WO2024111613A1 - 巻鉄心 - Google Patents

巻鉄心 Download PDF

Info

Publication number
WO2024111613A1
WO2024111613A1 PCT/JP2023/041931 JP2023041931W WO2024111613A1 WO 2024111613 A1 WO2024111613 A1 WO 2024111613A1 JP 2023041931 W JP2023041931 W JP 2023041931W WO 2024111613 A1 WO2024111613 A1 WO 2024111613A1
Authority
WO
WIPO (PCT)
Prior art keywords
groove
steel sheet
wound core
depth
grain
Prior art date
Application number
PCT/JP2023/041931
Other languages
English (en)
French (fr)
Inventor
将嵩 岩城
克 高橋
尚 茂木
直樹 和田
秀行 濱村
Original Assignee
日本製鉄株式会社
Priority date (The priority date is an assumption and is not a legal conclusion. Google has not performed a legal analysis and makes no representation as to the accuracy of the date listed.)
Filing date
Publication date
Application filed by 日本製鉄株式会社 filed Critical 日本製鉄株式会社
Priority to JP2024508058A priority Critical patent/JP7473864B1/ja
Publication of WO2024111613A1 publication Critical patent/WO2024111613A1/ja

Links

Images

Classifications

    • C—CHEMISTRY; METALLURGY
    • C21—METALLURGY OF IRON
    • C21D—MODIFYING THE PHYSICAL STRUCTURE OF FERROUS METALS; GENERAL DEVICES FOR HEAT TREATMENT OF FERROUS OR NON-FERROUS METALS OR ALLOYS; MAKING METAL MALLEABLE, e.g. BY DECARBURISATION OR TEMPERING
    • C21D8/00—Modifying the physical properties by deformation combined with, or followed by, heat treatment
    • C21D8/12—Modifying the physical properties by deformation combined with, or followed by, heat treatment during manufacturing of articles with special electromagnetic properties
    • C—CHEMISTRY; METALLURGY
    • C22—METALLURGY; FERROUS OR NON-FERROUS ALLOYS; TREATMENT OF ALLOYS OR NON-FERROUS METALS
    • C22C—ALLOYS
    • C22C38/00—Ferrous alloys, e.g. steel alloys
    • C—CHEMISTRY; METALLURGY
    • C22—METALLURGY; FERROUS OR NON-FERROUS ALLOYS; TREATMENT OF ALLOYS OR NON-FERROUS METALS
    • C22C—ALLOYS
    • C22C38/00—Ferrous alloys, e.g. steel alloys
    • C22C38/60—Ferrous alloys, e.g. steel alloys containing lead, selenium, tellurium, or antimony, or more than 0.04% by weight of sulfur
    • H—ELECTRICITY
    • H01—ELECTRIC ELEMENTS
    • H01F—MAGNETS; INDUCTANCES; TRANSFORMERS; SELECTION OF MATERIALS FOR THEIR MAGNETIC PROPERTIES
    • H01F1/00—Magnets or magnetic bodies characterised by the magnetic materials therefor; Selection of materials for their magnetic properties
    • H01F1/01—Magnets or magnetic bodies characterised by the magnetic materials therefor; Selection of materials for their magnetic properties of inorganic materials
    • H01F1/03—Magnets or magnetic bodies characterised by the magnetic materials therefor; Selection of materials for their magnetic properties of inorganic materials characterised by their coercivity
    • H01F1/12—Magnets or magnetic bodies characterised by the magnetic materials therefor; Selection of materials for their magnetic properties of inorganic materials characterised by their coercivity of soft-magnetic materials
    • H01F1/14—Magnets or magnetic bodies characterised by the magnetic materials therefor; Selection of materials for their magnetic properties of inorganic materials characterised by their coercivity of soft-magnetic materials metals or alloys
    • H01F1/147—Alloys characterised by their composition
    • H—ELECTRICITY
    • H01—ELECTRIC ELEMENTS
    • H01F—MAGNETS; INDUCTANCES; TRANSFORMERS; SELECTION OF MATERIALS FOR THEIR MAGNETIC PROPERTIES
    • H01F27/00—Details of transformers or inductances, in general
    • H01F27/24—Magnetic cores
    • H01F27/245—Magnetic cores made from sheets, e.g. grain-oriented

Definitions

  • the present invention relates to wound cores, and in particular to wound cores with reduced building factor (BF).
  • BF building factor
  • Grain-oriented electrical steel sheets are used as magnetic cores in many electrical devices.
  • Grain-oriented electrical steel sheets are steel sheets that contain approximately 1.0% to 5.0% Si and have a highly concentrated crystal orientation in the ⁇ 110 ⁇ 001> direction.
  • Grain-oriented electrical steel sheets have excellent magnetic properties and are used, for example, as iron core materials for static inductors such as transformers. For this reason, the magnetic properties required are a high magnetic flux density, as represented by the B8 value, and a low iron loss, as represented by W17/50.
  • Wound cores are generally manufactured by stacking grain-oriented electromagnetic steel sheets in layers, winding them into a doughnut shape (wound shape), and then pressurizing the wound body to form it into a roughly rectangular shape (in this specification, wound cores manufactured in this manner are sometimes referred to as trancocores).
  • This forming process introduces mechanical processing distortion (plastic deformation distortion) into the entire grain-oriented electromagnetic steel sheet, and this processing distortion is a factor that significantly deteriorates the iron loss of the grain-oriented electromagnetic steel sheet.
  • stress relief annealing is performed.
  • BF building factor
  • Patent Document 1 discloses a grain-oriented electromagnetic steel sheet and a wound core using the same, which focuses on noise characteristics while also considering the reduction of iron loss. Specifically, it discloses that excellent noise characteristics can be obtained by having the electromagnetic steel sheet have a specific range of warpage, and that iron loss can be reduced by introducing thermal strain or forming grooves in the electromagnetic steel sheet.
  • the present invention has been made in view of the above problems.
  • deterioration of iron loss is particularly large at the bent parts of the steel sheets, and suppressing deterioration of iron loss at the bent parts (sometimes called "bent parts” or “bent parts”) is important for reducing the BF of a wound core.
  • the aim is to further reduce the BF of the wound core by controlling the shape of the groove and the residual stress due to distortion in the bent portion within a certain range.
  • a wound core can be provided that can reduce BF more than conventional cores by using grain-oriented electromagnetic steel sheets that have residual stress due to distortion in grooves and bends of a specified shape.
  • the gist of the present invention is a wound core made of a grain-oriented electrical steel sheet in which residual stress due to distortion exists in the vicinity of the groove, the grain-oriented electrical steel sheet having a steel sheet surface on which grooves are formed that extend in a direction intersecting the rolling direction (RD direction) and whose groove depth direction is in the sheet thickness direction (ND direction), and the grooves satisfy the following conditions:
  • the pitch of the a-grooves in the rolling direction (RD) of the steel plate is 2 to 10 mm.
  • the depth of the groove is 10 ⁇ m or more and 40 ⁇ m or less, and the width of the groove is 10 ⁇ m or more and 200 ⁇ m or less.
  • the angle (sometimes called the "apex angle") formed by the opposing wall surfaces of the groove (the wall surfaces of the groove that are at a depth of 25 to 75% of the groove depth) when extended in the plate thickness direction (ND direction) is 90° or less.
  • d. Within a range of 10 ⁇ m in the rolling direction (RD) of the steel sheet from the wall surface of the groove in the bent portion of the wound core, a region in which residual stress due to tensile strain in the rolling direction (RD) of the steel sheet of 10 MPa or more exists is present in 10 area % or more.
  • a wound core can be provided that can reduce BF compared to conventional methods by using grain-oriented electromagnetic steel sheets that have residual stress due to distortion in grooves and bends of a specified shape.
  • FIG. 1 is a plan view showing an example of a wound core according to an embodiment of the present invention.
  • FIG. 2 is a cross-sectional view (a cross-sectional view perpendicular to the extending direction of the groove) of a groove portion of a grain-oriented electrical steel sheet according to one embodiment of the present invention.
  • FIG. 3 is a diagram illustrating an example of a bent portion (curved portion) of a grain-oriented electrical steel sheet.
  • the wound core according to the present embodiment is made of a grain-oriented electrical steel sheet.
  • the grain-oriented electrical steel sheet is not particularly limited, and grain-oriented electrical steel sheets made of known steel components can be used. Grain-oriented electrical steel sheets that can be used in the wound core according to the present invention will be described by way of example.
  • the steel sheet used in the grain-oriented electrical steel sheet of the present invention has a composition that is favorable for controlling the crystal orientation to a texture that is concentrated in the ⁇ 110 ⁇ 001> orientation (Goss orientation), and can contain at least Si: 1.0-5.0% and Mn: 0.01-0.15%.
  • Si 1.0 to 5.0%
  • the content of Si is 1.0 to 5.0%. Si increases the electrical resistance of the steel sheet, thereby reducing eddy current loss, which is one of the causes of iron loss. If the content of Si is less than 1.0%, it is not preferable because it becomes difficult to sufficiently suppress the eddy current loss of the final grain-oriented electrical steel sheet. If the content of Si is more than 5.0%, it is not preferable because the workability of the grain-oriented electrical steel sheet decreases. Therefore, the content of Si is 1.0 to 5.0, preferably 2.5 to 4.5%, and more preferably 2.7 to 4.0%.
  • Mn 0.01 to 0.15%
  • Mn forms MnS and MnSe, which are inhibitors that affect secondary recrystallization. If the content of Mn is less than 0.01%, the absolute amount of MnS and MnSe that cause secondary recrystallization is insufficient, which is not preferable. If the content of Mn is more than 0.15%, it is not preferable because it becomes difficult to dissolve Mn during slab heating. In addition, if the content of Mn is more than 0.15%, the precipitation size of MnS and MnSe, which are inhibitors, tends to become coarse, which is not preferable because the optimal size distribution as an inhibitor is impaired. Therefore, the content of Mn is 0.01 to 0.15%, preferably 0.03 to 0.13%.
  • the components other than Si and Mn may be the components contained in ordinary grain-oriented electrical steel sheets.
  • components other than Si and Mn the following may be contained in mass %: C: 0.085% or less, acid-soluble Al: 0.065% or less, N: 0.012% or less, Cr: 0.30% or less, Cu: 0.40% or less, P: 0.50% or less, Sn: 0.30% or less, Sb: 0.30% or less, Ni: 1.000% or less, and S: 0.015% or less.
  • B, Bi, Se, Pb, Sn, Ti, and the like may be added as other inhibitor constituent elements.
  • the amount of addition may be appropriately adjusted, and the upper limit of the B content may be 0.080%, the upper limit of the Bi content may be 0.010%, the upper limit of the Se content may be 0.035%, the upper limit of the Pb content may be 0.10%, the upper limit of the Sn content may be 0.10%, and the upper limit of the Ti content may be 0.015%. Since these optional added elements may be contained according to known purposes, there is no need to set a lower limit for the content of the optional added elements, and the lower limit may be, for example, 0%.
  • impurity elements refer to components contained in the raw materials or components mixed in during the manufacturing process, and are permissible to the extent that they do not substantially affect this embodiment.
  • the chemical composition of steel plate can be measured using ICP-AES (Inductively Coupled Plasma-Atomic Emission Spectrometry). Specifically, the chemical composition is determined by measuring a 35 mm square test piece taken from the steel plate using a Shimadzu ICPS-8100 or other measuring device under conditions based on a pre-created calibration curve. C and S can be measured using the combustion-infrared absorption method, and N can be measured using the inert gas fusion-thermal conductivity method.
  • ICP-AES Inductively Coupled Plasma-Atomic Emission Spectrometry
  • a slab is prepared.
  • An example of a method for producing a slab is as follows. First, molten steel is produced (melted). Then, a slab is produced using the molten steel.
  • the method for producing the slab is not particularly limited, and for example, the slab may be produced by a continuous casting method.
  • An ingot may be produced using the molten steel, and the ingot may be bloomed to produce a slab.
  • the thickness of the slab is not particularly limited. The thickness of the slab may be, for example, 150 mm to 350 mm. The thickness of the slab is preferably 220 mm to 280 mm. As the slab, a so-called thin slab having a thickness of 10 mm to 70 mm may be used. When a thin slab is used, rough rolling before finish rolling can be omitted in the hot rolling step S2.
  • composition of the slab may be any composition that allows secondary recrystallization to occur.
  • the basic components and optional elements of the slab are specifically described below. Note that the percentages used for the components refer to mass percent.
  • Si is an important element for increasing electrical resistance and reducing iron loss. If the content exceeds 5.0%, the material will be prone to cracking during cold rolling, making rolling impossible. On the other hand, lowering the amount of Si will cause ⁇ transformation during final annealing, impairing the crystal orientation, so the lower limit may be set at 1.0%, which does not affect the crystal orientation during final annealing. Therefore, the Si content may be 1.0-5.0%.
  • Mn and S precipitate as MnS and act as inhibitors If the Mn content is less than 0.01% and the S content is less than 0.005%, it may not be possible to secure the required amount of effective MnS inhibitor. Furthermore, if the Mn content is more than 0.15% and the S content is more than 0.015%, solutionization during slab heating may be insufficient, and secondary recrystallization may not occur stably. Therefore, the Mn content may be 0.01-0.15%, and the S content may be 0.005-0.015%.
  • the C content may be 0.085% or less.
  • the preferred upper limit of the C content is 0.080%.
  • C is purified in the decarburization annealing step S5 and the finish annealing step S8 described below, and may be 0.005% or less after the finish annealing step S8.
  • the lower limit of the C content may be greater than 0%, or may be 0.001%, taking into account productivity in industrial production.
  • Acid-soluble Al is an element that functions as an inhibitor when it bonds with N to form AlN or (Al,Si)N.
  • the content of acid-soluble Al may be 0.012% to 0.065%, at which point the magnetic flux density increases.
  • the upper limit of the N content may be 0.012%. Since N can be added by nitriding during the manufacturing process, there is no particular lower limit and it may be 0%. However, since the detection limit for N is 0.0001%, the effective lower limit is 0.0001%.
  • inhibitor constituent elements such as B, Bi, Se, Pb, Sn, and Ti can also be added to the slab.
  • the amounts added can be adjusted as appropriate, and the upper limit for the B content can be 0.080%, the upper limit for the Bi content can be 0.010%, the upper limit for the Se content can be 0.035%, the upper limit for the Pb content can be 0.10%, the upper limit for the Sn content can be 0.10%, and the upper limit for the Ti content can be 0.015%.
  • These optional added elements can be added to the slab according to known purposes, so there is no need to set a lower limit for the content of the optional added elements, and the lower limit can be 0%, for example.
  • the remainder of the chemical composition of the slab consists of Fe and impurities.
  • impurities here refer to components that are mixed into the slab due to various factors in the manufacturing process and raw materials such as ores and scraps when the slab is industrially manufactured, and are acceptable to the extent that they do not substantially affect the grain-oriented electrical steel sheet according to this embodiment.
  • the slab may contain (add) a known optional element in place of a portion of Fe.
  • optional elements to be contained in the slab in place of a portion of Fe include Cu, P, Sb, Sn, Cr, and Ni. Any one or more of these may be added to the slab.
  • the upper limit of the Cu content may be 0.30%
  • the upper limit of the P content may be 0.50%
  • the upper limit of the Sb content may be 0.30%
  • the upper limit of the Sn content may be 0.30%
  • the upper limit of the Cr content may be 0.30%
  • the upper limit of the Ni content may be 1.000%. Since these optional added elements may be contained in the slab according to a known purpose, there is no need to set a lower limit for the content of the optional added element, and the lower limit may be 0%.
  • the chemical composition of the slab can be measured using ICP-AES (Inductively Coupled Plasma-Atomic Emission Spectrometry). Specifically, the chemical composition is determined by measuring a 35 mm square test piece taken from the slab using a Shimadzu ICPS-8100 or other measuring device under conditions based on a previously prepared calibration curve. C and S can be measured using the combustion-infrared absorption method, and N can be measured using the inert gas fusion-thermal conductivity method.
  • ICP-AES Inductively Coupled Plasma-Atomic Emission Spectrometry
  • the hot rolling step S2 is a step of hot rolling a slab heated to a predetermined heating temperature (for example, 1100°C to 1400°C) to obtain a hot-rolled steel sheet.
  • the heating temperature during hot rolling may be, for example, 1100°C or higher from the viewpoint of ensuring the temperature during hot rolling, and may be 1280°C or lower from the viewpoint of not completely dissolving AlN, which is an inhibitor component. Note that, when AlN and MnS are used as main inhibitors, the heating temperature during hot rolling may be 1300°C or higher at which these inhibitor components are completely dissolved.
  • the hot-rolled steel sheet annealing step S3 is a step in which the hot-rolled steel sheet obtained in the hot rolling step S2 is annealed immediately or for a short time to obtain an annealed steel sheet.
  • the annealing may be performed in a temperature range of 750°C to 1200°C for 30 seconds to 30 minutes. This annealing is effective for improving the magnetic properties of the product.
  • the cold rolling step S4 is a step of obtaining a cold-rolled steel sheet by performing a single cold rolling process or performing multiple cold rolling processes (two or more times) via annealing (intermediate annealing) (for example, a total cold rolling rate of 80% to 95%) on the annealed steel sheet obtained in the hot-rolled steel sheet annealing step S3.
  • the thickness of the cold-rolled steel sheet may be, for example, 0.10 mm to 0.50 mm.
  • the decarburization annealing step S5 is a step of performing decarburization annealing on the cold-rolled steel sheet obtained in the cold rolling step S4 to obtain a decarburization annealed steel sheet in which primary recrystallization has occurred (a cold-rolled steel sheet that has been subjected to the decarburization annealing step).
  • the decarburization annealing may be performed at 700°C to 900°C for 1 minute to 3 minutes, for example.
  • Decarburization annealing is preferably performed in a humid atmosphere in order to remove the C components contained in the cold-rolled steel sheet.
  • the nitriding process S6 is a process that is carried out as necessary to adjust the strength of the inhibitor in the secondary recrystallization.
  • the nitriding process is a process that increases the nitrogen content of the cold-rolled steel sheet by about 40 ppm to 200 ppm from the start of the decarburization annealing process to the start of the secondary recrystallization in the finish annealing process.
  • Examples of the nitriding process include a process of annealing the decarburization annealed steel sheet in an atmosphere containing a nitriding gas such as ammonia, and a process of applying an annealing separator containing a powder having a nitriding ability such as MnN to the decarburization annealed steel sheet in the annealing separator application process S7 described later.
  • a nitriding gas such as ammonia
  • an annealing separator containing a powder having a nitriding ability such as MnN to the decarburization annealed steel sheet in the annealing separator application process S7 described later.
  • the annealing separator application step S7 is a step of applying an annealing separator to the decarburized annealed steel sheet.
  • an annealing separator mainly composed of alumina (Al 2 O 3 ) can be used as the annealing separator.
  • the decarburized annealed steel sheet after the annealing separator application is wound into a coil and finish-annealed in the next finish-annealing step S8.
  • an annealing separator containing magnesia (MgO) as a main component is used.
  • the final annealing step S8 is a step in which the decarburized annealed steel sheet coated with the annealing separator is subjected to final annealing to cause secondary recrystallization.
  • This final annealing step S8 involving secondary recrystallization causes the ⁇ 100 ⁇ 001> oriented grains to grow preferentially by promoting secondary recrystallization in a state in which the growth of primary recrystallized grains is suppressed by an inhibitor, and thus dramatically improves the magnetic flux density.
  • a glass coating containing Mg 2 SiO 4 is formed in this finish annealing step S8.
  • a glass coating is also included in the base steel sheet (finish annealed steel sheet described later). Therefore, for example, when a glass coating is formed on a finish annealed steel sheet, the "surface of the finish annealed steel sheet" means the surface of the glass coating. It is expected that the properties of the grain-oriented electrical steel sheet finally obtained will be further improved by forming a glass coating.
  • the groove forming step S9 is a step of forming grooves in the steel sheet for the purpose of magnetic domain control (magnetic domain refinement).
  • the grooves can be formed by a known method such as a laser, an electron beam, plasma, a mechanical method, or etching.
  • the groove forming process S9 is performed after the finish annealing process S8.
  • the groove forming process S9 may also be performed on a steel sheet that has been subjected to the cold rolling process S4 (i.e., a cold-rolled steel sheet).
  • the timing for performing the groove forming process S9 may be before or after the finish annealing process S8.
  • the tension coating application process S10 described below is to be performed, the groove forming process S9 must be performed before the process S10. Details of the groove shape, formation method, etc. will be described later.
  • the tension coating step S10 is a step of applying a coating solution to the groove-formed surface of the finish-annealed steel sheet and baking it to form an insulating coating (tensile coating) on the groove-formed surface.
  • a coating solution to the groove-formed surface of the finish-annealed steel sheet and baking it to form an insulating coating (tensile coating) on the groove-formed surface.
  • the coating solution contains, for example, a compound of phosphoric acid, a phosphate, chromic anhydride, a chromate, alumina, or silica. Baking may be performed, for example, at 350°C to 1150°C for 5 seconds to 300 seconds.
  • Fig. 1 is a plan view showing an example of a wound core according to an embodiment of the present invention.
  • the wound core transformer may also be simply referred to as a transformer.
  • the wound core 10 is formed by winding grain-oriented electromagnetic steel sheets 100.
  • the shape of the wound core 10 is not limited to the illustrated rounded rectangular shape, but can be, for example, an elliptical shape, an oval shape, or a rounded rectangular shape.
  • the primary winding 20A and the secondary winding 20B are wound around the winding core 10 at opposing positions on the winding core 10.
  • existing electric wires can be used, for example, highly conductive metal wires covered with an insulator.
  • the metal wire for example, copper, copper alloy, aluminum, copper wire covered with enamel which is applied with an insulating material and baked, etc. can be used.
  • the insulator which covers the surface of the metal wire for example, polyvinyl chloride, polyethylene, fluororesin, polyester, etc. can be used.
  • the number of turns of the primary winding 20A and the number of turns of the secondary winding 20B are not particularly limited, but for example, the number of turns of the primary winding 20A and the number of turns of the secondary winding 20B can be determined according to the specifications of the wound core transformer 1.
  • the primary winding 20A When in use, the primary winding 20A is connected to a circuit on the power supply side, and an AC voltage is applied from the power supply.
  • an AC voltage is applied to the primary winding 20A, a magnetic flux is generated in the wound core 10, and the change in the generated magnetic flux generates a voltage in the secondary winding 20B, which is connected to the circuit on the load side, according to the number of turns of the primary winding 20A and the number of turns of the secondary winding 20B.
  • the grain-oriented electrical steel sheet constituting the wound core has grooves formed on the surface of the steel sheet, which extend in a direction intersecting the rolling direction (RD direction) and have a groove depth direction in the sheet thickness direction (ND direction).
  • the grooves only need to be provided so as to intersect with the rolling direction, and the groove extension direction and the rolling direction do not necessarily have to be perpendicular to each other, but may be provided in a direction that forms an angle of 0 to 30° with the rolling perpendicular direction.
  • the grooves do not necessarily have to have a linear shape when viewed from the sheet thickness direction (when the grooves are viewed in plan), and may have an arched shape.
  • the groove shape measurement described below is performed after removing at least the glass coating and insulating coating inside the grooves from the final product by pickling or the like.
  • the above grooves are formed on the surface of the steel sheet at a pitch (spacing width) of 2 to 20 mm in the rolling direction (RD) of the steel sheet. If the groove spacing is less than 2 mm, the magnetic domain refining effect saturates and the effect of reducing eddy current loss is hardly obtained, which is not preferable. If it exceeds 20 mm, the magnetic domain refining effect decreases, resulting in insufficient iron loss improvement effect, which is also not preferable.
  • the preferred groove spacing is 2 to 10 mm.
  • the pitch in the rolling direction may be measured, for example, by the following method. That is, focus is placed on any pair of two adjacent grooves in a plan view. Next, the distance in the rolling direction between the center points in the width direction of these grooves is measured at several points, and the average value of these measurements is taken as the rolling direction pitch of that pair of grooves.
  • FIG. 2 is a cross-sectional view (cross-sectional view perpendicular to the extension direction of the groove) of a groove according to one embodiment of the present invention.
  • the groove is shaped like a trapezoid, but the groove shape may be arched.
  • the depth D of the groove is in the range of 10 ⁇ m to 40 ⁇ m in the sheet thickness direction (ND direction). If the depth D is less than 10 ⁇ m, the amount of magnetic poles generated from the groove wall surface is small, magnetic domains are not subdivided, and sufficient iron loss reduction effect cannot be obtained. If the depth D exceeds 40 ⁇ m, the magnetic domains are subdivided, but the decrease in magnetic flux density due to the formation of the groove is large, and sufficient iron loss reduction effect cannot be obtained.
  • the preferred depth is 15 ⁇ m to 30 ⁇ m.
  • the method for measuring the "depth D" is as follows. An arbitrary groove was selected, and the maximum depth in a cross section (a surface perpendicular to the extension direction of the groove) at an arbitrary point of the groove was measured as the groove depth D using a laser microscope (a 3D laser microscope using a pinhole confocal optical system). The depth was measured in the normal direction of the steel sheet surface (the direction toward the inside of the steel sheet is positive), with the height of the steel sheet surface adjacent to the edge of the groove being set to 0.
  • the "groove width W" refers to the width of the groove at a depth (D/2) where the groove depth D is half.
  • the groove width W is in the range of 10 ⁇ m to 200 ⁇ m. If the width W is less than 10 ⁇ m, magnetic flux leaking from the groove wall enters the groove wall on the opposite side, but the amount of magnetic poles generated is small, magnetic domains are not subdivided, and sufficient iron loss reduction effect is not obtained. If the width W exceeds 200 ⁇ m, the iron loss reduction effect is saturated, and the laser power required to form the groove becomes large, which simply increases manufacturing costs.
  • the preferred width W is 30 to 100 mm.
  • the method for measuring the "groove width W" is as follows. An arbitrary groove was selected, and the widths of the groove at a depth (D/2) where the groove depth D is half at an arbitrary point (A) of the groove and at a point (B) 3 mm away from the arbitrary point (A) in the longitudinal direction of the groove were measured using a laser microscope (a 3D laser microscope using a pinhole confocal optical system), with the wider side being w and the narrower side being w', at each cross section (plane perpendicular to the extension direction of the groove).
  • the groove width W is the average value of these values.
  • the groove according to the present invention can specify the angle (sometimes called the "apex angle") formed when the opposing wall surfaces of the groove are extended in the plate thickness direction (ND direction) in a cross section perpendicular to the extension direction of the groove.
  • the wall surface of the groove refers to the surface of the groove that is at a depth of 25 to 75% of the groove depth.
  • a wire is connected from a point at 25% depth to a point at 75% depth on the wall surface and extended in the plate thickness direction. This apex angle is in the range of 90° or less. When the opposing wall surfaces are parallel, an apex angle cannot be formed, so the apex angle is greater than 0°.
  • the wall surface of the groove forms a gentle slope, which reduces magnetic flux leakage and does not provide a sufficient iron loss reduction effect.
  • the following is considered as the reason for this.
  • the magnetic flux that reaches one wall of the groove through the steel sheet leaks from the groove wall (i.e., due to magnetic flux leakage), increasing magnetostatic energy, and the main magnetic domain is subdivided to reduce this magnetostatic energy, which is believed to be the cause of the magnetic domain control effect.
  • the wall surface has a gentle slope, the magnetic flux that reaches one wall of the groove through the steel sheet flows along the gently sloping wall surface, preventing leakage from the groove wall surface. As a result, the magnetostatic energy does not increase, the main magnetic domain is not subdivided to reduce this magnetostatic energy, and sufficient magnetic domain control effect is not obtained.
  • the following example of laser irradiation conditions can be used to obtain an electromagnetic steel sheet that can form the wound core according to this embodiment, i.e., an electromagnetic steel sheet with the specified grooves.
  • a laser is irradiated onto the surface of the steel plate (one side only) to form multiple grooves on the surface of the steel plate that extend in a direction that intersects the rolling direction at the desired pitch intervals in the range of 2 to 20 mm along the rolling direction.
  • the laser irradiation device may rotate a polygon mirror to irradiate the laser light onto the surface of the steel plate, and may also scan the laser light in a direction that forms an angle of 0 to 30 degrees with the direction perpendicular to the rolling direction.
  • an assist gas such as air or an inert gas may be sprayed onto the area of the steel plate where the laser light is irradiated.
  • inert gas include nitrogen or argon.
  • the assist gas serves to remove components that have melted or evaporated from the steel plate due to the laser irradiation. By spraying the assist gas, the laser light reaches the steel plate without being obstructed by the melted or evaporated components, and the groove and the strain introduction area nearby are stably formed.
  • the laser light source for example, a high-power laser generally used for industrial purposes, such as a fiber laser, a YAG laser, a semiconductor laser, or a CO2 laser, can be used.
  • a pulsed laser or a continuous wave laser may be used as the laser light source as long as it can stably form the groove and the strain-introducing portion in the vicinity thereof.
  • the laser light it is preferable to use a single mode laser with high light-collecting ability for forming the groove, from the viewpoint of obtaining the groove having an apex angle of 90° or less in this embodiment, i.e., a steep wall surface.
  • the groove shape of this embodiment can be formed by forming the grooves using a top-hat type laser with high power in the center of the laser, with a laser output of 200 W to 3000 W.
  • the focused spot diameter where the beam diameter is at its maximum may be set to 10 ⁇ m to 200 ⁇ m, and the laser scanning speed may be set to 5 m/s to 50 m/s. These laser irradiation conditions are adjusted as appropriate to obtain the desired groove and the strain-introducing portion nearby.
  • grooves are formed on the surface of the steel sheet for magnetic domain refinement. It is believed that magnetic flux leaks from the walls of the groove, increasing magnetostatic energy, and the main magnetic domain is refined to reduce this magnetostatic energy.
  • the magnetic domain structure is usually changed at the bent portion so that leakage magnetic flux is suppressed, and as a result, the magnetostatic energy does not increase, and the main magnetic domain is not refined to reduce this magnetostatic energy, and sufficient magnetic domain control effect is not obtained. This is a cause of deterioration of the building factor of the wound core.
  • a groove with a steep shape is formed at the bent portion of the wound core, so that tensile strain in the rolling direction of the steel sheet is introduced near the groove, and a predetermined residual stress due to the strain is present.
  • the residual stress produces an induced magnetic anisotropy effect at the bent portion, especially near the groove, increasing magnetic flux leakage at the groove and refining the magnetic domain.
  • FIG. 3 is a schematic diagram showing an example of a bent portion (curved portion) 5 of a grain-oriented electromagnetic steel sheet 100.
  • the bending angle of the bent portion 5 means the angle difference generated between the straight portion on the rear side and the straight portion on the front side in the bending direction in the bent portion 5 of the grain-oriented electromagnetic steel sheet 100, and is expressed as the angle ⁇ of the supplementary angle formed by two imaginary lines Lb-elonation1 and Lb-elonation2 obtained by extending the straight portions that are the surfaces of the flat portions 4, 4a on both sides that sandwich the bent portion 5 on the outer surface of the grain-oriented electromagnetic steel sheet 100.
  • the points where the extended straight line leaves the steel plate surface are the boundaries between the flat portion 4 and the bent portion 5 on the outer surface of the steel plate, which are points F and G in Figure 3.
  • the bent portion 5 is a portion of the grain-oriented electrical steel sheet 100 that is surrounded by the above-mentioned points D, E, F, and G in a side view of the grain-oriented electrical steel sheet 100.
  • the steel sheet surface between points D and E, i.e., the inner surface of the bent portion 5, is shown as La
  • the steel sheet surface between points F and G, i.e., the outer surface of the bent portion 5 is shown as Lb.
  • This figure also shows the inner radius of curvature r of the bent portion 5 when viewed from the side.
  • the radius of curvature r of the bent portion 5 is obtained by approximating La with an arc passing through points E and D. The smaller the radius of curvature r, the sharper the curve of the curved portion of the bent portion 5, and the larger the radius of curvature r, the gentler the curve of the curved portion of the bent portion 5.
  • the method for measuring the radius of curvature r of the bent portion 5 can be measured, for example, by observing at 200x using a commercially available microscope (Nikon ECLIPSE LV150). Specifically, the center of curvature A is found from the observation results. For example, if the intersection point A is defined as the extension of line segments EF and DG to the inside opposite point B, then the magnitude of the radius of curvature r corresponds to the length of line segment AC.
  • the intersection point on the inner circular arc DE of the bent portion of the steel plate is defined as C.
  • the bent portion 5 can be obtained by bending the grain-oriented electromagnetic steel sheet 100.
  • the bending process generates tensile strain in the bent portion 5 and its vicinity, and generates residual stress due to the tensile strain. If the bending speed is too slow, the residual stress does not increase, and if it is too fast, breakage or plastic deformation may occur. Therefore, by appropriately adjusting the bending conditions, such as bending the bent portion 5 at a strain rate of 5 mm/sec or more and 100 mm/sec or less, the tensile strain can be obtained at the desired position and magnitude, in other words, the residual stress can be obtained at the desired position and magnitude.
  • the position where residual stress due to tensile strain exists is within a range of 10 ⁇ m in the rolling direction (RD direction) from the wall surface of the groove in the bent portion of the wound core.
  • This range of 10 ⁇ m is defined in a cross section perpendicular to the extension direction of the groove.
  • the wall surface of the groove refers to the surface of the groove that is at a depth of 25 to 75% of the groove depth.
  • the residual stress due to tensile strain is a residual stress of 10 MPa or more in the rolling direction (RD direction). If the residual stress is less than 10 MPa, the residual stress due to strain is small and the magnetic domain refinement effect of the grooves cannot be sufficiently enhanced.
  • There is no particular upper limit to the residual stress and the practical upper limit is the yield strength of the material, but if it is too large, it may actually deteriorate the magnetic properties including iron loss, so it may generally be 30 MPa or less.
  • the upper limit of the residual stress may be limited, and may generally be 10 MPa or less.
  • the area where residual stress due to compressive strain in the rolling direction (RD direction) of 10 MPa or more exists exists within a range of 10 ⁇ m in the rolling direction (RD direction) from the wall surface of the groove in the bent part of the wound core, and is 10 area % or more. If the area % of the area is less than 10 area %, the magnetic domain refinement effect is not sufficiently obtained.
  • the upper limit of the area % of the area is not particularly limited, and may be 100 area %. However, the magnetic domain refinement effect tends to saturate.
  • the upper limit of the area % of the area may be adjusted, and may be generally 50 area % or less. Furthermore, depending on the desired magnetic properties, the upper limit of the area % of the area may be adjusted, and may be 30 area % or less, or 20 area % or less.
  • the residual stress due to distortion is measured by EBSD.
  • a map measurement is performed by electron backscatter diffraction (EBSD) on a thickness direction cross section perpendicular to the scanning direction of the energy beam (in grain-oriented electrical steel sheets, the energy beam is generally irradiated while being scanned in the width direction of the sheet, in which case the thickness direction cross section perpendicular to the width direction of the sheet) in a region of the entire thickness direction and twice the width (rolling direction) of the energy beam irradiation width centered on the irradiation position of the energy beam.
  • EBSD electron backscatter diffraction
  • an electron beam is irradiated in steps of 2 ⁇ m or less on a sample whose observation surface (steel sheet surface) is inclined 70 degrees with respect to the irradiation direction of the electron beam (the inclination angle is set to 0 degrees when the incidence direction of the electron beam and the steel sheet cross section are perpendicular), to obtain an EBSD image.
  • the obtained image is saved as 956 ⁇ 956 pixels, and a strain calculation is performed using CrossCourt4 by BLG Vantage to calculate the strain intensity.
  • the method for deriving the area percentage is as follows: (area of region where compressive strain is 10 MPa or more)/(groove depth (depth of 25 to 75%) ⁇ 10 ⁇ m) ⁇ 100 2 is a schematic diagram showing a region within 10 ⁇ m from the wall surface of the groove in a cross section perpendicular to the extension direction of the groove.
  • the surface on which the map is measured is the surface that includes the midpoint between the points where the groove formation by the laser begins and ends.
  • the building factor (BF) is measured based on the iron loss (W/kg) of the iron core and the iron loss (W/kg) of the steel plate.
  • the building factor is measured using the following method.
  • measurements are made using the excitation current method described in JIS C 2550-1:2011 at a frequency of 50 Hz and a magnetic flux density of 1.7 T to measure the core's iron loss value (core iron loss) WA.
  • a sample 60 mm wide x 300 mm long is taken from the grain-oriented electromagnetic steel sheet (sheet width 152.4 mm) used for the core, and measurements are made on this sample using the H-coil method for testing the magnetic properties of a single sheet of electromagnetic steel sheet described in JIS C 2556:2015 at a frequency of 50 Hz and a magnetic flux density of 1.7 T to measure the iron loss value (iron loss of the steel sheet) WB of the single sheet of material steel sheet.
  • the building factor (BF) is calculated by dividing the obtained iron loss value WA by the iron loss value WB.
  • the core length of the wound core body 10 there is no particular restriction on the core length of the wound core body 10. If the number of bends 5 is the same, even if the core length in the wound core body 10 changes, the volume of the bends 5 is constant, so the iron loss generated in the bends 5 is constant. The longer the core length, the smaller the volume ratio of the bends 5 to the wound core body 10, and the smaller the impact on iron loss degradation. Therefore, it is preferable that the core length of the wound core body 10 is long.
  • the core length of the wound core body 10 may be 1.0 m or more, preferably 1.5 m or more, and more preferably 1.7 m or more.
  • the core length of the wound core body 10 refers to the circumferential length of the grain-oriented electromagnetic steel sheet 100 at the center point of the stacking direction of the wound core body 10 when viewed from the side.
  • the grain-oriented electromagnetic steel sheet according to one embodiment of the present invention will be described in more detail, with reference to examples. Note that the examples shown below are merely examples of the grain-oriented electromagnetic steel sheet according to this embodiment, and the grain-oriented electromagnetic steel sheet according to this embodiment is not limited to the examples shown below.
  • the grain-oriented electrical steel sheet contained, by mass fraction, Si: 3.0%, C: 0.080%, acid-soluble Al: 0.028%, N: 0.010%, Mn: 0.12%, Cr: 0.05%, Cu: 0.04%, P: 0.01%, Sn: 0.02%, Sb: 0.01%, Ni: 0.005%, S: 0.007%, Se: 0.001%, with the remainder being Fe and impurities.
  • the slab was then hot-rolled to obtain a hot-rolled steel sheet having a thickness of 2.3 mm.
  • the above hot-rolled steel sheets were subjected to an annealing treatment under temperature conditions of heating at 1000° C. for 1 minute. After the annealing treatment, cold rolling was performed to obtain a cold-rolled steel sheet having a thickness of 0.23 mm. Subsequently, the cold-rolled steel sheet was subjected to a decarburization annealing treatment under a temperature condition of heating at 800° C. for 2 minutes, and then an annealing separator containing magnesia (MgO) as a main component was applied to the surface of the cold-rolled steel sheet.
  • MgO magnesia
  • the cold-rolled steel sheet coated with the annealing separator was subjected to a final annealing process under the temperature conditions of heating at 1200°C for 20 hours.
  • a steel sheet was obtained with the above-mentioned chemical composition, a glass film formed on the surface, and a crystal orientation controlled so that the magnetization easy axis of the crystal grains coincided with the rolling direction.
  • a laser was irradiated onto the surface of the steel plate to impart at least one of grooves or distortions to the surface of the steel plate.
  • the laser light irradiation device used was a fiber laser manufactured by IPG.
  • the laser light irradiation conditions were adjusted to a laser output of 1800 W, a laser scanning speed of 50 m/s, and a laser scanning pitch (spacing PL) of 3 mm.
  • the focused spot diameter at the point where the laser light beam diameter in the rolling direction of the steel plate was at its maximum was 10 ⁇ m to 200 ⁇ m, and the top hat type laser was used to adjust the grooves to have the apex angle shown in Table 1.
  • Linear grooves with a width w of approximately 50 ⁇ m and a depth D of approximately 20 ⁇ m were formed at intervals of 3 mm in the direction perpendicular to the rolling direction.
  • a wound core was manufactured using each steel plate as the material.
  • the core length was 1.0 m, with four bent sections.
  • tensile strain was induced in the bent sections of the wound core, so that the residual stress shown in Table 1 was present.
  • This residual stress was measured using the measurement method described above, and is the residual stress at a position within 10 ⁇ m in the rolling direction (RD direction) from the wall surface of the groove in the bent section of the wound core.
  • Magnetic property evaluation A sample having a width of 60 mm and a length of 300 mm was taken from the center of the sheet width of each grain-oriented electrical steel sheet having each test number. The length of the sample was parallel to the rolling direction. Using this sample, the magnetic flux density (T) was determined by a single sheet magnetic property test (SST test) in accordance with JIS C2256 (2011). Specifically, a magnetic field of 800 A/m was applied to the sample to determine the magnetic flux density (T). Furthermore, using the above sample, the iron loss W 17/50 (W/kg) was measured at a frequency of 50 Hz and a maximum magnetic flux density of 1.7 T in accordance with JIS C2256 (2011). The building factor (BF) was also measured by the above-mentioned measuring method. The measurement results are shown in Table 1.

Landscapes

  • Chemical & Material Sciences (AREA)
  • Engineering & Computer Science (AREA)
  • Organic Chemistry (AREA)
  • Physics & Mathematics (AREA)
  • Materials Engineering (AREA)
  • Mechanical Engineering (AREA)
  • Metallurgy (AREA)
  • Power Engineering (AREA)
  • Electromagnetism (AREA)
  • Dispersion Chemistry (AREA)
  • Manufacturing & Machinery (AREA)
  • Thermal Sciences (AREA)
  • Crystallography & Structural Chemistry (AREA)
  • Manufacturing Of Steel Electrode Plates (AREA)
  • Soft Magnetic Materials (AREA)

Abstract

溝の形状および曲げ部での歪による残留応力を一定の範囲内にコントロールすることで、巻鉄心のＢＦを更に低減すること。　方向性電磁鋼板から構成された巻鉄心であって、　当該方向性電磁鋼板が圧延方向（ＲＤ方向）と交差する方向に延在し且つ溝深さ方向が板厚方向（ＮＤ方向）となる溝が形成された鋼板表面を有し、　前記溝の鋼板圧延方向（ＲＤ方向）のピッチは２～１０ｍｍであり、　前記溝の深さは１０μｍ以上４０μｍ以下、前記溝の幅は１０μｍ以上２００μｍ以下あり、　前記溝の向かい合う壁面（前記溝の深さに対して２５～７５％の深さに在る溝の面を壁面とする）を板厚方向（ＮＤ方向）に延伸したときになす角（「頂角」と称することもある）が９０°以下であり、　当該巻鉄心の曲げ部に在る前記溝の前記壁面から前記圧延方向（ＲＤ方向）に１０μｍ以内の範囲内に、１０ＭＰａ以上の鋼板圧延方向（ＲＤ方向）の引張歪による残留応力が存在する領域が１０面積％以上存することを特徴とする巻鉄心。

Description

巻鉄心
　本発明は、巻鉄心、特にビルディングファクタ（ＢＦ）の抑制された巻鉄心に関する。
　方向性電磁鋼板は、磁気鉄心として多くの電気機器に用いられている。方向性電磁鋼板は、Ｓｉをおおよそ１．０％～５．０％含有し製品の結晶方位を｛１１０｝＜００１＞方位に高度に集中させた鋼板である。方向性電磁鋼板は、磁気特性に優れ、例えば、変圧器等の静止誘導器の鉄心材料などとして利用される。そのため、磁気特性として、Ｂ８値で代表される磁束密度が高いこと、及び、Ｗ１７／５０で代表される鉄損が低いことが要求される。
　特に、方向性電磁鋼板の用途の一つである変圧器（トランス）には、省エネルギー化、周辺環境への配慮から、低鉄損が求められている。そのため、近年、方向性電磁鋼板そのものを低鉄損化するための開発が進められている。
　トランスの鉄心には積鉄心と巻鉄心とがある。そのうち、巻鉄心は、一般に、方向性電磁鋼板を層状に積み重ねて、ドーナツ状（巻回形状）に巻回し、その後、その巻回体を加圧してほぼ角型に成形することにより製造される（本明細書中では、このようにして製造される巻鉄心をトランココアと称する場合がある）。この成形工程によって方向性電磁鋼板全体に機械的な加工歪（塑性変形歪）が入り、その加工歪が方向性電磁鋼板の鉄損を大きく劣化させる要因となっている。この加工歪の影響を取り除くために、歪取り焼鈍を行なわれている。しかしながら、鉄心の鉄損の素材鋼板の鉄損に対する比、いわゆるビルディングファクタ（ＢＦ）のさらなる低減が求められている。
　特許文献１は、騒音特性に注目しながら、鉄損の低減も考慮した、方向性電磁鋼板およびそれを用いた巻鉄心について開示している。具体的には、電磁鋼板が特定の範囲の反り量を有することにより優れた騒音特性が得られること、当該電磁鋼板に熱歪の導入や溝を形成することにより鉄損を低減できることを開示している。
特開２０２０－５６０８０号公報
　トランスに用いられる巻鉄心には、更なる低鉄損化が求められている。素材となる電磁鋼板について、線状溝を形成することや歪の導入を行うことで１８０°磁区幅が細分化され、それに伴い鉄損の一部である渦電流損が低減される。しかし、電磁鋼板を加工して巻鉄心にしたときの鉄損の劣化、いわゆるビルディングファクタ（ＢＦ）を、さらに低減することが求められている。
　本発明は上記課題に鑑みてなされたものである。巻鉄心では、特に鋼板の曲げ部で鉄損の劣化が大きく、曲げ部（「曲げ加工部」または「屈曲部」とも称することがある）での鉄損の劣化を抑えることが巻鉄心のＢＦ低減に重要である。
溝の形状および曲げ部での歪による残留応力を一定の範囲内にコントロールすることで、巻鉄心のＢＦを更に低減することを目的とする。
　本発明者らは、巻鉄心において、そこで用いられる方向性電磁鋼板が所定の形状の溝及び曲げ部での歪による残留応力を有することで、従来よりもＢＦを低減できる巻鉄心を提供できることを見出した。
　本発明の要旨は、当該溝の近傍に歪による残留応力が存する方向性電磁鋼板から構成された巻鉄心であって、当該方向性電磁鋼板が圧延方向（ＲＤ方向）と交差する方向に延在し且つ溝深さ方向が板厚方向（ＮＤ方向）となる溝が形成された鋼板表面を有し、当該溝が下記の条件を満たす巻鉄心である。
ａ溝の鋼板圧延方向（ＲＤ方向）のピッチは２～１０ｍｍである。
ｂ　溝の深さは１０μｍ以上４０μｍ以下、溝の幅は１０μｍ以上２００μｍ以下ある。
ｃ　溝の向かい合う壁面（溝の深さに対して２５～７５％の深さに在る溝の面を壁面とする）を板厚方向（ＮＤ方向）に延伸したときになす角（「頂角」と称することもある）が９０°以下である。
ｄ　巻鉄心の曲げ部に在る溝の壁面から鋼板圧延方向（ＲＤ方向）に１０μｍ以内の範囲内に、１０ＭＰａ以上の鋼板圧延方向（ＲＤ方向）の引張歪による残留応力が存在する領域が１０面積％以上存在する。
　本発明によれば、巻鉄心において、そこで用いられる方向性電磁鋼板が所定の形状の溝及び曲げ部での歪による残留応力を有することで、従来よりもＢＦを低減できる巻鉄心を提供できる。
図１は、本発明の一実施形態に係る巻鉄心の一例を示す平面図である。 図２は、本発明の一実施態様による方向性電磁鋼板の溝部の断面図（溝の延在方向に垂直な断面図）である。 図３は、方向性電磁鋼板の曲げ部（曲線部分）の一例を模式的に示す図である。
　以下に本発明の好適な実施の形態について詳細に説明する。なお、特に断らない限り、数値ＡおよびＢについて「Ａ～Ｂ」という表記は「Ａ以上Ｂ以下」を意味するものとする。かかる表記において数値Ｂのみに単位を付した場合には、当該単位が数値Ａにも適用されるものとする。
［鋼板の成分組成］
　まず、本実施形態にかかる巻鉄心は方向性電磁鋼板から構成される。当該方向性電磁鋼板は、特に制限されるものではなく、公知の鋼成分からなる方向性電磁鋼板を用いることができる。そのような、本発明に係る巻鉄心に用いることのできる方向性電磁鋼板について例示的に説明する。
［鋼板の成分組成］
　典型的な鋼板の成分組成を説明する。なお、以下では特に断りのない限り、「％」との表記は「質量％」を表わすものとする。
　発明に係る方向性電磁鋼板に用いられる鋼板の成分は、結晶方位を｛１１０｝＜００１＞方位（Ｇｏｓｓ方位）に集積させた集合組織に制御するために好ましい成分構成を有し、少なくとも、Ｓｉ：１．０～５．０％、Ｍｎ：０．０１～０．１５％を含有することができる。
　（Ｓｉ：１．０～５．０％）
　Ｓｉ（ケイ素）の含有量は、１．０～５．０％である。Ｓｉは、鋼板の電気抵抗を高めることで、鉄損の原因の一つである渦電流損失を低減する。Ｓｉの含有量が１．０％未満である場合、最終的な方向性電磁鋼板の渦電流損失を十分に抑制することが困難になるため好ましくない。Ｓｉの含有量が５．０％超である場合、方向性電磁鋼板の加工性が低下するため好ましくない。したがって、Ｓｉの含有量は、１．０～５．０であり、好ましくは、２．５～４．５％であり、より好ましくは、２．７～４．０％である。
　（Ｍｎ：０．０１～０．１５％）
　Ｍｎ（マンガン）の含有量は、０．０１～０．１５％である。Ｍｎは、二次再結晶を左右するインヒビターであるＭｎＳおよびＭｎＳｅなどを形成する。Ｍｎの含有量が０．０１％未満である場合、二次再結晶を生じさせるＭｎＳおよびＭｎＳｅの絶対量が不足するため好ましくない。Ｍｎの含有量が０．１５％超である場合、スラブ加熱時にＭｎの固溶が困難になるため好ましくない。また、Ｍｎの含有量が０．１５％超である場合、インヒビターであるＭｎＳおよびＭｎＳｅの析出サイズが粗大化し易く、インヒビターとしての最適サイズ分布が損なわれるため好ましくない。したがって、Ｍｎの含有量は、０．０１～０．１５％であり、好ましくは、０．０３～０．１３％である。
　ＳｉおよびＭｎ以外の成分は、通常の方向性電磁鋼板に含まれている成分となることができる。
　例えば、Ｓｉ，Ｍｎ以外の成分として、質量％で、Ｃ：～０．０８５％以下、酸可溶性Ａｌ：～０．０６５％以下、Ｎ：～０．０１２％以下、Ｃｒ：～０．３０％以下、Ｃｕ：～０．４０％以下、Ｐ：～０．５０％以下、Ｓｎ：～０．３０％以下、Ｓｂ：～０．３０％以下、Ｎｉ：～１．０００％以下、Ｓ：～０．０１５％以下、を含有することができる。また、他のインヒビター構成元素としてＢ、Ｂｉ、Ｓｅ、Ｐｂ、Ｓｎ、Ｔｉなどを添加することもできる。添加量は適宜調整されてもよく、Ｂ含有量の上限値は０．０８０％、Ｂｉ含有量の上限値は０．０１０％、Ｓｅ含有量の上限値は０．０３５％、Ｐｂ含有量の上限値は０．１０％、Ｓｎ含有量の上限値は０．１０％、Ｔｉ含有量の上限値は０．０１５％であってもよい。これら任意添加元素は、公知の目的に応じて含有させればよいため、任意添加元素の含有量の下限値を設ける必要はなく、例えば下限値は０％であってもよい。
　鋼板の上記成分以外の残部は、Ｆｅおよび不純物である。ここで、不純物元素とは、原材料に含まれる成分、または製造の過程で混入する成分であって、本実施形態に実質的に影響を与えない範囲で許容される成分を指す。
　鋼板の化学成分は、ＩＣＰ－ＡＥＳ（Ｉｎｄｕｃｔｉｖｅｌｙ　Ｃｏｕｐｌｅｄ　Ｐｌａｓｍａ－Ａｔｏｍｉｃ　Ｅｍｉｓｓｉｏｎ　Ｓｐｅｃｔｒｏｍｅｔｒｙ）を用いて測定することができる。具体的には、鋼板から採取した３５ｍｍ角の試験片を、島津製作所製ＩＣＰＳ－８１００等（測定装置）により、予め作成した検量線に基づいた条件で測定することにより、化学組成が特定される。なお、ＣおよびＳは燃焼－赤外線吸収法を用いて測定し、Ｎは不活性ガス融解－熱伝導度法を用いて測定することができる。
［方向性電磁鋼板の製造方法］
　本発明の方向性電磁鋼板の製造工程を、以下に例示的に説明する。なお、これはあくまで本実施形態に係る方向性電磁鋼板の製造方法の一例であり、本実施形態の効果を損なわない範囲で任意に変更されてもよい。
　（鋳造工程Ｓ１）
　鋳造工程Ｓ１では、スラブを準備する。スラブの製造方法の一例は次のとおりである。まず、溶鋼を製造（溶製）する。ついで、溶鋼を用いてスラブを製造する。スラブの製造方法は特に制限されないが、例えば連続鋳造法によりスラブを製造してもよい。溶鋼を用いてインゴットを製造し、インゴットを分塊圧延してスラブを製造してもよい。スラブの厚さは、特に限定されない。スラブの厚さは、例えば、１５０ｍｍ～３５０ｍｍであってもよい。スラブの厚さは、好ましくは、２２０ｍｍ～２８０ｍｍである。スラブとして、厚さが１０ｍｍ～７０ｍｍの、いわゆる薄スラブを用いてもよい。薄スラブを用いる場合、熱間圧延工程Ｓ２において、仕上げ圧延前の粗圧延を省略できる。
　スラブの成分組成は、二次再結晶が生じる成分組成であればよい。スラブの基本成分、任意元素については具体的に述べると次のとおりである。なお、成分について用いられる％の表記は質量％を意味する。
　Ｓｉは、電気抵抗を高め、鉄損を下げる上で重要な元素である。含有率が５．０％を超えると、冷間圧延時に材料が割れやすくなり圧延不可能になる。一方、Ｓｉ量を下げると仕上げ焼鈍時にα→γ変態を生じ、結晶の方向性が損なわれるので、仕上げ焼鈍において結晶の方向性に影響を及ぼさない１．０％を下限としてもよい。したがって、Ｓｉ含有量は１．０～５．０％であってもよい。
　ＭｎとＳはＭｎＳとして析出して、インヒビターとしての役割を果たす。Ｍｎ含有量が０．０１％より少なく、またＳ含有量が０．００５％より少ないと所定量の有効なＭｎＳインヒビターが確保できない可能性がある。また、Ｍｎ含有量が０．１５％より多く、Ｓ含有量が０．０１５％より多いとスラブ加熱時の溶体化が不十分となり、二次再結晶が安定して行われなくなる可能性がある。ゆえに、Ｍｎ含有量は０．０１～０．１５％であってもよく、Ｓ含有量は０．００５～０．０１５％であってもよい。
　Ｃは、製造工程においては一次再結晶組織の制御に有効な元素であるものの、最終製品への含有量が過剰であると磁気特性に悪影響を及ぼす可能性がある。したがって、Ｃ含有量は０．０８５％以下としてもよい。Ｃ含有量の好ましい上限は０．０８０％である。Ｃは後述の脱炭焼鈍工程Ｓ５及び仕上げ焼鈍工程Ｓ８で純化され、仕上げ焼鈍工程Ｓ８の後には０．００５％以下となってもよい。スラブがＣを含む場合、工業生産における生産性を考慮すると、Ｃ含有量の下限は０％超であってもよく、０．００１％であってもよい。
　酸可溶性Ａｌは、Ｎと結合してＡｌＮまたは（Ａｌ，Ｓｉ）Ｎとなった状態でインヒビターとして機能する元素である。酸可溶性Ａｌの含有量は、磁束密度が高くなる０．０１２％～０．０６５％としてもよい。
　Ｎは製鋼時に０．０１２％以上添加されるとブリスターと呼ばれる鋼板中の空孔が生じるので、Ｎ含有量の上限は０．０１２％であってもよい。Ｎは製造工程の途中で窒化により含有させることが可能であるため下限は特に限定されず、０％であってもよい。ただし、Ｎの検出限界が０．０００１％なので、実質的な下限は０．０００１％である。
　スラブには、他のインヒビター構成元素としてＢ、Ｂｉ、Ｓｅ、Ｐｂ、Ｓｎ、Ｔｉなどを添加することもできる。添加量は適宜調整されてもよく、Ｂ含有量の上限値は０．０８０％、Ｂｉ含有量の上限値は０．０１０％、Ｓｅ含有量の上限値は０．０３５％、Ｐｂ含有量の上限値は０．１０％、Ｓｎ含有量の上限値は０．１０％、Ｔｉ含有量の上限値は０．０１５％であってもよい。これら任意添加元素は、公知の目的に応じてスラブに含有させればよいため、任意添加元素の含有量の下限値を設ける必要はなく、例えば下限値は０％であってもよい。
　スラブの化学組成の残部はＦｅ及び不純物からなる。なお、ここでいう「不純物」は、スラブを工業的に製造する際に、鉱石、スクラップなどの原料、製造工程の種々の要因によってスラブに混入する成分であって、本実施形態に係る方向性電磁鋼板に実質的に影響を与えない範囲で許容されるものを意味する。
　スラブには、化合物形成によるインヒビター機能の強化や磁気特性への影響を考慮して、Ｆｅの一部に代えて、公知の任意元素を含有（添加）させてもよい。Ｆｅの一部に代えてスラブに含有させる任意元素として、例えば、Ｃｕ、Ｐ、Ｓｂ、Ｓｎ、Ｃｒ、Ｎｉ等が挙げられる。これらの何れか１種または２種以上をスラブに添加してもよい。Ｃｕ含有量の上限値は０．３０％、Ｐ含有量の上限値は０．５０％、Ｓｂ含有量の上限値は０．３０％、Ｓｎ含有量の上限値は０．３０％、Ｃｒ含有量の上限値は０．３０％、Ｎｉ含有量の上限値は１．０００％であってもよい。これらの任意添加元素は、公知の目的に応じてスラブに含有させればよいため、任意添加元素の含有量の下限値を設ける必要はなく、下限値は０％でもよい。
　スラブの化学成分は、ＩＣＰ－ＡＥＳ（Ｉｎｄｕｃｔｉｖｅｌｙ　Ｃｏｕｐｌｅｄ　Ｐｌａｓｍａ－Ａｔｏｍｉｃ　Ｅｍｉｓｓｉｏｎ　Ｓｐｅｃｔｒｏｍｅｔｒｙ）を用いて測定することができる。具体的には、スラブから採取した３５ｍｍ角の試験片を、島津製作所製ＩＣＰＳ－８１００等（測定装置）により、予め作成した検量線に基づいた条件で測定することにより、化学組成が特定される。なお、ＣおよびＳは燃焼－赤外線吸収法を用いて測定し、Ｎは不活性ガス融解－熱伝導度法を用いて測定することができる。
　（熱間圧延工程Ｓ２）
　熱間圧延工程Ｓ２は、所定の加熱温度（例えば１１００℃～１４００℃）まで加熱されたスラブの熱間圧延を行い、熱延鋼板を得る工程である。熱間圧延時の加熱温度は、例えば、熱間圧延時の温度確保の観点から１１００℃以上であってもよく、さらにはインヒビター成分であるＡｌＮを完全溶体化させないという観点から１２８０℃以下であってもよい。なお、ＡｌＮとＭｎＳを主インヒビターとする場合、熱間圧延時の加熱温度は、これらのインヒビター成分が完全溶体化する１３００℃以上としてもよい。
　（熱延鋼板焼鈍工程Ｓ３）
　熱延鋼板焼鈍工程Ｓ３は、熱間圧延工程Ｓ２で得られた熱延鋼板を直ちに、もしくは短時間で焼鈍し、焼鈍鋼板を得る工程である。焼鈍は７５０℃～１２００℃の温度域で３０秒～３０分間行われてもよい。この焼鈍は製品の磁気特性を高めるために有効である。
　（冷間圧延工程Ｓ４）
　冷間圧延工程Ｓ４は、熱延鋼板焼鈍工程Ｓ３で得た焼鈍鋼板を、１回の冷間圧延、又は、焼鈍（中間焼鈍）を介して複数回（２回以上）の冷間圧延（例えば総冷延率で８０％～９５％）により、冷延鋼板を得る工程である。冷延鋼板の厚さは、例えば０．１０ｍｍ～０．５０ｍｍであってもよい。
　（脱炭焼鈍工程Ｓ５）
　脱炭焼鈍工程Ｓ５は、冷間圧延工程Ｓ４で得た冷延鋼板に脱炭焼鈍を行い、一次再結晶が生じた脱炭焼鈍鋼板（脱炭焼鈍工程を行った冷延鋼板）を得る工程である。脱炭焼鈍は、例えば７００℃～９００℃で１分間～３分間行えばよい。
　冷延鋼板に脱炭焼鈍を行うことで、冷延鋼板中に含まれるＣ成分が除去される。脱炭焼鈍は、冷延鋼板中に含まれるＣ成分を除去するために、湿潤雰囲気中で行うことが好ましい。
　（窒化処理工程Ｓ６）
　窒化処理工程Ｓ６は、二次再結晶におけるインヒビターの強度を調整するため、必要に応じて実施される工程である。窒化処理は、脱炭焼鈍工程の開始から、仕上げ焼鈍工程における二次再結晶の開始までの間に、冷延鋼板の窒素量を４０ｐｐｍ～２００ｐｐｍ程度増加させる処理である。窒化処理としては、例えば、アンモニア等の窒化能のあるガスを含有する雰囲気中で脱炭焼鈍鋼板を焼鈍する処理、ＭｎＮ等の窒化能を有する粉末を含む焼鈍分離剤を後述の焼鈍分離剤塗布工程Ｓ７で脱炭焼鈍鋼板に塗布する処理等が挙げられる。
　（焼鈍分離剤塗布工程Ｓ７）
　焼鈍分離剤塗布工程Ｓ７は、脱炭焼鈍鋼板に焼鈍分離剤を塗布する工程である。焼鈍分離剤としては、例えば、アルミナ（Ａｌ２Ｏ３）を主成分とする焼鈍分離剤を用いることができる。焼鈍分離剤を塗布した後の脱炭焼鈍鋼板は、コイル状に巻取った状態で、次の仕上げ焼鈍工程Ｓ８で仕上げ焼鈍される。
　なお、Ｍｇ２ＳｉＯ４を含むグラス被膜を形成する場合には、マグネシア（ＭｇＯ）を主成分とする焼鈍分離剤を用いる。
　（仕上げ焼鈍工程Ｓ８）
　仕上げ焼鈍工程Ｓ８は、焼鈍分離剤が塗布された脱炭焼鈍鋼板に仕上げ焼鈍を施し、二次再結晶を生じさせる工程である。この二次再結晶を伴う仕上げ焼鈍工程Ｓ８は、一次再結晶粒の成長をインヒビターにより抑制した状態で二次再結晶を進行させることによって、｛１００｝＜００１＞方位粒を優先成長させ、磁束密度を飛躍的に向上させる。
　なお、上述の焼鈍分離剤塗布工程Ｓ７でマグネシア（ＭｇＯ）を塗布した場合には、この仕上げ焼鈍工程Ｓ８によりＭｇ２ＳｉＯ４を含むグラス被膜が形成される。なお、本形態では、このようなグラス被膜も母材鋼板（後述の仕上げ焼鈍鋼板）に含まれるものとする。したがって、例えば、仕上げ焼鈍鋼板にグラス被膜が形成される場合、「仕上げ焼鈍鋼板の表面」はグラス被膜の表面を意味するものとする。グラス被膜を形成することで、最終的に得られる方向性電磁鋼板の特性がさらに高まることが期待される。
　（溝形成工程Ｓ９）
　溝形成工程Ｓ９は、磁区制御（磁区細分化）を目的として、鋼板に対し溝を形成する工程である。溝の形成は、レーザー、電子ビーム、プラズマ、機械的方法、エッチングなど、公知の手法により、形成することができる。
　上記の説明の流れでは、溝形成工程Ｓ９は、仕上げ焼鈍工程Ｓ８の後で行われている。しかし、溝形成工程Ｓ９は、冷間圧延工程Ｓ４を経た鋼板（すなわち冷延鋼板）に対して行ってもよい。この場合にも、磁区細分化に理想的な線状溝Ｇの断面形状を維持することが出来る。したがって、溝形成工程Ｓ９を行うタイミングは、仕上げ焼鈍工程Ｓ８の前でも後でもよい。ただし、後述する張力被膜付与工程Ｓ１０を行う場合は、当該工程Ｓ１０の前に溝形成工程９を行っておく必要がある。溝の形状や形成手法等の詳細については、後段で説明する。
　（張力被膜付与工程Ｓ１０）
　張力被膜付与工程Ｓ１０は、仕上げ焼鈍鋼板の溝形成面にコーティング溶液を塗布し、焼き付けることで、溝形成面上に絶縁被膜（張力被膜）を形成する工程である。絶縁被膜（張力被膜）を形成することで、最終的に得られる方向性電磁鋼板の特性がさらに高まることが期待される。
　ここで、コーティング溶液は、例えば、リン酸、リン酸塩、無水クロム酸、クロム酸塩、アルミナ、又はシリカの化合物を含む。焼き付けは、例えば、３５０℃～１１５０℃で、５秒間～３００秒間の条件で行えばよい。
［巻鉄心］
　続いて、図１を参照して、本発明の一実施形態に係る巻鉄心について説明する。図１は、本発明の一実施形態に係る巻鉄心の一例を示す平面図である。なお、以降、巻鉄心変圧器を単に変圧器と呼称することもある。
　巻鉄心１０は、方向性電磁鋼板１００が巻き回されて形成される。巻鉄心１０の形状は、図示した角丸方形状に限られず、例えば、楕円形状、長円形状又は角丸方形状とすることができる。
　巻鉄心１０に巻き回された一次巻線２０Ａ及び二次巻線２０Ｂを備えることにより、変圧器１とすることもできる。
　一次巻線２０Ａ及び二次巻線２０Ｂは、巻鉄心１０における対向する位置に、巻鉄心１０に巻き回される。一次巻線２０Ａ及び二次巻線２０Ｂには、既存の電線を用いることができ、例えば、高電気伝導性の金属線を絶縁体で被覆したものを用いることができる。金属線としては、例えば、銅、銅合金、アルミニウム、絶縁材料を塗って焼付けるエナメルで被覆された銅線などを用いることができる。金属線の表面を被覆する絶縁体には、例えば、ポリ塩化ビニル、ポリエチレン、フッ素樹脂、又はポリエステル等を用いることができる。
　一次巻線２０Ａの巻き数及び二次巻線２０Ｂの巻き数は、特段制限されないが、例えば、巻鉄心変圧器１の仕様に応じて、一次巻線２０Ａの巻き数及び二次巻線２０Ｂの巻き数
を決定することができる。
　一次巻線２０Ａは、使用時においては、電源側の回路に接続され、電源から交流電圧が印加される。一次巻線２０Ａに交流電圧が印加されることにより、巻鉄心１０に磁束が生じ、生じた磁束の変化により、負荷側の回路に接続された二次巻線２０Ｂに、一次巻線２０Ａの巻き数と二次巻線２０Ｂの巻き数とに応じた電圧が生じる。
［方向性電磁鋼板の溝］
　巻鉄心を構成する方向性電磁鋼板は、磁区細分化して低鉄損化するために、鋼板表面に圧延方向（ＲＤ方向）と交差する方向に延在し且つ溝深さ方向が板厚方向（ＮＤ方向）となる溝が形成されている。なお、溝は、圧延方向と交差するように設けられていればよく、必ずしも、溝延在方向と圧延方向とが直交している必要はないが、圧延直角方向と０～３０°の角度をなす方向に設けられていてもよい。また、溝は、板厚方向から視た場合（溝を平面視した場合）に、必ずしも直線形状を有していなくてもよく、弓状の形状を有してもよい。下記の溝形状の測定は最終製品から、酸洗等により少なくとも溝内部のグラス被膜および絶縁被膜を除去した後に行う。
　上記溝は、鋼板表面に、鋼板圧延方向（ＲＤ方向）２～２０ｍｍのピッチ（間隔幅）で形成される。溝間隔が２ｍｍ未満であると、磁区細分化効果が飽和し渦電流損の低減効果が殆ど得られなくなり、好ましくない。２０ｍｍを超えると磁区細分化効果が減少するため、鉄損改善効果が不足し、好ましくない。好ましい、溝間隔は、２～１０ｍｍである。
　なお、圧延方向のピッチは、例えば以下の方法で測定すればよい。すなわち、平面視において隣接する任意の２つの溝の組に着目する。ついで、これらの溝の幅方向中心点間の圧延方向の距離を数か所で測定し、それらの平均値を当該溝の組の圧延方向ピッチとすればよい。
　図２は、本発明の一実施態様による溝部の断面図（溝の延在方向に垂直な断面図）である。この図では溝部は、台形に近い形状となっているが溝形状は弓型になっていても構わない。本発明の電磁鋼板の一つの実施形態では、溝部の深さＤは、板厚方向（ＮＤ方向）１０μｍ～４０μｍの範囲である。深さＤが１０μｍ未満である場合、溝壁面からの磁極の発生量が少なくなり、磁区細分化されず、十分な鉄損低減効果が得られない。深さＤが４０μｍを超える場合、磁区は細分化されるが溝形成による磁束密度の低下が大きくなり、十分な鉄損低減効果が得られない。好ましい深さは、１５μｍ～３０μｍである。
　（溝の深さＤの測定）
　本発明に係る「深さＤ」の測定方法は、以下のとおりである。
　任意の溝を選択し、当該溝の任意の点の断面（当該溝の延在方向に垂直な面）での最大深さを溝の深さＤとして、レーザー顕微鏡（ピンホールによる共焦点光学系を用いた３Ｄレーザー顕微鏡）を用いて測定した。深さは、溝の縁と隣接する鋼板表面の高さを０として、鋼板表面の法線方向（鋼板内部方向を正とする）で、測定される。
　本発明にいう「溝部の幅Ｗ」とは、溝深さＤが半分になる深さ（Ｄ／２）での、溝の幅をいう。溝部の幅Ｗは、１０μｍ～２００μｍの範囲である。幅Ｗが１０μｍ未満である場合、溝の壁面から漏れた磁束が反対側の溝の壁面に入るが、磁極の発生量が少なくなり、磁区細分化されず、十分な鉄損低減効果が得られない。幅Ｗが２００μｍを超える場合、鉄損低減効果は飽和し、溝を形成する為に必要なレーザパワーが大きくなり製造コストが嵩むだけとなる。好ましい幅Ｗは、３０～１００ｍｍである。
　（溝部幅Ｗの測定）
　本発明に係る「溝幅Ｗ」の測定方法は、以下のとおりである。
　任意の溝を選択し、当該溝の任意の点（Ａ）およびそこから当該溝の長手方向に３ｍｍ離れた点（Ｂ）のそれぞれの断面（当該溝の延在方向に垂直な面）での溝深さＤが半分になる深さ（Ｄ／２）での、溝の幅のうち、広い方をｗ、狭い方をｗ’として、レーザー顕微鏡（ピンホールによる共焦点光学系を用いた３Ｄレーザー顕微鏡）を用いて測定した。溝部幅Ｗは、これらの値の平均値である。
　本発明に係る溝は、図２に示すように、溝の延在方向に垂直な断面において、溝の向かい合う壁面を板厚方向（ＮＤ方向）に延伸したときになす角（「頂角」と称することもある）を規定することができる。ここで、溝の壁面とは、溝の深さに対して２５～７５％の深さに在る溝の面を指す。頂角を決定するには、壁面の２５％深さの点から７５％深さの点へ向かって結線し、板厚内部方向へ延伸させる。この頂角は、９０°以下の範囲である。向かい合う壁面が平行であるとき、頂角をなすことはできないので、頂角は０°超である。頂角が９０°超である場合、溝の壁面は緩やかな斜面を形成し、磁束の漏れが低下し、十分な鉄損低減効果が得られない。その理由について、特定の理論に拘束されることは望まないが、以下が考えられる。溝が形成された方向性電磁鋼板では、鋼板内を通じて溝の一方の壁面に到達した磁束は、溝壁から漏れることにより（すなわち、磁束の漏れにより）、静磁エネルギーが高まり、この静磁エネルギーを減少させるために主磁区が細分化されることが磁区制御効果を生じる原因であるとされている。壁面が緩やかな斜面である場合、鋼板内を通じて溝の一方の壁面に到達した磁束は、緩やかな斜面である壁面に沿って流れ、溝の壁面から漏れが抑えられる。その結果、静磁エネルギーが高まらず、この静磁エネルギーを減少させるために主磁区が細分化されることもなく、十分な磁区制御効果が得られない。
　溝形成のために、レーザーを用いる場合、以下のレーザー照射条件の例により、本実施形態による巻鉄心を構成できる電磁鋼板、すなわち、所定の溝を有する電磁鋼板を得ることができる。
　レーザー照射工程では、鋼板の表面（片面のみ）に対してレーザーを照射して、鋼板の表面に、圧延方向と交差する方向に延びる複数の溝を、圧延方向に沿って２～２０ｍｍの範囲の所望のピッチ間隔で形成する。
　レーザー照射工程では、レーザー照射装置が、ポリゴンミラーの回転駆動によって、レーザー光を鋼板の表面に向けて照射すると共に、レーザー光を圧延直角方向と０～３０°の角度をなす方向に走査してもよい。
　レーザー光の照射と同時に、空気又は不活性ガス等のアシストガスが、レーザー光が照射される鋼板の部位に吹き付けられてもよい。不活性ガスとは、例えば、窒素又はアルゴン等である。アシストガスは、レーザー照射によって鋼板から溶融又は蒸発した成分を除去する役割を担っている。アシストガスの吹き付けにより、レーザー光が上記溶融又は蒸発した成分によって阻害されずに鋼板に到達するため、溝およびその近傍の歪導入部が安定的に形成される。
　レーザー光源としては、例えばファイバレーザー、ＹＡＧレーザー、半導体レーザー、またはＣＯ２レーザー等の一般的に工業用に用いられる高出力レーザーを使用することができる。また、溝およびその近傍の歪導入部を安定的に形成することができさえすれば、パルスレーザー、または連続波レーザーをレーザー光源として使用してもよい。レーザー光としては、溝の形成には集光性が高いシングルモードレーザーを用いることが、本実施形態の頂角を９０°以下である溝、すなわち急峻な壁面を得る観点から好ましい。
　レーザー光の照射条件の一例として、例えば、レーザー出力を２００Ｗ～３０００Ｗとして、レーザー中心部のパワーが高いトップハット型のレーザーにより溝を形成することで、本実施形態の溝形状を形成することができる。
　ビーム径が最大になる部分の集光スポット径を１０μｍ～２００μｍに設定し、レーザー走査速度を５ｍ／ｓ～５０ｍ／ｓに設定してもよい。所望の溝とその近傍の歪導入部が得られるように、これらのレーザー照射条件を適宜調整する。
［巻鉄心の曲げ部に在る引張歪による残留応力］
　本実施形態によれば、磁区細分化のために鋼板表面に溝が形成されている。溝の壁から磁束が漏れて静磁エネルギーが高まり、この静磁エネルギーを減少するために、主磁区が細分化されると考えられる。ただし、巻鉄心では曲げ部では、通常、漏れ磁束が抑えられるように、磁区構造が変化し、その結果、静磁エネルギーが高まらず、この静磁エネルギーを減少させるために主磁区が細分化されることもなく、十分な磁区制御効果が得られない。これが巻鉄心のビルディングファクタ劣化の要因となっている。そこで、本実施形態では、巻鉄心の曲げ部において、特に頂角が９０°以下である急峻な形状の溝を形成することにより、当該溝の近傍において、鋼板圧延方向の引張歪を導入し、当該歪による所定の残留応力を存在させる。当該残留応力は、曲げ部、特に溝の近傍で誘導磁気異方性の効果を生じて、溝部での磁束漏れが高まり、磁区が細分化される。
　ここで、巻鉄心の曲げ部について説明する。図１に示す巻鉄心１０の例では、略矩形（四角形）であり、４つの曲げ部５（頂点）と、曲げ部を挟む４つ平面部４（辺）を有する。図３を参照しながら、曲げ部５について更に詳細に説明する。図３は、方向性電磁鋼板１００の曲げ部（曲線部分）５の一例を模式的に示す図である。曲げ部５の曲げ角度とは、方向性電磁鋼板１００の曲げ部５において、折り曲げ方向の後方側の直線部と前方側の直線部との間に生じた角度差を意味し、方向性電磁鋼板１００の外面において、曲げ部５を挟む両側の平面部４、４ａの表面である直線部分を延長して得られる２つの仮想線Ｌｂ－ｅｌｏｎｇａｔｉｏｎ１、Ｌｂ－ｅｌｏｎｇａｔｉｏｎ２がなす角の補角の角度φとして表わされる。この際、延長する直線が鋼板表面から離脱する点が、鋼板外面側の表面における平面部４と曲げ部５の境界であり、図３においては、点Ｆ及び点Ｇである。
　さらに、点Ｆ及び点Ｇのそれぞれから鋼板外表面に垂直な直線を延長し、鋼板内面側の表面との交点をそれぞれ点Ｅ及び点Ｄとする。この点Ｅ及び点Ｄが鋼板内面側の表面における平面部４と曲げ部５との境界である。
　そして、本発明において曲げ部５とは、方向性電磁鋼板１００の側面視において、上記点Ｄ、点Ｅ、点Ｆ、点Ｇにより囲まれる方向性電磁鋼板１００の部位である。図３においては、点Ｄと点Ｅとの間の鋼板表面、すなわち、曲げ部５の内側表面をＬａ、点Ｆと点Ｇとの間の鋼板表面、すなわち、曲げ部５の外側表面をＬｂとして示している。
　また、この図には、曲げ部５の側面視における内面側曲率半径ｒが表わされている。上記Ｌａを点Ｅ及び点Ｄを通過する円弧で近似することで、曲げ部５の曲率半径ｒを得る。曲率半径ｒが小さいほど曲げ部５の曲線部分の曲がりは急であり、曲率半径ｒが大きいほど曲げ部５の曲線部分の曲がりは緩やかになる。
　なお、曲げ部５の曲率半径ｒの測定方法にも特に制限はないが、例えば、市販の顕微鏡（Ｎｉｋｏｎ　ＥＣＬＩＰＳＥ　ＬＶ１５０）を用いて２００倍で観察することにより測定することができる。具体的には、観察結果から、曲率中心Ａ点を求めるが、この求め方として、例えば、線分ＥＦと線分ＤＧを点Ｂとは反対側の内側に延長させた交点をＡと規定すれば、曲率半径ｒの大きさは、線分ＡＣの長さに該当する。ここで、点Ａと点Ｂを直線で結んだ際に鋼板曲げ部の内側の円弧ＤＥ上の交点をＣとする。
　曲げ部５は、方向性電磁鋼板１００を折り曲げ加工することにより得ることができる。折り曲げ加工によって、曲げ部５およびその近傍には引張歪が生じ、引張歪による残留応力が生じる。曲げ加工の加工速度は、遅すぎると残留応力が大きくならず、速すぎると破断や塑性変形が発生することがあるので、例えば、５ｍｍ／秒以上１００ｍｍ／秒以下の歪速度で折り曲げて曲げ部５を形成するなど折り曲げ加工の条件を適宜調整することにより、引張歪を所望の位置および大きさで得ることができ、言い換えれば残留応力を所望の位置および大きさで得ることができる。
　本実施形態によれば、引張歪による残留応力が存在する位置は、巻鉄心の曲げ部に在る溝の壁面から圧延方向（ＲＤ方向）に１０μｍ以内の範囲内である。当該１０μｍ以内の範囲は、溝の延在方向に垂直な断面において、規定される。壁面から圧延方向に１０μｍ超の範囲では、歪による残留応力が溝に及ぼす影響が小さく、溝による磁区細分化効果を十分に高めることができない。ここで、溝の壁面とは、溝の深さに対して２５～７５％の深さに在る溝の面を指す。
　引張歪による残留応力は、圧延方向（ＲＤ方向）の１０ＭＰａ以上の残留応力である。残留応力が１０ＭＰａ未満であると、歪による残留応力が小さく、溝による磁区細分化効果を十分に高めることができない。残留応力の上限は特に限定されるものではなく、実質的な上限は材料の降伏強度であるが、大きすぎると却って鉄損を含む磁気特性を悪化させるため、概して３０ＭＰａ以下であってもよい。また、過度の残留応力が磁気特性に影響を与えるおそれがあることから、残留応力の上限を制限してもよく、概して１０ＭＰａ以下であってもよい。
　１０ＭＰａ以上の前記圧延方向（ＲＤ方向）の圧縮歪による残留応力が存在する領域が、巻鉄心の曲げ部に在る溝の壁面から圧延方向（ＲＤ方向）に１０μｍ以内の範囲内で、１０面積％以上存在する。当該領域が１０面積％未満であると磁区細分化効果が十分に得られない。当該領域の面積％の上限は特に限定されるものではなく、１００面積％であってもよい。ただし、磁区細分化効果が飽和ぎみとなる。また残留応力が大きく当該面積％が大きいと、磁区細分化効果による低鉄損化効果と、前記のように応力による鉄損を悪化させる効果が相殺され鉄損を含む磁気特性を悪化させることがある。当該領域の面積％の上限を調整してもよく、概して５０面積％以下であってもよい。また、所望する磁気特性に応じて、当該領域の面積％の上限を調整してもよく、３０面積％以下であってもよく、２０面積％以下であってもよい。
　（歪による残留応力の測定）
　歪による残留応力はＥＢＳＤによって測定する。
　エネルギー線の走査方向に垂直な板厚方向断面（方向性電磁鋼板では、エネルギー線は、板幅方向に走査されながら照射されることが一般的であり、その場合には、板幅方向に垂直な板厚方向断面）の、板厚方向の全厚かつ、エネルギー線の照射位置を中心とするエネルギー線の照射幅の２倍の幅（圧延方向）の領域を測定領域として、電子線後方散乱回折法（ＥＢＳＤ）でマップ測定を行う。マップ測定に際しては、観察面（鋼板表面）を電子線の照射方向に対して、７０度傾斜（傾斜角は電子線の入射方向と鋼板断面が垂直な場合を０度とする）させた試料に電子線を２μｍ以下のステップで照射し、ＥＢＳＤ画像を得る。得られた画像を、９５６×９５６ピクセルで保存し、ＢＬＧ　Ｖａｎｔａｇｅ社のＣｒｏｓｓＣｏｕｒｔ４を用いて歪計算を行って、歪の強度を算出する。
　面積％の導出方法としては、
（圧縮歪が１０ＭＰａ以上の領域の面積）／（溝深さ（２５～７５％の深さ）×１０μｍ）×１００
の式を用いた。図２に、溝の延在方向に垂直な断面において、溝の壁面から１０μｍ以内の範囲を模式的に示す。
面積％の算出に関して、マップ測定を行う面は、レーザーで溝形成を開始した点と終了した点の中間点を含む面とする。
　（ビルディングファクタ（ＢＦ）の測定）
　鉄心の鉄損（Ｗ／ｋｇ）及び鋼板の鉄損（Ｗ／ｋｇ）に基づきビルディングファクタ（ＢＦ）を測定する。
　ビルディングファクタの測定は、以下の方法で測定する。巻鉄心に関し、ＪＩＳ　Ｃ　２５５０－１：２０１１に記載の励磁電流法を用いた測定を、周波数５０Ｈｚ、磁束密度１．７Ｔの条件で行ない、巻鉄心の鉄損値（鉄心鉄損）ＷＡを測定する。また、鉄心に使用する方向性電磁鋼板（板幅１５２．４ｍｍ）から、幅６０ｍｍ×長さ３００ｍｍの試料を採取し、この試料に対して、ＪＩＳ　Ｃ　２５５６：２０１５に記載のＨコイル法を用いた電磁鋼板単板磁気特性試験による測定を、周波数５０Ｈｚ、磁束密度１．７Ｔの条件で行ない、素材鋼板単板の鉄損値（鋼板の鉄損）ＷＢを測定する。得られた鉄損値ＷＡを鉄損値ＷＢで除することによりビルディングファクタ（ＢＦ）を求めた。
　本実施の形態において、巻鉄心本体１０の鉄心長に特に制限はない。屈曲部５の数が同じであれば、巻鉄心本体１０において鉄心長が変化しても、屈曲部５の体積は一定であるため屈曲部５で発生する鉄損は一定である。鉄心長が長いほうが巻鉄心本体１０に対する屈曲部５の体積率が小さくなるため、鉄損劣化への影響も小さい。よって、巻鉄心本体１０の鉄心長は長いほうが好ましい。巻鉄心本体１０の鉄心長は、１．０ｍ以上であってもよく、１．５ｍ以上であることが好ましく、１．７ｍ以上であるとより好ましい。なお、本発明において、巻鉄心本体１０の鉄心長とは、側面視による巻鉄心本体１０の積層方向の中心点における方向性電磁鋼板１００の周長をいう。
　以下に、実施例を示しながら、本発明の一実施形態に係る方向性電磁鋼板について、より具体的に説明する。なお、以下に示す実施例は、本実施形態に係る方向性電磁鋼板のあくまでも一例に過ぎず、本実施形態に係る方向性電磁鋼板が以下に示す実施例に限定されるものではない。
　方向性電磁鋼板が質量分率で、Ｓｉ：３．０％、Ｃ：０．０８０％、酸可溶性Ａｌ：０．０２８％、Ｎ：０．０１０％、Ｍｎ：０．１２％、Ｃｒ：０．０５％、Ｃｕ：０．０４％、Ｐ：０．０１％、Ｓｎ：０．０２％、Ｓｂ：０．０１％、Ｎｉ：０．００５％、Ｓ：０．００７％、Ｓｅ：０．００１％、を含有し、残部がＦｅおよび不純物からなる化学成分を有するように調製したスラブに対して熱間圧延が実施され、厚さ２．３ｍｍの熱延鋼板を得た。
　続いて、上記の熱延鋼板に対して、１０００℃で１分間加熱するという温度条件の下で焼鈍処理を実施した。
　焼鈍処理の後、冷間圧延を実施して、厚さ０．２３ｍｍの冷延鋼板を得た。続いて、この冷延鋼板に対して、８００℃で２分間加熱するという温度条件の下で脱炭焼鈍処理を実施した後、マグネシア（ＭｇＯ）を主成分として含有する焼鈍分離剤を、冷延鋼板の表面に塗布した。
　続いて、焼鈍分離剤が塗布された冷延鋼板に対して、１２００℃で２０時間加熱するという温度条件の下で仕上焼鈍処理を実施した。その結果、上述の化学組成を有し、結晶粒の磁化容易軸と圧延方向とが一致するように結晶方位が制御された、グラス皮膜が表面に形成された鋼板が得られた。
　続いて、鋼板の表面に対してレーザーを照射して、鋼板の表面に、溝又は歪の少なくとも一方を付与した。
　レーザー光照射装置はＩＰＧ社製のファイバレーザーを用いた。レーザー光の照射条件は、レーザー出力が１８００Ｗで、レーザー走査速度が５０ｍ／ｓで、レーザー走査ピッチ（間隔ＰＬ）が３ｍｍになるよう調整した。レーザー光の鋼板圧延方向におけるビーム径が最大になる部分の集光スポット径は１０μｍ～２００μｍで、トップハット型のレーザーにより、表１に示す頂角の溝になるよう調整した。圧延方向と直角の方向に３ｍｍ間隔で幅ｗが約５０μｍ、深さＤが約２０μｍの線状の溝が形成された。
　各鋼板を素材として、巻鉄心を製造した。鉄心長は１．０ｍとし、屈曲部は４つとした。曲げ加工では、巻鉄心の曲げ部に引張歪を生じさせて、表１に示す残留応力が存在するようにした。この残留応力は、上述した測定方法により測定したものであり、巻鉄心の曲げ部に在る溝の壁面から圧延方向（ＲＤ方向）に１０μｍ以内の位置での残留応力である。
　［磁気特性評価］
各試験番号の方向性電磁鋼板の板幅中央位置を含む、幅６０ｍｍ×長さ３００ｍｍのサンプルを採取した。サンプルの長さは、圧延方向に平行であった。
　このサンプルを用いて、ＪＩＳ　Ｃ２２５６（２０１１）に準拠して、単板磁気特性試験（ＳＳＴ試験）により、磁束密度（Ｔ）を求めた。具体的には、サンプルに８００Ａ／ｍの磁場を付与して、磁束密度（Ｔ）を求めた。
　さらに、上記サンプルを用いて、ＪＩＳ　Ｃ２２５６（２０１１）に準拠して、周波数を５０Ｈｚ、最大磁束密度を１．７Ｔとしたときの鉄損Ｗ１７／５０（Ｗ／ｋｇ）を測定した。
　また、上述した測定方法によりビルディングファクタ（ＢＦ）も測定した。測定結果を表１に示す。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000001
　この結果から、本発明の実施形態による溝と曲げ部での歪による残留応力が存する電磁鋼板では、ビルディングファクタ（ＢＦ）が比較例よりも更に低減されていることが分かる。
　１　　　　　　変圧器
　１０　　　　　巻鉄心
　２０Ａ　　　　一次巻線
　２０Ｂ　　　　二次巻線
　１００　　　　方向性電磁鋼板

Claims (1)

  1. 　方向性電磁鋼板から構成された巻鉄心であって、
    　当該方向性電磁鋼板が圧延方向と交差する方向に延在し且つ溝深さ方向が板厚方向となる溝が形成された鋼板表面を有し、
    　前記溝の鋼板圧延方向のピッチは２～１０ｍｍであり、
    　前記溝の深さは１０μｍ以上４０μｍ以下、前記溝の幅は１０μｍ以上２００μｍ以下であり、
    　前記溝の向かい合う壁面、ここで前記溝の深さに対して２５～７５％の深さに在る当該溝の面を壁面とする、を板厚方向に延伸したときになす角が９０°以下であり、
    　当該巻鉄心の曲げ部に在る前記溝の前記壁面から前記圧延方向に１０μｍ以内の範囲内に、１０ＭＰａ以上の鋼板圧延方向の引張歪による残留応力が存在する領域が１０面積％以上存することを特徴とする巻鉄心。
PCT/JP2023/041931 2022-11-22 2023-11-22 巻鉄心 WO2024111613A1 (ja)

Priority Applications (1)

Application Number Priority Date Filing Date Title
JP2024508058A JP7473864B1 (ja) 2022-11-22 2023-11-22 巻鉄心

Applications Claiming Priority (2)

Application Number Priority Date Filing Date Title
JP2022186427 2022-11-22
JP2022-186427 2022-11-22

Publications (1)

Publication Number Publication Date
WO2024111613A1 true WO2024111613A1 (ja) 2024-05-30

Family

ID=91196187

Family Applications (1)

Application Number Title Priority Date Filing Date
PCT/JP2023/041931 WO2024111613A1 (ja) 2022-11-22 2023-11-22 巻鉄心

Country Status (1)

Country Link
WO (1) WO2024111613A1 (ja)

Citations (5)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
JP2010168615A (ja) * 2009-01-21 2010-08-05 Nippon Steel Corp 低鉄損一方向性電磁鋼板の製造方法
JP2020516766A (ja) * 2017-03-27 2020-06-11 バオシャン アイアン アンド スティール カンパニー リミテッド 低鉄損の方向性ケイ素鋼およびその製造方法
JP2021163942A (ja) * 2020-04-03 2021-10-11 日本製鉄株式会社 巻鉄芯、巻鉄芯の製造方法および巻鉄芯製造装置
WO2022013960A1 (ja) * 2020-07-15 2022-01-20 日本製鉄株式会社 方向性電磁鋼板および方向性電磁鋼板の製造方法
JP2022060749A (ja) * 2020-10-05 2022-04-15 日本製鉄株式会社 方向性電磁鋼板の製造方法

Patent Citations (5)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
JP2010168615A (ja) * 2009-01-21 2010-08-05 Nippon Steel Corp 低鉄損一方向性電磁鋼板の製造方法
JP2020516766A (ja) * 2017-03-27 2020-06-11 バオシャン アイアン アンド スティール カンパニー リミテッド 低鉄損の方向性ケイ素鋼およびその製造方法
JP2021163942A (ja) * 2020-04-03 2021-10-11 日本製鉄株式会社 巻鉄芯、巻鉄芯の製造方法および巻鉄芯製造装置
WO2022013960A1 (ja) * 2020-07-15 2022-01-20 日本製鉄株式会社 方向性電磁鋼板および方向性電磁鋼板の製造方法
JP2022060749A (ja) * 2020-10-05 2022-04-15 日本製鉄株式会社 方向性電磁鋼板の製造方法

Similar Documents

Publication Publication Date Title
JP5760504B2 (ja) 方向性電磁鋼板およびその製造方法
KR101421391B1 (ko) 방향성 전기 강판
KR101421387B1 (ko) 방향성 전기 강판 및 그 제조 방법
KR101940084B1 (ko) 무방향성 전자 강판 및 그의 제조 방법
KR101421388B1 (ko) 방향성 전기 강판 및 그 제조 방법
JP2002220642A (ja) 鉄損の低い方向性電磁鋼板およびその製造方法
JP2009235574A (ja) 著しく磁束密度が高い方向性電磁鋼板の製造方法
KR101389248B1 (ko) 방향성 전자기 강판의 제조 방법
TWI525198B (zh) Non - directional electrical steel sheet and its hot - rolled steel sheet
KR20120120429A (ko) 방향성 전자기 강판의 제조 방법
JP7393698B2 (ja) 方向性電磁鋼板および方向性電磁鋼板の製造方法
JP2022022494A (ja) 方向性電磁鋼板
JP2012172191A (ja) 方向性電磁鋼板の製造方法
MX2012015155A (es) Metodo para la produccion de chapa de acero magnetica de grano orientado.
WO2016111088A1 (ja) 無方向性電磁鋼板およびその製造方法
JP2022022490A (ja) 方向性電磁鋼板
JP5729014B2 (ja) 方向性電磁鋼板の製造方法
JP4192399B2 (ja) 方向性電磁鋼板およびその製造方法
WO2024111613A1 (ja) 巻鉄心
JP7473864B1 (ja) 巻鉄心
WO2021054409A1 (ja) 方向性電磁鋼板
WO2024111628A1 (ja) 鉄損特性に優れた方向性電磁鋼板
JP6003197B2 (ja) 磁区細分化処理方法
WO2024111630A1 (ja) 方向性電磁鋼板
JP7151947B1 (ja) 巻鉄心および巻鉄心の製造方法