WO2020262494A1 - Ｆｅ基アモルファス合金薄帯及びその製造方法、鉄心、並びに変圧器 - Google Patents

Ｆｅ基アモルファス合金薄帯及びその製造方法、鉄心、並びに変圧器 Download PDF

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based amorphous
laser irradiation
alloy strip
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板垣　肇
守文 黒木
佐々木　淳
晋 中島
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日立金属株式会社
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Definitions

  • the present disclosure relates to Fe-based amorphous alloy strips, their manufacturing methods, iron cores, and transformers.
  • Fe-based amorphous alloy strips are becoming more widespread, for example, as iron core materials for transformers.
  • a laser scribing method or the like is known in which a magnetic region is subdivided by melting and quenching and solidifying.
  • the surface of the amorphous alloy strip is locally and instantaneously melted by irradiating the pulse laser in the width direction of the amorphous alloy strip, and then quenching is performed.
  • a method of subdividing a magnetic region by forming a series of solidified and amorphized spots is disclosed.
  • Japanese Patent Application Laid-Open No. 61-258404 discloses that while the surface temperature of the thin band is 300 ° C. or higher, the laser beam is irradiated while sweeping in the width direction of the thin band.
  • the angle ⁇ formed in the longitudinal direction of the thin band at intervals of 2 to 100 mm and in the width direction of the thin band is 30 ° or less.
  • the ratio d / D of the average depth d in the plate thickness direction of each region to the thickness D of the thin band is set to 0.1 or more.
  • the ratio of these regions in the thin band is 8% by volume or less.
  • transformers have a wide variety of configurations, from small to large ones, and are used in all aspects of the living environment. And, due to the large amount of electricity used, it is one of the major causes of power loss, and there is always a demand to suppress the loss in the transformer. For this reason, countries around the world have established standards to control the loss. Typical examples are Japanese Industrial Standards JIS C 4304: 2013 and JIS C 4306: 2013, US DOE standard US Department of Energy 10 CFR Part 431.196, EU standard Communications Regulation (EU) No. There are 548/2014, Chinese national standard GB20052-2013, Indian standard IS 1180 (Part 1): 2018, etc., and all of them have stricter allowable loss or energy efficiency with each regular revision work. .. For this reason, high-efficiency transformers with less loss have become widespread in a form corresponding to these standards.
  • Transformers are composed of an iron core and windings as the main components, and generally, grain-oriented electrical steel sheets are often used as the iron core.
  • grain-oriented electrical steel sheets are often used as the iron core.
  • there is also an Fe-based amorphous alloy strip as a material having a lower loss than the grain-oriented electrical steel sheet, there is also an Fe-based amorphous alloy strip, and an iron core using this Fe-based amorphous alloy strip is also used.
  • Transformer losses can be broadly divided into no-load loss (iron loss) that occurs in the iron core and always occurs in a fixed amount regardless of the load current, and loss that occurs in the winding and is proportional to the square of the load current. There is a load loss (copper loss). Examinations to reduce the loss have been repeated, and although the loss has been improved, further reduction of the loss is required.
  • iron loss no-load loss
  • load loss copper loss
  • the joint structure on the inner peripheral side is an overlap joint
  • the joint structure on the outer peripheral side is a step wrap joint
  • the inner peripheral side is A wound iron core using an amorphous material in which the ratio of the iron cores of the arranged overlapping structures is 32 to 62% is adopted.
  • Japanese Patent Application Laid-Open No. 2008-71982 describes a transformer provided with an iron core obtained by forming an amorphous alloy thin film into a plurality of layers in an annular shape and a winding for excitation, and is formed on the surface of the amorphous alloy thin band forming the iron core.
  • An insulating thin film is formed, and by forming the insulating thin film on the surface of the amorphous alloy strip, it is possible to suppress an increase in eddy current loss and reduce a no-load loss of a transformer.
  • a three-phase five-legged core transformer has a structure in which an amorphous alloy strip and an electromagnetic steel plate are simultaneously used as the magnetic material of the wound core.
  • the winding iron core that is linked with only one outer winding is an electromagnetic steel plate
  • the central winding core that is linked with two windings is an amorphous alloy thin band. It is a structure to be. This eliminates the need for reinforcing materials that hold down the windings, and by making the structure compact, the man-hours and material costs for assembly work are reduced, and the no-load loss is reduced compared to when the magnetic material is only electromagnetic steel sheets. It is an object of the present invention to provide an alloy thin band wound steel core and a three-phase five-legged steel core transformer.
  • iron loss under the condition of magnetic flux density of 1.45 T is not iron loss under the condition of magnetic flux density of 1.3 T. May be required to reduce.
  • the conventional method of irradiating the laser beam is a method of forming a point-shaped irradiation mark because a pulse laser is used.
  • the method using a pulse laser has a problem in productivity and a problem in that the cost increases.
  • the surface morphology of the amorphous alloy strip may be significantly deformed by laser irradiation.
  • the space factor of the amorphous alloy thin band becomes low when the magnetic core is formed by winding or laminating the amorphous alloy thin band.
  • Such a large deformation of the surface morphology of the amorphous alloy strip is not a preferable morphology in terms of magnetic core characteristics.
  • the crystallization region is formed by locally heating the thin band, the desired characteristics cannot be obtained due to the crystallization.
  • the main loss of the transformer is the no-load loss generated in the iron core and the load loss generated in the winding.
  • an Fe-based amorphous alloy strip having a small iron loss.
  • Takagi, Yamamoto, Yamaji "Evaluation of amorphous transformers using pole transformer load pattern creation model" P885-892, Denki B, Vol. 128, No. 6, 2008,
  • LOT 2 Distribution and power transformers Tasks 1-7 2010 / ETE / R / 106, January 2011, the average equivalent load factor corresponding to the effective value of the load factor throughout the year is 15%. It is known that the degree is low, and a transformer using an Fe-based amorphous alloy strip with a small no-load loss is extremely effective from the viewpoint of energy saving and CO 2 emission reduction.
  • Fe-based amorphous alloy strips for the iron core of transformers include ordinary materials and high magnetic flux density materials as shown in Tables 1 and 2 of JIS C 2534: 2017 (corresponding IEC standard IEC60404-8-11). It is roughly divided into two types, and there are 16 types of each based on the maximum value of the iron loss and the minimum value of the space factor. It has the smallest iron loss, and the maximum value of iron loss at a frequency of 50 Hz and a magnetic flux density of 1.3 T is 0.08 W / kg, and the maximum value of iron loss at a frequency of 60 Hz and a magnetic flux density of 1.3 T is 0.11 W / kg. It is kg. However, in order to obtain a transformer with higher efficiency, it is necessary to use an Fe-based amorphous alloy strip having a smaller iron loss for the iron core.
  • one aspect of the present disclosure preferably provides an Fe-based amorphous alloy strip in which iron loss is reduced under the condition of a magnetic flux density of 1.45 T. Further, it is preferable to provide a production method in which the required characteristics can be obtained, an Fe-based amorphous alloy strip with less deformation can be obtained, and the productivity is high.
  • One aspect of the present disclosure is an Fe-based amorphous alloy strip having a first surface and a second surface.
  • the Fe-based amorphous alloy strip has a plurality of continuous linear laser irradiation marks on at least the first surface.
  • the linear laser irradiation marks are provided along the direction orthogonal to the casting direction of the Fe-based amorphous alloy strip.
  • the linear laser irradiation marks have irregularities on the surface, and when the irregularities are evaluated in the casting direction, the height difference HL between the highest point and the lowest point in the thickness direction of the Fe-based amorphous alloy strip and the first surface.
  • the height difference HL ⁇ width WA calculated from the width WA, which is the length of the linear laser irradiation mark in the casting direction, is 6.0 to 180 ⁇ m 2 .
  • the width WA may be 28 ⁇ m or more.
  • the height difference HL may be 0.20 ⁇ m or more.
  • the linear laser irradiation mark is a melt-coagulated portion that has been melt-solidified by laser irradiation on the first surface, and may reach from the first surface to the second surface.
  • the width ratio WB / WA between the width WA and the width WB, which is the length of the linear laser irradiation mark on the second surface in the casting direction, may be 0.57 or less.
  • Another aspect of the present disclosure is an Fe-based amorphous alloy strip having a first surface and a second surface.
  • the Fe-based amorphous alloy strip has a plurality of continuous linear laser irradiation marks on at least the first surface.
  • the linear laser irradiation marks are provided along the direction orthogonal to the casting direction of the Fe-based amorphous alloy strip.
  • the linear laser irradiation mark is a melt-solidified portion that is melt-solidified by irradiating the first surface with a laser, and reaches from the first surface to the second surface.
  • the width ratio WB / WA between the width WA, which is the length of the linear laser irradiation mark on the first surface in the casting direction, and the width WB, which is the length of the linear laser irradiation mark on the second surface in the casting direction, is 0.57. It is as follows.
  • the linear laser irradiation marks have irregularities on the surface, and when the irregularities are evaluated in the casting direction, the height difference between the highest point and the lowest point in the thickness direction of the Fe-based amorphous alloy strip.
  • the height difference HL ⁇ width WA calculated from the HL and the width WA may be 6.0 to 180 ⁇ m 2 .
  • the height difference HL may be 0.20 ⁇ m or more.
  • Another aspect of the present disclosure is an Fe-based amorphous alloy strip having a first surface and a second surface.
  • the Fe-based amorphous alloy strip has a plurality of continuous linear laser irradiation marks on at least the first surface.
  • the linear laser irradiation marks are provided along the direction orthogonal to the casting direction of the Fe-based amorphous alloy strip.
  • the width WA which is the length of the linear laser irradiation mark on the first surface in the casting direction, is 28.5 ⁇ m or more and 90 ⁇ m or less.
  • the line spacing may be 2 mm to 200 mm when the spacing between the linear laser irradiation marks adjacent to each other is defined as the line spacing among the plurality of linear laser irradiation marks.
  • the portion provided with the linear laser irradiation mark may be amorphous.
  • the ratio of the length of the linear laser irradiation mark to the total length of the Fe-based amorphous alloy strip in the width direction is the Fe group. It may be in the range of 10% to 50% in the direction from the center of the amorphous alloy strip in the width direction to both ends in the width direction.
  • One aspect of the present disclosure may have a free solidifying surface and a roll surface as the first surface and the second surface.
  • the maximum cross-sectional height Rt of the portion of the free solidified surface other than the linear laser irradiation mark may be 3.0 ⁇ m or less.
  • the thickness may be 18 ⁇ m to 35 ⁇ m.
  • the alloy composition of the Fe-based amorphous alloy strip is composed of Fe, Si, B, and impurities, and when the total content of Fe, Si, and B is 100 atomic%, Fe The content may be 78 atomic% or more, the B content may be 10 atomic% or more, and the total content of B and Si may be 17 atomic% to 22 atomic%.
  • the iron loss may be 0.150 W / kg or less under the conditions of a frequency of 60 Hz and a magnetic flux density of 1.45 T.
  • the iron loss may be 8.6 W / kg or less and the exciting power VA may be 8.7 VA / kg or less under the conditions of a frequency of 1 kHz and a magnetic flux density of 1 T.
  • the coercive force Hc of the DC BH curve measured at a maximum applied magnetic field of 800 A / m may be 5.0 A / m or less.
  • the square ratio [residual magnetic flux density Br / maximum magnetic flux density Bm] of the DC BH curve measured at a maximum applied magnetic field of 800 A / m may be 40% or less.
  • Another aspect of the present disclosure is to irradiate at least the first surface of the Fe-based amorphous alloy strip having the first surface and the second surface with a laser using a CW (continuous wave) oscillation method to obtain a plurality of surfaces.
  • This is a method for producing an Fe-based amorphous alloy strip to obtain an Fe-based amorphous alloy strip having linear laser irradiation marks.
  • the laser density of the laser using the CW (continuous wave) oscillation method is 5 J / m or more and 35 J / m or less.
  • the linear laser irradiation marks are provided along the direction orthogonal to the casting direction of the Fe-based amorphous alloy strip.
  • the linear laser irradiation marks have irregularities on the surface, and when the irregularities are evaluated in the casting direction, the height difference between the highest point and the lowest point in the thickness direction of the Fe-based amorphous alloy strip.
  • the height difference HL ⁇ width WA calculated from the HL and the width WA, which is the length of the linear laser irradiation mark on the first surface in the casting direction, may be 6.0 to 180 ⁇ m 2 .
  • the linear laser irradiation marks may reach from the first surface to the second surface.
  • the width ratio WB / WA between the width WA, which is the length of the linear laser irradiation mark on the first surface in the casting direction, and the width WB, which is the length of the linear laser irradiation mark on the second surface in the casting direction, is 0.57. It may be as follows.
  • the width WA which is the length of the linear laser irradiation mark on the first surface in the casting direction, may be 28 ⁇ m or more.
  • the linear laser irradiation marks have irregularities on the surface, and when the irregularities are evaluated in the casting direction, the height difference between the highest point and the lowest point in the thickness direction of the Fe-based amorphous alloy strip.
  • the HL may be 0.20 to 2.0 ⁇ m.
  • the portion provided with the linear laser irradiation mark may be amorphous.
  • the line spacing may be 2 mm to 200 mm when the spacing between the linear laser irradiation marks adjacent to each other is defined as the line spacing among the plurality of linear laser irradiation marks.
  • Another aspect of the present disclosure is an iron core formed by laminating a plurality of the Fe-based amorphous alloy strips or winding at least one Fe-based amorphous alloy strip.
  • One aspect of the present disclosure may be configured by bending a plurality of laminated Fe-based amorphous alloy strips and winding them in an overlapping manner.
  • the iron loss may be 0.240 W / kg or less under the conditions of a frequency of 60 Hz and a magnetic flux density of 1.45 T.
  • Another aspect of the present disclosure is a transformer including an iron core using the Fe-based amorphous alloy strip and a coil wound around the iron core.
  • the iron core is formed by bending and overlapping a plurality of laminated Fe-based amorphous alloy strips, and has an iron loss of 0.240 W under the conditions of a frequency of 60 Hz and a magnetic flux density of 1.45 T. It may be less than / kg.
  • One aspect of the present disclosure is a single-phase transformer, in which the no-load loss per weight of the iron core at 50 Hz is 0.15 W / kg or less, or the no-load loss per weight of the iron core at 60 Hz is 0.19 W / kg or less. It may be.
  • One aspect of the present disclosure is a three-phase transformer, in which the no-load loss per weight of the iron core at 50 Hz is 0.19 W / kg or less, or the no-load loss per weight of the iron core at 60 Hz is 0.24 W / kg or less. It may be.
  • the rated capacity may be 10 kVA or more.
  • a Fe-based amorphous alloy strip having low iron loss is provided. Further, according to one aspect of the present disclosure, there is provided an Fe-based amorphous alloy strip having the required characteristics, a small degree of deformation due to laser irradiation, and high productivity, and a method for producing the same.
  • FIG. 5 is a schematic plan view schematically showing a free solidification surface of a laser-processed Fe-based amorphous alloy strip piece (thin strip 10). It is a micrograph of a linear laser irradiation mark. It is the schematic of the uneven state of the surface of the linear laser irradiation mark. It is a figure which shows the relationship between the height difference HL ⁇ width WA and iron loss CL (60Hz, 1.45T). It is a figure which shows the relationship between the width WA and iron loss CL (60Hz, 1.45T). It is a figure which shows the relationship between the height difference HL ⁇ width WA, and the exciting power VA (60Hz, 1.45T).
  • FIG. 17A shows No. 1 of Example 1.
  • 13 is a photomicrograph of the linear laser irradiation mark
  • FIG. 17B shows No. 13 of Example 1.
  • FIG. 17 is a photomicrograph of the linear laser irradiation mark, and FIG. 17C shows No. 17 of Example 1.
  • 20 are micrographs of linear laser irradiation marks, and FIG. 17D shows No. 1 of Example 1. It is a micrograph of 24 linear laser irradiation marks.
  • FIG. 18A shows No. 1 of Example 1.
  • FIG. 18B is No. 1 of Example 1.
  • FIG. 18C shows No. 1 of Example 1.
  • FIG. 18D is No. 1 of Example 1.
  • the numerical range represented by using “-" means a range including the numerical values before and after "-" as the lower limit value and the upper limit value.
  • the upper limit value or the lower limit value described in one numerical range may be replaced with the upper limit value or the lower limit value of another numerical range described stepwise. ..
  • the upper limit value or the lower limit value of the numerical range may be replaced with the value shown in the examples.
  • process is included in this term not only as an independent process but also as long as the intended purpose of the process is achieved even if it cannot be clearly distinguished from other processes. ..
  • the Fe-based amorphous alloy strip refers to a strip made of Fe-based amorphous alloy.
  • the Fe-based amorphous alloy refers to an amorphous alloy containing Fe (iron) as a main component.
  • the principal component refers to the component having the highest content ratio (mass%).
  • the Fe-based amorphous alloy strip of the present disclosure introduces strain into the alloy strip by laser irradiation, subdivides the magnetic domain, and improves the magnetic characteristics.
  • the Fe-based amorphous alloy strip is irradiated with a laser using a CW (continuous wave) oscillation method to form linear laser irradiation marks.
  • This linear laser irradiation mark is a melt-solidified portion that is melted and solidified by laser irradiation, and is formed into a continuous linear shape by being irradiated with a CW (continuous wave) oscillation type laser.
  • the present disclosure aims to improve the magnetic characteristics by performing this laser irradiation, but if the energy due to the laser irradiation is too strong or too weak, the desired magnetic characteristics cannot be obtained. Therefore, in the present disclosure, an appropriate linear laser irradiation mark is formed by appropriate laser irradiation, and a form of the appropriate linear laser irradiation mark is provided.
  • the Fe-based amorphous alloy strip of the first embodiment of the present disclosure has a first surface and a second surface.
  • the Fe-based amorphous alloy strip has a plurality of continuous linear laser irradiation marks on at least the first surface.
  • the linear laser irradiation marks are provided along the direction orthogonal to the casting direction of the Fe-based amorphous alloy strip.
  • the linear laser irradiation marks have irregularities on the surface, and when the irregularities are evaluated in the casting direction, the height difference HL between the highest point and the lowest point in the thickness direction of the Fe-based amorphous alloy strip and the first surface.
  • the height difference HL ⁇ width WA calculated from the width WA, which is the length of the linear laser irradiation mark in the casting direction, is 6.0 to 180 ⁇ m 2 .
  • the desired magnetic characteristics can be obtained.
  • an Fe-based amorphous alloy strip having an iron loss of 0.150 W / kg or less under the conditions of a frequency of 60 Hz and a magnetic flux density of 1.45 T can be obtained.
  • the height difference HL ⁇ width WA is preferably 178 um 2 or less, further 175 .mu.m 2 or less. Further, the height difference HL ⁇ width WA is preferably 6.4 .mu.m 2 or more, further preferably 10 [mu] m 2 or more.
  • the width WA is preferably 28 ⁇ m or more. Further, the width WA is preferably 28.5 ⁇ m or more, more preferably 29 ⁇ m or more, and further preferably 30 ⁇ m or more.
  • the height difference HL is 0.20 ⁇ m or more. Further, the height difference HL is preferably 0.21 ⁇ m or more, more preferably 0.24 ⁇ m or more, further preferably 0.25 ⁇ m or more, still more preferably 0.30 ⁇ m or more.
  • the height difference HL is preferably 2.0 ⁇ m or less. It is more preferably less than 2.0 ⁇ m, further preferably 1.9 ⁇ m or less, still more preferably 1.8 ⁇ m or less, still more preferably 1.7 ⁇ m or less.
  • the width ratio WB / WA of the width WA and the width WB of the linear laser irradiation mark on the back surface B of the surface A irradiated with the laser is 0.57 or less (including 0). Is preferable. Further, the width ratio WB / WA is preferably 0.55 or less, more preferably 0.54 or less, further preferably 0.52 or less, and further preferably 0.50 or less. This width ratio WB / WA may be 0. When the width ratio WB / WA is 0, it means that no linear laser irradiation mark is observed on the back surface B of the laser-irradiated surface A.
  • the Fe-based amorphous alloy strip of the second embodiment of the present disclosure has a first surface and a second surface.
  • the Fe-based amorphous alloy strip has a plurality of continuous linear laser irradiation marks on at least the first surface.
  • the linear laser irradiation marks are provided along the direction orthogonal to the casting direction of the Fe-based amorphous alloy strip.
  • the linear laser irradiation mark is a melt-solidified portion that is melt-solidified by irradiating the first surface with a laser, and reaches from the first surface to the second surface.
  • the width ratio WB / WA between the width WA, which is the length of the linear laser irradiation mark on the first surface in the casting direction, and the width WB, which is the length of the linear laser irradiation mark on the second surface in the casting direction, is 0.57. It is as follows.
  • the width ratio WB / WA between the width WA and the width WB is 0.57 or less (including 0)
  • the desired magnetic characteristics can be obtained.
  • an Fe-based amorphous alloy strip having an iron loss of 0.150 W / kg or less under the conditions of a frequency of 60 Hz and a magnetic flux density of 1.45 T can be obtained.
  • the Fe-based amorphous alloy strip of the third embodiment of the present disclosure has a first surface and a second surface.
  • the Fe-based amorphous alloy strip has a plurality of continuous linear laser irradiation marks on at least the first surface.
  • the linear laser irradiation marks are provided along the direction orthogonal to the casting direction of the Fe-based amorphous alloy strip.
  • the width WA which is the length of the linear laser irradiation mark on the first surface in the casting direction, is 28.5 ⁇ m or more and 90 ⁇ m or less.
  • the width WA described above is 28.5 ⁇ m or more and 90 ⁇ m or less, the desired magnetic characteristics can be obtained.
  • an Fe-based amorphous alloy strip having an iron loss of 0.150 W / kg or less under the conditions of a frequency of 60 Hz and a magnetic flux density of 1.45 T can be obtained.
  • the width ratio WB of the width WA of the linear laser irradiation mark on the laser-irradiated surface A of the Fe-based amorphous alloy thin band and the width WB of the linear laser irradiation mark on the back surface B of the laser-irradiated surface A It was found that when / WA is 0.57 or less (including 0), a state in which stress wrinkles are not formed on the edge of the linear laser irradiation mark on the back surface B can be obtained.
  • the energy of the laser to be irradiated is set to an appropriate value.
  • the energy of the laser to be irradiated is appropriately set in consideration of the scanning speed of the laser and the thickness of the alloy strip.
  • the laser density is preferably 5 J / m or more and 35 J / m or less.
  • linear laser irradiation marks are formed by irradiating a laser using a CW (continuous wave) oscillation method.
  • the linear laser irradiation marks are melt-solidified by the laser irradiation, and the apparent state (color, shape) is changed as compared with the portion not irradiated with the laser. That is, the portion where the apparent state is changed is the linear laser irradiation mark (molten solidification portion).
  • the width of the portion where the apparent state is changing (the length in the direction orthogonal to the continuous linear extending direction) is defined as the width of the linear laser irradiation mark (molten solidification portion).
  • the linear laser irradiation marks formed by irradiating a laser using this CW (continuous wave) oscillation method are different from a collection of point-shaped laser irradiation marks using a pulse laser.
  • productivity can be easily increased by increasing the output of the oscillator simply by oscillating the laser continuously.
  • an Fe-based amorphous alloy strip having desired characteristics can be obtained without increasing the cost.
  • an Fe-based amorphous alloy strip with reduced iron loss under conditions of a frequency of 60 Hz and a magnetic flux density of 1.45 T can be obtained.
  • the linear laser irradiation marks are formed by irradiating a laser using a CW (continuous wave) oscillation method, and are formed in a continuous linear shape, but are partially formed. It doesn't matter if it is interrupted. It may be continuous at least 5 mm or more.
  • the point-shaped laser irradiation mark by the pulse laser and the linear laser irradiation mark using the CW (continuous wave) oscillation method can be distinguished by observing the laser irradiation mark.
  • iron loss CL is reduced under the conditions of a frequency of 60 Hz and a magnetic flux density of 1.45 T. Further, an Fe-based amorphous alloy strip having a reduced coercive force Hc (60 Hz, 1.45 T) can be obtained.
  • the iron loss CL (1 kHz, 1 T) under the conditions of a frequency of 1 kHz and a magnetic flux density of 1 T is reduced.
  • the exciting power VA (1 kHz, 1 T) under the conditions of a frequency of 1 kHz and a magnetic flux density of 1 T can also be reduced.
  • the Fe-based amorphous alloy strip of the present disclosure becomes useful for high-frequency applications.
  • the Fe-based amorphous alloy strip of the present disclosure is a Fe-based amorphous alloy strip having a free-solidifying surface and a roll surface.
  • the Fe-based amorphous alloy strip having a free-solidifying surface and a roll surface is a strip manufactured (cast) by the single roll method.
  • the surface that is rapidly cooled and solidified in contact with the cooling roll during casting is the roll surface, and the surface opposite to the roll surface (that is, the surface that is exposed to the atmosphere during casting) is the free solidification surface.
  • the Fe-based amorphous alloy strip of the present disclosure may be a strip that has not been cut after casting (for example, a roll body wound into a roll after casting), or is desired after casting. It may be a thin strip cut out to a size.
  • FIG. 1 A schematic diagram of the Fe-based amorphous alloy strip of the present embodiment is shown in FIG.
  • a plurality of linear laser irradiation marks 12 are formed on the free solidification surface (or roll surface) of the Fe-based amorphous alloy strip 10.
  • the left-right direction corresponds to the casting direction
  • the vertical direction corresponds to the width direction of the thin band.
  • the linear laser irradiation mark 12 is provided along the direction toward the width direction orthogonal to the casting direction of the thin band.
  • L1 indicates the length of the thin band
  • W1 indicates the width of the thin band
  • LP1 indicates the line spacing of the linear laser irradiation marks.
  • the continuous linear laser irradiation mark is linear. Since it is formed by scanning the laser irradiation using the CW oscillation method, a substantially linear linear laser irradiation mark is formed, although some fluctuation occurs.
  • melt-solidified portion of the present disclosure is preferably amorphous. If the melt-solidified portion crystallizes, the magnetic properties deteriorate.
  • the linear laser irradiation marks are provided along the width direction orthogonal to the casting direction of the Fe-based amorphous alloy strip. Further, the linear laser irradiation mark is preferably formed in the width direction of the thin band so as to include the "central portion in the width direction" described later.
  • the "casting direction” is a direction corresponding to the circumferential direction of the cooling roll when casting the Fe-based amorphous alloy strip, in other words, the Fe-based amorphous alloy strip after casting and before being cut. It is the direction corresponding to the longitudinal direction of. Then, the direction orthogonal to the longitudinal direction is the width direction of the thin band.
  • the "casting direction" is by observing the free solidification surface and / or the roll surface of the thin strip piece. For example, thin streaks along the casting direction are observed on the free solidification surface and / or the roll surface of the thin strip piece. Further, the direction orthogonal to the casting direction is the width direction.
  • the interval is a line interval
  • the line interval is preferably 2 mm to 200 mm. This line spacing is the line spacing on the laser-irradiated surface A.
  • the width direction is a direction orthogonal to the casting direction of the Fe-based amorphous alloy strip.
  • the line spacing is the linear laser irradiation on both sides when the thin band is viewed transparently.
  • the scar is measured.
  • linear laser irradiation marks are formed by alternately irradiating both sides with laser in the casting direction of the thin band, "linear laser irradiation marks adjacent to each other" are irradiated on one surface. The linear laser irradiation mark and the linear laser irradiation mark that is irradiated on the other surface and is adjacent to the casting direction are targeted.
  • the line spacing is more preferably 3.5 mm or more, further preferably 5 mm or more, still more preferably 10 mm or more. Further, it is more preferably 100 mm or less, further preferably 80 mm or less, still more preferably 60 mm or less. Further, it can be narrowed to 50 mm or less, 40 mm or less, and 30 mm or less.
  • the directions of the plurality of linear laser irradiation marks are preferably substantially parallel, but are not limited to substantially parallel.
  • the directions of the plurality of linear laser irradiation marks may or may not be parallel.
  • the "center portion in the width direction" of the Fe-based amorphous alloy strip can be a portion having a certain width from the center in the width direction toward both ends in the width direction.
  • the above "some width” is 1/5 of the entire width (1/5 from the center to one end, and the length of the central portion in the width direction is the width.
  • the range of the region that is 1/5) of the entire direction can be set as the central portion. Therefore, in the range from the center in the width direction to both ends in the width direction to 1/5 from the center to the edge, that is, in the range where the length of the central portion in the width direction is 1/5 of the entire width.
  • the line spacing is preferably in the range of 2 mm to 200 mm.
  • the line spacing is in the range of 2 mm to 200 mm in the range of the region where the length of the central portion in the width direction is 1/4 of the entire width. More preferably, the line spacing is in the range of 2 mm to 200 mm in the range of the region where the length of the central portion in the width direction is 1/2 of the entire width.
  • the directions of the plurality of linear laser irradiation marks may have a non-parallel arrangement relationship with respect to the width direction orthogonal to the casting direction of the Fe-based amorphous alloy strip. ..
  • the angle formed by each direction of the plurality of linear laser irradiation marks and the width direction of the Fe-based amorphous alloy strip may be more than 10 ° and intersect with an acute angle or an obtuse angle with respect to the casting direction. ..
  • each direction of the plurality of linear laser irradiation marks is substantially parallel to the direction orthogonal to the casting direction and the thickness direction of the Fe-based amorphous alloy strip.
  • the direction in which each of the plurality of linear laser irradiation marks is substantially parallel to the direction orthogonal to the casting direction and the thickness direction of the Fe-based amorphous alloy strip is the direction of each of the plurality of linear laser irradiation marks. This means that the angle between the casting direction and the thickness direction of the Fe-based amorphous alloy strip is 10 ° or less.
  • the plurality of linear laser irradiation marks are not limited to being substantially parallel.
  • each direction of the plurality of linear laser irradiation marks is substantially parallel to the width direction of the Fe-based amorphous alloy strip.
  • the plurality of linear laser irradiation marks are not limited to being substantially parallel.
  • the direction of the linear laser irradiation mark does not have to be parallel to the direction orthogonal to the casting direction of the Fe-based amorphous alloy thin band, and the direction of the linear laser irradiation mark and the casting of the Fe-based amorphous alloy thin band
  • the angle formed by the direction may have an inclination angle of more than 10 °. In this way, even if the inclination angle exceeds 10 °, it is interpreted that the linear laser irradiation marks are provided along the direction orthogonal to the casting direction of the Fe-based amorphous alloy strip.
  • the inclination angle is preferably less than 45 °, more preferably 40 ° or less, further preferably 30 ° or less, and further preferably 20 ° or less. Most preferably, it is 10 ° or less.
  • the Fe-based amorphous alloy strip of the present disclosure may have one linear laser irradiation mark in the width direction of the strip, or may have two or more in the width direction of the strip. In the case where there are a plurality of linear laser irradiation marks in the width direction and the plurality of linear laser irradiation marks are lined up in a straight line, it can be treated as one linear laser irradiation mark.
  • the Fe-based amorphous alloy strip of the present disclosure is formed by forming a row of a plurality of linear laser irradiation marks provided in the casting direction of the Fe-based amorphous alloy strip in the width direction orthogonal to the casting direction. It may be 1) a mode having one row (hereinafter referred to as a single group), or (2) a mode having a plurality of rows (hereinafter referred to as a plurality of groups).
  • a row of a plurality of linear laser irradiation marks provided in the casting direction of the Fe-based amorphous alloy strip is also referred to as a "group of irradiation marks".
  • a plurality of groups of irradiation marks exist in the width direction of the thin band, and the positions of the linear laser irradiation marks do not have to be on the same line in the width direction among the plurality of groups, and are linear.
  • Each of the laser irradiation marks may have a positional relationship shifted in the casting direction. For example, when there are two groups of irradiation marks in the width direction of the thin band, a plurality of linear laser irradiation marks arranged in one group and a plurality of linear laser irradiation marks arranged in the other group are cast. The positional relationship may be such that they are alternately present with each other with a certain distance shifted in the direction.
  • the line interval in the present disclosure is a value obtained as follows.
  • the line spacings are adjacent to each other in the casting direction.
  • the interval between the two matching linear laser irradiation marks can be arbitrarily selected and measured at five locations, and can be used as the average value of the measured values.
  • the plurality of linear laser irradiation marks forming the single group are preferably present at regular intervals, but may be present at arbitrary intervals.
  • the line spacing is a plurality.
  • the value (average value) obtained in the same manner as in the above method for each "group of irradiation marks" in the group can be further averaged.
  • the plurality of linear laser irradiation marks constituting each "group of irradiation marks" are preferably present at regular intervals, but may be present at arbitrary intervals. If one of the plurality of groups does not reach the central portion in the width direction, the linear laser irradiation mark may be temporarily extended to the central portion in the width direction to obtain the interval in the central portion in the width direction. it can.
  • the ratio of the length of the linear laser irradiation mark in the width direction to the total length of the Fe-based amorphous alloy strip in the width direction is 10% to 50% in the direction from the center in the width direction to both ends in the width direction, respectively. It is preferably%. In addition, "%" here is 100% of the entire length in the width direction of the Fe-based amorphous alloy strip.
  • the direction of the linear laser irradiation mark When the direction of the linear laser irradiation mark has an inclination with respect to the width direction, it is not the length of the inclined linear laser irradiation mark itself, but is thin in the portion where the linear laser irradiation mark is formed.
  • the value converted to the length in the width direction of the band is defined as the length in the width direction of the linear laser irradiation mark.
  • the linear laser irradiation mark starts from the center of the Fe-based amorphous alloy strip in the width direction and reaches one end and the other end in the width direction.
  • the entire length of the linear laser irradiation mark of the Fe-based amorphous alloy thin band in the width direction is Fe-based amorphous.
  • the full width of the alloy thin band corresponds to the full width of the alloy thin band.
  • the ratio of the length in the width direction is 10%, which means that the linear laser irradiation marks start from the center of the Fe-based amorphous alloy strip in the width direction and are 10% each in the direction toward both ends in the width direction.
  • Having a length that is, having a linear laser irradiation mark having a length of 20% of the length in the width direction of the Fe-based amorphous alloy strip in the central region of the Fe-based amorphous alloy strip. To say that you are.
  • the linear laser irradiation marks are formed at both ends of the Fe-based amorphous alloy strip in the width direction, leaving a margin of 40% with respect to the total length in the width direction.
  • the ratio of the length of the linear laser irradiation mark of the Fe-based amorphous alloy thin band to the entire length of the thin band in the width direction in the width direction is from the center in the width direction to both ends in the width direction. More preferably, it is 25% or more in each direction.
  • the linear laser irradiation marks are formed at least in the six regions in the center of the width direction, excluding the two regions at both ends from the eight regions obtained by dividing the width direction of the Fe-based amorphous alloy strip into eight equal parts. Is preferable.
  • the linear laser irradiation marks of the present disclosure have the above-mentioned characteristics. For example, when a large number of linear laser irradiation marks are formed in the Fe-based amorphous alloy strip, all the lines thereof. The effect of the present disclosure can be obtained even if the laser irradiation mark does not have the above-described configuration of the present disclosure. Of all the linear laser irradiation marks, it is preferable that 60% or more of the linear laser irradiation marks have the above-described configuration of the present disclosure. Further, it is preferable that 70% or more of the linear laser irradiation marks have the above-described configuration of the present disclosure.
  • linear laser irradiation marks it is preferable that 80% or more of the linear laser irradiation marks have the above-described configuration of the present disclosure. Further, it is preferable that 90% or more of the linear laser irradiation marks have the above-described configuration of the present disclosure. Further, it is preferable that all the linear laser irradiation marks have the above-described configuration of the present disclosure.
  • the wavy unevenness may cause an increase in the exciting power measured under the conditions of a frequency of 60 Hz and a magnetic flux density of 1.45 T.
  • the wavy unevenness is reduced as much as possible.
  • the maximum cross-sectional height Rt in the portion other than the plurality of linear laser irradiation marks on the free solidification surface is preferably 3.0 ⁇ m or less.
  • the maximum cross-sectional height Rt of 3.0 ⁇ m or less means that the free solidified surface has no wavy irregularities or the wavy irregularities are reduced.
  • the maximum cross-sectional height Rt in the portion other than the plurality of linear laser irradiation marks on the free solidification surface is set to JIS B 0601: 2001 for the portion other than the plurality of linear laser irradiation marks on the free solidification surface.
  • the evaluation length is 4.0 mm
  • the cutoff value is 0.8 mm
  • the cutoff type is 2RC (phase compensation) for measurement (evaluation).
  • the direction of the evaluation length is the casting direction of the Fe-based amorphous alloy strip.
  • the above measurement in which the evaluation length is 4.0 mm is specifically performed by continuously measuring 5 times with a cutoff value of 0.8 mm.
  • the maximum cross-sectional height Rt in the portion other than the plurality of linear laser irradiation marks on the free solidification surface is more preferably 2.5 ⁇ m or less.
  • the lower limit of the maximum cross-sectional height Rt is not particularly limited, but from the viewpoint of manufacturing suitability of the Fe-based amorphous alloy strip, the lower limit of the maximum cross-sectional height Rt is preferably 0.8 ⁇ m, more preferably 0.8 ⁇ m. It is 1.0 ⁇ m.
  • the chemical composition of the Fe-based amorphous alloy strip of the present disclosure is not particularly limited, and may be any chemical composition of the Fe-based amorphous alloy (that is, a chemical composition containing Fe (iron) as a main component).
  • the chemical composition of the Fe-based amorphous alloy strip of the present disclosure is preferably the following chemical composition A.
  • the chemical composition A which is a preferable chemical composition, is composed of Fe, Si, B, and impurities, and when the total content of Fe, Si, and B is 100 atomic%, the Fe content is 78 atomic% or more. It is a chemical composition in which the content of B is 10 atomic% or more and the total content of B and Si is 17 atomic% to 22 atomic%.
  • the Fe content is 78 atomic% or more.
  • Fe (iron) is one of the transition metals having the largest magnetic moment even if it has an amorphous structure, and it plays a role in magnetism in Fe—Si—B-based amorphous alloys.
  • the saturation magnetic flux density (Bs) of the Fe-based amorphous alloy strip can be increased (for example, Bs of about 1.6T can be realized). Further, it becomes easy to achieve a preferable magnetic flux density B0.1 (1.52T or more).
  • the Fe content is preferably 80 atomic% or more, more preferably 80.5 atomic% or more, and further preferably 81.0 atomic% or more. Further, it is preferably 82.5 atomic% or less, and more preferably 82.0 atomic% or less.
  • the content of B is 10 atomic% or more.
  • B (boron) is an element that contributes to amorphous formation.
  • the content of B is 10 atomic% or more, the amorphous forming ability is further improved.
  • the magnetic domain is likely to be oriented in the casting direction, and the magnetic flux density (B0.1) is likely to be improved by widening the magnetic domain width.
  • the content of B is preferably 11 atomic% or more, and more preferably 12 atomic% or more.
  • the upper limit of the content of B depends on the total content of B and Si described later, but is preferably 16 atomic%.
  • the total content of B and Si is 17 atomic% to 22 atomic%.
  • Si is an element that segregates on the surface in the molten metal state and has the effect of preventing oxidation of the molten metal. Further, Si acts as an auxiliary agent for forming an amorphous substance, has an effect of raising the glass transition temperature, and is also an element for forming a more thermally stable amorphous phase.
  • the total content of B and Si is 22 atomic% or less, a large amount of Fe, which is a bearer of magnetism, can be secured, so that the saturation magnetic flux density Bs is improved and the magnetic flux density B0.1 is improved. Is advantageous.
  • the total content of B and Si is 20 atomic% or less, which can be appropriately determined in relation to the content of Fe.
  • the Si content is preferably 2.0 atomic% or more, more preferably 2.4 atomic% or more, and further preferably 3.5 atomic% or more.
  • the upper limit of the Si content depends on the total content of B and Si, but is preferably 6.0 atomic%.
  • a more preferable chemical composition of the Fe-based amorphous alloy strip is composed of Fe, Si, B, and impurities, and Fe, Si,
  • the total content of and B is 100 atomic% or more
  • the content of Fe is 80 atomic% or more
  • the content of B is 12 atomic% or more
  • the total content of B and Si is 17 atomic% or more. ⁇ 20 atomic%.
  • Chemical composition A contains impurities.
  • the impurities contained in the chemical composition A may be only one type or two or more types.
  • impurities include all elements other than Fe, Si, and B. Specifically, for example, C, Ni, Co, Mn, O, S, P, Al, Ge, Ga, Be, Ti, Examples thereof include Zr, Hf, V, Nb, Ta, Cr, Mo, and rare earth elements.
  • These elements can be contained in a range of 1.5% by mass or less in total with respect to the total mass of Fe, Si, and B.
  • the upper limit of the total content of these elements is preferably 1.0% by mass or less, more preferably 0.8% by mass or less, still more preferably 0.75% by mass or less. In this range, these elements may be added.
  • the thickness of the Fe-based amorphous alloy strip of the present disclosure is not particularly limited, but the thickness is preferably 18 ⁇ m to 35 ⁇ m.
  • a thickness of 18 ⁇ m or more is advantageous in terms of suppressing waviness of the Fe-based amorphous alloy strip and improving the space factor. More preferably, the thickness is 20 ⁇ m or more.
  • a thickness of 35 ⁇ m or less is advantageous in terms of suppressing embrittlement of the Fe-based amorphous alloy strip and magnetic saturation. More preferably, the thickness is 30 ⁇ m or less.
  • the iron loss CL under the conditions of a frequency of 60 Hz and a magnetic flux density of 1.45 T is reduced by subdividing the magnetic domain by forming linear laser irradiation marks.
  • the iron loss CL under the conditions of a frequency of 60 Hz and a magnetic flux density of 1.45 T is preferably 0.150 W / kg or less, more preferably 0.140 W / kg or less, and further preferably 0.130 W / kg or less. ..
  • the lower limit of the iron loss CL under the conditions of a frequency of 60 Hz and a magnetic flux density of 1.45 T is not particularly limited, but from the viewpoint of manufacturing suitability of the Fe-based amorphous alloy strip, the lower limit of the iron loss CL is preferably 0.050 W /. It is kg.
  • iron loss CL under the conditions of a frequency of 1 kHz and a magnetic flux density of 1 T is also reduced.
  • the iron loss CL under the conditions of a frequency of 1 kHz and a magnetic flux density of 1 T is preferably 8.6 W / kg or less. It is more preferably 8.0 W / kg or less, and even more preferably 7.0 W / kg or less.
  • iron loss CL under the conditions of a frequency of 50 Hz and a magnetic flux density of 1.45 T is also reduced.
  • the iron loss CL is preferably 0.120 W / kg or less under the conditions of a frequency of 50 Hz and a magnetic flux density of 1.45 T.
  • the iron loss CL in the Fe-based amorphous alloy strip is measured according to JIS 7152 (1996 version).
  • ⁇ Excitation power VA> As described above, in the Fe-based amorphous alloy strip of the present disclosure, an increase in the exciting power VA under the conditions of a frequency of 60 Hz and a magnetic flux density of 1.45 T is suppressed. As the height difference of the linear laser irradiation marks increases, the exciting power VA also tends to increase. For example, by setting the height difference to 2.5 ⁇ m or less, it is possible to suppress a significant increase in the exciting power VA.
  • the exciting power VA under the conditions of a frequency of 1 kHz and a magnetic flux density of 1 T is reduced.
  • the exciting power VA under the conditions of a frequency of 1 kHz and a magnetic flux density of 1 T is preferably 8.7 VA / kg or less. It is more preferably 8.0 VA / kg or less, and even more preferably 7.5 VA / kg or less.
  • the Bs of the Fe-based amorphous alloy strip having the chemical composition (Fe 82 Si 4 B 14 ) of the examples described later is 1.63 T. Bs is almost uniquely determined by the chemical composition.
  • the Fe-based amorphous alloy strip of the present disclosure can be used at a Bmax of 1.43T or more (preferably 1.45T to 1.50T). The Bmax / Bs ratio when the Bmax is 1.43T is 0.88, and the Bmax / Bs ratio when the Bmax is 1.50T is 0.92.
  • the Fe-based amorphous alloy strip of the present disclosure has an operating magnetic flux density Bmax satisfying that the Bmax / Bs ratio is 0.88 to 0.94 (preferably 0.89 to 0.92). It is particularly suitable for applications used in
  • the Fe-based amorphous alloy strip of the present disclosure is used at an operating magnetic flux density Bmax satisfying that the Bmax / Bs ratio is 0.88 to 0.94 (preferably 0.89 to 0.92). However, iron loss and an increase in exciting power can be suppressed.
  • the above-mentioned characteristics are values obtained by performing a heat treatment in which a magnetic field is applied to the Fe-based amorphous alloy strip in the longitudinal direction of the strip.
  • the heat treatment of the Fe-based amorphous alloy thin band in a magnetic field is performed for the purpose of relaxing the internal stress and facilitating the magnetization in the longitudinal direction of the thin band, and is appropriately performed in order to obtain desired characteristics.
  • the heat treatment can be carried out by holding the heat at about 300 ° C. to 400 ° C. for a certain period of time.
  • the holding time is preferably 24 hours or less, more preferably 4 hours or less.
  • the magnetic field during the heat treatment is preferably 400 A / m or more, more preferably 800 A / m or more. Further, it can be carried out in the atmosphere, in an inert gas such as argon gas, nitrogen gas or helium, or in a vacuum. It is also possible to heat-treat the iron core after it is formed.
  • the Fe-based amorphous alloy strip of the present disclosure has excellent characteristics in a state after forming linear laser irradiation marks and before performing heat treatment.
  • the coercive force Hc of the DC BH curve measured at a maximum applied magnetic field of 800 A / m is preferably 5.0 A / m or less.
  • the coercive force Hc is preferably 4.9 A / m or less, and more preferably 4.8 A / m or less.
  • the square ratio [residual magnetic flux density Br / maximum magnetic flux density Bm] at that time is preferably 40% or less.
  • the holding time during the heat treatment can be shortened, and embrittlement after the heat treatment is unlikely to occur. This improves the handleability when manufacturing the transformer core.
  • large iron cores and laminated iron cores for electronic components may be used without heat treatment due to the problem of embrittlement. In that case, it is advantageous that the characteristics are excellent in the state before the heat treatment.
  • the Fe-based amorphous alloy strip of the present disclosure described above can be preferably produced by the following production method.
  • the manufacturing method of the embodiment is A plurality of lasers using a CW (continuous wave) oscillation method are applied to at least one of the free-solidified surface and the roll surface of the material thin band which is made of an Fe-based amorphous alloy and has a free-solidified surface and a roll surface.
  • This is a method for producing an Fe-based amorphous alloy strip to obtain an Fe-based amorphous alloy strip having linear laser irradiation marks.
  • the laser density of the laser using the CW (continuous wave) oscillation method is 5 J / m or more and 35 J / m or less.
  • the linear laser irradiation mark is a continuous linear method, and is a method for producing an Fe-based amorphous alloy strip, which is provided along a direction perpendicular to the casting direction of the Fe-based amorphous alloy strip.
  • the process of forming a plurality of continuous linear laser irradiation marks by irradiating a laser using a CW (continuous wave) oscillation method is also referred to as a "laser processing process”.
  • the manufacturing method of this embodiment may have other steps other than the laser processing step, if necessary.
  • a step of preparing a material strip (material preparation step) may be provided before the laser machining step.
  • the material preparation process includes a casting process of the material thin band
  • the casting process of the material thin band and the laser processing process may be continuous.
  • a material preparation step may be provided before the laser machining step.
  • the material preparation step is a step of preparing a material strip having a free solidifying surface and a roll surface.
  • the material strip referred to here may be a strip that has not been cut after casting (for example, a roll body that has been wound into a roll after casting), or has a desired size after casting. It may be a cut-out thin strip.
  • the cut-out strip piece also corresponds to the Fe-based amorphous alloy strip in the present disclosure.
  • the material strip is, so to speak, the Fe-based amorphous alloy strip of the present disclosure at the stage before the linear laser irradiation marks are formed.
  • the free-solidifying surface and the roll surface of the material strip are synonymous with the free-solidifying surface and the roll surface of the Fe-based amorphous alloy strip of the present disclosure, respectively.
  • the preferred embodiment of the material strip (for example, preferred chemical composition, preferred Rt) is the same as the preferred embodiment of the Fe-based amorphous alloy strip of the present disclosure, except for the presence or absence of linear laser irradiation marks.
  • the material preparation step may be a step of simply preparing a pre-cast (that is, already completed) material strip for use in the laser processing step, or a step of newly casting a material strip. It may be.
  • the material preparation step may be a step of casting the material strip and cutting out the strip piece from the material strip.
  • the CW (continuous wave) oscillation method is applied to at least one of the free solidification surface and the roll surface of the material thin band by laser processing using the CW (continuous wave) oscillation method (that is, the CW (continuous wave) oscillation method is applied.
  • the CW (continuous wave) oscillation method that is, the CW (continuous wave) oscillation method is applied.
  • a plurality of continuous linear laser irradiation marks are formed.
  • the preferred embodiment of the linear laser irradiation mark formed by the laser processing step (preferably, line spacing, height difference, etc.) is the same as the preferred embodiment of the linear laser irradiation mark in the Fe-based amorphous alloy strip of the present disclosure described above. is there.
  • each of the plurality of linear laser irradiation marks is a mark to which energy is applied by laser irradiation, and the effect of reducing iron loss by laser irradiation can be obtained.
  • the laser conditions in the laser processing process are not particularly limited, but the preferable conditions are as follows.
  • the laser density for forming linear laser irradiation marks is preferably 5 J / m or more and 35 J / m or less.
  • a more preferable lower limit is 6 J / m, more preferably 7 J / m, still more preferably 8 J / m, still more preferably 10 J / m.
  • the more preferable upper limit is 31 J / m, more preferably 30 J / m, further preferably 28 J / m, still more preferably 25 J / m.
  • CW laser light is scanned and irradiated in the thin band width direction when forming laser irradiation marks.
  • a YAG laser, a CO 2 gas laser, a fiber laser, a diode laser and the like can be used as the laser light source.
  • a fiber laser is preferable because it can stably irradiate a high-quality laser beam for a long period of time.
  • M2 M square
  • M square M square
  • the laser light introduced into the fiber oscillates on the principle of FBG (Fiber Bragg grating) by the diffraction gratings at both ends of the fiber. Since the laser beam is excited in the elongated fiber, there is no problem of the thermal lens effect in which the beam quality is deteriorated due to the temperature gradient generated inside the crystal. Furthermore, since the fiber core is as thin as a few microns, the laser beam can propagate in a single mode even at high output, the beam diameter is narrowed, and a high energy density laser beam can be obtained. In addition, since the depth of focus is deep, laser irradiation marks can be accurately formed even on a wide thin band (for example, a thin band having a width of 200 mm or more).
  • FBG Fiber Bragg grating
  • the wavelength of the laser light is about 250 nm to 10600 nm depending on the laser light source, but it is suitable because the wavelength of 900 to 1100 nm is sufficiently absorbed in the alloy strip.
  • the beam diameter of the laser beam is preferably 10 ⁇ m or more and 500 ⁇ m or less, and more preferably 25 ⁇ m or more and 100 ⁇ m or less.
  • the laser processing step may be a step of performing laser processing on the material thin band after casting by the single roll method and before winding, or from the material thin band (roll body) after winding. It may be a step of performing laser processing on the unwound material thin band, or it may be a step of performing laser processing on the thin band piece cut out from the material thin band after winding.
  • the laser processing step is a step of performing laser processing on the material thin band before winding after casting by the single roll method
  • a laser processing device is installed between the cooling roll and the winding roll. It can be carried out using the deployed system.
  • the scanning speed of the CW laser light is preferably 0.2 m / sec or more from the viewpoint of stability of the CW laser light output, and is preferably 4000 m / sec or less from the viewpoint of performing thermal processing on the material thin band.
  • the iron core of the present disclosure is a stack of a plurality of Fe-based amorphous alloy strips of the present disclosure described above, and specifically, a Fe-based amorphous alloy in which Fe-based amorphous alloy strips are laminated and laminated. The thin band is bent and wound in an overlap.
  • the iron core of the present disclosure has an iron loss of 0.240 W / kg or less under the conditions of a frequency of 60 Hz and a magnetic flux density of 1.45 T. It is preferably 0.230 W / kg or less, more preferably 0.200 W / kg or less, and further preferably 0.180 W / kg or less.
  • the lower limit of iron loss under the conditions of a frequency of 60 Hz and a magnetic flux density of 1.45 T is not particularly limited, but the lower limit of iron loss is preferably 0.050 W / kg from the viewpoint of manufacturing suitability of the Fe-based amorphous alloy strip. Yes, more preferably 0.080 W / kg.
  • Fe-based amorphous alloy strip of the present disclosure The details of the Fe-based amorphous alloy strip of the present disclosure are as described above, and the detailed description thereof will be omitted.
  • a known method can be applied to the overlap winding method.
  • the shape of the iron core of the present disclosure may be either circular or rectangular.
  • the iron loss value of the material (Fe-based amorphous alloy thin band) is not maintained as it is, but the iron loss value of the iron core becomes larger than the iron loss value of the material. This is also called the building factor. For example, the iron loss value becomes large because stress is applied to the material when the iron core is manufactured.
  • the iron loss value is larger than that of the raw material, it is still possible to obtain an iron core having an extremely low iron loss.
  • an iron core having a low iron loss can be obtained under the conditions of a frequency of 60 Hz and a magnetic flux density of 1.45 T.
  • an iron core having a low iron loss can be obtained under conditions other than the conditions of a frequency of 60 Hz and a magnetic flux density of 1.45 T.
  • the Fe-based amorphous alloy strip of the present disclosure is not limited to the above-mentioned iron core structure, and can also be used for iron cores and electronic parts having other structures.
  • it may be a wound iron core or a laminated iron core.
  • it can also be used for a wound magnetic core for electronic parts, a cut core formed by a wound iron core, a laminating material, and the like.
  • These iron cores can be constructed by laminating or winding Fe-based amorphous alloy strips of the present disclosure.
  • the transformer of the present disclosure includes an iron core using the Fe-based amorphous alloy strip of the present disclosure described above and a coil wound around the iron core, and the iron core is a laminated Fe-based amorphous alloy thin band.
  • the bands are bent and overlapped, and the iron loss is 0.240 W / kg or less under the conditions of a frequency of 60 Hz and a magnetic flux density of 1.45 T.
  • the iron core in the present disclosure is obtained by stacking a plurality of the Fe-based amorphous alloy strips of the present disclosure described above in layers, bending the laminated Fe-based amorphous alloy strips, and winding them in an overlapping manner.
  • a known method can be applied as the method of overlapping winding.
  • the iron loss under the conditions of a frequency of 60 Hz and a magnetic flux density of 1.45 T is 0.240 W / kg or less, preferably 0.230 W / kg or less, and more preferably 0.200 W / kg. It is less than or equal to, more preferably 0.180 W / kg or less.
  • the lower limit of iron loss under the conditions of a frequency of 60 Hz and a magnetic flux density of 1.45 T is not particularly limited, but the lower limit of iron loss is preferably 0.050 W / kg from the viewpoint of manufacturing suitability of the Fe-based amorphous alloy strip. Yes, more preferably 0.080 W / kg.
  • the shape of the iron core in the transformer of the present disclosure may be either circular or rectangular. Further, the type of coil wound around the iron core is not limited, and a known coil may be appropriately selected.
  • the iron core in the transformer of the present disclosure is not limited to the iron core in which the laminated Fe-based amorphous alloy strips are bent and wound in an overlapping manner.
  • the iron core of the transformer can be appropriately designed according to the application, and can be a laminated iron core, a wound iron core, or the like.
  • the no-load loss per weight of the iron core at 50 Hz is preferably 0.15 W / kg or less. Further, the no-load loss per weight of the iron core at 60 Hz is preferably 0.19 W / kg or less.
  • the no-load loss per weight of the iron core at 50 Hz is preferably 0.19 W / kg or less. Further, the no-load loss per weight of the iron core at 60 Hz is preferably 0.24 W / kg or less.
  • Example 1 ⁇ Manufacturing of material strips (Fe-based amorphous alloy strips before laser processing)>
  • a material strip having a chemical composition of Fe 82 Si 4 B 14 , a thickness of 25 ⁇ m, and a width of 210 mm is formed.
  • a material strip having a chemical composition of Fe 82 Si 4 B 14 , a thickness of 25 ⁇ m, and a width of 210 mm is formed.
  • the "chemical composition of Fe 82 Si 4 B 14 " is composed of Fe, Si, B, and impurities, and is contained in Fe when the total content of Fe, Si, and B is 100 atomic%. It means a chemical composition in which the amount is 82 atomic%, the B content is 14 atomic%, and the Si content is 4 atomic%.
  • the molten metal having the chemical composition of Fe 82 Si 4 B 14 was kept at a temperature of 1300 ° C., and then the molten metal was ejected from the slit nozzle onto the surface of the axially rotating cooling roll. The spouted molten metal was rapidly cooled and solidified on the surface of the cooling roll to obtain a material strip.
  • the atmosphere around the surface of the cooling roll immediately below the slit nozzle on which the paddle of the molten metal is formed is a non-oxidizing gas atmosphere.
  • the slit length of the slit nozzle was 210 mm, and the slit width was 0.6 mm.
  • the material of the cooling roll was a Cu alloy, and the peripheral speed of the cooling roll was 27 m / s.
  • the pressure at which the molten metal is ejected and the nozzle gap are the maximum cross-sectional height Rt (specifically, casting of the material thin band) on the free solidification surface of the material thin band to be manufactured.
  • the maximum cross-sectional height Rt) measured along the direction was adjusted to be 3.0 ⁇ m or less.
  • FIG. 1 is a schematic plan view schematically showing a free solidification surface of a laser-processed Fe-based amorphous alloy strip piece (thin strip 10).
  • the length L1 of the thin band 10 shown in FIG. 1 (that is, the length of the sample piece cut out from the material thin band) is 120 mm
  • the width W1 of the thin band 10 (that is, the width of the sample piece cut out from the material thin band) is 25 mm.
  • the sample piece was cut out in a direction in which the length direction of the sample piece and the length direction of the material strip (casting direction) coincide with each other, and the width direction of the sample piece and the width direction of the material strip coincide with each other.
  • a plurality of linear laser irradiation marks 12 were formed on the free solidifying surface of the sample piece (thin band 10 before laser processing; the same applies hereinafter) in a direction parallel to the width direction of the sample piece.
  • the linear laser irradiation mark 12 was formed over the entire width direction of the sample piece. That is, the length of the linear laser irradiation mark 12 in the width direction of the sample piece was set to 100% with respect to the total width of the sample piece. That is, the ratio of the length of the linear laser irradiation mark 12 in the width direction to the entire length of the Fe-based amorphous alloy strip 10 in the width direction is 50% in the direction from the center in the width direction to both ends in the width direction. Is.
  • the directions of the plurality of linear laser irradiation marks 12 were made parallel to each other.
  • Tables 1 and 3 show the line spacing LP1 (mm), the scanning speed (m / sec) of the CW (continuous wave) oscillation type laser, and the laser density (J / m).
  • the laser density is obtained by dividing the output of the laser oscillator by the scanning speed, and is an index showing the intensity of the laser per unit length.
  • the irradiation conditions of the CW (continuous wave) oscillation type laser were as follows.
  • CW laser irradiation conditions As the laser oscillator, a fiber laser (YLR-150-1500-QCW) manufactured by IPG Photonics was used.
  • the laser medium of this laser oscillator is Yb-doped glass fiber, and the oscillation wavelength is 1064 nm.
  • the spot diameter of the laser on the free solidifying surface of the sample piece was adjusted to be 37.0 ⁇ m.
  • the beam diameter was adjusted using an optical component, a collimator lens: f100 mm and an f ⁇ lens: focal length 254 mm / processing point distance 297 mm.
  • Beam mode M2 was set to 1.05 (single mode).
  • the laser output was 0 to 275 W, and the Focus was 0 mm.
  • Focus means the difference (absolute value) between the processing point distance (297 mm) of the condenser lens and the actual distance from the condenser lens to the free solidification surface of the thin band.
  • the portion other than the linear laser irradiation mark 12 (that is, the non-laser-processed region) is based on JIS B 0601: 2001, and the evaluation length is 4.
  • the maximum cross-sectional height Rt was measured with 0 mm, a cutoff value of 0.8 mm, and a cutoff type of 2RC (phase compensation).
  • the maximum cross-sectional height Rt can also be measured before laser machining.
  • the direction of the evaluation length was set to be the casting direction of the material thin band.
  • the above-mentioned measurement having an evaluation length of 4.0 mm was specifically carried out by continuously measuring 5 times with a cutoff value of 0.8 mm.
  • the maximum cross-sectional height Rt of each sample piece was in the range of 1.0 to 2.5 ⁇ m.
  • the iron loss CL was measured under two conditions: a frequency of 60 Hz and a magnetic flux density of 1.45 T, and a condition of a frequency of 60 Hz and a magnetic flux density of 1.50 T. was measured by sinusoidal excitation.
  • the exciting power VA was applied to the AC magnetic measuring instrument under two conditions: a frequency of 60 Hz and a magnetic flux density of 1.45 T, and a condition of a frequency of 60 Hz and a magnetic flux density of 1.50 T. was measured by sinusoidal excitation.
  • the coercive force Hc was measured by an AC magnetic measuring instrument under two conditions: a frequency of 60 Hz and a magnetic flux density of 1.45 T, and a condition of a frequency of 60 Hz and a magnetic flux density of 1.50 T. was measured by sinusoidal excitation.
  • the linear laser irradiation mark (molten solidification portion) is a portion where the apparent state is changed due to melt solidification, and the width of the portion where the apparent state is changed is the width of the linear laser irradiation mark.
  • the width was defined as the (molten solidification part).
  • the linear laser irradiation marks on the back surface B of the surface A irradiated with the laser were not observed. In that case, the width WB was set to 0 ⁇ m.
  • the photomicrograph was taken at a magnification of 1000x.
  • the surface shape was photographed using a color 3D laser microscope VK-8710 (manufactured by KEYENCE Co., Ltd.) and a 50x objective lens CF IC EPI Plan 50X (manufactured by Nikon Corporation) (magnification is 1000). Magnification (objective lens 50x x monitor magnification 20x).
  • Tables 1 to 6 the measured width WA, width WB, and the presence or absence of stress wrinkles are shown in Tables 1 to 6.
  • Tables 5 and 6 The results of observing the width WB and stress wrinkles are shown in Tables 5 and 6.
  • the ones shown in Tables 5 and 6 are the observations of the width WB and the stress wrinkles in some of the results shown in Tables 1 to 4, and No. is the same No. for the same sample as Tables 1 to 4. Is attached.
  • the width WA and the width WB were measured at the portion where the maximum value was obtained.
  • the average value was calculated by measuring the part where the maximum value was obtained at three places.
  • the uneven state of the surface was roughly divided into A type, B type, and C type shown in FIG. Although each type in FIG. 3 actually has fine irregularities, it schematically shows a large change in shape.
  • the shape shown in FIG. 3 corresponds to the surface state of the cross section of the Fe-based amorphous alloy strip.
  • the highest point corresponding to the highest point in the thickness direction of the thin band and corresponding to the uppermost point in the figure
  • the lowest point corresponding to the lowest point in the thickness direction of the thin band and corresponding to the figure in the figure.
  • the height difference HL from (corresponding to the bottom) was measured from the profile as described above.
  • the height difference HL was measured at three points on each linear laser irradiation mark to obtain an average value.
  • Tables 1 to 6 show the results of the height difference HL and the height difference HL x width WA.
  • FIG. 13 shows a micrograph of the linear laser irradiation mark of the laser-irradiated surface A of 54
  • FIG. 14 shows a micrograph of the linear laser irradiation mark of the back surface B of the laser-irradiated surface A.
  • 13 and 14 show the width WA and the width WB of the linear laser irradiation marks, respectively.
  • No. in the Fe-based amorphous alloy strip of 54 linear linear laser irradiation marks are formed on the laser-irradiated surface A. Further, a linear linear laser irradiation mark is also formed on the back surface B of the surface A irradiated with the laser. Further, no stress wrinkles were observed on the edge of the linear laser irradiation mark on the back surface B of the surface A irradiated with the laser.
  • FIG. 15 shows a micrograph of the linear laser irradiation mark of the laser-irradiated surface A of * 44
  • FIG. 16 shows a micrograph of the linear laser irradiation mark of the back surface B of the laser-irradiated surface A.
  • FIGS. 15 and 16 show the width WA and the width WB of the linear laser irradiation marks, respectively.
  • the linear laser irradiation mark on the surface A irradiated with the laser has a slight undulation in the linear direction, and it can be seen that the laser is too strong. Further, a linear linear laser irradiation mark is also formed on the back surface B of the surface A irradiated with the laser. A stress wrinkle 1 was formed on the edge of the linear laser irradiation mark on the back surface B of the surface A irradiated with the laser.
  • FIG. 18 shows micrographs of linear laser irradiation marks on the laser-irradiated surface A of 26, 28, 34, and 36, respectively.
  • No. 13 is FIG. 17A
  • No. 17 is FIG. 17B
  • No. 20 is FIG. 17C
  • No. No. 24 is shown in FIG. 17D.
  • 26 is shown in FIG. 18A
  • No. No. 28 is shown in FIG. 18B.
  • 34 is FIG. 18C
  • No. 36 is FIG. 18D.
  • Other examples were also observed, but they were similar to the forms shown in FIGS. 17 and 18, respectively.
  • the micrograph was taken at a magnification of 1000 times.
  • the linear laser irradiation marks of the examples are linear (extending in the horizontal direction in the figure).
  • Example 1 The same operation as in Example 1 was performed except that the laser processing was not performed.
  • FIG. 4 shows the relationship between the height difference HL ⁇ width WA of each sample shown in Tables 1 to 4 and the iron loss CL (60 Hz, 1.45 T).
  • Tables 1 to 4 and FIG. 4 when the height difference HL ⁇ width WA is 6.0 to 180 ⁇ m 2 , a Fe-based amorphous alloy strip having a low iron loss is obtained.
  • the iron loss CL (60 Hz, 1.45 T) is 0.15 W / kg or less.
  • the iron loss CL (60 Hz, 1.45 T) is 0.15 W / kg or less.
  • FIG. 6 shows the relationship between the height difference HL ⁇ width WA of each sample shown in Tables 1 to 4 and the exciting power VA (60 Hz, 1.45 T).
  • the exciting power VA tends to increase as the value of the height difference HL ⁇ width WA increases.
  • the height difference HL ⁇ width WA is 180 ⁇ m 2 or less, a large increase in the exciting power VA can be suppressed.
  • FIG. 7 shows the relationship between the height difference HL ⁇ width WA and the coercive force Hc (60 Hz, 1.45 T) of each sample shown in Tables 1 to 4. As shown in Tables 1 to 4 and FIG. 7, the coercive force can be reduced when the height difference HL ⁇ width WA is 6.0 to 180 ⁇ m 2 .
  • FIG. 22 shows the relationship between the width ratio WB / WA shown in Tables 5 and 6 and the iron loss (60 Hz, 1.45 T).
  • No. * 1 is excluded.
  • the width WA of the linear laser irradiation mark on the laser-irradiated surface A and the width WB of the linear laser irradiation mark on the back surface B of the laser-irradiated surface A It can be seen that when the ratio WB / WA is 0.57 or less (including 0), a Fe-based amorphous alloy strip having a low iron loss can be obtained. Specifically, at this time, the iron loss CL (60 Hz, 1.45 T) is 0.15 W / kg or less.
  • FIG. 5 shows the relationship between the width WA of each sample shown in Tables 1 to 4 and the iron loss CL (60 Hz, 1.45 T).
  • Tables 1 to 4 and FIGS. 5 and 5 and 6 when focusing only on the width WA of the linear laser irradiation mark on the surface A irradiated with the laser, if the width WA is 28.5 ⁇ m or more and 90 ⁇ m or less. , A low-loss Fe-based amorphous alloy strip can be obtained.
  • the Fe group having a low iron loss Amorphous alloy strips are obtained. Specifically, at this time, the iron loss CL (60 Hz, 1.45 T) is 0.15 W / kg or less.
  • FIG. 19 shows the relationship between the width WA of each sample shown in Tables 1 to 4 and the exciting power VA (60 Hz, 1.45 T).
  • the exciting power VA tends to increase as the value of the width WA increases.
  • the width WA is 90.0 ⁇ m or less, a large increase in the exciting power VA can be suppressed.
  • the height difference HL ⁇ width WA is a predetermined value, even if the width WA is 121.30 ⁇ m, a large increase in the exciting power VA can be suppressed.
  • FIG. 20 shows the relationship between the width WA of each sample shown in Tables 1 to 4 and the coercive force Hc (60 Hz, 1.45 T). As shown in Tables 1 to 4 and FIG. 20, when focusing only on the width WA, the coercive force can be reduced when the width WA is 28.5 to 90.0 ⁇ m. If the height difference HL ⁇ width WA is a predetermined value, the coercive force can be reduced even if the width WA is 121.30 ⁇ m.
  • FIG. 21 shows the relationship between the line spacing LP1 and the iron loss CL (60 Hz, 1.45 T) of the examples (excluding the comparative example) shown in Tables 1 to 4. From Tables 1 to 4 and FIG. 21, when the line spacing is 2 mm or more and 60 mm or less, the iron loss CL (60 Hz, 1.45 T) is 0.150 W / kg or less, and the Fe group amorphous with low loss at 60 Hz, 1.45 T. An alloy strip has been obtained. From FIG. 21, there is no tendency for the iron loss to increase sharply even if the line spacing LP1 is lengthened. Even if the line spacing exceeds 60 mm and is 80 mm, 100 mm, or 200 mm, it is considered that an Fe-based amorphous alloy strip having a low iron loss CL (60 Hz, 1.45 T) can be obtained.
  • the Fe-based amorphous alloy strip of the present disclosure has a coercive force Hc of 5.0 A / m or less before heat treatment.
  • the square ratio at this time is also No. 48 is 41.5%, but 40% or less is obtained in the other examples of the present disclosure.
  • FIG. 23 shows the relationship between the height difference HL and the iron loss CL (1 kHz, 1 T) at this time.
  • the Fe-based amorphous alloy strip of the present disclosure has an iron loss of 8.6 W / kg or less under the conditions of a frequency of 1 kHz and a magnetic flux density of 1 T, and the linear laser irradiation marks of the present disclosure are observed. It can be seen that the iron loss at high frequencies can be reduced by forming the metal. Further, the larger the height difference, the more the iron loss (1 kHz, 1 T) tends to be reduced.
  • FIG. 24 shows the relationship between the height difference HL and the exciting power VA (1 kHz, 1 T).
  • the Fe-based amorphous alloy strip of the present disclosure can obtain an exciting power of 8.7 VA / kg or less under the conditions of a frequency of 1 kHz and a magnetic flux density of 1 T, and the linear laser irradiation marks of the present disclosure can be obtained. It can be seen that the exciting power at high frequencies can be reduced by forming the metal. Further, the larger the height difference, the smaller the exciting power (1 kHz, 1 T) tends to be.
  • FIG. 25 shows the relationship between the height difference HL ⁇ width WA and the iron loss CL (1 kHz, 1 T).
  • the Fe-based amorphous alloy strip of the present disclosure has an iron loss of 8.6 W / kg or less under the conditions of a frequency of 1 kHz and a magnetic flux density of 1 T, and the linear laser irradiation marks of the present disclosure are observed. It can be seen that the iron loss at high frequencies can be reduced by forming the metal. Further, the larger the height difference HL ⁇ width WA, the more the iron loss CL (1 kHz, 1 T) tends to be reduced.
  • FIG. 26 shows the relationship between the height difference HL ⁇ width WA and the exciting power VA (1 kHz, 1 T).
  • the Fe-based amorphous alloy strip of the present disclosure can obtain an exciting power of 8.7 VA / kg or less under the conditions of a frequency of 1 kHz and a magnetic flux density of 1 T, and the linear laser irradiation marks of the present disclosure can be obtained. It can be seen that the exciting power at high frequencies can be reduced by forming the metal.
  • FIG. 27 shows the relationship between the laser density and the iron loss CL (1 kHz, 1 T).
  • the Fe-based amorphous alloy strip of the present disclosure has an iron loss of 8.6 W / kg or less under the conditions of a frequency of 1 kHz and a magnetic flux density of 1 T, and the linear laser irradiation marks of the present disclosure are observed. It can be seen that the iron loss at high frequencies can be reduced by forming the metal. Further, the higher the laser density, the more the iron loss CL (1 kHz, 1 T) tends to be reduced.
  • FIG. 28 shows the relationship between the laser density and the exciting power VA (1 kHz, 1 T).
  • the Fe-based amorphous alloy strip of the present disclosure can obtain an exciting power of 8.7 VA / kg or less under the conditions of a frequency of 1 kHz and a magnetic flux density of 1 T, and the linear laser irradiation marks of the present disclosure can be obtained. It can be seen that the exciting power at high frequencies can be reduced by forming the metal.
  • the Fe-based amorphous alloy strip of the present disclosure is also useful for high frequencies.
  • FIG. 29 shows the relationship between the laser density of each sample shown in Tables 1 to 4 and the iron loss CL (60 Hz, 1.45 T). From Tables 1 to 4 and FIG. 29, when the laser density is 5 J / m or more and 35 J / m or less, the iron loss CL (60 Hz, 1.45 T) is 0.150 W / kg or less, and the loss is low at 60 Hz, 1.45 T. Fe-based amorphous alloy strip was obtained.
  • FIG. 30 shows the relationship between the laser density of each sample shown in Tables 1 to 4 and the exciting power VA (60 Hz, 1.45 T). From Tables 1 to 4 and FIG. 30, it can be seen that the exciting power VA sharply increases when the laser density exceeds 35 J / m. Therefore, by setting the laser density to 35 J / m or less, it is possible to suppress a significant increase in the exciting power VA. Further, when the laser density is 31 J / m or less, the increase in the exciting power VA is further suppressed.
  • FIG. 31 shows the relationship between the laser density of each sample shown in Tables 1 to 4 and the coercive force Hc (60 Hz, 1.45 T). From Tables 1 to 4 and FIG. 31, it can be seen that the coercive force Hc rapidly increases when the laser density exceeds 35 J / m. Therefore, the coercive force Hc can be reduced by setting the laser density to 35 J / m or less. Further, a coercive force Hc of 3.0 A / m or less is obtained when the laser density is 5 J / m to 35 J / m.
  • Example 2 ⁇ Forming linear laser irradiation marks on the roll surface> Using the same material thin band as that used in Example 1, a linear laser is used on the roll surface of the material thin band under the conditions of a line spacing of LP1 of 20 mm, a scanning speed of 5 m / sec, and a laser density of 10 J / m. Irradiation marks were formed. An observation photograph of this linear laser irradiation mark is shown in FIG. The heat treatment conditions are the same as in Example 1.
  • the height difference HL of Example 2 was 1.04 ⁇ m, the width WA was 38.56 ⁇ m, and the height difference HL ⁇ width WA was 40.10 ⁇ m 2 .
  • the iron loss CL, exciting power VA, and coercive force Hc under the conditions of a frequency of 60 Hz and a magnetic flux density of 1.45 T are 0.0979 W / kg, 0.2413 VA / kg, and 2.0868 A / m, respectively, and are linear.
  • the morphology and the obtained characteristics of the laser irradiation marks were the same as in the case of the Fe-based amorphous alloy strip in which the linear laser irradiation marks of Example 1 were formed on the free solidified surface. Therefore, it can be seen that almost the same characteristics can be obtained regardless of whether the linear laser irradiation marks are formed on the free solidification surface or the roll surface.
  • Example 3 In the same manner as in Example 1, an Fe-based amorphous alloy strip (chemical composition: Fe 82 Si 4 B 14 , thickness: 25 ⁇ m, width: 142 mm) was obtained, the line spacing LP1 was 20 mm, and the scanning speed was 8 m / sec. A linear laser irradiation mark was formed under the condition that the laser density was 17 J / m, and an Fe-based amorphous alloy strip was prepared. Table 9 shows the state of the linear laser irradiation marks. In Example 3, the width WA was 70.5 ⁇ m and the width WB was 0 ⁇ m.
  • the uneven state of the linear laser irradiation mark on the surface A irradiated with the laser had a height difference HL of 0.44 ⁇ m and a height difference HL ⁇ width WA of 31.02 ⁇ m 2 . Further, on the back surface B of the surface A irradiated with the laser, no linear laser irradiation marks were observed, and there were no stress wrinkles.
  • a plurality of the obtained thin strip pieces were laminated to form a laminated body, the laminated body was bent into a U shape, and both ends thereof were overlapped to form an iron core having the structure shown in FIGS. 8 and 9.
  • the shape of the iron core is such that the window frame height A is 163 mm, the window frame width B is 72 mm, the ribbon lamination thickness C is 25.3 mm, and the height D is. It is 142 mm.
  • the space factor of the iron core is 88%, and the weight is 13 kg.
  • this iron core is overlap-wound at the lower part of FIG. Further, when a plurality of thin strip pieces were laminated to form a laminated body, a resin coating r was applied to the laminated surface in the middle abdomen of the laminated body so that the thin strip pieces did not separate from each other.
  • the iron loss CL and the exciting power VA were measured for the obtained iron core.
  • the primary winding (N1) and the secondary winding (N2) were wound around the iron core as a coil, the frequency was set to 60 Hz, and the magnetic flux densities were set to 1.45 T and 1.5 T.
  • the number of turns of the primary winding was set to 10 turns, and the number of turns of the secondary winding was set to 2 turns. In this way, a transformable circuit was produced.
  • the voltage E (V) read by the wattmeter, the conversion of the maximum magnetic flux density Bm (T), the exciting power (VA / kg) at the specified magnetic flux density Bm (T), and the calculation of the iron loss (W / kg) are The following formulas 1, 2, and 3 were used. The measurement results are shown in Table 10.
  • Comparative Example 2 Further, as Comparative Example 2, the same measurement and evaluation were performed on the iron core manufactured in the same manner as described above, except that the thin band piece which did not form the linear laser irradiation mark was used.
  • E Effective voltage measured by wattmeter (V)
  • C Core product thickness (mm)
  • W Nominal width of ribbon used (mm)
  • N 1 Number of times the exciting coil is wound
  • f Measurement frequency (Hz)
  • Bm Maximum magnetic flux density or specified magnetic flux density
  • I Effective current measured by wattmeter (A)
  • M Core weight (kg)
  • W Power meter measurement power (W)
  • the iron loss CL measured at 1.45 T and 60 Hz was 0.284 W / kg in the iron core using the thin strips that did not form the linear laser irradiation marks.
  • the iron core using the thin band piece on which the linear laser irradiation mark of the present embodiment was formed it was 0.197 W / kg, which was a value reduced by about 30%.
  • the iron loss CL measured at 1.50 T and 60 Hz is 0.310 W / kg in the iron core using the thin band piece that did not form the linear laser irradiation mark, whereas the linear shape of the present embodiment.
  • the iron core using the thin strips on which the laser irradiation marks were formed was 0.220 W / kg, which was a value reduced by about 30%.
  • Example 3 Using the iron core of Example 3 and the iron core of Comparative Example 2 described above, the iron loss was evaluated by changing the magnetic flux density at frequencies of 50 Hz and 60 Hz. The results are shown in Table 11. Further, FIG. 11 shows the relationship between the magnetic flux density at a frequency of 50 Hz and iron loss, and FIG. 12 shows the relationship between the magnetic flux density at a frequency of 60 Hz and iron loss.
  • an iron core having extremely low iron loss could be obtained even if the magnetic flux densities changed between the frequencies of 50 Hz and 60 Hz.
  • FIG. 33 shows an example of the configuration of the iron core and the winding of the transformer of the present embodiment.
  • This transformer includes a circumferential iron core 21 in which a plurality of laminated Fe-based amorphous alloy strips are bent and wound in an overlapping manner, and a winding 22 wound around the iron core.
  • the iron core of the first embodiment is composed of one circumferential iron core (single-phase two-leg winding iron core).
  • the main characteristics and weight of the oil-filled transformer (hereinafter referred to as Example 4) having a single-phase 50 Hz and a rated capacity of 10 kVA according to the present disclosure in accordance with JIS C 4304: 2013 using the iron core of this embodiment are the same as those of the conventional example 1.
  • Example 4 has the above characteristics, it is described as 25AMP06-88 according to the definition of "5 Amorphous band type symbols" in JIS C 2534: 2017.
  • the Fe-based amorphous alloy strip used in Conventional Example 1 is 25AMP08-88.
  • the characteristics of Examples 4 to 11 below are numerical values obtained by analysis by simulation.
  • the Fe-based amorphous alloy strip used in Example 4 has a thickness of 25 ⁇ m and a width of 142.2 mm, and the difference HL between the highest point and the lowest point of the linear laser irradiation marks formed on the free solidifying surface is 0. It is 62 ⁇ m, and the iron loss at a frequency of 50 Hz and a magnetic flux density of 1.45 T is 0.075 W / kg, and the iron loss at a frequency of 60 Hz and a magnetic flux density of 1.45 T is 0.095 W / kg.
  • the Fe-based amorphous alloy strip used in Conventional Example 1 has a thickness of 25 ⁇ m and a width of 142.2 mm, has no laser irradiation marks, and has an iron loss of 0 at a frequency of 50 Hz and a magnetic flux density of 1.45 T.
  • the iron loss at 130 W / kg, frequency 60 Hz, and magnetic flux density 1.45 T is 0.167 W / kg.
  • Example 4 the number of stacked iron cores 21 is 1875, and the weight thereof is shown in Table 12.
  • the primary winding of this transformer is a copper wire with a diameter of 0.9 mm and is wound for 3143 turns, and the secondary winding is a flat wire of 3.2 mm x 6.0 mm made of aluminum. The windings of 100 turns were connected in parallel.
  • Example 4 the no-load loss per weight of the iron core was 0.149 W / kg, which was reduced by about 25% from the no-load loss per weight of the iron core of Conventional Example 1 of 0.197 W / kg. I understand.
  • the ratio of the conventional example 1 to the energy consumption efficiency standard value defined by JIS C 4304: 2013 is 0.73 (described in "Energy consumption efficiency ratio” in Table 12. The same shall apply hereinafter).
  • Example 4 it was improved to 0.70, and it can be seen that the annual CO 2 emission is also improved by about 17% when the average equivalent load ratio of the distribution transformer is 15%. This can be seen from the fact that the “annual CO 2 emission ratio when the load factor is 15%” shown in Table 12 is 0.83 (the same applies hereinafter).
  • Example 5 As a second embodiment of the transformer having the iron core and winding configuration of the present embodiment shown in FIG. 33, an oil-filled transformer having a single-phase 60 Hz and a rated capacity of 10 kVA according to the present disclosure in accordance with JIS C 4304: 2013 (hereinafter referred to as , The main characteristics and weight of Example 5) are shown in Table 13 in comparison with Conventional Example 2.
  • Example 5 The Fe-based amorphous alloy strip used in Example 5 is the same as that of Example 4, and the Fe-based amorphous alloy strip used in Conventional Example 2 is the same as that of Conventional Example 1.
  • the number of stacked iron cores 21 is 1785, and the weight thereof is shown in Table 13.
  • the primary winding of this transformer is a copper wire with a diameter of 0.9 mm and is wound for 2776 turns, and the secondary winding is a flat wire of 2.6 mm x 6.0 mm made of aluminum.
  • the 88-turn winding was connected in parallel.
  • Example 5 From Table 13, in Example 5, the no-load loss per weight of the iron core was 0.180 W / kg, which was reduced by about 30% from the no-load loss per weight of the iron core of Conventional Example 2 of 0.259 W / kg. I understand.
  • the ratio of the conventional example 2 is 0.72 to the energy consumption efficiency standard value defined in JIS C 4304: 2013, whereas that of the fifth example is improved to 0.67. It can be seen that the annual CO 2 emissions are also improved by about 20% when the average equivalent load ratio of the distribution transformer is 15%.
  • Example 6 As a third embodiment of the transformer having the iron core and winding configuration of the present embodiment shown in FIG. 33, an oil-filled transformer having a single-phase 50 Hz and a rated capacity of 30 kVA according to the present disclosure in accordance with JIS C 4304: 2013 (hereinafter referred to as , The main characteristics and weight of Example 6) are shown in Table 14 in comparison with Conventional Example 3.
  • the Fe-based amorphous alloy strip used in Example 6 has a thickness of 25 ⁇ m and a width of 213.4 mm, and the difference HL between the highest point and the lowest point of the linear laser irradiation mark formed on the free solidifying surface is 0. It is 52 ⁇ m, and the iron loss at a frequency of 50 Hz and a magnetic flux density of 1.45 T is 0.076 W / kg, and the iron loss at a frequency of 60 Hz and a magnetic flux density of 1.45 T is 0.097 W / kg.
  • the Fe-based amorphous alloy strip used in Conventional Example 3 has a thickness of 25 ⁇ m and a width of 213.4 mm, no laser irradiation marks are formed, and iron loss at a frequency of 50 Hz and a magnetic flux density of 1.45 T is 0.
  • the iron loss at 132 W / kg, frequency 60 Hz, and magnetic flux density 1.45 T is 0.168 W / kg.
  • Example 6 the number of laminated iron cores 21 is 3015, and the weight thereof is shown in Table 14.
  • the primary winding of this transformer uses a copper wire with a diameter of 1.4 mm and is wound for 1509 turns, and the secondary winding uses a flat wire of 3.2 mm ⁇ 15 mm made of aluminum and has 44 turns each. The windings of were connected in parallel.
  • Example 6 From Table 14, in Example 6, the no-load loss per weight of the iron core was 0.126 W / kg, which was reduced by about 36% from the no-load loss per weight of the iron core of Conventional Example 3 of 0.197 W / kg. I understand.
  • the ratio of the conventional example 3 is 0.72 to the energy consumption efficiency standard value defined in JIS C 4304: 2013, whereas that of the sixth embodiment is improved to 0.67. It can be seen that the annual CO 2 emissions are also improved by about 22% when the average equivalent load ratio of the distribution transformer is 15%. Further, the no-load loss per weight of the iron core in Example 4 was 0.149 W / kg, whereas in Example 6, it was 0.126 W / kg, which is an improvement of 0.023 W / kg. The reason for this is that due to the increase in size of the iron core, the ratio of the length of the curved portion to the magnetic path length of the iron core becomes small, and no load loss due to the residual stress of the curved portion of the iron core is suppressed.
  • Example 7 As a fourth embodiment of the transformer having the iron core and winding configuration of the present embodiment shown in FIG. 33, an oil-filled transformer having a single-phase 60 Hz and a rated capacity of 30 kVA according to the present disclosure in accordance with JIS C 4304: 2013 (hereinafter referred to as , The main characteristics and weight of Example 7) are shown in Table 15 in comparison with Conventional Example 4.
  • Example 7 The Fe-based amorphous alloy strip used in Example 7 is the same as in Example 6, and the Fe-based amorphous alloy strip used in Conventional Example 4 is the same as in Conventional Example 3.
  • the number of stacked iron cores 21 is 2715, and the weight thereof is shown in Table 15.
  • the primary winding of this transformer uses a copper wire with a diameter of 1.3 mm and is wound for 1509 turns, and the secondary winding uses a flat wire of 4.0 mm x 13 mm made of aluminum and has 44 turns each. The windings of were connected in parallel.
  • Example 7 From Table 15, in Example 7, the no-load loss per weight of the iron core was 0.161 W / kg, which was reduced by about 37% from the no-load loss per weight of the iron core of Conventional Example 4 of 0.256 W / kg. I understand.
  • the ratio of the conventional example 4 to the energy consumption efficiency standard value defined in JIS C 4304: 2013 is 0.72, whereas that of the seventh embodiment is improved to 0.66. It can be seen that the annual CO 2 emissions are also improved by about 24% when the average equivalent load ratio of the distribution transformer is 15%. Further, the no-load loss per weight of the iron core in Example 5 was 0.180 W / kg, whereas in Example 7, it was 0.161 W / kg, which is an improvement of 0.019 W / kg. This is decreasing for the reasons described in Example 6.
  • Example 8> Another example of the configuration of the iron core and the winding of the transformer of this embodiment is shown in FIG.
  • This transformer is composed of a three-phase three-legged iron core (combination of three orbital iron cores), which is a combination of a plurality of laminated Fe-based amorphous alloy strips bent and overlapped with an orbital iron core 21. , With three sets of windings 22 wound around an iron core.
  • the main characteristics and weight of an oil-filled transformer (hereinafter referred to as Example 8) having a three-phase 50 Hz and a rated capacity of 100 kVA according to the present disclosure in accordance with JIS C 4304: 2013 using the iron core of this embodiment are the same as those of the conventional example 5.
  • a comparison is shown in Table 16.
  • Example 8 The Fe-based amorphous alloy strip used in Example 8 is the same as in Example 6, and the Fe-based amorphous alloy strip used in Conventional Example 5 is the same as in Conventional Example 3.
  • Example 8 the number of stacked iron cores 21 is 3480, and the weight (total of the three circular iron cores) is shown in Table 16.
  • the primary winding of Example 8 uses a copper wire having a diameter of 2.2 mm and is wound with a star-shaped connection for 653 turns, and the secondary winding uses a flat wire of 0.4 mm ⁇ 247 mm made of aluminum. , 36 turns of winding with triangular connection.
  • the primary winding of Conventional Example 5 uses a copper wire having a diameter of 2.2 mm and is wound with a star-shaped connection for 653 turns, and the secondary winding is a flat wire of 0.4 mm ⁇ 248 mm made of aluminum. It was used and had a 36-turn winding with a triangular connection.
  • Example 8 From Table 16, in Example 8, the no-load loss per weight of the iron core was 0.188 W / kg, which was reduced by about 30% from the no-load loss per weight of the iron core of Conventional Example 5 of 0.269 W / kg. I understand.
  • the ratio of the conventional example 5 to 0.78 is 0.78 with respect to the energy consumption efficiency standard value defined in JIS C 4304: 2013, but in the eighth embodiment, it is improved to 0.72. It can be seen that the annual CO 2 emissions are also improved by about 21% when the average equivalent load ratio of the distribution transformer is 15%.
  • Example 9 As another example of the transformer having the iron core and winding configuration of the present embodiment shown in FIG. 34, an oil-filled transformer having a three-phase 60 Hz and a rated capacity of 100 kVA according to the present disclosure in accordance with JIS C 4304: 2013 (hereinafter, The main characteristics and weight of Example 9) are shown in Table 17 in comparison with Conventional Example 6.
  • Example 9 The Fe-based amorphous alloy strip used in Example 9 is the same as in Example 6, and the Fe-based amorphous alloy strip used in Conventional Example 6 is the same as in Conventional Example 3.
  • the number of laminated iron cores 21 is 2895, and the weight thereof is shown in Table 17.
  • the primary and secondary windings of this transformer were the same as in Example 8 and Conventional Example 5.
  • Example 9 the no-load loss per weight of the iron core was 0.238 W / kg, which was reduced by about 30% from the no-load loss per weight of the iron core of Conventional Example 6 of 0.339 W / kg. I understand.
  • the ratio of the conventional example 6 is 0.81 to the energy consumption efficiency standard value defined in JIS C 4304: 2013, whereas that of the ninth embodiment is improved to 0.76. It can be seen that the annual CO 2 emissions are also improved by about 21% when the average equivalent load ratio of the distribution transformer is 15%.
  • Example 10 As another example of the transformer having the iron core and winding configuration of the present embodiment shown in FIG. 34, an oil-filled transformer having a three-phase 50 Hz and a rated capacity of 500 kVA according to the present disclosure in accordance with JIS C 4304: 2013 (hereinafter, The main characteristics and weight of Example 10) are shown in Table 18 in comparison with Conventional Example 7.
  • Example 10 The Fe-based amorphous alloy strip used in Example 10 is the same as in Example 6, and the Fe-based amorphous alloy strip used in Conventional Example 7 is the same as in Conventional Example 3.
  • the circular iron core 21 has 5685 laminated iron cores in the tenth embodiment and 5955 in the conventional example 7, and the weights (total of the three circular iron cores) are shown in the table. 18 is shown.
  • the primary winding of Example 10 uses a 3.5 mm ⁇ 4.5 mm flat copper wire and is wound with a star-shaped connection for 399 turns, and the secondary winding is made of aluminum of 1.3 mm ⁇ 438 mm.
  • a flat wire was used, and a triangular connection was used to make a 22-turn winding.
  • the primary winding of Conventional Example 7 uses a 3.2 mm ⁇ 5.0 mm flat copper wire and is wound 381 turns with a star-shaped connection, and the secondary winding is made of aluminum 1.4 mm ⁇ 383 mm.
  • the flat wire of No. 1 was used, and the winding was made with a triangular connection for 21 turns.
  • Example 10 the no-load loss per weight of the iron core was 0.163 W / kg, which was reduced by about 34% from the no-load loss per weight of the iron core of Conventional Example 7 of 0.246 W / kg. I understand.
  • the ratio of the conventional example 7 to 0.93 is 0.93 with respect to the energy consumption efficiency standard value defined in JIS C 4304: 2013, whereas in the tenth embodiment, it can be improved to 0.90. It can be seen that the annual CO 2 emissions are also improved by about 18% when the average equivalent load ratio of the distribution transformer is 15%. Further, the no-load loss per weight of the iron core in Example 8 was 0.188 W / kg, whereas in Example 10, it was 0.163 W / kg, which is an improvement of 0.025 W / kg. The reason for this is that due to the increase in size of the iron core, the ratio of the length of the curved portion to the magnetic path length of the iron core becomes small, and no load loss due to the residual stress of the curved portion of the iron core is suppressed.
  • FIG. 35 shows another example of the configuration of the iron core and the winding of the transformer of the present embodiment.
  • This transformer consists of a three-phase five-legged iron core, which is a combination of a plurality of laminated Fe-based amorphous alloy strips bent and wound in an overlapping manner, and three sets of iron cores wound around the iron core.
  • the winding 22 is provided.
  • Example 11 The main characteristics and weight of an oil-filled transformer (hereinafter referred to as Example 11) having a three-phase 50 Hz and a rated capacity of 1000 kVA according to the present disclosure based on JIS C 4304: 2013 using the iron core of this embodiment are the same as those of the conventional example 8. A comparison is shown in Table 19.
  • Example 11 The Fe-based amorphous alloy strip used in Example 11 is the same as in Example 6, and the Fe-based amorphous alloy strip used in Conventional Example 8 is the same as in Conventional Example 3.
  • the circumferential iron core 21 is formed by stacking two iron cores having 2610 layers in the vertical direction of FIG. 35, and the weight thereof (of the eight circular iron cores). Total) is shown in Table 19.
  • the primary winding of Example 11 uses a 2.8 mm ⁇ 7.0 mm flat copper wire and is wound 377 turns with a triangular connection, and the secondary winding is a 3.0 mm ⁇ 305 mm flat angle made of aluminum. A wire was used, and a 12-turn winding was made with a triangular connection. Further, the primary winding of Conventional Example 8 uses a flat copper wire of 2.8 mm ⁇ 7.0 mm and is wound for 377 turns with a triangular connection, and the secondary winding is made of aluminum of 3.2 mm ⁇ 306 mm. A flat wire was used, and a 12-turn winding was made with a triangular connection.
  • Example 11 the no-load loss per weight of the iron core was 0.179 W / kg, which was reduced by about 33% from the no-load loss per weight of the iron core of Conventional Example 8 of 0.269 W / kg.
  • the ratio of the conventional example 8 is 1.00 to the energy consumption efficiency standard value defined in JIS C 4304: 2013, whereas that of the example 11 is improved to 0.99. It can be seen that the annual CO 2 emissions are also improved by about 16% when the average equivalent load ratio of the distribution transformer is 15%.
  • the transformer of the present disclosure can reduce no-load loss, and is particularly effective in reducing loss and CO 2 emissions of distribution transformers having a low average equivalent load factor. Is. Although the application to the wound iron core transformer has been described in detail in this embodiment, it goes without saying that the effect of reducing the no-load loss can be obtained even in the case of the product core transformer.

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Abstract

磁束密度１．４５Ｔの条件における鉄損を低減し、変形の少なく、生産性の高いＦｅ基アモルファス合金薄帯を提供する。本開示の一態様は、第１面と第２面とを有するＦｅ基アモルファス合金薄帯である。Ｆｅ基アモルファス合金薄帯は、少なくとも第１面に、連続した線状のレーザ照射痕を複数有する。線状レーザ照射痕は、Ｆｅ基アモルファス合金薄帯の鋳造方向に直交する方向に沿って設けられる。線状レーザ照射痕は、表面に凹凸を有し、凹凸を鋳造方向に評価したとき、Ｆｅ基アモルファス合金薄帯の厚さ方向における最高点と最低点との高低差ＨＬと、第１面における線状レーザ照射痕の鋳造方向の長さである幅ＷＡとから算出される高低差ＨＬ×幅ＷＡが６．０～１８０μｍ２である。

Description

Ｆｅ基アモルファス合金薄帯及びその製造方法、鉄心、並びに変圧器 関連出願の相互参照
　本国際出願は、２０１９年６月２８日に日本国特許庁に出願された日本国特許出願第２０１９－１２１５２５号に基づく優先権、２０２０年２月１７日に日本国特許庁に出願された日本国特許出願第２０２０－０２４１１９号に基づく優先権、２０２０年３月２５日に日本国特許庁に出願された日本国特許出願第２０２０－０５４５４４号に基づく優先権、及び２０１９年９月３０日に日本国特許庁に出願された日本国特許出願第２０１９－１７８５６８号に基づく優先権を主張するものであり、日本国特許出願第２０１９－１２１５２５号、日本国特許出願第２０２０－０２４１１９号、日本国特許出願第２０２０－０５４５４４号、及び日本国特許出願第２０１９－１７８５６８号の全内容を本国際出願に参照により援用する。
　本開示は、Ｆｅ基アモルファス合金薄帯及びその製造方法、鉄心、並びに変圧器に関する。
　Ｆｅ基アモルファス（非晶質）合金薄帯は、例えば、変圧器の鉄心材料として、その普及が進みつつある。
　Ｆｅ基アモルファス合金薄帯の異常渦電流損失を低減する方法として、Ｆｅ基アモルファス合金薄帯の表面を機械的にスクラッチする方法、Ｆｅ基アモルファス合金薄帯の表面にレーザ光を照射することにより局部的に溶解・急冷凝固させて磁区を細分化するレーザスクライビング法等が知られている。
　レーザスクライビング法として、例えば特公平３－３２８８６号公報には、パルスレーザをアモルファス合金薄帯の幅方向に照射することにより、アモルファス合金薄帯の表面を局部的かつ瞬間的に溶解し、次いで急冷凝固させてアモルファス化させたスポットを点列状に形成することにより磁区を細分化する方法が開示されている。
　特開昭６１－２５８４０４号公報には、薄帯の表面温度が３００℃以上にある間にレーザ光を薄帯の幅方向に掃引しながら照射することが開示されている。
　特公平２－５３９３５号公報には、薄帯を局部的に加熱することにより、この薄帯の長手方向に、２～１００ｍｍの間隔で、しかも該薄帯幅方向となす角度θが３０゜以下で列状に並ぶ条状の結晶化領域を形成すると同時に、各領域の板厚方向の平均深さｄと薄帯の厚さＤとの比ｄ／Ｄが０．１以上となるようにすると共に、それらの領域が占める薄帯中での割合が８体積％以下となるようにすることが開示されている。
　また、変圧器は、小型から大型のものまで、多種多様な構成を有し、生活環境のあらゆる場面で使用されている。そして、その使用量の多さから、電力損失の大きな一因ともなっており、常に変圧器での損失を抑制する要求が存在する。このため、世界各国では、その損失を抑制するための規格を定めている。その代表的なものとしては、日本のトップランナー規格ＪＩＳ　Ｃ　４３０４：２０１３及びＪＩＳ　Ｃ　４３０６：２０１３、米国のＤＯＥ規格ＵＳ　Ｄｅｐａｒｔｍｅｎｔ　ｏｆ　Ｅｎｅｒｇｙ　１０　ＣＦＲ　Ｐａｒｔ　４３１．１９６、ＥＵ規格Ｃｏｍｍｏｔｉｏｎｓ　Ｒｅｇｕｌａｔｉｏｎ（ＥＵ）　Ｎｏ．５４８／２０１４、中国国家規格ＧＢ　２００５２－２０１３、インド規格ＩＳ　１１８０（Ｐａｒｔ　１）：２０１８などがあり、いずれも定期的な改定作業の都度、許容される損失、あるいはエネルギー効率が厳格化されている。このため、これらの規格に対応する形で、より損失が少ない高効率変圧器が普及している。
　変圧器は、鉄心と巻線とを主な構成要素として構成され、鉄心として、一般的には方向性電磁鋼板が多く用いられている。しかし、方向性電磁鋼板よりも低損失な材料として、Ｆｅ基アモルファス合金薄帯も存在し、このＦｅ基アモルファス合金薄帯を用いた鉄心も使用されている。
　変圧器の損失は、大きく分けると、鉄心で発生しその負荷電流に関わらず常に一定量発生する無負荷損（鉄損）と、巻線で発生しその負荷電流の２乗に比例して発生する負荷損（銅損）とが存在する。それぞれ損失を低減する検討が繰り返し行われ、損失の改善はみられるものの、更なる損失の低減が求められている。
　変圧器の無負荷損を低減するため、いくつかの方法が提案されている。
　特開２０１７－５４８９６号公報では、無負荷損を低減した効率の良い鉄心を得るため、内周側の接合構造をオーバーラップ接合とし、外周側の接合構造をステップラップ接合とし、内周側に配置されたオーバーラップ構造の鉄心の割合を３２～６２％としたアモルファス材料を用いた巻鉄心を採用する。
　特開２００８－７１９８２号公報では、アモルファス合金薄帯を複数層に環状に成形した鉄心と励磁用の巻線を備えて成る変圧器であって、該鉄心を形成するアモルファス合金薄帯の表面に絶縁性の薄膜が形成されていて、このアモルファス合金薄帯表面に絶縁性の薄膜を形成することで、渦電流損の増加を抑制し、変圧器の無負荷損を低減することができる。
　特開２００５－７２１６０号公報では、三相五脚巻鉄心変圧器において、巻鉄心の磁性材料にアモルファス合金薄帯と電磁鋼板を同時に用いた構造とする。具体的には、三相五脚巻鉄心変圧器において、外側の一つの巻線とのみ鎖交する巻鉄心を電磁鋼板とし、二つの巻線と鎖交する中央の巻鉄心をアモルファス合金薄帯とする構造である。これにより、巻線を押さえる補強材を不要とし、構造をコンパクトにすることで、組立作業の工数や材料費を低減し、また磁性材料が電磁鋼板のみの場合よりも無負荷損を低減するアモルファス合金薄帯巻鉄心及び三相五脚巻鉄心変圧器を提供することを目的とする。
特公平３－３２８８６号公報 特開昭６１－２５８４０４号公報 特公平２－５３９３５号公報 特開２０１７－５４８９６号公報 特開２００８－７１９８２号公報 特開２００５－７２１６０号公報
　従来、Ｆｅ基アモルファス合金薄帯の鉄損を測定する場合、磁束密度１．３Ｔの条件で測定することが一般的であった（例えば、特公平３－３２８８６号公報、特開昭６１－２５８４０４号公報、特公平２－５３９３５号公報の各々における実施例参照）。
　しかし、近年では、Ｆｅ基アモルファス合金薄帯を用いて作製される変圧器の小型化等の観点から、磁束密度１．３Ｔの条件における鉄損ではなく、磁束密度１．４５Ｔの条件における鉄損を低減させることが求められる場合がある。
　また、従来のレーザ光を照射する方法は、パルスレーザが用いられており、点状の照射痕を形成する方法であった。パルスレーザを用いる方法では、生産性に課題があり、コスト増となるといった課題があった。
　また、レーザ照射によりアモルファス合金薄帯の表面形態が大きく変形することがある。変形が大きい場合、アモルファス合金薄帯を巻き回したり、積層したりして磁心を構成した場合のアモルファス合金薄帯の占積率が低くなる。このようなアモルファス合金薄帯の表面形態の大きな変形は、磁心特性においては好ましい形態ではない。また、薄帯を局部的に加熱することにより、結晶化領域を形成すると、結晶化により、所望の特性が得られない。
　また、上述したとおり、変圧器の損失は、鉄心で発生する無負荷損と、巻線で発生する負荷損とが主な損失を構成している。変圧器の無負荷損を低減するため、鉄損の小さいＦｅ基アモルファス合金薄帯を用いることが考えられる。特に、配電用変圧器の場合、高木、山本、山地：「柱上変圧器負荷パターン作成モデルを用いたアモルファス変圧器の評価」Ｐ８８５～８９２、電学論Ｂ、１２８巻６号、２００８年、あるいはＦｉｎａｌ　Ｒｅｐｏｒｔ，　ＬＯＴ　２：　Ｄｉｓｔｒｉｂｕｔｉｏｎ　ａｎｄ　ｐｏｗｅｒ　ｔｒａｎｓｆｏｒｍｅｒｓ　Ｔａｓｋｓ　１－７　２０１０／ＥＴＥ／Ｒ／１０６，　Ｊａｎｕａｒｙ　２０１１に記載されるようにその年間を通じての負荷率の実効値に相当する平均等価負荷率は１５％程度と低いことが知られており、無負荷損の小さなＦｅ基アモルファス合金薄帯を用いた変圧器が省エネルギーとＣＯ２排出量削減の観点から極めて有効である。
　変圧器の鉄心用のＦｅ基アモルファス合金薄帯としては、ＪＩＳ　Ｃ　２５３４：２０１７（対応ＩＥＣ規格ＩＥＣ６０４０４－８－１１）の表１と表２に記載されるように普通材と高磁束密度材の２種類に大別され、その鉄損の最大値と占積率の最小値を基準として、各々、１６種類存在する。最も鉄損の小さなもので、その周波数５０Ｈｚ、磁束密度１．３Ｔにおける鉄損の最大値は０．０８Ｗ／ｋｇ、その周波数６０Ｈｚ、磁束密度１．３Ｔにおける鉄損の最大値は０．１１Ｗ／ｋｇとなっている。しかし、より高効率の変圧器を得るためには、これよりも小さな鉄損のＦｅ基アモルファス合金薄帯を鉄心に使用する必要がある。
　アモルファス合金薄帯の低鉄損化のため、前述したレーザスクライビング法が試みられているが、その鉄損は上記ＪＩＳ　Ｃ　２５３４：２０１７の表１と表２に記載される最低鉄損値に達していない（例えば、特公平３－３２８８６号公報、特開昭６１－２５８４０４号公報、特公平２－５３９３５号公報の各々における実施例参照）。
　そこで本開示の一態様は、磁束密度１．４５Ｔの条件における鉄損が低減されるＦｅ基アモルファス合金薄帯を提供することが好ましい。また、要求される特性が得られるとともに、変形の少ないＦｅ基アモルファス合金薄帯が得られ、また、生産性の高い製造方法を提供することが好ましい。
　また、本開示の他の一態様は、上記一態様に係るＦｅ基アモルファス合金薄帯を用い、優れた性能を備えた鉄心及び変圧器を提供することが好ましい。
　本開示の一態様は、第１面と第２面とを有するＦｅ基アモルファス合金薄帯である。Ｆｅ基アモルファス合金薄帯は、少なくとも第１面に、連続した線状のレーザ照射痕を複数有する。線状レーザ照射痕は、Ｆｅ基アモルファス合金薄帯の鋳造方向に直交する方向に沿って設けられる。線状レーザ照射痕は、表面に凹凸を有し、凹凸を鋳造方向に評価したとき、Ｆｅ基アモルファス合金薄帯の厚さ方向における最高点と最低点との高低差ＨＬと、第１面における線状レーザ照射痕の鋳造方向の長さである幅ＷＡとから算出される高低差ＨＬ×幅ＷＡが６．０～１８０μｍ２である。
　本開示の一態様では、幅ＷＡが２８μｍ以上であってもよい。
　本開示の一態様では、高低差ＨＬが０．２０μｍ以上であってもよい。
　本開示の一態様では、線状レーザ照射痕は、第１面へのレーザ照射により溶融凝固した溶融凝固部であり、第１面から第２面まで達していてもよい。幅ＷＡと、第２面における線状レーザ照射痕の鋳造方向の長さである幅ＷＢとの幅比ＷＢ／ＷＡが０．５７以下であってもよい。
　本開示の別の態様は、第１面と第２面とを有するＦｅ基アモルファス合金薄帯である。Ｆｅ基アモルファス合金薄帯は、少なくとも第１面に、連続した線状のレーザ照射痕を複数有する。線状レーザ照射痕は、Ｆｅ基アモルファス合金薄帯の鋳造方向に直交する方向に沿って設けられる。線状レーザ照射痕は、第１面へのレーザ照射により溶融凝固した溶融凝固部であり、第１面から第２面まで達している。第１面における線状レーザ照射痕の鋳造方向の長さである幅ＷＡと第２面における線状レーザ照射痕の鋳造方向の長さである幅ＷＢとの幅比ＷＢ／ＷＡが０．５７以下である。
　本開示の一態様では、線状レーザ照射痕は、表面に凹凸を有し、凹凸を鋳造方向に評価したとき、Ｆｅ基アモルファス合金薄帯の厚さ方向における最高点と最低点との高低差ＨＬと、幅ＷＡとから算出される高低差ＨＬ×幅ＷＡが６．０～１８０μｍ２であってもよい。
　本開示の一態様では、高低差ＨＬが０．２０μｍ以上であってもよい。
　本開示の別の態様は、第１面と第２面とを有するＦｅ基アモルファス合金薄帯である。Ｆｅ基アモルファス合金薄帯は、少なくとも第１面に、連続した線状のレーザ照射痕を複数有する。線状レーザ照射痕は、Ｆｅ基アモルファス合金薄帯の鋳造方向に直交する方向に沿って設けられる。第１面における線状レーザ照射痕の鋳造方向の長さである幅ＷＡが２８．５μｍ以上９０μｍ以下である。
　本開示の一態様では、複数の線状レーザ照射痕のうち、互いに隣り合う線状レーザ照射痕間の間隔をライン間隔とした場合に、ライン間隔が２ｍｍ～２００ｍｍであってもよい。
　本開示の一態様では、線状レーザ照射痕が設けられた部分は、非晶質であってもよい。
　本開示の一態様では、鋳造方向に直交する方向を幅方向としたとき、幅方向において、Ｆｅ基アモルファス合金薄帯の長さ全体に占める線状レーザ照射痕の長さの割合が、Ｆｅ基アモルファス合金薄帯の幅方向の中心から幅方向両端に向かう方向にそれぞれ１０％～５０％の範囲内であってもよい。
　本開示の一態様は、第１面及び第２面として自由凝固面及びロール面を有してもよい。自由凝固面における線状レーザ照射痕以外の部分の最大断面高さＲｔが、３．０μｍ以下であってもよい。
　本開示の一態様では、厚さが１８μｍ～３５μｍであってもよい。
　本開示の一態様では、Ｆｅ基アモルファス合金薄帯の合金組成は、Ｆｅ、Ｓｉ、Ｂ、及び不純物からなり、Ｆｅ、Ｓｉ、及びＢの合計含有量を１００原子％とした場合に、Ｆｅの含有量が７８原子％以上であり、Ｂの含有量が１０原子％以上であり、Ｂ及びＳｉの合計含有量が１７原子％～２２原子％であってもよい。
　本開示の一態様では、周波数６０Ｈｚ及び磁束密度１．４５Ｔの条件における鉄損が０．１５０Ｗ／ｋｇ以下であってもよい。
　本開示の一態様では、周波数１ｋＨｚ及び磁束密度１Ｔの条件における鉄損が８．６Ｗ／ｋｇ以下であり、励磁電力ＶＡが８．７ＶＡ／ｋｇ以下であってもよい。
　本開示の一態様では、最大印加磁場８００Ａ／ｍで測定した直流Ｂ－Ｈ曲線の保磁力Ｈｃが５．０Ａ／ｍ以下であってもよい。
　本開示の一態様では、最大印加磁場８００Ａ／ｍで測定した直流Ｂ－Ｈ曲線の角型比〔残留磁束密度Ｂｒ／最大磁束密度Ｂｍ〕が４０％以下であってもよい。
　本開示の別の態様は、第１面と第２面とを有するＦｅ基アモルファス合金薄帯の少なくとも第１面に対し、ＣＷ（連続波）発振方式を用いたレーザを照射して、複数の線状レーザ照射痕を有するＦｅ基アモルファス合金薄帯を得るＦｅ基アモルファス合金薄帯の製造方法である。ＣＷ（連続波）発振方式を用いたレーザのレーザ密度が、５Ｊ／ｍ以上３５Ｊ／ｍ以下である。線状レーザ照射痕は、Ｆｅ基アモルファス合金薄帯の鋳造方向に直交する方向に沿って設けられる。
　本開示の一態様では、線状レーザ照射痕は、表面に凹凸を有し、凹凸を鋳造方向に評価したとき、Ｆｅ基アモルファス合金薄帯の厚さ方向における最高点と最低点との高低差ＨＬと、第１面における線状レーザ照射痕の鋳造方向の長さである幅ＷＡとから算出される高低差ＨＬ×幅ＷＡが６．０～１８０μｍ２であってもよい。
　本開示の一態様では、線状レーザ照射痕は、第１面から第２面まで達していてもよい。第１面における線状レーザ照射痕の鋳造方向の長さである幅ＷＡと第２面における線状レーザ照射痕の鋳造方向の長さである幅ＷＢとの幅比ＷＢ／ＷＡが０．５７以下であってもよい。
　本開示の一態様では、第１面における線状レーザ照射痕の鋳造方向の長さである幅ＷＡが２８μｍ以上であってもよい。
　本開示の一態様では、線状レーザ照射痕は、表面に凹凸を有し、凹凸を鋳造方向に評価したとき、Ｆｅ基アモルファス合金薄帯の厚さ方向における最高点と最低点との高低差ＨＬが０．２０～２．０μｍであってもよい。
　本開示の一態様では、線状レーザ照射痕が設けられた部分は、非晶質であってもよい。
　本開示の一態様では、複数の線状レーザ照射痕のうち、互いに隣り合う線状レーザ照射痕間の間隔をライン間隔とした場合に、ライン間隔が２ｍｍ～２００ｍｍであってもよい。
　本開示の別の態様は、複数の上記Ｆｅ基アモルファス合金薄帯が積層され、又は少なくとも１つの上記Ｆｅ基アモルファス合金薄帯が巻回されて構成される鉄心である。
　本開示の一態様は、積層された複数のＦｅ基アモルファス合金薄帯が曲げられてオーバーラップ巻きされて構成されてもよい。周波数６０Ｈｚ及び磁束密度１．４５Ｔの条件における鉄損が０．２４０Ｗ／ｋｇ以下であってもよい。
　本開示の別の態様は、上記Ｆｅ基アモルファス合金薄帯を用いた鉄心と、鉄心に巻き回されたコイルと、を備える変圧器である。
　本開示の一態様では、鉄心は、積層された複数のＦｅ基アモルファス合金薄帯が曲げられてオーバーラップ巻きされて構成され、周波数６０Ｈｚ及び磁束密度１．４５Ｔの条件における鉄損が０．２４０Ｗ／ｋｇ以下であってもよい。
　本開示の一態様は、単相変圧器であり、５０Ｈｚにおける鉄心の重量当たりの無負荷損が０．１５Ｗ／ｋｇ以下、又は６０Ｈｚにおける鉄心の重量当たりの無負荷損が０．１９Ｗ／ｋｇ以下であってもよい。
　本開示の一態様は、３相変圧器であり、５０Ｈｚにおける鉄心の重量当たりの無負荷損が０．１９Ｗ／ｋｇ以下、又は６０Ｈｚにおける鉄心の重量当たりの無負荷損が０．２４Ｗ／ｋｇ以下であってもよい。
　本開示の一態様では、定格容量が１０ｋＶＡ以上であってもよい。
　本開示の一態様によれば、低鉄損のＦｅ基アモルファス合金薄帯が提供される。また、本開示の一態様によれば、要求される特性が得られるとともに、レーザ照射による変形度合いが小さく、また、生産性の高いＦｅ基アモルファス合金薄帯及びその製造方法が提供される。
　本開示の他の一態様によれば、上記一態様に係るＦｅ基アモルファス合金薄帯を用いることにより、優れた性能を備える鉄心及び変圧器が提供される。
レーザ加工されたＦｅ基アモルファス合金薄帯片（薄帯１０）の自由凝固面を概略的に示す概略平面図である。 線状レーザ照射痕の顕微鏡写真である。 線状レーザ照射痕の表面の凹凸状態の概略図である。 高低差ＨＬ×幅ＷＡと鉄損ＣＬ（６０Ｈｚ，１．４５Ｔ）との関係を示す図である。 幅ＷＡと鉄損ＣＬ（６０Ｈｚ，１．４５Ｔ）との関係を示す図である。 高低差ＨＬ×幅ＷＡと励磁電力ＶＡ（６０Ｈｚ，１．４５Ｔ）との関係を示す図である。 高低差ＨＬ×幅ＷＡと保磁力Ｈｃ（６０Ｈｚ，１．４５Ｔ）との関係を示す図である。 鉄心の一例を示す平面図である。 鉄心の一例を示す側面図である。 鉄心に一次巻線（Ｎ１）と二次巻線（Ｎ２）とを巻いて変圧するための回路を示す回路図である。 実施例３の鉄心と比較例２の鉄心とにおける周波数５０Ｈｚでの磁束密度と鉄損との関係を示す図である。 実施例３の鉄心と比較例２の鉄心とにおける周波数６０Ｈｚでの磁束密度と鉄損との関係を示す図である。 Ｎｏ．５４のレーザ照射された面Ａの線状レーザ照射痕の顕微鏡写真である。 Ｎｏ．５４のレーザ照射された面Ａの裏面Ｂの線状レーザ照射痕の顕微鏡写真である。 Ｎｏ．＊４４のレーザ照射された面Ａの線状レーザ照射痕の顕微鏡写真である。 Ｎｏ．＊４４のレーザ照射された面Ａの裏面Ｂの線状レーザ照射痕の顕微鏡写真である。 図１７Ａは、実施例１のＮｏ．１３の線状レーザ照射痕の顕微鏡写真であり、図１７Ｂは、実施例１のＮｏ．１７の線状レーザ照射痕の顕微鏡写真であり、図１７Ｃは、実施例１のＮｏ．２０の線状レーザ照射痕の顕微鏡写真であり、図１７Ｄは、実施例１のＮｏ．２４の線状レーザ照射痕の顕微鏡写真である。 図１８Ａは、実施例１のＮｏ．２６の線状レーザ照射痕の顕微鏡写真であり、図１８Ｂは、実施例１のＮｏ．２８の線状レーザ照射痕の顕微鏡写真であり、図１８Ｃは、実施例１のＮｏ．３４の線状レーザ照射痕の顕微鏡写真であり、図１８Ｄは、実施例１のＮｏ．３６の線状レーザ照射痕の顕微鏡写真である。 幅ＷＡと励磁電力ＶＡ（６０Ｈｚ，１．４５Ｔ）との関係を示す図である。 幅ＷＡと保磁力Ｈｃ（６０Ｈｚ，１．４５Ｔ）との関係を示す図である。 ライン間隔ＬＰ１と鉄損ＣＬ（６０Ｈｚ，１．４５Ｔ）との関係を示す図である。 幅比ＷＢ／ＷＡと鉄損ＣＬ（６０Ｈｚ，１．４５Ｔ）との関係を示す図である。 高低差ＨＬと鉄損ＣＬ（１ｋＨｚ、１Ｔ）との関係を示す図である。 高低差ＨＬと励磁電力ＶＡ（１ｋＨｚ，１Ｔ）との関係を示す図である。 高低差ＨＬ×幅ＷＡと鉄損ＣＬ（１ｋＨｚ、１Ｔ）との関係を示す図である。 高低差ＨＬ×幅ＷＡと励磁電力ＶＡ（１ｋＨｚ，１Ｔ）との関係を示す図である。 レーザ密度と鉄損ＣＬ（１ｋＨｚ、１Ｔ）との関係を示す図である。 レーザ密度と励磁電力ＶＡ（１ｋＨｚ，１Ｔ）との関係を示す図である。 レーザ密度と鉄損ＣＬ（６０Ｈｚ，１．４５Ｔ）との関係を示す図である。 レーザ密度と励磁電力ＶＡ（６０Ｈｚ，１．４５Ｔ）との関係を示す図である。 レーザ密度と保磁力Ｈｃ（６０Ｈｚ，１．４５Ｔ）との関係を示す図である。 実施例２の線状レーザ照射痕の顕微鏡写真である。 本実施形態の変圧器の一例を示す概略図である。 本実施形態の変圧器の別の例を示す概略図である。 本実施形態の変圧器の更に別の例を示す概略図である。
　本明細書において、「～」を用いて表される数値範囲は、「～」の前後に記載される数値を下限値及び上限値として含む範囲を意味する。本明細書において段階的に記載されている数値範囲において、一つの数値範囲で記載された上限値又は下限値は、他の段階的な記載の数値範囲の上限値又は下限値に置き換えてもよい。また、本明細書に記載されている数値範囲において、その数値範囲の上限値又は下限値は、実施例に示されている値に置き換えてもよい。
　本明細書において、「工程」との語は、独立した工程だけでなく、他の工程と明確に区別できない場合であっても工程の所期の目的が達成されれば、本用語に含まれる。
　本明細書において、Ｆｅ基アモルファス合金薄帯とは、Ｆｅ基アモルファス合金からなる薄帯を指す。
　本明細書において、Ｆｅ基アモルファス合金とは、Ｆｅ（鉄）を主成分とするアモルファス合金を指す。ここで、主成分とは、含有比率（質量％）が最も高い成分を指す。
　以下、本開示に関する実施形態について記載する。なお、本開示は、以下に記載の実施形態に限定されるものではなく、技術的思想の範囲内で適宜変更可能である。
　本開示のＦｅ基アモルファス合金薄帯は、レーザ照射により合金薄帯に歪を導入し、磁区を細分化して磁気特性を向上させるものである。
　本開示では、Ｆｅ基アモルファス合金薄帯にＣＷ（連続波）発振方式を用いたレーザを照射して、線状レーザ照射痕を形成する。この線状レーザ照射痕は、レーザ照射により溶融し凝固した溶融凝固部であり、ＣＷ（連続波）発振方式のレーザが照射されることにより、連続した線状に形成される。
　本開示は、このレーザ照射を行うことにより、磁気特性の向上を図るものであるが、レーザ照射によるエネルギーが強すぎても、弱すぎても、目的とする磁気特性を得ることができない。そこで、本開示では、適切なレーザ照射により、適切な線状レーザ照射痕を形成するものであり、その適切な線状レーザ照射痕の形態を提供するものである。
　〔Ｆｅ基アモルファス合金薄帯〕
　本開示の第一実施形態のＦｅ基アモルファス合金薄帯は、第１面と第２面とを有する。Ｆｅ基アモルファス合金薄帯は、少なくとも第１面に、連続した線状のレーザ照射痕を複数有する。線状レーザ照射痕は、Ｆｅ基アモルファス合金薄帯の鋳造方向に直交する方向に沿って設けられる。線状レーザ照射痕は、表面に凹凸を有し、凹凸を鋳造方向に評価したとき、Ｆｅ基アモルファス合金薄帯の厚さ方向における最高点と最低点との高低差ＨＬと、第１面における線状レーザ照射痕の鋳造方向の長さである幅ＷＡとから算出される高低差ＨＬ×幅ＷＡが６．０～１８０μｍ２である。
　高低差ＨＬ×幅ＷＡが６．０～１８０μｍ２であることにより、目的とする磁気特性が得られる。例えば、周波数６０Ｈｚ及び磁束密度１．４５Ｔの条件における鉄損が０．１５０Ｗ／ｋｇ以下であるＦｅ基アモルファス合金薄帯が得られる。
　この高低差ＨＬ×幅ＷＡは、１７８μｍ２以下が好ましく、更に１７５μｍ２以下が好ましい。また、この高低差ＨＬ×幅ＷＡは、６．４μｍ２以上が好ましく、更に好ましくは１０μｍ２以上である。
　本開示の実施形態において、幅ＷＡが２８μｍ以上であることが好ましい。更に、幅ＷＡが２８．５μｍ以上であることが好ましく、更に、２９μｍ以上であることが好ましく、更に、３０μｍ以上であることが好ましい。
　また、本開示の実施形態において、高低差ＨＬが０．２０μｍ以上であることが好ましい。更に、高低差ＨＬが０．２１μｍ以上であることが好ましく、更に好ましくは０．２４μｍ以上であり、更に好ましくは０．２５μｍ以上であり、更に好ましくは０．３０μｍ以上である。また、高低差ＨＬは、２．０μｍ以下が好ましい。更に好ましくは、２．０μｍ未満であり、更に好ましくは、１．９μｍ以下であり、更に好ましくは、１．８μｍ以下であり、さらに好ましくは、１．７μｍ以下である。
　また、本開示の実施形態において、幅ＷＡと、レーザ照射された面Ａの裏面Ｂの線状レーザ照射痕の幅ＷＢとの幅比ＷＢ／ＷＡが０．５７以下（０を含む）であることが好ましい。更に、幅比ＷＢ／ＷＡは０．５５以下が好ましく、更に、０．５４以下が好ましく、更に０．５２以下が好ましく、更に０．５０以下が好ましい。この幅比ＷＢ／ＷＡは０であってもよい。この幅比ＷＢ／ＷＡが０であるとは、レーザ照射された面Ａの裏面Ｂに線状レーザ照射痕が観察されない状態である。
　本開示の第二実施形態のＦｅ基アモルファス合金薄帯は、第１面と第２面とを有する。Ｆｅ基アモルファス合金薄帯は、少なくとも第１面に、連続した線状のレーザ照射痕を複数有する。線状レーザ照射痕は、Ｆｅ基アモルファス合金薄帯の鋳造方向に直交する方向に沿って設けられる。線状レーザ照射痕は、第１面へのレーザ照射により溶融凝固した溶融凝固部であり、第１面から第２面まで達している。第１面における線状レーザ照射痕の鋳造方向の長さである幅ＷＡと第２面における線状レーザ照射痕の鋳造方向の長さである幅ＷＢとの幅比ＷＢ／ＷＡが０．５７以下である。
　幅ＷＡと幅ＷＢとの幅比ＷＢ／ＷＡが０．５７以下（０を含む）であることにより、目的とする磁気特性が得られる。例えば、周波数６０Ｈｚ及び磁束密度１．４５Ｔの条件における鉄損が０．１５０Ｗ／ｋｇ以下であるＦｅ基アモルファス合金薄帯が得られる。
　本開示の第三実施形態のＦｅ基アモルファス合金薄帯は、第１面と第２面とを有する。Ｆｅ基アモルファス合金薄帯は、少なくとも第１面に、連続した線状のレーザ照射痕を複数有する。線状レーザ照射痕は、Ｆｅ基アモルファス合金薄帯の鋳造方向に直交する方向に沿って設けられる。第１面における線状レーザ照射痕の鋳造方向の長さである幅ＷＡが２８．５μｍ以上９０μｍ以下である。
　上記した幅ＷＡが２８．５μｍ以上９０μｍ以下であることにより、目的とする磁気特性が得られる。例えば、周波数６０Ｈｚ及び磁束密度１．４５Ｔの条件における鉄損が０．１５０Ｗ／ｋｇ以下であるＦｅ基アモルファス合金薄帯が得られる。
　Ｆｅ基アモルファス合金薄帯のレーザ照射された面Ａに、レーザ照射による線状レーザ照射痕が形成される際、レーザのエネルギーが所定以上となると、面Ａに照射されたレーザのエネルギーが裏面Ｂまで伝わり、裏面Ｂでも線状レーザ照射痕が形成される。
　この裏面Ｂの線状レーザ照射痕について観察すると、レーザのエネルギーが大きすぎる場合、裏面Ｂの線状レーザ照射痕の縁に応力皺が形成される。この応力皺が形成された状態では、低損失のＦｅ基アモルファス合金薄帯が得られなかった。
　したがって、この応力皺が形成されないように適切なエネルギーでレーザを照射し、裏面Ｂの線状レーザ照射痕の縁に応力皺が形成されないようにすることが好ましい。
　そのため、裏面Ｂの線状レーザ照射痕の縁に応力皺が形成されない状態が得られる線状レーザ照射痕について検討した。
　その結果、Ｆｅ基アモルファス合金薄帯のレーザ照射された面Ａの線状レーザ照射痕の幅ＷＡと、レーザ照射された面Ａの裏面Ｂの線状レーザ照射痕の幅ＷＢとの幅比ＷＢ／ＷＡが０．５７以下（０を含む）であれば、裏面Ｂの線状レーザ照射痕の縁に応力皺が形成されない状態が得られることが分かった。
　上記した第一の形態、第二の形態、又は第三の形態を得るために、照射するレーザのエネルギーを適切な値とする。この照射するレーザのエネルギーは、レーザの走査速度、合金薄帯の厚さを考慮して、適宜設定する。例えば、レーザ密度を５Ｊ／ｍ以上３５Ｊ／ｍ以下とすることが好ましい。
　本開示では、ＣＷ（連続波）発振方式を用いたレーザを照射することにより線状レーザ照射痕が形成される。線状レーザ照射痕は、レーザ照射により、溶融凝固しており、レーザ照射されていない部分と比べると、見かけの状態（色合い、形状）が変化している。つまり、この見かけの状態が変化している部分が線状レーザ照射痕（溶融凝固部）である。
　その見かけの状態が変化している部分の幅（連続した線状の伸びる方向に直交する方向の長さ）を線状レーザ照射痕（溶融凝固部）の幅とする。
　このＣＷ（連続波）発振方式を用いたレーザを照射することにより形成される線状レーザ照射痕は、パルスレーザを用いた点状のレーザ照射痕の集まりとは異なる。
　従来、レーザ照射により、磁区を細分化する方法は知られているが、それらはパルスレーザを用いて、点状のレーザ照射痕を形成する方法が一般的であった。しかし、パルスレーザを用いた方法では、次のような点で、生産性に課題があり、低コストでの生産には不向きであった。
　例えば、高速で加工する場合、発振周波数をあげる必要があるが、パルスエネルギー及びパルス幅を維持したまま、発振周波数をあげることが出来ない。
　ＣＷ（連続波）発振方式を用いたレーザ加工の場合、連続的にレーザを発振するだけで、発振機の出力を上げれば容易に生産性を高くすることができる。これにより、高コストとなることなく、所望の特性のＦｅ基アモルファス合金薄帯が得られる。例えば、周波数６０Ｈｚ及び磁束密度１．４５Ｔの条件における鉄損が低減されたＦｅ基アモルファス合金薄帯が得られる。
　本開示において、線状レーザ照射痕は、ＣＷ（連続波）発振方式を用いたレーザを照射することにより形成されたものであり、連続した線状に形成されたものであるが、部分的に途切れていても差し支えない。少なくとも５ｍｍ以上、連続したものであればよい。
　また、パルスレーザによる点状のレーザ照射痕と、ＣＷ（連続波）発振方式を用いた線状レーザ照射痕とは、レーザ照射痕を観察することにより、見分けられる。
　本実施形態のＦｅ基アモルファス合金薄帯（以下、単に「薄帯」ともいう。）では、周波数６０Ｈｚ及び磁束密度１．４５Ｔの条件における鉄損ＣＬが低減される。また、保磁力Ｈｃ（６０Ｈｚ，１．４５Ｔ）も低減されたＦｅ基アモルファス合金薄帯が得られる。
　また、励磁電力ＶＡ（６０Ｈｚ，１．４５Ｔ）の増加を抑制することができる。また、レーザ照射による変形度合いが小さいＦｅ基アモルファス合金薄帯が得られる。また、高い生産性を備える、レーザ照射によるＦｅ基アモルファス合金薄帯が得られる。
　また、周波数１ｋＨｚ及び磁束密度１Ｔの条件における鉄損ＣＬ（１ｋＨｚ，１Ｔ）が低減される。また、周波数１ｋＨｚ及び磁束密度１Ｔの条件における励磁電力ＶＡ（１ｋＨｚ，１Ｔ）も低減することができる。これにより、本開示のＦｅ基アモルファス合金薄帯は、高周波用途にも有用となる。
　本開示のＦｅ基アモルファス合金薄帯は、自由凝固面及びロール面を有するＦｅ基アモルファス合金薄帯である。
　自由凝固面及びロール面を有するＦｅ基アモルファス合金薄帯は、単ロール法によって製造（鋳造）される薄帯である。鋳造時、冷却ロールに接して急冷凝固された面がロール面であり、ロール面に対して反対側の面（即ち、鋳造時、雰囲気に暴露されていた面）が、自由凝固面である。
　単ロール法については、国際公開第２０１２／１０２３７９号等の公知文献を適宜参照できる。
　本開示のＦｅ基アモルファス合金薄帯は、鋳造後、カットされていない状態の薄帯（例えば、鋳造後にロール状に巻き取られたロール体）であってもよいし、鋳造後、所望とする大きさに切り出された薄帯片であってもよい。
　本実施形態のＦｅ基アモルファス合金薄帯の模式図を図１に示す。図１は、Ｆｅ基アモルファス合金薄帯１０の自由凝固面（もしくはロール面）に線状レーザ照射痕１２が複数形成されている。図１において、左右方向（Ｌ１の矢印方向）が鋳造方向に相当し、上下方向（Ｗ１の矢印方向）が薄帯の幅方向に相当する。線状レーザ照射痕１２は、薄帯の鋳造方向に直交する幅方向に向かう方向に沿って設けられている。Ｌ１は、薄帯の長さを示し、Ｗ１は薄帯の幅を示し、ＬＰ１は線状レーザ照射痕のライン間隔を示している。
　また、連続した線状のレーザ照射痕は、直線状であることが好ましい。ＣＷ発振方式を用いたレーザ照射を走査して形成するため、多少のゆらぎは生じるが、ほぼ直線状の線状レーザ照射痕が形成される。
　また、本開示の溶融凝固部は、非晶質であることが好ましい。溶融凝固部が結晶化してしまうと、磁気特性が劣化する。
　本開示において、線状レーザ照射痕は、Ｆｅ基アモルファス合金薄帯の鋳造方向に直交する幅方向に向かう方向に沿って設けられる。また、線状レーザ照射痕は、後述する「幅方向の中央部」を含むように、薄帯の幅方向に形成されていることが好ましい。ここで、「鋳造方向」とは、Ｆｅ基アモルファス合金薄帯を鋳造する際の冷却ロールの周方向に対応する方向であり、言い換えれば、鋳造後、カットされる前のＦｅ基アモルファス合金薄帯の長手方向に対応する方向である。そして、その長手方向に直交する方向が薄帯の幅方向となる。
　なお、切り出された薄帯片においても、薄帯片の自由凝固面及び／又はロール面を観察することにより、「鋳造方向」がどの方向であるかを確認できる。例えば、薄帯片の自由凝固面及び／又はロール面には、鋳造方向に沿った薄いスジが観測される。また、鋳造方向に直交する方向が幅方向である。
　実施形態のＦｅ基アモルファス合金薄帯では、複数の線状レーザ照射痕のうち、互いに隣り合う線状レーザ照射痕間の、Ｆｅ基アモルファス合金薄帯の鋳造方向に直交する幅方向の中央部における間隔をライン間隔とした場合に、ライン間隔は２ｍｍ～２００ｍｍであることが好ましい。このライン間隔は、レーザ照射された面Ａでのライン間隔である。
　なお、幅方向とは、Ｆｅ基アモルファス合金薄帯の鋳造方向に直交する方向である。
　また、線状レーザ照射痕が薄帯の自由凝固面及びロール面の両面でレーザ照射されて形成されている場合、ライン間隔は、薄帯を透過的に見た場合の両面の線状レーザ照射痕を対象に、測定される。例えば、線状レーザ照射痕が、薄帯の鋳造方向で、両面に交互にレーザ照射されて、形成されている場合、「互いに隣り合う線状レーザ照射痕」は、一方の面に照射された線状レーザ照射痕と、他方の面に照射され、かつ鋳造方向に隣接する線状レーザ照射痕とが対象となる。
　ライン間隔が２ｍｍ未満であると、鉄損の低減が見込めない。
　ライン間隔が２００ｍｍ以下であることにより、周波数６０Ｈｚ及び磁束密度１．４５Ｔの条件で測定される鉄損を低減させる効果に優れる。
　ライン間隔は、より好ましくは３．５ｍｍ以上であり、更に好ましくは５ｍｍ以上であり、更に好ましくは１０ｍｍ以上である。また、より好ましくは１００ｍｍ以下であり、更に好ましくは８０ｍｍ以下であり、更に好ましくは６０ｍｍ以下である。更に５０ｍｍ以下、４０ｍｍ以下、３０ｍｍ以下と狭くすることができる。
　複数の線状レーザ照射痕の方向は、略平行であることが好ましいが、略平行であることに限定されない。複数の線状レーザ照射痕の方向は、平行であってもよいし平行でなくてもよい。
　Ｆｅ基アモルファス合金薄帯の「幅方向の中央部」とは、幅方向の中心から幅方向両端に向かってある程度の幅をもった部分とすることができる。例えば、幅方向の中心から幅方向両端に向かって、上記「ある程度の幅」が幅全体の１／５（中心から一方端までの１／５であり、幅方向の中央部の長さが幅方向全体の１／５）となる領域の範囲を中央部とすることができる。したがって、幅方向の中心から幅方向両端に向かって、それぞれ中心から端までの１／５までの領域、つまり、幅方向の中央部の長さが幅全体の１／５となる領域の範囲において、ライン間隔が２ｍｍ～２００ｍｍの範囲となっていることが好ましい。好ましくは、幅方向の中央部の長さが、幅全体の１／４となる領域の範囲において、ライン間隔が２ｍｍ～２００ｍｍの範囲となっていることが好ましい。さらに好ましくは、幅方向の中央部の長さが、幅全体の１／２となる領域の範囲において、ライン間隔が２ｍｍ～２００ｍｍの範囲となっていることが好ましい。
　本開示の実施形態として、複数の線状レーザ照射痕の各々の方向が、Ｆｅ基アモルファス合金薄帯の鋳造方向に直交する幅方向に対して、互いに平行でない配置関係を有していてもよい。
　つまり、複数の線状レーザ照射痕の各々の方向とＦｅ基アモルファス合金薄帯の幅方向とのなす角度を１０°超として鋳造方向に対して鋭角又は鈍角の傾斜角をもって交差していてもよい。
　本開示の実施形態として、複数の線状レーザ照射痕の各々の方向が、Ｆｅ基アモルファス合金薄帯の鋳造方向及び厚さ方向に直交する方向に対して、略平行であることが好ましい。
　複数の線状レーザ照射痕の各々の方向がＦｅ基アモルファス合金薄帯の鋳造方向及び厚さ方向に直交する方向に対して略平行であるとは、複数の線状レーザ照射痕の各々の方向と、Ｆｅ基アモルファス合金薄帯の鋳造方向及び厚さ方向に直交する方向と、のなす角度が１０°以下であることを意味する。
　但し、複数の線状レーザ照射痕が略平行であることに限定されない。
　また、本開示の実施形態として、複数の線状レーザ照射痕の各々の方向は、Ｆｅ基アモルファス合金薄帯の幅方向に対して、略平行であることが好ましい。
　複数の線状レーザ照射痕の各々の方向がＦｅ基アモルファス合金薄帯の幅方向に対して略平行であるとは、複数の線状レーザ照射痕の各々の方向とＦｅ基アモルファス合金薄帯の幅方向とのなす角度が１０°以下であることを意味する。
　但し、複数の線状レーザ照射痕が略平行であることに限定されない。
　上記のとおり、線状レーザ照射痕の方向は、Ｆｅ基アモルファス合金薄帯の鋳造方向に直交する方向に平行でなくてもよく、線状レーザ照射痕の方向とＦｅ基アモルファス合金薄帯の鋳造方向とのなす角度が１０°超の傾斜角をもっていてもよい。このように、１０°超の傾斜角をもっていても、線状レーザ照射痕は、Ｆｅ基アモルファス合金薄帯の鋳造方向に直交する方向に沿って設けられていると解釈する。この傾斜角は４５°未満が好ましく、さらに４０°以下が好ましく、さらに３０°以下が好ましく、さらに２０°以下が好ましい。最も好ましくは１０°以下である。
　本開示のＦｅ基アモルファス合金薄帯は、線状レーザ照射痕を薄帯の幅方向に１つ有する態様でもよいし、薄帯の幅方向に２つ以上有する態様でもよい。なお、幅方向に複数の線状レーザ照射痕を有する場合であって、その複数の線状レーザ照射痕が一直線状に並ぶ場合は、一つの線状レーザ照射痕として扱うことができる。
　具体的には、本開示のＦｅ基アモルファス合金薄帯は、Ｆｅ基アモルファス合金薄帯の鋳造方向に設けられた複数の線状レーザ照射痕の列を、鋳造方向に直交する幅方向において、（１）一列有する態様（以下、単一群という。）でもよいし、（２）複数列有する態様（以下、複数群という。）でもよい。
　以下、Ｆｅ基アモルファス合金薄帯の鋳造方向に設けられた複数の線状レーザ照射痕の列を「照射痕の群」ともいう。
　後者の複数群では、照射痕の群が薄帯の幅方向に複数存在し、複数の群間において、線状レーザ照射痕の各々の位置が幅方向の同一線上にある必要はなく、線状レーザ照射痕の各々が鋳造方向にずれた位置関係となっていてもよい。例えば、薄帯の幅方向に照射痕の群が２つ存在する場合、一方の群中に並ぶ複数の線状レーザ照射痕と他方の群中に並ぶ複数の線状レーザ照射痕とが、鋳造方向に一定の距離ずらして互いに交互に存在する位置関係となっていてもよい。
　本開示におけるライン間隔は、以下のようにして求められる値である。
　上記（１）のように、鋳造方向に設けられた複数の線状レーザ照射痕の列を、鋳造方向に直交する幅方向に一列有する（単一群）場合、ライン間隔は、鋳造方向に互いに隣り合う２つの線状レーザ照射痕間の間隔を任意に５箇所選択して測定し、測定値の平均値とすることができる。この場合、単一群を構成する複数の線状レーザ照射痕は、一定の間隔をおいて存在することが好ましいが、任意の間隔で存在してもよい。
　また、上記（２）のように、鋳造方向に設けられた複数の線状レーザ照射痕の列を、鋳造方向に直交する幅方向に、複数列有する（複数群）場合、ライン間隔は、複数群中の各「照射痕の群」ごとに上記方法と同様にして求めた値（平均値）を更に平均した値とすることができる。この場合、各「照射痕の群」を構成する複数の線状レーザ照射痕は、一定の間隔をおいて存在することが好ましいが、任意の間隔で存在してもよい。なお、複数群のうちのひとつが幅方向の中央部に達していない場合は、その線状レーザ照射痕を幅方向の中央部まで仮に延長して、幅方向の中央部における間隔を求めることができる。
　また、Ｆｅ基アモルファス合金薄帯の幅方向の長さ全体に占める、線状レーザ照射痕の幅方向の長さの割合が、幅方向の中心から幅方向両端に向かう方向にそれぞれ１０％～５０％であることが好ましい。なお、ここでの「％」は、Ｆｅ基アモルファス合金薄帯の幅方向の長さ全体を１００％としている。
　なお、線状レーザ照射痕の方向が幅方向に対して傾きを持つ場合は、傾きを持った線状レーザ照射痕自体の長さではなく、線状レーザ照射痕が形成されている部分において薄帯の幅方向における長さに換算した値を線状レーザ照射痕の幅方向の長さとする。
　上記幅方向の長さの割合が５０％であるとは、線状レーザ照射痕が、Ｆｅ基アモルファス合金薄帯の幅方向の中央を起点とし、幅方向に一端及び他端にまで到達していることを意味する。つまり、線状レーザ照射痕が薄帯の幅方向において、一端から他端まで形成されている状態である。
　例えば、線状レーザ照射痕の方向とＦｅ基アモルファス合金薄帯の幅方向とが平行である場合、Ｆｅ基アモルファス合金薄帯の線状レーザ照射痕の幅方向の長さ全体は、Ｆｅ基アモルファス合金薄帯の全幅に対応する。
　また、上記幅方向の長さの割合が１０％とは、線状レーザ照射痕が、Ｆｅ基アモルファス合金薄帯の幅方向の中央を起点とし、幅方向両端に向かう方向にそれぞれ１０％ずつの長さを有していること、即ち、Ｆｅ基アモルファス合金薄帯の幅方向の長さの２０％の長さの線状レーザ照射痕を、Ｆｅ基アモルファス合金薄帯の中心領域に有していることをいう。換言すると、線状レーザ照射痕が、Ｆｅ基アモルファス合金薄帯の幅方向の両端に、幅方向の全体の長さに対して４０％ずつの余白を残して形成されていることを意味する。Ｆｅ基アモルファス合金薄帯の線状レーザ照射痕の、薄帯の幅方向の長さ全体に占める線状レーザ照射痕の幅方向の長さの割合が、幅方向の中心から幅方向両端に向かう方向にそれぞれ２５％以上であることがより好ましい。
　また、線状レーザ照射痕は、Ｆｅ基アモルファス合金薄帯の幅方向を８等分した８個の領域から両端の２個の領域を除く、幅方向中央の６個の領域内に少なくとも形成されていることが好ましい。
　また、線状レーザ照射痕の列が複数群設けられている場合は、その複数群を合わせ、もっとも幅方向両端側に位置するところで、薄帯の幅方向の長さ全体に占める、線状レーザ照射痕の長さとして評価すればよい。
　なお、本開示の線状レーザ照射痕は、上記した特徴を備えるものであるが、例えば、Ｆｅ基アモルファス合金薄帯において、多数の線状レーザ照射痕が形成されている場合、その全ての線状レーザ照射痕が上記した本開示の構成を備えていなくても本開示の効果を得ることはできる。全ての線状レーザ照射痕のうち、６０％以上の線状レーザ照射痕が上記した本開示の構成を備えていることが好ましい。さらに、７０％以上の線状レーザ照射痕が上記した本開示の構成を備えていることが好ましい。さらに、８０％以上の線状レーザ照射痕が上記した本開示の構成を備えていることが好ましい。さらに、９０％以上の線状レーザ照射痕が上記した本開示の構成を備えていることが好ましい。さらに、全ての線状レーザ照射痕が上記した本開示の構成を備えていることが好ましい。
　＜自由凝固面の粗さ（最大断面高さＲｔ）＞
　ところで、例えば国際公開第２０１２／１０２３７９号に記載のとおり、従来、自由凝固面に波状凹凸を設けることにより、鉄損を低減させることが行われていた。
　しかし、本発明者等の検討によると、波状凹凸は、周波数６０Ｈｚ及び磁束密度１．４５Ｔの条件で測定される励磁電力の上昇を招く場合があることがわかった。
　従って、周波数６０Ｈｚ及び磁束密度１．４５Ｔの条件で測定される励磁電力の上昇を抑制する観点からみて、波状凹凸は、極力低減されていることが好ましい。
　具体的には、自由凝固面における複数の線状レーザ照射痕以外の部分における最大断面高さＲｔは、３．０μｍ以下であることが好ましい。
　最大断面高さＲｔが３．０μｍ以下であるとは、自由凝固面に波状凹凸が無いか、又は、波状凹凸が低減されていることを意味する。
　本明細書中において、自由凝固面における複数の線状レーザ照射痕以外の部分における最大断面高さＲｔは、自由凝固面における複数の線状レーザ照射痕以外の部分について、ＪＩＳ　Ｂ　０６０１：２００１に準拠し、評価長さを４．０ｍｍとし、カットオフ値を０．８ｍｍとし、カットオフ種別を２ＲＣ（位相補償）として測定（評価）する。ここで、評価長さの方向は、Ｆｅ基アモルファス合金薄帯の鋳造方向とする。また、評価長さを４．０ｍｍとする上記測定は、詳細には、カットオフ値０．８ｍｍにて連続して５回測定することにより行う。
　自由凝固面における複数の線状レーザ照射痕以外の部分における最大断面高さＲｔは、より好ましくは２．５μｍ以下である。
　また、最大断面高さＲｔの下限には特に制限はないが、Ｆｅ基アモルファス合金薄帯の製造適性の観点から、最大断面高さＲｔの下限は、好ましくは０．８μｍであり、より好ましくは１．０μｍである。
　＜化学組成＞
　本開示のＦｅ基アモルファス合金薄帯の化学組成には特に制限はなく、Ｆｅ基アモルファス合金の化学組成（即ち、Ｆｅ（鉄）を主成分とする化学組成）であればよい。但し、本開示のＦｅ基アモルファス合金薄帯による効果をより効果的に得る観点から、本開示のＦｅ基アモルファス合金薄帯の化学組成は、以下の化学組成Ａであることが好ましい。好ましい化学組成である化学組成Ａは、Ｆｅ、Ｓｉ、Ｂ、及び不純物からなり、Ｆｅ、Ｓｉ、及びＢの合計含有量を１００原子％とした場合に、Ｆｅの含有量が７８原子％以上であり、Ｂの含有量が１０原子％以上であり、Ｂ及びＳｉの合計含有量が１７原子％～２２原子％である化学組成である。
　以下、化学組成Ａについて、より詳細に説明する。
　化学組成Ａにおいて、Ｆｅの含有量は７８原子％以上である。
　Ｆｅ（鉄）は、アモルファス構造であっても最も磁気モーメントが大きい遷移金属の一つであり、Ｆｅ－Ｓｉ－Ｂ系のアモルファス合金では磁性の担い手となる。
　Ｆｅの含有量は７８原子％以上である場合には、Ｆｅ基アモルファス合金薄帯の飽和磁束密度（Ｂｓ）を高くすることができる（例えば、１．６Ｔ程度のＢｓを実現できる）。更に、好ましい磁束密度Ｂ０．１（１．５２Ｔ以上）を達成し易くなる。
　Ｆｅの含有量は、好ましくは８０原子％以上であり、さらに好ましくは８０．５原子％以上であり、更に好ましくは８１．０原子％以上である。また、好ましくは８２．５原子％以下であり、更に好ましくは８２．０原子％以下である。
　化学組成Ａにおいて、Ｂの含有量は、１０原子％以上である。
　Ｂ（ホウ素）は、アモルファス形成に寄与する元素である。Ｂの含有量が１０原子％以上である場合には、アモルファス形成能がより向上する。
　また、Ｂの含有量が１０原子％以上である場合には、鋳造方向に磁区が配向しやすく、磁区幅が広くなることにより磁束密度（Ｂ０．１）が向上しやすい。
　Ｂの含有量は、好ましくは１１原子％以上であり、さらに好ましくは１２原子％以上である。
　Ｂの含有量の上限は、後述するＢ及びＳｉの合計含有量にもよるが、好ましくは１６原子％である。
　化学組成Ａにおいて、Ｂ及びＳｉの合計含有量は、１７原子％～２２原子％である。
　Ｓｉ（ケイ素）は、溶湯状態で表面に偏析し、溶湯の酸化を防ぐ効果を有する元素である。さらに、Ｓｉは、アモルファス形成の助剤として作用し、ガラス転移温度を上昇させる効果があり、より熱的に安定なアモルファス相を形成させる元素でもある。
　Ｂ及びＳｉの合計含有量が１７原子％以上である場合には、上述したＳｉの効果が効果的に発揮される。
　また、Ｂ及びＳｉの合計含有量が２２原子％以下である場合には、磁性の担い手であるＦｅの量を多く確保できるので、飽和磁束密度Ｂｓの向上及び磁束密度Ｂ０．１の向上の点で有利である。好ましくは、Ｂ及びＳｉの合計含有量が２０原子％以下であり、Ｆｅの含有量との関係により適宜決定できる。
　Ｓｉの含有量は、好ましくは２．０原子％以上であり、より好ましくは２．４原子％以上であり、更に好ましくは３．５原子％以上である。
　Ｓｉの含有量の上限は、Ｂ及びＳｉの合計含有量にもよるが、好ましくは６．０原子％である。
　上記化学組成Ａの中でも、後述する鉄損及び励磁電力をより向上させる観点からは、Ｆｅ基アモルファス合金薄帯のより好ましい化学組成は、Ｆｅ、Ｓｉ、Ｂ、及び不純物からなり、Ｆｅ、Ｓｉ、及びＢの合計含有量を１００原子％とした場合に、Ｆｅの含有量が８０原子％以上であり、Ｂの含有量が１２原子％以上であり、Ｂ及びＳｉの合計含有量が１７原子％～２０原子％である。
　化学組成Ａは、不純物を含有する。
　この場合、化学組成Ａに含有される不純物は、１種のみであっても２種以上であってもよい。
　不純物としては、Ｆｅ、Ｓｉ、及びＢ以外のあらゆる元素が挙げられるが、具体的には、例えば、Ｃ、Ｎｉ、Ｃｏ、Ｍｎ、Ｏ、Ｓ、Ｐ、Ａｌ、Ｇｅ、Ｇａ、Ｂｅ、Ｔｉ、Ｚｒ、Ｈｆ、Ｖ、Ｎｂ、Ｔａ、Ｃｒ、Ｍｏ、希土類元素などが挙げられる。
　これらの元素は、Ｆｅ、Ｓｉ、及びＢの総質量に対し、総量で１．５質量％以下の範囲で含有することができる。これらの元素の総含有量の上限は、好ましくは１．０質量％以下であり、更に好ましくは０．８質量％以下であり、更に好ましくは０．７５質量％以下である。なお、この範囲で、これらの元素は添加されていてもかまわない。
　＜厚さ＞
　本開示のＦｅ基アモルファス合金薄帯の厚さには特に制限なはいが、厚さは、好ましくは１８μｍ～３５μｍである。
　厚さが１８μｍ以上であることは、Ｆｅ基アモルファス合金薄帯のうねり抑制、ひいては占積率向上の点で有利である。より好ましくは厚さが２０μｍ以上である。
　厚さが３５μｍ以下であることは、Ｆｅ基アモルファス合金薄帯の脆化抑制、磁気的飽和性の点で有利である。より好ましくは厚さが３０μｍ以下である。
　＜鉄損ＣＬ＞
　前述したとおり、本開示のＦｅ基アモルファス合金薄帯では、線状レーザ照射痕の形成による磁区の細分化により、周波数６０Ｈｚ及び磁束密度１．４５Ｔの条件における鉄損ＣＬが低減される。
　周波数６０Ｈｚ及び磁束密度１．４５Ｔの条件における鉄損ＣＬは、好ましくは０．１５０Ｗ／ｋｇ以下であり、より好ましくは０．１４０Ｗ／ｋｇ以下であり、更に好ましくは０．１３０Ｗ／ｋｇ以下である。
　周波数６０Ｈｚ及び磁束密度１．４５Ｔの条件における鉄損ＣＬの下限には特に制限はないが、Ｆｅ基アモルファス合金薄帯の製造適性の観点から、鉄損ＣＬの下限は、好ましくは０．０５０Ｗ／ｋｇである。
　また、本開示のＦｅ基アモルファス合金薄帯では、周波数１ｋＨｚ及び磁束密度１Ｔの条件における鉄損ＣＬも低減される。周波数１ｋＨｚ及び磁束密度１Ｔの条件における鉄損ＣＬは、好ましくは８．６Ｗ／ｋｇ以下である。より好ましくは８．０Ｗ／ｋｇ以下であり、更に好ましくは７．０Ｗ／ｋｇ以下である。
　さらに、本開示のＦｅ基アモルファス合金薄帯では、周波数５０Ｈｚ及び磁束密度１．４５Ｔの条件における鉄損ＣＬも低減される。本開示のＦｅ基アモルファス合金薄帯では、周波数５０Ｈｚ及び磁束密度１．４５Ｔの条件における鉄損ＣＬが０．１２０Ｗ／ｋｇ以下であることが好ましい。
　Ｆｅ基アモルファス合金薄帯における鉄損ＣＬの測定は、ＪＩＳ　７１５２（１９９６年版）に従い測定される。
　＜励磁電力ＶＡ＞
　前述したとおり、本開示のＦｅ基アモルファス合金薄帯では、周波数６０Ｈｚ及び磁束密度１．４５Ｔの条件における励磁電力ＶＡの上昇が抑制される。線状レーザ照射痕の高低差が大きくなっていくと、この励磁電力ＶＡも大きくなっていく傾向にある。例えば、高低差が２．５μｍ以下とすることにより、大幅な励磁電力ＶＡの増大を抑制することができる。
　また、本開示のＦｅ基アモルファス合金薄帯では、周波数１ｋＨｚ及び磁束密度１Ｔの条件における励磁電力ＶＡが低減される。周波数１ｋＨｚ及び磁束密度１Ｔの条件における励磁電力ＶＡは、好ましくは８．７ＶＡ／ｋｇ以下である。より好ましくは８．０ＶＡ／ｋｇ以下であり、更に好ましくは７．５ＶＡ／ｋｇ以下である。
　＜保磁力Ｈｃ＞
　前述したとおり、本開示のＦｅ基アモルファス合金薄帯では、周波数６０Ｈｚ及び磁束密度１．４５Ｔの条件における保磁力Ｈｃが低減される。
　＜比率〔動作磁束密度Ｂｍａｘ／飽和磁束密度Ｂｓ〕＞
　前述したとおり、本開示のＦｅ基アモルファス合金薄帯では、従来の条件である磁束密度１．３Ｔよりも高い磁束密度である、磁束密度１．４５Ｔの条件における鉄損及び励磁電力を低く抑えることができる。
　このため、比率〔動作磁束密度Ｂｍａｘ／飽和磁束密度Ｂｓ〕（以下、「Ｂｍａｘ／Ｂｓ比」ともいう）が従来よりも高い条件の動作磁束密度Ｂｍａｘにて用いた場合においても、鉄損及び励磁電力を抑制できる。
　この点に関し、従来の一例に係るＦｅ基アモルファス合金薄帯は、飽和磁束密度Ｂｓが１．５６Ｔであり、かつ、動作磁束密度Ｂｍａｘが１．３５Ｔの条件（即ち、Ｂｍａｘ／Ｂｓ比＝０．８７）で用いられていた（例えば、ＩＥＥＥ　ＴＲＡＮＳＡＣＴＩＯＮＳ　ＯＮ　ＭＡＧＮＥＴＩＣＳ　Ｖｏｌ４４，　Ｎｏ１１，　Ｎｏｖ．２００８，　ｐｐ．４１０４－４１０６（特に、ｐ．４１０６）参照）。
　これに対し、本開示のＦｅ基アモルファス合金薄帯において、例えば、後述の実施例の化学組成（Ｆｅ８２Ｓｉ４Ｂ１４）を有するＦｅ基アモルファス合金薄帯のＢｓは、１．６３Ｔである。Ｂｓは、化学組成によってほぼ一義的に定まる。この場合の本開示のＦｅ基アモルファス合金薄帯は、１．４３Ｔ以上（好ましくは１．４５Ｔ～１．５０Ｔ）のＢｍａｘにて用いることが可能である。Ｂｍａｘが１．４３Ｔである場合のＢｍａｘ／Ｂｓ比は、０．８８であり、Ｂｍａｘが１．５０Ｔである場合のＢｍａｘ／Ｂｓ比は、０．９２である。
　以上の理由により、本開示のＦｅ基アモルファス合金薄帯は、Ｂｍａｘ／Ｂｓ比が０．８８～０．９４（好ましくは０．８９～０．９２）であることを満足する動作磁束密度Ｂｍａｘにて用いられる用途に特に好適である。
　本開示のＦｅ基アモルファス合金薄帯は、Ｂｍａｘ／Ｂｓ比が０．８８～０．９４（好ましくは０．８９～０．９２）であることを満足する動作磁束密度Ｂｍａｘにて用いた場合においても、鉄損及び励磁電力の増大を抑制できる。
　上記した特性（鉄損ＣＬ、励磁電力ＶＡ、保磁力Ｈｃ）は、Ｆｅ基アモルファス合金薄帯に磁場を薄帯長手方向に印加した熱処理を行って得た値である。このＦｅ基アモルファス合金薄帯の磁場中熱処理は、内部応力を緩和させること、薄帯長手方向に磁化がそろいやすくすることを目的とし、所望の特性を得るために適宜行われる。熱処理条件としては、おおよそ３００℃～４００℃で、一定時間保持することで行うことができる。保持時間は２４時間以内が好ましく、更には４時間以内が好ましい。熱処理中の磁場は、４００Ａ／ｍ以上が好ましく、更には８００Ａ／ｍ以上が好ましい。また、大気中やアルゴンガス、窒素ガス、ヘリウム等の不活性ガス中あるいは真空中で行うことができる。なお、鉄心を構成後に熱処理することもできる。
　また、本開示のＦｅ基アモルファス合金薄帯は、線状レーザ照射痕を形成した後であって、熱処理を行う前の状態で優れた特性を備えることが好ましい。
　例えば、熱処理前において、最大印加磁場８００Ａ／ｍで測定した直流Ｂ－Ｈ曲線の保磁力Ｈｃが５．０Ａ／ｍ以下であることが好ましい。好ましくは保磁力Ｈｃが４．９Ａ／ｍ以下であり、さらに好ましくは４．８Ａ／ｍ以下である。また、そのときの角型比〔残留磁束密度Ｂｒ／最大磁束密度Ｂｍ〕が４０％以下であることが好ましい。
　このように熱処理を行う前の状態が優れている場合、熱処理時の保持時間を短くすることができ、熱処理後の脆化が起こりにくい。これにより変圧器鉄心作製時のハンドリング性が良くなる。また、大型の鉄心や電子部品用積層鉄心では脆化の問題から熱処理無しで使用される場合もある。その場合、熱処理を行う前の状態で特性が優れていることは有利である。
　＜Ｆｅ基アモルファス合金薄帯の製造方法＞
　上述した本開示のＦｅ基アモルファス合金薄帯は、好ましくは以下の製法によって製造することができる。
　実施形態の製法は、
　Ｆｅ基アモルファス合金からなり、自由凝固面及びロール面を有する素材薄帯の自由凝固面及びロール面の少なくとも一方面に対し、ＣＷ（連続波）発振方式を用いたレーザを照射して、複数の線状レーザ照射痕を有するＦｅ基アモルファス合金薄帯を得るＦｅ基アモルファス合金薄帯の製造方法であり、
　ＣＷ（連続波）発振方式を用いたレーザのレーザ密度が、５Ｊ／ｍ以上３５Ｊ／ｍ以下であり、
　線状レーザ照射痕は、連続した線状であり、Ｆｅ基アモルファス合金薄帯の鋳造方向に直交する幅方向に向かう方向に沿って設けられる、Ｆｅ基アモルファス合金薄帯の製造方法である。
　以下、ＣＷ（連続波）発振方式を用いたレーザを照射することにより、連続した線状のレーザ照射痕を複数形成する工程を「レーザ加工工程」ともいう。
　本実施形態の製法では、必要に応じ、レーザ加工工程以外のその他の工程を有していてもよい。例えば、レーザ加工工程の前に、素材薄帯を準備する工程（素材準備工程）を有しても良い。また、素材準備工程が素材薄帯の鋳造工程を備える場合、その素材薄帯の鋳造工程とレーザ加工工程が連続していてもよい。
　＜素材準備工程＞
　本実施形態では、レーザ加工工程の前に、素材準備工程を設けても良い。素材準備工程は、自由凝固面及びロール面を有する素材薄帯を準備する工程である。
　ここでいう素材薄帯は、鋳造後、カットされていない状態の薄帯（例えば、鋳造後にロール状に巻き取られたロール体）であってもよいし、鋳造後、所望とする大きさに切り出された薄帯片であってもよい。なお、切り出された薄帯片も本開示におけるＦｅ基アモルファス合金薄帯に相当する。
　素材薄帯は、いわば、線状レーザ照射痕が形成される前の段階の、本開示のＦｅ基アモルファス合金薄帯である。
　素材薄帯における自由凝固面及びロール面は、それぞれ、本開示のＦｅ基アモルファス合金薄帯における自由凝固面及びロール面と同義である。
　素材薄帯の好ましい態様（例えば好ましい化学組成、好ましいＲｔ）は、線状レーザ照射痕の有無を除けば、本開示のＦｅ基アモルファス合金薄帯の好ましい態様と同様である。
　素材準備工程は、予め鋳造された（即ち、既に完成した）素材薄帯を、レーザ加工工程に供するために単に準備するだけの工程であってもよいし、素材薄帯を新たに鋳造する工程であってもよい。
　また、素材準備工程は、素材薄帯の鋳造、及び、素材薄帯からの薄帯片の切り出しの少なくとも一方を行う工程であってもよい。
　＜レーザ加工工程＞
　本実施形態におけるレーザ加工工程では、素材薄帯の自由凝固面及びロール面の少なくとも一方面に対し、ＣＷ（連続波）発振方式を用いたレーザ加工により（即ち、ＣＷ（連続波）発振方式を用いたレーザを照射することにより）、連続した線状のレーザ照射痕を複数形成する。
　レーザ加工工程によって形成される線状レーザ照射痕の好ましい態様（好ましい、ライン間隔、高低差等）は、前述した本開示のＦｅ基アモルファス合金薄帯における線状レーザ照射痕の好ましい態様と同様である。
　前述のとおり、複数の線状レーザ照射痕の各々は、レーザ照射によってエネルギーが付与された痕跡であり、レーザ照射による鉄損低減の効果が得られる。
　従って、レーザ加工工程におけるレーザの条件には特に制限はないが、好ましい条件は以下のとおりである。
　レーザ光の照射エネルギーをＦｅ基アモルファス合金薄帯の厚みに対して制御することにより、線状レーザ照射痕の幅や表面の凹凸状態を制御することができる。
　レーザ加工工程において、線状レーザ照射痕を形成するためのレーザ密度（「レーザ線密度」ともいう）は、５Ｊ／ｍ以上３５Ｊ／ｍ以下であることが好ましい。より好ましい下限は６Ｊ／ｍであり、更に好ましくは７Ｊ／ｍであり、更に好ましくは８Ｊ／ｍであり、更に好ましくは１０Ｊ／ｍである。また、より好ましい上限は３１Ｊ／ｍであり、更に好ましくは３０Ｊ／ｍであり、更に好ましくは２８Ｊ／ｍであり、更に好ましくは２５Ｊ／ｍである。
　レーザ加工では、レーザ照射痕の形成にあたり、ＣＷレーザ光を薄帯幅方向に走査して照射する。
　レーザ光源としては、ＹＡＧレーザ、ＣＯ２ガスレーザ、ファイバーレーザ、ダイオードレーザなどを利用することができる。中でも、高品位のレーザ光を長時間に亘り安定的に照射することができる点で、ファイバーレーザが好ましい。シングルモードファイバーレーザの場合、ビーム品質をあらわすＭ２（エムスクエア）はおおむね１．３以下である。
　ファイバーレーザでは、ファイバーに導入されたレーザ光が、ファイバー両端の回折格子によりＦＢＧ（Ｆｉｂｅｒ　Ｂｒａｇｇ　ｇｒａｔｉｎｇ）の原理で発振する。レーザ光は、細長いファイバー中で励起されるので、結晶内部に生じる温度勾配によりビーム品質が低下する熱レンズ効果の問題がない。更に、ファイバーコアは、数ミクロンと細いので、レーザ光は高出力でもシングルモードで伝播可能であり、ビーム径が絞られ、高エネルギー密度のレーザ光が得られる。その上、焦点深度が深いので、幅広（例えば、薄帯の幅が２００ｍｍ以上）の薄帯にも精度良くレーザ照射痕を形成できる。
　レーザ光の波長は、レーザ光源により、約２５０ｎｍ～１０６００ｎｍであるが、９００～１１００ｎｍの波長が、合金薄帯において十分吸収されるため好適である。
　レーザ光のビーム径としては、１０μｍ以上５００μｍ以下が好ましく、さらに２５μｍ以上１００μｍ以下がより好ましい。
　また、レーザ加工工程は、単ロール法による鋳造後であって巻取り前の素材薄帯に対してレーザ加工を施す工程であってもよいし、巻取り後の素材薄帯（ロール体）から巻き出された素材薄帯に対しレーザ加工を施す工程であってもよいし、巻取り後の素材薄帯から切り出された薄帯片に対しレーザ加工を施す工程であってもよい。
　レーザ加工工程が、単ロール法による鋳造後であって巻取り前の素材薄帯に対してレーザ加工を施す工程である場合、例えば、冷却ロールと巻取りロールとの間に、レーザ加工装置が配置されたシステムを用いて実施することができる。
　また、ＣＷレーザ光の走査速度はＣＷレーザ光出力の安定性から０．２ｍ／秒以上が好ましく、素材薄帯に熱加工を行う点で４０００ｍ／秒以下が好ましい。
　＜鉄心＞
　本開示の鉄心は、既述の本開示のＦｅ基アモルファス合金薄帯を複数重ねて積層したものであり、具体的には、Ｆｅ基アモルファス合金薄帯が積層され、積層されたＦｅ基アモルファス合金薄帯が曲げられてオーバーラップ巻きされたものである。そして、本開示の鉄心は、周波数６０Ｈｚ及び磁束密度１．４５Ｔの条件における鉄損が０．２４０Ｗ／ｋｇ以下である。好ましくは０．２３０Ｗ／ｋｇ以下であり、より好ましくは０．２００Ｗ／ｋｇ以下であり、更に好ましくは０．１８０Ｗ／ｋｇ以下である。
　周波数６０Ｈｚ及び磁束密度１．４５Ｔの条件における鉄損の下限には特に制限はないが、Ｆｅ基アモルファス合金薄帯の製造適性の観点から、鉄損の下限は、好ましくは０．０５０Ｗ／ｋｇであり、より好ましくは０．０８０Ｗ／ｋｇである。
　本開示のＦｅ基アモルファス合金薄帯の詳細については、既述の通りであり、その詳細な説明は省略する。
　オーバーラップ巻きの方法は、公知の方法を適用することができる。
　本開示の鉄心の形状としては、円形、矩形等のいずれでもよい。
　また、鉄心に巻き回されるコイルの種類等には、制限はなく、公知のものから適宜選択すればよい。
　鉄心を製造した場合、素材（Ｆｅ基アモルファス合金薄帯）の鉄損値がそのまま維持されるのではなく、鉄心の鉄損値は素材の鉄損値よりも大きくなる。これはビルディングファクタとも呼ばれている。例えば、鉄心を製造する際に素材に応力が加わることなどから、鉄損値が大きくなる。しかしながら、本開示の鉄心では、素材時よりも鉄損値が大きくなるものの、それでもなお極めて低鉄損の鉄心を得ることができる。特に、周波数６０Ｈｚ及び磁束密度１．４５Ｔの条件において低鉄損の鉄心を得ることができる。さらに、周波数６０Ｈｚ及び磁束密度１．４５Ｔの条件以外の条件においても低鉄損の鉄心を得ることができる。
　また、本開示のＦｅ基アモルファス合金薄帯は、上記した鉄心構造に限らず、その他の構造の鉄心や電子部品に用いることもできる。例えば、巻鉄心であるとか、積層鉄心であっても良い。例えば、電子部品用巻磁心、巻鉄心でギャップを構成するカットコア、ラミネート材などに用いることもできる。これらの鉄心は、本開示のＦｅ基アモルファス合金薄帯を積層したり、巻回したりして、構成することができる。
　＜変圧器＞
　本開示の変圧器は、既述の本開示のＦｅ基アモルファス合金薄帯を用いた鉄心と、鉄心に巻き回されたコイルと、を備えており、鉄心は、積層されたＦｅ基アモルファス合金薄帯が曲げられてオーバーラップ巻きされており、周波数６０Ｈｚ及び磁束密度１．４５Ｔの条件における鉄損が０．２４０Ｗ／ｋｇ以下である。
　本開示のＦｅ基アモルファス合金薄帯及び鉄心の詳細については、既述の通りであり、その詳細な説明は省略する。
　本開示における鉄心は、既述の本開示のＦｅ基アモルファス合金薄帯を複数重ねて積層し、積層されたＦｅ基アモルファス合金薄帯を曲げてオーバーラップ巻きしたものである。オーバーラップ巻きの方法は、公知の方法を適用することができる。
　本開示の変圧器において、周波数６０Ｈｚ及び磁束密度１．４５Ｔの条件における鉄損は、０．２４０Ｗ／ｋｇ以下であり、好ましくは０．２３０Ｗ／ｋｇ以下であり、より好ましくは０．２００Ｗ／ｋｇ以下であり、更に好ましくは０．１８０Ｗ／ｋｇ以下である。
　周波数６０Ｈｚ及び磁束密度１．４５Ｔの条件における鉄損の下限には特に制限はないが、Ｆｅ基アモルファス合金薄帯の製造適性の観点から、鉄損の下限は、好ましくは０．０５０Ｗ／ｋｇであり、より好ましくは０．０８０Ｗ／ｋｇである。
　オーバーラップ巻きされたＦｅ基アモルファス合金薄帯を備えた本開示の変圧器における鉄損の測定は、実施例にて後述する。
　本開示の変圧器における鉄心の形状は、円形、矩形等のいずれでもよい。また、鉄心に巻き回されたコイルの種類等には、制限はなく、公知のものから適宜選択すればよい。
　また、本開示の変圧器における鉄心は、積層されたＦｅ基アモルファス合金薄帯を曲げてオーバーラップ巻きした鉄心に限られるものではない。変圧器の鉄心は、用途に応じて適宜設計でき、積層鉄心、巻鉄心等とすることができる。
　変圧器が単相変圧器の場合、５０Ｈｚにおける鉄心の重量当たりの無負荷損は０．１５Ｗ／ｋｇ以下が好ましい。また、６０Ｈｚにおける鉄心の重量当たりの無負荷損は０．１９Ｗ／ｋｇ以下が好ましい。
　変圧器が３相変圧器の場合、５０Ｈｚにおける鉄心の重量当たりの無負荷損は０．１９Ｗ／ｋｇ以下が好ましい。また、６０Ｈｚにおける鉄心の重量当たりの無負荷損は０．２４Ｗ／ｋｇ以下が好ましい。
　以下、本開示の実施例を示す。但し、本開示は、以下の実施例に制限されるものではない。
　〔実施例１〕
　＜素材薄帯（レーザ加工される前のＦｅ基アモルファス合金薄帯）の製造＞
　単ロール法により、Ｆｅ８２Ｓｉ４Ｂ１４の化学組成を有し、厚さが２５μｍであり、幅が２１０ｍｍである素材薄帯（即ち、レーザ加工される前のＦｅ基アモルファス合金薄帯）を製造した。
　ここで、「Ｆｅ８２Ｓｉ４Ｂ１４の化学組成」とは、Ｆｅ、Ｓｉ、Ｂ、及び不純物からなり、Ｆｅ、Ｓｉ、及びＢの合計含有量を１００原子％とした場合に、Ｆｅの含有量が８２原子％であり、Ｂの含有量が１４原子％であり、Ｓｉの含有量が４原子％である化学組成を意味する。
　以下、素材薄帯の製造の詳細を説明する。
　素材薄帯の製造は、Ｆｅ８２Ｓｉ４Ｂ１４の化学組成を有する溶湯を１３００℃の温度に保持し、次いでこの溶湯をスリットノズルから、軸回転する冷却ロールの表面に噴出した。噴出された溶湯を冷却ロールの表面で急冷凝固させ、素材薄帯を得た。
　このとき、冷却ロールの表面における、溶湯のパドルが形成されるスリットノズルの直下の周辺の雰囲気は、非酸化性ガス雰囲気とした。
　スリットノズルにおける、スリット長さは２１０ｍｍとし、スリット幅は０．６ｍｍとした。
　冷却ロールの材質はＣｕ系合金とし、冷却ロールの周速は２７ｍ／ｓとした。
　溶湯を噴出する圧力及びノズルギャップ（即ち、スリットノズル先端と冷却ロール表面とのギャップ）は、製造される素材薄帯の自由凝固面における最大断面高さＲｔ（詳細には、素材薄帯の鋳造方向に沿って測定された最大断面高さＲｔ）が、３．０μｍ以下となるように調整した。
　＜レーザ加工＞
　素材薄帯からサンプル片を切り出し、切り出したサンプル片に対してレーザ加工を施すことにより、レーザ加工されたＦｅ基アモルファス合金薄帯片を得た。
　以下、詳細を説明する。
　図１は、レーザ加工されたＦｅ基アモルファス合金薄帯片（薄帯１０）の自由凝固面を概略的に示す概略平面図である。
　図１に示す薄帯１０の長さＬ１（即ち、素材薄帯から切り出すサンプル片の長さ）は１２０ｍｍとし、薄帯１０の幅Ｗ１（即ち、素材薄帯から切り出すサンプル片の幅）は２５ｍｍとした。サンプル片は、サンプル片の長さ方向と素材薄帯の長さ方向（鋳造方向）とが一致し、かつ、サンプル片の幅方向と素材薄帯の幅方向とが一致する向きに切り出した。
　切り出したサンプル片の自由凝固面にＣＷ（連続波）発振方式を用いたレーザを照射することにより、複数の線状レーザ照射痕１２を形成し、薄帯１０を得た。
　詳細には、サンプル片（レーザ加工前の薄帯１０。以下同じ。）の自由凝固面に、複数の線状レーザ照射痕１２を、サンプル片の幅方向に対して平行な方向に形成した。線状レーザ照射痕１２は、サンプル片の幅方向の全域にわたって形成した。即ち、線状レーザ照射痕１２のサンプル片の幅方向についての長さが、サンプル片の全幅に対して１００％となるようにした。つまり、Ｆｅ基アモルファス合金薄帯１０の幅方向の長さ全体に占める、線状レーザ照射痕１２の幅方向の長さの割合が、幅方向の中心から幅方向両端に向かう方向にそれぞれ５０％である。
　複数の線状レーザ照射痕１２の方向は、互いに平行となるようにした。
　レーザ加工の条件を変えて、複数のサンプル片を作製した。レーザ加工の条件を表１、３に示す。この表１、３では、ライン間隔ＬＰ１（ｍｍ）、ＣＷ（連続波）発振方式のレーザの走査速度（ｍ／ｓｅｃ）、レーザ密度（Ｊ／ｍ）を示している。なお、レーザ密度は、レーザの発振機の出力を走査速度で除したものであり、単位長さ当りのレーザの強さを表した指標である。
　ＣＷ（連続波）発振方式のレーザの照射条件は、以下の通りとした。
　（ＣＷレーザの照射条件）
　レーザ発振器としては、ＩＰＧフォトニクス社のファイバーレーザ（ＹＬＲ－１５０－１５００－ＱＣＷ）を使用した。このレーザ発振器のレーザ媒質はＹｂドープのガラスファイバーであり、発振波長は１０６４ｎｍである。
　一方、サンプル片の自由凝固面におけるレーザのスポット径は、３７．０μｍとなるように調整した。ビーム径の調整は、光学部品であるコリメータレンズ：ｆ１００ｍｍと、ｆθレンズ：焦点距離２５４ｍｍ／加工点距離２９７ｍｍと、を用いて行った。
　ビームモードＭ２は１．０５（シングルモード）とした。
　レーザの出力は０～２７５Ｗとし、Ｆｏｃｕｓは０ｍｍとした。
　ここで、Ｆｏｃｕｓとは、集光レンズの加工点距離（２９７ｍｍ）と、集光レンズから薄帯の自由凝固面までの実際の距離と、の差（絶対値）を意味する。
　また、入射径Ｄとスポット径Ｄ０との間に、Ｄ０＝４λｆ／πＤ（ここで、λはレーザの波長を表し、ｆは焦点距離を表す）の関係が成り立つことから、コリメータレンズの焦点距離が大きくなるにつれ（即ち、入射径Ｄが大きくなるにつれ）、スポット径Ｄ０が小さくなる傾向となる。
　＜測定及び評価＞
　レーザ加工されたＦｅ基アモルファス合金薄帯（図１中の薄帯１０）について、３７０℃、２０分、３０００Ａ／ｍの条件で磁場中熱処理（窒素雰囲気）を行い、その後、以下の測定及び評価を行った。結果を表１～４に示す。
　＜非レーザ加工領域の最大断面高さＲｔ＞
　レーザ加工されたＦｅ基アモルファス合金薄帯の自由凝固面中、線状レーザ照射痕１２以外の部分（即ち、非レーザ加工領域）について、ＪＩＳ　Ｂ　０６０１：２００１に準拠し、評価長さを４．０ｍｍとし、カットオフ値を０．８ｍｍとし、カットオフ種別を２ＲＣ（位相補償）として、最大断面高さＲｔを測定した。なお、最大断面高さＲｔの測定は、レーザ加工前に行うこともできる。ここで、評価長さの方向は、素材薄帯の鋳造方向となるように設定した。評価長さを４．０ｍｍとする上記測定は、詳細には、カットオフ値０．８ｍｍにて連続して５回測定することにより行った。
　評価長さを４．０ｍｍとする上記測定を、非レーザ加工領域中の３箇所について行い、得られた３つの測定値の平均値を、本実施例における最大断面高さＲｔ（μｍ）とした。
　この結果、各サンプル片の最大断面高さＲｔは、１．０～２．５μｍの範囲であった。
　＜鉄損ＣＬの測定＞
　レーザ加工されたＦｅ基アモルファス合金薄帯について、周波数６０Ｈｚ及び磁束密度１．４５Ｔの条件、並びに、周波数６０Ｈｚ及び磁束密度１．５０Ｔの条件の２条件にて、鉄損ＣＬを、交流磁気測定器により正弦波励磁で測定した。
　＜励磁電力ＶＡの測定＞
　レーザ加工されたＦｅ基アモルファス合金薄帯について、周波数６０Ｈｚ及び磁束密度１．４５Ｔの条件、並びに、周波数６０Ｈｚ及び磁束密度１．５０Ｔの条件の２条件にて、励磁電力ＶＡを、交流磁気測定器により正弦波励磁で測定した。
　＜保磁力Ｈｃの測定＞
　レーザ加工されたＦｅ基アモルファス合金薄帯について、周波数６０Ｈｚ及び磁束密度１．４５Ｔの条件、並びに、周波数６０Ｈｚ及び磁束密度１．５０Ｔの条件の２条件にて、保磁力Ｈｃを、交流磁気測定器により正弦波励磁で測定した。
　＜線状レーザ照射痕（溶融凝固部）の幅の測定と応力皺の観察＞
　レーザ照射された面Ａの線状レーザ照射痕とレーザ照射された面Ａの裏面Ｂの線状レーザ照射痕とをレーザ顕微鏡で観察し、レーザ照射された面Ａの線状レーザ照射痕（溶融凝固部）の幅ＷＡと、レーザ照射された面Ａの裏面Ｂの線状レーザ照射痕の幅ＷＢとを測定した。なお、線状レーザ照射痕（溶融凝固部）は、溶融凝固したことにより、見かけの状態が変化している部分であり、この見かけの状態が変化している部分の幅を線状レーザ照射痕（溶融凝固部）の幅とした。なお、レーザ照射された面Ａの裏面Ｂの線状レーザ照射痕は観察されないものもあった。その場合、幅ＷＢは０μｍとした。
　また、レーザ照射された面Ａの裏面Ｂの線状レーザ照射痕（溶融凝固部）の縁の応力皺の有無を確認した。
　なお、顕微鏡写真は倍率１０００倍で撮影した。
　具体的には、カラー３Ｄレーザ顕微鏡ＶＫ－８７１０（株式会社ＫＥＹＥＮＣＥ製）を用いて、５０倍対物レンズＣＦ　ＩＣ　ＥＰＩ　Ｐｌａｎ　５０Ｘ（株式会社ニコン製）を使用して表面形状を撮影した（倍率は１０００倍（対物レンズ５０倍×モニター倍率２０倍））。
　ここで、測定した幅ＷＡ、幅ＷＢ、及び応力皺の有無を表１～６に示す。なお、幅ＷＢ及び応力皺の観察の結果は表５，６に示している。表５，６に示しているものは、表１～４に示した結果の一部において、幅ＷＢ及び応力皺を観察したものであり、Ｎｏは表１～４と同じ試料については、同じＮｏを付している。
　本実施例では、幅ＷＡ及び幅ＷＢは、おおよそ最大値が得られる部分を測定した。なお、おおよそ最大値が得られる部分を３か所測定して平均値を求めた。
　＜線状レーザ照射痕（溶融凝固部）の凹凸状態＞
　レーザ照射された面Ａの線状レーザ照射痕（溶融凝固部）は、表面に凹凸が形成されていた。この表面の凹凸状態を溶融凝固部の幅方向（鋳造方向に相当する）に観察した。観察方法は、レーザ顕微鏡（上記したカラー３Ｄレーザ顕微鏡ＶＫ－８７１０、倍率も同じ）を用いた。具体的には、レーザ顕微鏡で線状レーザ照射痕の幅方向のプロファイルを計測する。図２に、線状レーザ照射痕の顕微鏡写真を示す。図２に示すように、線状レーザ照射痕の幅ＷＡに対し、それぞれ略３０μｍの幅を前後に加え、その間（３０μｍ＋幅ＷＡ＋３０μｍ）のプロファイルを計測する。このプロファイルは、図３に示したような形態である。このプロファイルから高低差ＨＬを測定した。なお、プロファイルが傾いている場合は、前後に加えた３０μｍの範囲を利用して、水平方向となるように傾きを直線補正して、測定した。
　その表面の凹凸状態は、おおむね図３に示すＡタイプ、Ｂタイプ、Ｃタイプの形態に分けられた。図３の各タイプは、実際には細かな凹凸が存在しているが、大きな形状の変化を概略的に示したものである。図３に示す形状は、Ｆｅ基アモルファス合金薄帯の断面の表面状態に相当する。この凹凸部において、最高点（薄帯の厚さ方向での最高点に相当し、図中最上部に相当する）と最低点（薄帯の厚さ方向での最低点に相当し、図中最下部に相当する）との高低差ＨＬを上記のとおり、プロファイルから測定した。なお、高低差ＨＬは、各線状レーザ照射痕で３か所測定して平均値を求めた。
　その結果の高低差ＨＬ、及び高低差ＨＬ×幅ＷＡの結果を表１～６に示す。
　表１～６に示すＮｏ．５４のレーザ照射された面Ａの線状レーザ照射痕の顕微鏡写真を図１３に、レーザ照射された面Ａの裏面Ｂの線状レーザ照射痕の顕微鏡写真を図１４に示す。図１３，１４には、それぞれの線状レーザ照射痕の幅ＷＡと幅ＷＢとをそれぞれ図に示す。Ｎｏ．５４のＦｅ基アモルファス合金薄帯では、レーザ照射された面Ａには、直線状の線状レーザ照射痕が形成されている。さらに、レーザ照射された面Ａの裏面Ｂにも直線状の線状レーザ照射痕が形成されている。また、レーザ照射された面Ａの裏面Ｂの線状レーザ照射痕の縁には、応力皺が観察されなかった。
　また、表１～６に示すＮｏ．＊４４のレーザ照射された面Ａの線状レーザ照射痕の顕微鏡写真を図１５に、レーザ照射された面Ａの裏面Ｂの線状レーザ照射痕の顕微鏡写真を図１６に示す。図１５，１６には、それぞれの線状レーザ照射痕の幅ＷＡと幅ＷＢとをそれぞれ図に示す。Ｎｏ．＊４４のＦｅ基アモルファス合金薄帯では、レーザ照射された面Ａには、直線状の線状レーザ照射痕が形成されている。このレーザ照射された面Ａの線状レーザ照射痕は、線状方向にややうねりが生じており、レーザが強すぎることがうかがえる。また、レーザ照射された面Ａの裏面Ｂにも直線状の線状レーザ照射痕が形成されている。レーザ照射された面Ａの裏面Ｂの線状レーザ照射痕の縁には応力皺１が形成されていた。
　また、表１～６のＮｏ．１３、１７、２０、２４のそれぞれのレーザ照射された面Ａの線状レーザ照射痕の顕微鏡写真を図１７に、Ｎｏ．２６、２８、３４、３６のそれぞれのレーザ照射された面Ａの線状レーザ照射痕の顕微鏡写真を図１８に示す。Ｎｏ．１３は図１７Ａ、Ｎｏ．１７は図１７Ｂ、Ｎｏ．２０は図１７Ｃ、Ｎｏ．２４は図１７Ｄ、Ｎｏ．２６は図１８Ａ、Ｎｏ．２８は図１８Ｂ、Ｎｏ．３４は図１８Ｃ、Ｎｏ．３６は図１８Ｄである。他の実施例も観察したが、それぞれ図１７，１８に示す形態に類似したものであった。なお、顕微鏡写真は倍率１０００倍で撮影した。図１７，１８に示すように、実施例の線状レーザ照射痕は、直線状（図中の横方向に伸びている）となっている。
　〔比較例１〕
　レーザ加工を行わなかったこと以外は実施例１と同様の操作を行った。
　結果を表１～６のＮｏ．＊１に示す。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000001
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000002
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000003
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000004
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000005
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000006
　表１～４に示す各サンプルの高低差ＨＬ×幅ＷＡと鉄損ＣＬ（６０Ｈｚ，１．４５Ｔ）との関係を図４に示す。表１～４及び図４に示すとおり、高低差ＨＬ×幅ＷＡが６．０～１８０μｍ２であるとき、低鉄損のＦｅ基アモルファス合金薄帯が得られている。具体的には、このとき、鉄損ＣＬ（６０Ｈｚ，１．４５Ｔ）が０．１５Ｗ／ｋｇ以下が得られている。
　また、表１～４に示すとおり、幅ＷＡが２８μｍ以上であり、高低差ＨＬ×幅ＷＡが６．０～１８０μｍ２であるとき、低鉄損のＦｅ基アモルファス合金薄帯が得られている。具体的には、このとき、鉄損ＣＬ（６０Ｈｚ，１．４５Ｔ）が０．１５Ｗ／ｋｇ以下が得られている。
　また、表１～４に示すとおり、高低差ＨＬが０．２０以上であり、高低差ＨＬ×幅ＷＡが６．０～１８０μｍ２であるとき、低鉄損のＦｅ基アモルファス合金薄帯が得られている。
　具体的には、このとき、鉄損ＣＬ（６０Ｈｚ，１．４５Ｔ）が０．１５Ｗ／ｋｇ以下が得られている。
　表１～４に示す各サンプルの高低差ＨＬ×幅ＷＡと励磁電力ＶＡ（６０Ｈｚ，１．４５Ｔ）との関係を図６に示す。表１～４及び図６に示すとおり、高低差ＨＬ×幅ＷＡの値が大きくなると、励磁電力ＶＡが増加する傾向にある。しかしながら、高低差ＨＬ×幅ＷＡが１８０μｍ２以下であれば、励磁電力ＶＡの大幅な増加を抑制することができる。
　表１～４に示す各サンプルの高低差ＨＬ×幅ＷＡと保磁力Ｈｃ（６０Ｈｚ，１．４５Ｔ）との関係を図７に示す。表１～４及び図７に示すとおり、高低差ＨＬ×幅ＷＡが６．０～１８０μｍ２であるとき、保磁力を低減できている。
　また、表５，６に示すとおり、レーザ照射された面Ａの裏面Ｂの線状レーザ照射痕の縁に応力皺が無い場合、低鉄損のＦｅ基アモルファス合金薄帯が得られている。具体的には、このとき、鉄損ＣＬ（６０Ｈｚ，１．４５Ｔ）が０．１５Ｗ／ｋｇ以下が得られている。
　この応力皺が無い場合とは、倍率１０００倍で撮影した顕微鏡写真において、確認した結果である。
　また、図２２に、表５，６に示す幅比ＷＢ／ＷＡと鉄損（６０Ｈｚ，１．４５Ｔ）との関係を示す。ここで、Ｎｏ．＊１は除いている。この図２２、表５，６に示すとおり、レーザ照射された面Ａの線状レーザ照射痕の幅ＷＡと、レーザ照射された面Ａの裏面Ｂの線状レーザ照射痕の幅ＷＢとの幅比ＷＢ／ＷＡが０．５７以下（０を含む）であれば、低鉄損のＦｅ基アモルファス合金薄帯が得られることが分かる。具体的には、このとき、鉄損ＣＬ（６０Ｈｚ，１．４５Ｔ）が０．１５Ｗ／ｋｇ以下が得られている。
　表１～４に示す各サンプルの幅ＷＡと鉄損ＣＬ（６０Ｈｚ，１．４５Ｔ）との関係を図５に示す。表１～４及び図５、並びに表５，６に示すとおり、レーザ照射された面Ａの線状レーザ照射痕の幅ＷＡのみに着目したとき、幅ＷＡが２８．５μｍ以上９０μｍ以下であれば、低損失のＦｅ基アモルファス合金薄帯が得られる。そして、幅ＷＡとレーザ照射された面Ａの裏面Ｂの線状レーザ照射痕の幅ＷＢとの幅比ＷＢ／ＷＡが０．５７以下（０を含む）であるとき、低鉄損のＦｅ基アモルファス合金薄帯が得られる。具体的には、このとき、鉄損ＣＬ（６０Ｈｚ，１．４５Ｔ）が０．１５Ｗ／ｋｇ以下が得られている。
　また、表１～４及び図５に示すとおり、幅ＷＡが２８．２６μｍであっても、幅ＷＡが１２１．３０μｍであっても、高低差ＨＬ×幅ＷＡが所定の値であれば、低鉄損のＦｅ基アモルファス合金薄帯が得られている。具体的には、このとき、鉄損ＣＬ（６０Ｈｚ，１．４５Ｔ）が０．１５Ｗ／ｋｇ以下が得られている。つまり、高低差ＨＬ×幅ＷＡが所定の値であれば、幅ＷＡが２８μｍ以上において、低鉄損のＦｅ基アモルファス合金薄帯が得られている。
　表１～４に示す各サンプルの幅ＷＡと励磁電力ＶＡ（６０Ｈｚ，１．４５Ｔ）との関係を図１９に示す。表１～４及び図１９に示すとおり、幅ＷＡの値が大きくなると、励磁電力ＶＡが増加する傾向にある。しかしながら、幅ＷＡが９０．０μｍ以下であれば、励磁電力ＶＡの大幅な増加を抑制することができる。なお、高低差ＨＬ×幅ＷＡが所定の値であれば、幅ＷＡが１２１．３０μｍであっても、励磁電力ＶＡの大幅な増加を抑制することができている。
　表１～４に示す各サンプルの幅ＷＡと保磁力Ｈｃ（６０Ｈｚ，１．４５Ｔ）との関係を図２０に示す。表１～４及び図２０に示すとおり、幅ＷＡのみに着目したとき、幅ＷＡが２８．５～９０．０μｍであるとき、保磁力を低減できている。なお、高低差ＨＬ×幅ＷＡが所定の値であれば、幅ＷＡが１２１．３０μｍであっても、保磁力を低減できている。
　また、表１～４に示す実施例（比較例を除く）のライン間隔ＬＰ１と鉄損ＣＬ（６０Ｈｚ，１．４５Ｔ）との関係を図２１に示す。表１～４及び図２１から、ライン間隔が２ｍｍ以上６０ｍｍ以下のとき、鉄損ＣＬ（６０Ｈｚ，１．４５Ｔ）が０．１５０Ｗ／ｋｇ以下となり、６０Ｈｚ，１．４５Ｔにおいて低損失なＦｅ基アモルファス合金薄帯が得られている。この図２１から、ライン間隔ＬＰ１を長くしても鉄損が急激に増加する傾向はみられない。ライン間隔は６０ｍｍを越えて、８０ｍｍ、１００ｍｍ、２００ｍｍとしても、鉄損ＣＬ（６０Ｈｚ，１．４５Ｔ）が低いＦｅ基アモルファス合金薄帯が得られるものと考えられる。
　＜熱処理前の特性＞
　表１～４に示す試料を用いて、熱処理を行う前の特性を評価した。その結果を表７に示す。なお、表７のＮｏは表１～４のＮｏに対応している。この特性の評価は、最大印加磁場８００Ａ／ｍで測定した直流Ｂ－Ｈ曲線から求めた値である。
　本開示のＦｅ基アモルファス合金薄帯は、熱処理前において、保磁力Ｈｃが５．０Ａ／ｍ以下となっている。また、このときの角型比も、Ｎｏ．４８は４１．５％であるが、他の本開示の実施例のものでは４０％以下が得られている。レーザ照射により熱処理前の薄帯に対しても磁区の細分化効果が得られており、磁化しやすい状態となっている。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000007
　＜周波数１ｋＨｚ及び磁束密度１Ｔでの特性＞
　実施例１の試料を用いて、周波数１ｋＨｚ及び磁束密度１Ｔの条件で、鉄損ＣＬ、励磁電力ＶＡを評価した。その結果を表８に示す。なお、表８のＮｏは表１～４のＮｏに対応している。
　このときの高低差ＨＬと鉄損ＣＬ（１ｋＨｚ、１Ｔ）との関係を図２３に示す。表８及び図２３から、本開示のＦｅ基アモルファス合金薄帯は、周波数１ｋＨｚ及び磁束密度１Ｔの条件で、８．６Ｗ／ｋｇ以下の鉄損が得られ、本開示の線状レーザ照射痕を形成することにより、高周波での鉄損を低減できることがわかる。また、高低差が大きい方が鉄損（１ｋＨｚ、１Ｔ）が低減される傾向がある。
　また、高低差ＨＬと励磁電力ＶＡ（１ｋＨｚ，１Ｔ）との関係を図２４に示す。表８及び図２４から、本開示のＦｅ基アモルファス合金薄帯は、周波数１ｋＨｚ及び磁束密度１Ｔの条件で、８．７ＶＡ／ｋｇ以下の励磁電力が得られ、本開示の線状レーザ照射痕を形成することにより、高周波での励磁電力を低減できることがわかる。また、高低差が大きい方が励磁電力（１ｋＨｚ、１Ｔ）が低減される傾向がある。
　次に、高低差ＨＬ×幅ＷＡと鉄損ＣＬ（１ｋＨｚ、１Ｔ）との関係を図２５に示す。
　表８及び図２５から、本開示のＦｅ基アモルファス合金薄帯は、周波数１ｋＨｚ及び磁束密度１Ｔの条件で、８．６Ｗ／ｋｇ以下の鉄損が得られ、本開示の線状レーザ照射痕を形成することにより、高周波での鉄損を低減できることがわかる。また、高低差ＨＬ×幅ＷＡが大きい方が鉄損ＣＬ（１ｋＨｚ、１Ｔ）が低減される傾向がある。
　また、高低差ＨＬ×幅ＷＡと励磁電力ＶＡ（１ｋＨｚ，１Ｔ）との関係を図２６に示す。表８及び図２６から、本開示のＦｅ基アモルファス合金薄帯は、周波数１ｋＨｚ及び磁束密度１Ｔの条件で、８．７ＶＡ／ｋｇ以下の励磁電力が得られ、本開示の線状レーザ照射痕を形成することにより、高周波での励磁電力を低減できることがわかる。
　次に、レーザ密度と鉄損ＣＬ（１ｋＨｚ、１Ｔ）との関係を図２７に示す。表８及び図２７から、本開示のＦｅ基アモルファス合金薄帯は、周波数１ｋＨｚ及び磁束密度１Ｔの条件で、８．６Ｗ／ｋｇ以下の鉄損が得られ、本開示の線状レーザ照射痕を形成することにより、高周波での鉄損を低減できることがわかる。また、レーザ密度が大きい方が鉄損ＣＬ（１ｋＨｚ、１Ｔ）が低減される傾向がある。
　また、レーザ密度と励磁電力ＶＡ（１ｋＨｚ，１Ｔ）との関係を図２８に示す。表８及び図２８から、本開示のＦｅ基アモルファス合金薄帯は、周波数１ｋＨｚ及び磁束密度１Ｔの条件で、８．７ＶＡ／ｋｇ以下の励磁電力が得られ、本開示の線状レーザ照射痕を形成することにより、高周波での励磁電力を低減できることがわかる。
　以上のとおり、本開示のＦｅ基アモルファス合金薄帯は、高周波用としても、有用であることがわかる。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000008
　表１～４に示す各サンプルのレーザ密度と鉄損ＣＬ（６０Ｈｚ，１．４５Ｔ）との関係を図２９に示す。表１～４及び図２９から、レーザ密度が５Ｊ／ｍ以上３５Ｊ／ｍ以下のとき、鉄損ＣＬ（６０Ｈｚ，１．４５Ｔ）が０．１５０Ｗ／ｋｇ以下となり、６０Ｈｚ，１．４５Ｔにおいて低損失なＦｅ基アモルファス合金薄帯が得られた。
　次に、表１～４に示す各サンプルのレーザ密度と励磁電力ＶＡ（６０Ｈｚ，１．４５Ｔ）との関係を図３０に示す。表１～４及び図３０から、レーザ密度が３５Ｊ／ｍを越えると、励磁電力ＶＡが急激に増加することがわかる。したがって、レーザ密度を３５Ｊ／ｍ以下とすることにより、励磁電力ＶＡの大幅な増加を抑制することができる。また、レーザ密度が３１Ｊ／ｍ以下で、励磁電力ＶＡの増加がより抑制されている。
　また、表１～４に示す各サンプルのレーザ密度と保磁力Ｈｃ（６０Ｈｚ，１．４５Ｔ）との関係を図３１に示す。表１～４及び図３１から、レーザ密度が３５Ｊ／ｍを越えると、保磁力Ｈｃが急激に増加することがわかる。したがって、レーザ密度を３５Ｊ／ｍ以下とすることにより、保磁力Ｈｃを低減することができる。また、レーザ密度が５Ｊ／ｍ～３５Ｊ／ｍで、３．０Ａ／ｍ以下の保磁力Ｈｃが得られている。
　〔実施例２〕
　＜線状レーザ照射痕をロール面に形成＞
　実施例１で用いた素材薄帯と同じ素材薄帯を用い、ライン間隔ＬＰ１を２０ｍｍ、走査速度を５ｍ／ｓｅｃ、レーザ密度を１０Ｊ／ｍの条件で、素材薄帯のロール面に線状レーザ照射痕を形成した。この線状レーザ照射痕の観察写真を図３２に示す。なお、熱処理条件は実施例１と同様である。
　実施例２の高低差ＨＬは１．０４μｍであり、幅ＷＡは３８．５６μｍであり、高低差ＨＬ×幅ＷＡは４０．１０μｍ２であった。また、周波数６０Ｈｚ及び磁束密度１．４５Ｔの条件での鉄損ＣＬ、励磁電力ＶＡ、保磁力Ｈｃは、それぞれ０．０９７９Ｗ／ｋｇ、０．２４１３ＶＡ／ｋｇ、２．０８６８Ａ／ｍであり、線状レーザ照射痕の形態や得られる特性は、実施例１の線状レーザ照射痕を自由凝固面に形成したＦｅ基アモルファス合金薄帯の場合と同様であった。したがって、線状レーザ照射痕は、自由凝固面及びロール面のいずれに形成しても、ほぼ同等の特性が得られることがわかる。
　〔実施例３〕
　実施例１と同様にして、Ｆｅ基アモルファス合金薄帯（化学組成：Ｆｅ８２Ｓｉ４Ｂ１４、厚さ：２５μｍ、幅：１４２ｍｍ）を得て、ライン間隔ＬＰ１が２０ｍｍ、走査速度が８ｍ／ｓｅｃ、レーザ密度が１７Ｊ／ｍの条件で線状レーザ照射痕を形成し、Ｆｅ基アモルファス合金薄帯片を作成した。線状レーザ照射痕の状態を表９に示す。実施例３では、幅ＷＡが７０．５μｍで、幅ＷＢは０μｍであった。また、レーザ照射された面Ａの線状レーザ照射痕の凹凸状態は、高低差ＨＬが０．４４μｍであり、高低差ＨＬ×幅ＷＡは３１．０２μｍ２であった。また、レーザ照射された面Ａの裏面Ｂでは、線状レーザ照射痕が観察されず、応力皺は無かった。
　得られた薄帯片を複数積層して積層体とし、積層体をＵ字形に曲げ、更にその両端同士をオーバーラップ巻きにすることで、図８及び図９に示す構造の鉄心とした。鉄心の形状は、図８及び図９に示すように、窓枠高さＡが１６３ｍｍであり、窓枠幅Ｂが７２ｍｍであり、リボン積層厚さＣが２５．３ｍｍであり、高さＤが１４２ｍｍである。また、鉄心の占積率は８８％であり、重さは１３ｋｇである。
　なお、この鉄心は、図８の下側の部分でオーバーラップ巻きがなされている。また、複数の薄帯片を積層して積層体とした際、薄帯片同士が離間しないように、積層体の中腹部における積層面に樹脂コーティングｒを施した。
　得られた鉄心に対し、鉄損ＣＬと励磁電力ＶＡを測定した。
　図１０に示すように、鉄心にコイルとして一次巻線（Ｎ１）と二次巻線（Ｎ２）とを巻き、周波数を６０Ｈｚとし、磁束密度を１．４５Ｔ及び１．５Ｔとした。また、一次巻線の巻き数は１０ターンとし、二次巻線の巻き数は２ターンとした。このようにして、変圧可能な回路を作製した。
　電力計で読み取る電圧Ｅ（Ｖ）、最大磁束密度Ｂｍ（Ｔ）の換算及び規定の磁束密度Ｂｍ（Ｔ）における励磁電力（ＶＡ／ｋｇ）、並びに、鉄損（Ｗ／ｋｇ）の算出は、下記の式１、式２、式３により行った。測定結果を表１０に示す。
　〔比較例２〕
　また、比較例２として、線状レーザ照射痕を形成しなかった薄帯片を用いたこと以外、上記と同様にして製造した鉄心に対して同様の測定、評価を行った。
　式１：電圧Ｅ（Ｖ）＝４．４４３ＬＦ・Ｃ・Ｗ・Ｎ１・ｆ・Ｂｍ×１０－６
　式２：励磁電力（ＶＡ／ｋｇ）＝Ｅ・Ｉ／Ｍ
　式３：鉄損（Ｗ／ｋｇ）＝Ｗａｔｔ／Ｍ
　なお、式１～式３中の記号の詳細は、以下の通りである。
　Ｅ　：電力計測定実効電圧（Ｖ）
　ＬＦ：占積率（＝０．８８）
　Ｃ　：コア積厚（ｍｍ）
　Ｗ　：使用リボン公称幅（ｍｍ）
　Ｎ１：励磁コイル巻回数
　ｆ　：測定周波数（Ｈｚ）
　Ｂｍ：最大磁束密度又は規定の磁束密度
　Ｉ　：電力計測定実効電流（Ａ）
　Ｍ　：コア重量（ｋｇ）
　Ｗａｔｔ：電力計測定電力（Ｗ）
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000009
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000010
　表９、１０に示されるように、１．４５Ｔ、６０Ｈｚで測定した鉄損ＣＬは、線状レーザ照射痕を形成しなかった薄帯片を用いた鉄心では０．２８４Ｗ／ｋｇであるのに対し、本実施形態の線状レーザ照射痕を形成した薄帯片を用いた鉄心では０．１９７Ｗ／ｋｇと、約３割低減した数値となった。
　鉄心において、鉄損ＣＬを０．２４０Ｗ／ｋｇ以下に低減することは、従来から全く到達し得なかったものである。そのため、本実施形態の鉄心にコイルを設けることにより、電力損失が極めて低い変圧器を得ることができる。
　また、１．５０Ｔ、６０Ｈｚで測定した鉄損ＣＬは、線状レーザ照射痕を形成しなかった薄帯片を用いた鉄心では０．３１０Ｗ／ｋｇであるのに対し、本実施形態の線状レーザ照射痕を形成した薄帯片を用いた鉄心では０．２２０Ｗ／ｋｇと、約３割低減した数値となった。
　上記した実施例３の鉄心と比較例２の鉄心とを用いて、周波数５０Ｈｚと６０Ｈｚとにおいて磁束密度を変えて鉄損を評価した。その結果を表１１に示す。また、周波数５０Ｈｚでの磁束密度と鉄損との関係を図１１に、周波数６０Ｈｚでの磁束密度と鉄損との関係を図１２に示す。
　表１１、図１１、図１２に示すように、本実施形態の鉄心によれば、周波数５０Ｈｚと６０Ｈｚとにおいて磁束密度が変わっても極めて低鉄損の鉄心を得ることができた。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000011
　＜実施例４＞
　本実施形態の変圧器の鉄心と巻線の構成の１例を図３３に示す。この変圧器は、積層された複数枚のＦｅ基アモルファス合金薄帯を曲げてオーバーラップ巻きされた周回状の鉄心２１と、鉄心に巻き回された巻線２２とを備える。この第１の実施形態の鉄心は、１つの周回状の鉄心（単相２脚巻鉄心）から構成されている。この実施形態の鉄心を用いたＪＩＳ　Ｃ　４３０４：２０１３に準拠した本開示による単相５０Ｈｚ、定格容量１０ｋＶＡの油入り変圧器（以下、実施例４）の主な特性と重量を従来例１との比較で表１２に示す。ここで、実施例４に使用したＦｅ基アモルファス合金薄帯は上記特性を有することから、ＪＩＳ　Ｃ　２５３４：２０１７の「５アモルファス帯の種類の記号」の定義に従い２５ＡＭＰ０６－８８と表記した。従来例１で使用したＦｅ基アモルファス合金薄帯は２５ＡＭＰ０８－８８である。なお、以下の実施例４から実施例１１の特性は、シミュレーションによる解析で得られた数値である。
　実施例４に使用したＦｅ基アモルファス合金薄帯は、厚さ２５μｍ、幅１４２．２ｍｍであり、自由凝固面に形成された線状レーザ照射痕の最高点と最低点との差ＨＬが０．６２μｍであり、周波数５０Ｈｚ、磁束密度１．４５Ｔにおける鉄損が０．０７５Ｗ／ｋｇ、周波数６０Ｈｚ、磁束密度１．４５Ｔにおける鉄損が０．０９５Ｗ／ｋｇである。
　また、従来例１に使用したＦｅ基アモルファス合金薄帯は、厚さ２５μｍ、幅１４２．２ｍｍであり、レーザ照射痕が形成されていなく、周波数５０Ｈｚ、磁束密度１．４５Ｔにおける鉄損が０．１３０Ｗ／ｋｇ、周波数６０Ｈｚ、磁束密度１．４５Ｔにおける鉄損が０．１６７Ｗ／ｋｇである。
　この実施例４及び従来例１において、周回状の鉄心２１は、積層数が１８７５枚であり、その重量は表１２に示す。
　この変圧器の一次巻線は、直径０．９ｍｍの銅線を用い、３１４３ターン巻かれており、二次巻線は、アルミニウム製の３．２ｍｍ×６．０ｍｍの平角線を用い、一つ１００ターンの巻線を並列接続とした。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000012
　表１２から、実施例４では鉄心の重量当たりの無負荷損失が０．１４９Ｗ／ｋｇと従来例１の鉄心の重量当たりの無負荷損失０．１９７Ｗ／ｋｇに比べ約２５％低減されていることが分かる。
　また、これに対応してＪＩＳ　Ｃ　４３０４：２０１３で定められるエネルギー消費効率規格値に対し、従来例１が０．７３の比（表１２の「エネルギー消費効率比」に記載。以下、同様。）であるのに対し、実施例４では０．７０に改善できており、配電用変圧器の平均等価負荷率１５％としたときの年間ＣＯ２排出量も約１７％改善されることが分かる。このことは、表１２に記載の「負荷率１５％とした場合の年間ＣＯ２排出量比」が０．８３となっていることから分かる（以下、同様）。
　＜実施例５＞
　図３３に示す本実施形態の鉄心と巻線の構成の変圧器の第２の実施例として、ＪＩＳ　Ｃ　４３０４：２０１３に準拠した本開示による単相６０Ｈｚ、定格容量１０ｋＶＡの油入り変圧器（以下、実施例５）の主な特性と重量を従来例２との比較で表１３に示す。
　実施例５に使用したＦｅ基アモルファス合金薄帯は、実施例４と同一であり、従来例２に使用したＦｅ基アモルファス合金薄帯は、従来例１と同一である。
　この実施例５及び従来例２において、周回状の鉄心２１は、積層数が１７８５枚であり、その重量は表１３に示す。
　この変圧器の一次巻線は、直径０．９ｍｍの銅線を用い、２７７６ターン巻かれており、二次巻線は、アルミニウム製の２．６ｍｍ×６．０ｍｍの平角線を用い、一つ８８ターンの巻線を並列接続とした。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000013
　表１３から、実施例５では鉄心の重量当たりの無負荷損失が０．１８０Ｗ／ｋｇと従来例２の鉄心の重量当たりの無負荷損失０．２５９Ｗ／ｋｇに比べ約３０％低減されていることが分かる。
　また、これに対応してＪＩＳ　Ｃ　４３０４：２０１３で定められるエネルギー消費効率規格値に対し、従来例２が０．７２の比であるのに対し、実施例５では０．６７に改善できており、配電用変圧器の平均等価負荷率１５％としたときの年間ＣＯ２排出量も約２０％改善されることが分かる。
　＜実施例６＞
　図３３に示す本実施形態の鉄心と巻線の構成の変圧器の第３の実施例として、ＪＩＳ　Ｃ　４３０４：２０１３に準拠した本開示による単相５０Ｈｚ、定格容量３０ｋＶＡの油入り変圧器（以下、実施例６）の主な特性と重量を従来例３との比較で表１４に示す。
　実施例６に使用したＦｅ基アモルファス合金薄帯は、厚さ２５μｍ、幅２１３．４ｍｍであり、自由凝固面に形成された線状レーザ照射痕の最高点と最低点との差ＨＬが０．５２μｍであり、周波数５０Ｈｚ、磁束密度１．４５Ｔにおける鉄損が０．０７６Ｗ／ｋｇ、周波数６０Ｈｚ、磁束密度１．４５Ｔにおける鉄損が０．０９７Ｗ／ｋｇである。
　また、従来例３に使用したＦｅ基アモルファス合金薄帯は、厚さ２５μｍ、幅２１３．４ｍｍであり、レーザ照射痕が形成されていなく、周波数５０Ｈｚ、磁束密度１．４５Ｔにおける鉄損が０．１３２Ｗ／ｋｇ、周波数６０Ｈｚ、磁束密度１．４５Ｔにおける鉄損が０．１６８Ｗ／ｋｇである。
　この実施例６及び従来例３において、周回状の鉄心２１は、積層数が３０１５枚であり、その重量は表１４に示す。
　この変圧器の一次巻線は、直径１．４ｍｍの銅線を用い、１５０９ターン巻かれており、二次巻線は、アルミニウム製の３．２ｍｍ×１５ｍｍの平角線を用い、一つ４４ターンの巻線を並列接続とした。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000014
　表１４から、実施例６では鉄心の重量当たりの無負荷損失が０．１２６Ｗ／ｋｇと従来例３の鉄心の重量当たりの無負荷損失０．１９７Ｗ／ｋｇに比べ約３６％低減されていることが分かる。
　また、これに対応してＪＩＳ　Ｃ　４３０４：２０１３で定められるエネルギー消費効率規格値に対し、従来例３が０．７２の比であるのに対し、実施例６では０．６７に改善できており、配電用変圧器の平均等価負荷率１５％としたときの年間ＣＯ２排出量も約２２％改善されることが分かる。また、実施例４の鉄心の重量当たりの無負荷損が０．１４９Ｗ／ｋｇだったのに対し、実施例６では０．１２６Ｗ／ｋｇと０．０２３Ｗ／ｋｇ改善されている。この理由は、鉄心の大型化により鉄心の磁路長に対する曲線部の長さの比が小となり、鉄心曲線部の残留応力による無負荷損加が抑制されたためである。
　＜実施例７＞
　図３３に示す本実施形態の鉄心と巻線の構成の変圧器の第４の実施例として、ＪＩＳ　Ｃ　４３０４：２０１３に準拠した本開示による単相６０Ｈｚ、定格容量３０ｋＶＡの油入り変圧器（以下、実施例７）の主な特性と重量を従来例４との比較で表１５に示す。
　実施例７に使用したＦｅ基アモルファス合金薄帯は、実施例６と同一であり、従来例４に使用したＦｅ基アモルファス合金薄帯は、従来例３と同一である。
　この実施例７及び従来例４において、周回状の鉄心２１は、積層数が２７１５枚であり、その重量は表１５に示す。
　この変圧器の一次巻線は、直径１．３ｍｍの銅線を用い、１５０９ターン巻かれており、二次巻線は、アルミニウム製の４．０ｍｍ×１３ｍｍの平角線を用い、一つ４４ターンの巻線を並列接続とした。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000015
　表１５から、実施例７では鉄心の重量当たりの無負荷損失が０．１６１Ｗ／ｋｇと従来例４の鉄心の重量当たりの無負荷損失０．２５６Ｗ／ｋｇに比べ約３７％低減されていることが分かる。
　また、これに対応してＪＩＳ　Ｃ　４３０４：２０１３で定められるエネルギー消費効率規格値に対し、従来例４が０．７２の比であるのに対し、実施例７では０．６６に改善できており、配電用変圧器の平均等価負荷率１５％としたときの年間ＣＯ２排出量も約２４％改善されることが分かる。また、実施例５の鉄心の重量当たりの無負荷損が０．１８０Ｗ／ｋｇだったのに対し、実施例７では０．１６１Ｗ／ｋｇと０．０１９Ｗ／ｋｇ改善されている。これは、実施例６で説明した理由により、減少している。
　＜実施例８＞
　本実施形態の変圧器の鉄心と巻線の構成の別の例を図３４に示す。この変圧器は、積層された複数枚のＦｅ基アモルファス合金薄帯を曲げてオーバーラップ巻きされた周回状の鉄心２１を組み合わせた３相３脚巻鉄心（３つの周回状の鉄心の組み合わせ）と、鉄心に巻き回された３組の巻線２２とを備える。この実施形態の鉄心を用いたＪＩＳ　Ｃ　４３０４：２０１３に準拠した本開示による３相５０Ｈｚ、定格容量１００ｋＶＡの油入り変圧器（以下、実施例８）の主な特性と重量を従来例５との比較で表１６に示す。
　実施例８に使用したＦｅ基アモルファス合金薄帯は、実施例６と同一であり、従来例５に使用したＦｅ基アモルファス合金薄帯は、従来例３と同一である。
　この実施例８及び従来例５において、周回状の鉄心２１は、それぞれ積層数が３４８０枚であり、その重量（３つの周回状の鉄心の合計）は表１６に示す。
　この実施例８の一次巻線は、直径２．２ｍｍの銅線を用い、星形結線で６５３ターン巻かれており、二次巻線は、アルミニウム製の０．４ｍｍ×２４７ｍｍの平角線を用い、三角結線で３６ターンの巻線とした。また、従来例５の一次巻線は、直径２．２ｍｍの銅線を用い、星形結線で６５３ターン巻かれており、二次巻線は、アルミニウム製の０．４ｍｍ×２４８ｍｍの平角線を用い、三角結線で３６ターンの巻線とした。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000016
　表１６から、実施例８では鉄心の重量当たりの無負荷損失が０．１８８Ｗ／ｋｇと従来例５の鉄心の重量当たりの無負荷損失０．２６９Ｗ／ｋｇに比べ約３０％低減されていることが分かる。
　また、これに対応してＪＩＳ　Ｃ　４３０４：２０１３で定められるエネルギー消費効率規格値に対し、従来例５が０．７８の比であるのに対し、実施例８では０．７２に改善できており、配電用変圧器の平均等価負荷率１５％としたときの年間ＣＯ２排出量も約２１％改善されることが分かる。
　＜実施例９＞
　図３４に示す本実施形態の鉄心と巻線の構成の変圧器の別の実施例として、ＪＩＳ　Ｃ　４３０４：２０１３に準拠した本開示による３相６０Ｈｚ、定格容量１００ｋＶＡの油入り変圧器（以下、実施例９）の主な特性と重量を従来例６との比較で表１７に示す。
　実施例９に使用したＦｅ基アモルファス合金薄帯は、実施例６と同一であり、従来例６に使用したＦｅ基アモルファス合金薄帯は、従来例３と同一である。この実施例９及び従来例６において、周回状の鉄心２１は、積層数が２８９５枚であり、その重量は表１７に示す。
　この変圧器の一次巻線及び二次巻線は、実施例８及び従来例５と同じとした。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000017
　表１７から、実施例９では鉄心の重量当たりの無負荷損失が０．２３８Ｗ／ｋｇと従来例６の鉄心の重量当たりの無負荷損失０．３３９Ｗ／ｋｇに比べ約３０％低減されていることが分かる。
　また、これに対応してＪＩＳ　Ｃ　４３０４：２０１３で定められるエネルギー消費効率規格値に対し、従来例６が０．８１の比であるのに対し、実施例９では０．７６に改善できており、配電用変圧器の平均等価負荷率１５％としたときの年間ＣＯ２排出量も約２１％改善されることが分かる。
　＜実施例１０＞
　図３４に示す本実施形態の鉄心と巻線の構成の変圧器の別の実施例として、ＪＩＳ　Ｃ　４３０４：２０１３に準拠した本開示による３相５０Ｈｚ、定格容量５００ｋＶＡの油入り変圧器（以下、実施例１０）の主な特性と重量を従来例７との比較で表１８に示す。
　実施例１０に使用したＦｅ基アモルファス合金薄帯は、実施例６と同一であり、従来例７に使用したＦｅ基アモルファス合金薄帯は、従来例３と同一である。
　この実施例１０及び従来例７において、周回状の鉄心２１は、実施例１０の積層数が５６８５枚、従来例７が５９５５枚であり、その重量（３つの周回状の鉄心の合計）は表１８に示す。
　この実施例１０の一次巻線は、３．５ｍｍ×４．５ｍｍの平角銅線を用い、星形結線で３９９ターン巻かれており、二次巻線は、アルミニウム製の１．３ｍｍ×４３８ｍｍの平角線を用い、三角結線で２２ターンの巻線とした。また、従来例７の一次巻線は、３．２ｍｍ×５．０ｍｍの平角銅線を用い、星形結線で３８１ターン巻かれており、二次巻線は、アルミニウム製の１．４ｍｍ×３８３ｍｍの平角線を用い、三角結線で２１ターンの巻線とした。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000018
　表１８から、実施例１０では鉄心の重量当たりの無負荷損失が０．１６３Ｗ／ｋｇと従来例７の鉄心の重量当たりの無負荷損失０．２４６Ｗ／ｋｇに比べ約３４％低減されていることが分かる。
　また、これに対応してＪＩＳ　Ｃ　４３０４：２０１３で定められるエネルギー消費効率規格値に対し、従来例７が０．９３の比であるのに対し、実施例１０では０．９０に改善できており、配電用変圧器の平均等価負荷率１５％としたときの年間ＣＯ２排出量も約１８％改善されることが分かる。また、実施例８の鉄心の重量当たりの無負荷損が０．１８８Ｗ／ｋｇだったのに対し、実施例１０では０．１６３Ｗ／ｋｇと０．０２５Ｗ／ｋｇ改善されている。この理由は、鉄心の大型化により鉄心の磁路長に対する曲線部の長さの比が小となり、鉄心曲線部の残留応力による無負荷損加が抑制されたためである。
　＜実施例１１＞
　本実施形態の変圧器の鉄心と巻線の構成の別の例を図３５に示す。この変圧器は、積層された複数枚のＦｅ基アモルファス合金薄帯を曲げてオーバーラップ巻きされた周回状の鉄心２１を組み合わせた３相５脚巻鉄心と、鉄心に巻き回された３組の巻線２２とを備える。
　この実施形態の鉄心を用いたＪＩＳ　Ｃ　４３０４：２０１３に準拠した本開示による３相５０Ｈｚ、定格容量１０００ｋＶＡの油入り変圧器（以下、実施例１１）の主な特性と重量を従来例８との比較で表１９に示す。
　実施例１１に使用したＦｅ基アモルファス合金薄帯は、実施例６と同一であり、従来例８に使用したＦｅ基アモルファス合金薄帯は、従来例３と同一である。
　この実施例１１及び従来例８において、周回状の鉄心２１は、それぞれ積層数が２６１０枚の鉄心を図３５の垂直方向に２つ重ねたものであり、その重量（８つの周回状の鉄心の合計）は表１９に示す。
　この実施例１１の一次巻線は、２．８ｍｍ×７．０ｍｍの平角銅線を用い、三角結線で３７７ターン巻かれており、二次巻線は、アルミニウム製の３．０ｍｍ×３０５ｍｍの平角線を用い、三角結線で１２ターンの巻線とした。また、従来例８の一次巻線は、２．８ｍｍ×７．０ｍｍの平角銅線を用い、三角結線で３７７ターン巻かれており、二次巻線は、アルミニウム製の３．２ｍｍ×３０６ｍｍの平角線を用い、三角結線で１２ターンの巻線とした。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000019
　表１９から、実施例１１では鉄心の重量当たりの無負荷損失が０．１７９Ｗ／ｋｇと従来例８の鉄心の重量当たりの無負荷損失０．２６９Ｗ／ｋｇに比べ約３３％低減されていることが分かる。また、これに対応してＪＩＳ　Ｃ　４３０４：２０１３で定められるエネルギー消費効率規格値に対し、従来例８が１．００の比であるのに対し、実施例１１では０．９９に改善できており、配電用変圧器の平均等価負荷率１５％としたときの年間ＣＯ２排出量も約１６％改善されることが分かる。
　以上説明したように、本開示の変圧器は、無負荷損を低減することができるので、特に、平均等価負荷率の低い配電用変圧器などの低損失化及びＣＯ２排出量削減に効果的である。なお、本実施例では巻鉄心変圧器への適用に関し詳細に説明したが、積鉄心変圧器の場合にも無負荷損の低減効果が得られることは言うまでもない。
　本明細書に記載された全ての文献、特許出願、及び技術規格は、個々の文献、特許出願、及び技術規格が参照により取り込まれることが具体的かつ個々に記された場合と同程度に、本明細書中に参照により取り込まれる。

Claims (32)

  1. 　第１面と第２面とを有するＦｅ基アモルファス合金薄帯であって、
    　少なくとも前記第１面に、連続した線状のレーザ照射痕を複数有し、
    　前記線状レーザ照射痕は、前記Ｆｅ基アモルファス合金薄帯の鋳造方向に直交する方向に沿って設けられ、
    　前記線状レーザ照射痕は、表面に凹凸を有し、前記凹凸を前記鋳造方向に評価したとき、前記Ｆｅ基アモルファス合金薄帯の厚さ方向における最高点と最低点との高低差ＨＬと、前記第１面における前記線状レーザ照射痕の前記鋳造方向の長さである幅ＷＡとから算出される高低差ＨＬ×幅ＷＡが６．０～１８０μｍ２である、Ｆｅ基アモルファス合金薄帯。
  2. 　前記幅ＷＡが２８μｍ以上である、請求項１に記載のＦｅ基アモルファス合金薄帯。
  3. 　前記高低差ＨＬが０．２０μｍ以上である、請求項１に記載のＦｅ基アモルファス合金薄帯。
  4. 　前記線状レーザ照射痕は、前記第１面へのレーザ照射により溶融凝固した溶融凝固部であり、前記第１面から前記第２面まで達しており、
    　前記幅ＷＡと、前記第２面における前記線状レーザ照射痕の前記鋳造方向の長さである幅ＷＢとの幅比ＷＢ／ＷＡが０．５７以下である、請求項１に記載のＦｅ基アモルファス合金薄帯。
  5. 　第１面と第２面とを有するＦｅ基アモルファス合金薄帯であって、
    　少なくとも前記第１面に、連続した線状のレーザ照射痕を複数有し、
    　前記線状レーザ照射痕は、前記Ｆｅ基アモルファス合金薄帯の鋳造方向に直交する方向に沿って設けられ、
    　前記線状レーザ照射痕は、前記第１面へのレーザ照射により溶融凝固した溶融凝固部であり、前記第１面から前記第２面まで達しており、
    　前記第１面における前記線状レーザ照射痕の前記鋳造方向の長さである幅ＷＡと前記第２面における前記線状レーザ照射痕の前記鋳造方向の長さである幅ＷＢとの幅比ＷＢ／ＷＡが０．５７以下である、Ｆｅ基アモルファス合金薄帯。
  6. 　前記線状レーザ照射痕は、表面に凹凸を有し、前記凹凸を前記鋳造方向に評価したとき、前記Ｆｅ基アモルファス合金薄帯の厚さ方向における最高点と最低点との高低差ＨＬと、前記幅ＷＡとから算出される高低差ＨＬ×幅ＷＡが６．０～１８０μｍ２である、請求項５に記載のＦｅ基アモルファス合金薄帯。
  7. 　前記高低差ＨＬが０．２０μｍ以上である、請求項６に記載のＦｅ基アモルファス合金薄帯。
  8. 　第１面と第２面とを有するＦｅ基アモルファス合金薄帯であって、
    　少なくとも前記第１面に、連続した線状のレーザ照射痕を複数有し、
    　前記線状レーザ照射痕は、前記Ｆｅ基アモルファス合金薄帯の鋳造方向に直交する方向に沿って設けられ、
    　前記第１面における前記線状レーザ照射痕の前記鋳造方向の長さである幅ＷＡが２８．５μｍ以上９０μｍ以下である、Ｆｅ基アモルファス合金薄帯。
  9. 　複数の前記線状レーザ照射痕のうち、互いに隣り合う線状レーザ照射痕間の間隔をライン間隔とした場合に、前記ライン間隔が２ｍｍ～２００ｍｍである、請求項１から請求項８のいずれか１項に記載のＦｅ基アモルファス合金薄帯。
  10. 　前記線状レーザ照射痕が設けられた部分は、非晶質である、請求項１から請求項８のいずれか１項に記載のＦｅ基アモルファス合金薄帯。
  11. 　前記鋳造方向に直交する方向を幅方向としたとき、前記幅方向において、前記Ｆｅ基アモルファス合金薄帯の長さ全体に占める前記線状レーザ照射痕の長さの割合が、前記Ｆｅ基アモルファス合金薄帯の前記幅方向の中心から前記幅方向両端に向かう方向にそれぞれ１０％～５０％の範囲内である、請求項１から請求項８のいずれか１項に記載のＦｅ基アモルファス合金薄帯。
  12. 　前記第１面及び前記第２面として自由凝固面及びロール面を有し、
    　前記自由凝固面における前記線状レーザ照射痕以外の部分の最大断面高さＲｔが、３．０μｍ以下である、請求項１から請求項８のいずれか１項に記載のＦｅ基アモルファス合金薄帯。
  13. 　厚さが１８μｍ～３５μｍである、請求項１から請求項８のいずれか１項に記載のＦｅ基アモルファス合金薄帯。
  14. 　前記Ｆｅ基アモルファス合金薄帯の合金組成は、Ｆｅ、Ｓｉ、Ｂ、及び不純物からなり、Ｆｅ、Ｓｉ、及びＢの合計含有量を１００原子％とした場合に、Ｆｅの含有量が７８原子％以上であり、Ｂの含有量が１０原子％以上であり、Ｂ及びＳｉの合計含有量が１７原子％～２２原子％である、請求項１から請求項８のいずれか１項に記載のＦｅ基アモルファス合金薄帯。
  15. 　周波数６０Ｈｚ及び磁束密度１．４５Ｔの条件における鉄損が０．１５０Ｗ／ｋｇ以下である、請求項１から請求項８のいずれか１項に記載のＦｅ基アモルファス合金薄帯。
  16. 　周波数１ｋＨｚ及び磁束密度１Ｔの条件における鉄損が８．６Ｗ／ｋｇ以下であり、励磁電力ＶＡが８．７ＶＡ／ｋｇ以下である、請求項１から請求項８のいずれか１項に記載のＦｅ基アモルファス合金薄帯。
  17. 　最大印加磁場８００Ａ／ｍで測定した直流Ｂ－Ｈ曲線の保磁力Ｈｃが５．０Ａ／ｍ以下である、請求項１から請求項８のいずれか１項に記載のＦｅ基アモルファス合金薄帯。
  18. 　最大印加磁場８００Ａ／ｍで測定した直流Ｂ－Ｈ曲線の角型比〔残留磁束密度Ｂｒ／最大磁束密度Ｂｍ〕が４０％以下である、請求項１７に記載のＦｅ基アモルファス合金薄帯。
  19. 　第１面と第２面とを有するＦｅ基アモルファス合金薄帯の少なくとも前記第１面に対し、ＣＷ（連続波）発振方式を用いたレーザを照射して、複数の線状レーザ照射痕を有するＦｅ基アモルファス合金薄帯を得るＦｅ基アモルファス合金薄帯の製造方法であって、
    　前記ＣＷ（連続波）発振方式を用いたレーザのレーザ密度が、５Ｊ／ｍ以上３５Ｊ／ｍ以下であり、
    　前記線状レーザ照射痕は、前記Ｆｅ基アモルファス合金薄帯の鋳造方向に直交する方向に沿って設けられる、Ｆｅ基アモルファス合金薄帯の製造方法。
  20. 　前記線状レーザ照射痕は、表面に凹凸を有し、前記凹凸を前記鋳造方向に評価したとき、前記Ｆｅ基アモルファス合金薄帯の厚さ方向における最高点と最低点との高低差ＨＬと、前記第１面における前記線状レーザ照射痕の前記鋳造方向の長さである幅ＷＡとから算出される高低差ＨＬ×幅ＷＡが６．０～１８０μｍ２である、請求項１９に記載のＦｅ基アモルファス合金薄帯の製造方法。
  21. 　前記線状レーザ照射痕は、前記第１面から前記第２面まで達しており、
    　前記第１面における前記線状レーザ照射痕の前記鋳造方向の長さである幅ＷＡと前記第２面における前記線状レーザ照射痕の前記鋳造方向の長さである幅ＷＢとの幅比ＷＢ／ＷＡが０．５７以下である、請求項１９又は請求項２０に記載のＦｅ基アモルファス合金薄帯の製造方法。
  22. 　前記第１面における前記線状レーザ照射痕の前記鋳造方向の長さである幅ＷＡが２８μｍ以上である、請求項１９又は請求項２０に記載のＦｅ基アモルファス合金薄帯の製造方法。
  23. 　前記線状レーザ照射痕は、表面に凹凸を有し、前記凹凸を前記鋳造方向に評価したとき、前記Ｆｅ基アモルファス合金薄帯の厚さ方向における最高点と最低点との高低差ＨＬが０．２０～２．０μｍである、請求項１９又は請求項２０に記載のＦｅ基アモルファス合金薄帯の製造方法。
  24. 　前記線状レーザ照射痕が設けられた部分は、非晶質である、請求項１９又は請求項２０に記載のＦｅ基アモルファス合金薄帯の製造方法。
  25. 　複数の前記線状レーザ照射痕のうち、互いに隣り合う線状レーザ照射痕間の間隔をライン間隔とした場合に、前記ライン間隔が２ｍｍ～２００ｍｍである、請求項１９又は請求項２０に記載のＦｅ基アモルファス合金薄帯の製造方法。
  26. 　複数の請求項１から請求項８のいずれか１項に記載のＦｅ基アモルファス合金薄帯が積層され、又は少なくとも１つの請求項１から請求項８のいずれか１項に記載のＦｅ基アモルファス合金薄帯が巻回されて構成される、鉄心。
  27. 　積層された複数の前記Ｆｅ基アモルファス合金薄帯が曲げられてオーバーラップ巻きされて構成され、
    　周波数６０Ｈｚ及び磁束密度１．４５Ｔの条件における鉄損が０．２４０Ｗ／ｋｇ以下である、請求項２６に記載の鉄心。
  28. 　請求項１から請求項８のいずれか１項に記載のＦｅ基アモルファス合金薄帯を用いた鉄心と、
    　前記鉄心に巻き回されたコイルと、
    　を備える、変圧器。
  29. 　前記鉄心は、積層された複数の前記Ｆｅ基アモルファス合金薄帯が曲げられてオーバーラップ巻きされて構成され、周波数６０Ｈｚ及び磁束密度１．４５Ｔの条件における鉄損が０．２４０Ｗ／ｋｇ以下である、請求項２８に記載の変圧器。
  30. 　単相変圧器であり、５０Ｈｚにおける前記鉄心の重量当たりの無負荷損が０．１５Ｗ／ｋｇ以下、又は６０Ｈｚにおける前記鉄心の重量当たりの無負荷損が０．１９Ｗ／ｋｇ以下である、請求項２８に記載の変圧器。
  31. 　３相変圧器であり、５０Ｈｚにおける前記鉄心の重量当たりの無負荷損が０．１９Ｗ／ｋｇ以下、又は６０Ｈｚにおける前記鉄心の重量当たりの無負荷損が０．２４Ｗ／ｋｇ以下である、請求項２８に記載の変圧器。
  32. 　定格容量が１０ｋＶＡ以上である、請求項２８に記載の変圧器。
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