WO2024248153A1 - 巻鉄心およびその製造方法 - Google Patents

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崇人 水村
尚 茂木
克 高橋
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    • H01F41/024—Manufacturing of magnetic circuits made from deformed sheets

Definitions

  • the present invention relates to a wound core and a method for manufacturing the same.
  • Patent Document 2 a low-iron-loss grain-oriented electrical steel sheet is known in which the local stress state inside the steel sheet is controlled to an appropriate condition.
  • Patent Document 1 it is difficult to control the size of the extremely fine closure domains, and there is variation in the size of the closure domains, so the effect is not complete. Furthermore, the technology described in Patent Document 2 also does not take into account the influence of the joints between the steel sheets in the wound core, leaving room for improvement.
  • the objective of this disclosure is to provide a wound core and a manufacturing method thereof that can appropriately control the local stress state inside the steel plate formed near the joint and reduce iron loss.
  • the gist of this disclosure is as follows:
  • a wound core having a wound shape formed by laminating folded steel plates The wound core has four flat portions and four corner portions adjacent to the flat portions in a side view of the wound shape seen from a direction along the surface of the steel plate, It is formed in a rectangular shape with a hollow part in the center, Each layer of the steel plate has at least one joint where ends in the winding direction are butted together, A gap exists between the opposing ends of the steel plates at the joint of each steel plate, A wound core, in which a tensile stress of 10 MPa or more is introduced in the thickness direction of the steel plate at one or more locations in a predetermined region defined according to the positional relationship between the gap of a steel plate and the gap of a steel plate stacked adjacent to the arbitrary steel plate in a cross section perpendicular to the surface of the steel plate and along the winding direction.
  • This disclosure provides a wound core and a manufacturing method thereof that can appropriately control the local stress state inside the steel plate formed near the joint and reduce iron loss.
  • FIG. 2 is a perspective view showing a schematic diagram of one embodiment of a wound core.
  • FIG. 2 is a side view of the wound core shown in the embodiment of FIG. 1;
  • FIG. 4 is a side view showing a schematic diagram of another embodiment of a wound core.
  • FIG. 2 is a diagram showing a schematic diagram of an example of a bent portion (curved portion) of a grain-oriented electrical steel sheet.
  • FIG. 2 is a diagram showing a schematic diagram of an example of one layer of grain-oriented electromagnetic steel sheet in a wound core body.
  • FIG. 2 is a diagram showing a schematic diagram of an example of one layer of grain-oriented electromagnetic steel sheet in a wound core body.
  • FIG. 4 is a schematic diagram showing the detailed shape and arrangement of the joints in region A1 or region A2 of FIG.
  • FIG. 7B is a schematic diagram for explaining a region M in which a region in which tensile stress is introduced in the plate thickness direction is provided for all the joints in FIG. 7A .
  • FIG. 2 is a schematic diagram showing a cross section of a steel sheet, and is a diagram showing a state in which regions in which tensile stress is introduced in the sheet thickness direction are provided periodically in the X-axis direction (winding direction).
  • FIG. 2 is a perspective view of a steel plate, and is a diagram showing a schematic state in which a region in which tensile stress is introduced in the plate thickness direction is provided in a direction intersecting the winding direction (Y-axis direction perpendicular to the winding direction).
  • FIG. 13 is a diagram for explaining the effect of providing a region in which tensile stress is introduced in the plate thickness direction.
  • FIG. 13 is a diagram for explaining the effect of providing a region in which tensile stress is introduced in the plate thickness direction.
  • FIG. 1 is a schematic diagram of an apparatus for manufacturing a wound core in the form of a unicore;
  • FIG. 4 is a diagram for explaining detailed dimensions of a wound core.
  • grain-oriented electromagnetic steel sheet may be referred to simply as “steel sheet” or “electromagnetic steel sheet”
  • wound core may be referred to simply as “wound core body” or “iron core.”
  • the wound core according to one embodiment of the present invention is a wound core formed by stacking folded steel sheets, and has a rectangular structure with a hollow section at the center, with four flat sections and four corner sections adjacent to the flat sections, when viewed from the side of the wound shape from the direction along the surface of the steel sheets.
  • the flat sections refer to the straight line parts other than the bent sections.
  • the inner surface side curvature radius r in the side view of the bent sections is, for example, 1.0 mm or more and 5.0 mm or less.
  • the grain-oriented electromagnetic steel sheet has a chemical composition containing, by mass%, 2.0 to 7.0% Si, with the balance being Fe and impurities, and has a texture oriented in the Goss direction.
  • a grain-oriented electromagnetic steel strip described in JIS C 2553:2019 can be used as the grain-oriented electromagnetic steel sheet.
  • the shapes of the wound core and grain-oriented electromagnetic steel sheet according to one embodiment of the present invention will be specifically described.
  • the shapes of the wound core and grain-oriented electromagnetic steel sheet described here are not particularly new, but merely conform to the shapes of known wound cores and grain-oriented electromagnetic steel sheets.
  • FIG. 1 is a perspective view showing a schematic representation of one embodiment of a wound core.
  • FIG. 2 is a side view of the wound core shown in the embodiment of FIG. 1, showing a side view of the wound core.
  • FIG. 3 is a side view showing a schematic representation of another embodiment of the wound core.
  • a side view refers to the winding shape of the wound core viewed from a direction along the surface of the steel sheet, and more specifically, refers to the winding core viewed from the axial direction of the windings of the wound core (perpendicular to the plane of the paper in Figure 2).
  • a side view refers to a view in the width direction (Y-axis direction in Figure 1) of the long grained electrical steel sheet that constitutes the wound core.
  • a side view is a diagram that shows the shape as seen from the side (a diagram in the Y-axis direction in Figure 1).
  • the wound core 10 comprises a wound core body that is approximately polygonal in side view.
  • the wound core body 10 has a laminated structure in which directional electromagnetic steel sheets 1 are stacked in the sheet thickness direction, and is approximately rectangular in side view.
  • the wound core body 10 may be used as a wound core as is, or may be equipped with a known fastener such as a cable tie to secure the stacked directional electromagnetic steel sheets together as needed.
  • 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 bent portions 5 is the same, even if the core length of the wound core 10 changes, the volume of the bent portions 5 is constant, so the iron loss generated at the bent portions 5 is constant. The longer the core length, the smaller the volume ratio of the bent portions 5 to the wound core body 10, and the smaller the impact on iron loss degradation. Therefore, the longer the core length of the wound core body 10, the better.
  • the core length of the wound core body 10 is 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 at the center point of the wound core body 10 in the lamination direction when viewed from the side. Such a wound core can be suitably used for any of the conventionally known applications.
  • the iron core according to this embodiment is characterized by its approximately polygonal shape when viewed from the side.
  • an iron core with an approximately rectangular (quadrature) shape which is a common shape, will be described; however, iron cores of various shapes can be manufactured by changing the angle and number of bends 5 and the length of the flat surfaces. For example, if the angle of all bends 5 is 45° and the length of the flat surfaces 4 is equal, the side view will be octagonal. On the other hand, if there are six bends 5 with an angle of 60° and the length of the flat surfaces 4 is equal, the side view will be hexagonal.
  • the wound core body 10 includes a portion in which directional electromagnetic steel sheets 1, in which flat portions 4, 4a and bent portions 5 are alternately arranged in the longitudinal direction, are stacked in the sheet thickness direction, and has a laminated structure 2 having a generally rectangular shape in side view and a hollow portion 15.
  • the corner portion 3 including the bent portions 5 has two or more bent portions 5 having a curved shape in side view, and the sum of the bending angles of the bent portions 5 present in one corner portion 3 is, for example, 90°.
  • the corner portion 3 has a flat portion 4a between adjacent bent portions 5, 5 that is shorter than the flat portion 4. Therefore, the corner portion 3 has two or more bent portions 5 and one or more flat portions 4a.
  • one bent portion 5 is 45°.
  • one bent portion 5 is 30°.
  • the wound core of this embodiment can be configured with bent portions having various angles, but from the standpoint of suppressing the occurrence of distortion due to deformation during processing and suppressing iron loss, the bending angle ⁇ ( ⁇ 1, ⁇ 2, ⁇ 3) of the bent portion 5 is preferably 60° or less, and more preferably 45° or less.
  • the design can be selected arbitrarily based on the points that are important in core processing.
  • FIG. 4 is a diagram showing an example of a bend (curved portion) 5 of a grain-oriented electromagnetic steel sheet 1.
  • the bending angle of the bend 5 means the angle difference between the straight portion on the rear side of the bending direction and the straight portion on the front side of the bending direction in the grain-oriented electromagnetic steel sheet, and is expressed as the angle ⁇ , which is the supplementary angle of the 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 bend 5 on the outer surface of the grain-oriented electromagnetic steel sheet 1.
  • the points where the extended straight lines depart from the steel sheet surface are the boundaries between the flat portions 4 and the bend 5 on the outer surface of the steel sheet, and are points F and G in FIG. 4.
  • the bent portion 5 is the portion of the grain-oriented electrical steel sheet 1 that is surrounded by the above-mentioned points D, E, F, and G when viewed from the side of the grain-oriented electrical steel sheet 1.
  • 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 bend 5 when viewed from the side.
  • the radius of curvature r of bend 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 bend 5, and the larger the radius of curvature r, the gentler the curve of the curved portion of bend 5.
  • the radius of curvature r at each bend 5 of each grain-oriented electromagnetic steel sheet 1 stacked in the sheet thickness direction may have a certain degree of variation. This variation may be due to forming accuracy, and it is also possible that unintended variation occurs due to handling during stacking. Such unintended errors can be suppressed to about 0.2 mm or less in current normal industrial manufacturing. If such variation is large, a representative value can be obtained by measuring the radius of curvature for a sufficiently large number of steel sheets and averaging them. It is also possible to intentionally change the radius for some reason, but the present invention does not exclude such a form.
  • the radius of curvature r of the bend 5 (the inner radius of curvature of the bend 5 in a side view) is preferably 1 mm or more and 5 mm or less. By setting the radius of curvature r to 1 mm or more and 5 mm or less, the building factor (BF) can be further suppressed.
  • 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 intersection point of line segments EF and DG extended inwardly on the opposite side to point B, then the magnitude of the radius of curvature r corresponds to the length of line segment AC.
  • the intersection point on the circular arc DE on the inside of the bent portion of the steel plate is defined as C.
  • FIGS. 5 and 6 are schematic diagrams showing an example of one layer of directional electromagnetic steel sheet 1 in the wound core body.
  • the directional electromagnetic steel sheet 1 used in the examples of FIG. 5 and FIG. 6 is folded to realize a wound core in a unicore form, and has two or more bent portions 5 and a flat portion 4, and forms a substantially polygonal ring in side view via joints 6 (gaps) that are the longitudinal end faces of one or more directional electromagnetic steel sheets 1.
  • the wound core body 10 may have a laminated structure that is generally polygonal in side view as a whole.
  • one directional electromagnetic steel sheet may constitute one layer of the wound core body via one joint 6 (one directional electromagnetic steel sheet is connected via one joint 6 for each turn), or as shown in the example of FIG. 6, one directional electromagnetic steel sheet 1 constitutes approximately half the circumference of the wound core, and two directional electromagnetic steel sheets 1 constitute one layer of the wound core body via two joints 6 (two directional electromagnetic steel sheets 1 are connected to each other via two joints 6 for each turn).
  • the thickness of the grain-oriented electrical steel sheet 1 used in this embodiment is not particularly limited and may be selected appropriately depending on the application, etc., but is usually in the range of 0.15 mm to 0.35 mm, and preferably in the range of 0.18 mm to 0.27 mm.
  • one joint 6 of one grain-oriented electromagnetic steel sheet that constitutes one layer of the wound core body is located in area A1 shown in Figures 2 and 3.
  • two joints 6 of two grain-oriented electromagnetic steel sheets that constitute one layer of the wound core body are located in areas A1 and A2 shown in Figures 2 and 3. Note that detailed shapes and arrangements of joints 6 in area A1 or area A2 are omitted from Figures 2 and 3.
  • FIG. 7A is a schematic diagram for explaining the detailed shape and arrangement of the joints 6 in region A1 or region A2 in FIG. 2 or FIG. 3, and the region where a region 12 where tensile stress is introduced in the sheet thickness direction is provided for a specific joint.
  • FIG. 7A shows a schematic cross section perpendicular to the surface of the steel sheet and along the winding direction. As shown in FIG. 7A, the positions of the respective joints 6 (gaps in the joints 6 are shown as 6(n-1), 6(n) ..., etc. in FIG. 7A) of the grain-oriented electrical steel sheets 1 constituting each layer are shifted in the X-axis direction along which the planar portion 4 extends.
  • FIG. 7A particularly shows a state in which the joints 6 are arranged at periodically shifted positions in the X-axis direction.
  • the wound core body 10 having the joints 6 is excellent in productivity and ease of shape design.
  • the presence of the joints 6 means that the steel plate is cut at the joints 6, which can cause iron loss and noise to increase.
  • the inventors have thoroughly studied the effect of the stress state inside the steel plate on the core characteristics, and have found that controlling the tensile stress in the thickness direction of the steel plate is particularly effective in reducing iron loss in a wound core having a joint 6. Based on this knowledge, in this embodiment, the stress state (strain distribution) inside the steel plate is controlled in the vicinity of the joint 6 of the wound core. Although the mechanism itself is not completely clear at this point, the inventors' thorough study has led to the deduction that the tensile stress in the thickness direction makes it easier for the magnetic flux passing through the steel plate to bend in the thickness direction. Since the steel plate is interrupted at the joint 6 of the wound core 10, the magnetic flux needs to pass through the gap at the joint 6.
  • the magnetic flux which is prevented from progressing in the in-plane direction by the gaps in the joints 6 in the in-plane direction, can be transferred smoothly to the adjacent steel plates that are stacked and in contact with each other. In other words, it is believed that the transfer of magnetic flux to the adjacent steel plates occurs smoothly.
  • the grain-oriented electrical steel sheet 1 is provided with a continuous region 12 (hereinafter also referred to as stress region 12) in which a tensile stress of 10 MPa or more is introduced in the sheet thickness direction.
  • the stress value inside the sheet thickness was measured by X-ray diffraction to measure the distortion of the crystal lattice in three directions, and the stress values in the rolling direction, sheet thickness direction, and sheet width direction were obtained using material properties such as elastic modulus.
  • the crystal distortion in these three directions can be obtained by irradiating the steel sheet with X-rays and detecting and evaluating the reflected X-rays and the transmitted X-rays.
  • the steel sheet (test piece) is scanned while moving, and the distortion in the sheet thickness direction is obtained by evaluating the shift amount of the diffraction angle (2 ⁇ ) of the reflected X-ray diffraction peak by the reflection method.
  • the distortion in the rolling direction and sheet width direction is obtained by evaluating the shift amount of the diffraction angle of the transmitted X-ray diffraction peak by the transmission method.
  • the conversion from strain to stress value can be done by the relational equation between stress and strain in three directions according to the material properties (Young's modulus, Poisson's ratio).
  • the stress regions 12 are basically provided near the joints 6 of each steel plate, and when focusing on any one void 6, it is preferable to determine the region in which the stress region 12 should be located, including multiple steel plates adjacent in the stacking direction.
  • the region in which the stress region 12 should be located (hereinafter also referred to as the stress placement region) is described in detail below.
  • the stress distribution area is set to a region at least twice the thickness of the steel plate from the end of the steel plate member constituting the wound core in the in-plane direction.
  • the end of the steel plate member in the in-plane direction is generally formed by shear processing, and is therefore significantly plastically deformed, and there is a high possibility that it will become an unfavorable stress state for the stress area 12 intended by the present application.
  • the stress distribution area excludes such end areas.
  • One of the end areas is the surface in the Y-axis direction in the wound core of FIG. 1, that is, the area from the surface when the wound core is viewed from the side to the inside of the steel plate (Y-axis direction) up to twice the thickness of the plate.
  • the other is the area from the end of the steel plate that faces the joint 6 of the wound member, forming a gap, to the inside of the steel material (X-axis direction in FIG. 6) up to twice the thickness of the plate.
  • one method for this is to remove the end area by a method that is less likely to cause distortion, such as electric discharge processing or edge pickling.
  • Figure 7A is a schematic diagram of a cross section of the joint 6 of the wound core 10 along the XZ plane at a distance of more than twice the plate thickness from the Y-axis direction end of the wound core 10 toward the inside of the steel material.
  • the "cross section at a distance of more than twice the plate thickness toward the inside of the steel material” is intended to avoid the end region mentioned above.
  • the gap between the opposing ends of the steel plates at the joint 6 formed by cutting the steel plates is 6(n).
  • position An the position that is twice the plate thickness in the positive direction of the X axis from the end of the gap 6(n) on the positive side of the X axis is defined as position An
  • position Bn the position that is twice the plate thickness in the negative direction of the X axis from the end of the gap 6(n) on the negative side of the X axis.
  • stress distribution areas M(n) are defined on both sides of the X-axis and Z-axis.
  • the range in the Z-axis direction of the stress distribution area M(n) based on the gap 6(n) is a range of three steel plates, including the (n-1)th steel plate, the nth steel plate, and the (n+1)th steel plate from the inside.
  • the stress distribution area M(n) is meaningless in areas where no steel plates exist
  • the range of the stress placement area on the positive side of the X-axis based on the void 6(n) is the range from position An to either position B(n-1) or position B(n+1) which is located on the positive side of the X-axis from position An and which is closer to position An.
  • the range of the stress placement area on the negative side of the X-axis based on the void 6(n) is the range from position Bn to either position A(n-1) or position A(n+1) which is located on the negative side of the X-axis from position Bn and which is closer to position Bn.
  • the range of the stress placement area on the positive side of the X-axis is the same distance from position An as the range of the stress placement area on the negative side of the X-axis.
  • the range of the stress distribution area on the negative side of the X-axis is set to the same distance from position Bn as the range of the stress distribution area on the positive side of the X-axis.
  • FIG. 7A the stress distribution regions M(n), M(n+3), and M(n+7) based on voids 6(n), 6(n+3), and 6(n+7) determined according to the above definition are shown with hatching.
  • the area from the opposing steel plate ends that form a gap at joint 6 to twice the plate thickness in the X-axis direction is the end area described above, and is excluded from the stress distribution area, so it is not hatched.
  • FIG. 7B is a schematic diagram for explaining the area M where the area where tensile stress is introduced in the plate thickness direction is provided for all joints 6 in FIG. 7A.
  • the stress distribution area M(n) based on a specific void 6 e.g., void 6(n)
  • the stress distribution area M(n+1) will have a portion with the same range in the X-axis direction as the stress distribution area M(n+1) based on the void 6 of the steel plate adjacent in the Z-axis direction (void 6(n+1) in FIG. 7B).
  • FIG. 7B the area where the stress distribution areas M overlap partially is shown with cross-hatching.
  • FIG. 8A is a schematic diagram showing a cross section of a steel plate, and shows a state in which multiple stress regions 12 are provided in the X-axis direction (winding direction).
  • the stress regions 12 may be provided at a predetermined interval in the X-axis direction in the cross section of the steel plate, in other words, the stress regions 12 may be provided periodically. Therefore, the stress regions 12 are provided in the stress distribution region M, but may also be provided over the entire area of the steel plate other than the stress distribution region M.
  • the width D in the X-axis direction (width in the winding direction) of the stress region 12 is preferably 1.4 mm or less.
  • the width D is preferably 0.3 to 1.1 mm, and more preferably 0.7 to 1.1 mm.
  • the length L in the Z-axis direction is preferably 0.2*t ⁇ L ⁇ t, where t is the thickness of the steel plate.
  • the length L is more preferably 0.4*t ⁇ L ⁇ 0.8*t. If the width D is 1.4 mm or more, the position of the magnetic flux transfer will vary widely in the X-axis direction, increasing iron loss. Furthermore, if the length L in the Z-axis direction is too short, the effect of the magnetic flux transfer will not be achieved. Therefore, it is preferable that the width D and length L are in the above range.
  • the maximum stress in the stress region 12 is preferably present at a depth of more than 10 ⁇ m from the surface of the steel sheet. If it is present in an area shallower than 10 ⁇ m, the bending of the magnetic flux when it is transferred becomes steeper, resulting in increased thin current loss and reduced iron loss reduction effect. Therefore, the maximum stress in the stress region 12 is present at a depth of more than 10 ⁇ m from the surface of the steel sheet, preferably 30 to 80 ⁇ m, and more preferably 40 to 70 ⁇ m.
  • the interval between the stress regions 12 in the X-axis direction affects the magnetic domain subdivision due to the interaction between adjacent stress regions 12, so if the interval is too large, the effect of reducing iron loss is reduced.
  • the interval between the stress regions 12 is preferably 10.0 mm or less, and more preferably 7.0 mm or less.
  • the interval between the stress regions 12 is about 5 mm, but on the other hand, the stress regions 12 also become an obstacle to the magnetic flux in the in-plane direction of the steel plate (magnetization direction), and if the interval is too narrow, it can also cause an increase in iron loss, so the interval between the stress regions 12 in the X-axis direction is preferably 2 mm or more.
  • FIG. 8B is a perspective view of a steel plate, and is a diagram showing a schematic state in which the stress region 12 is provided in a direction intersecting the winding direction (Y-axis direction perpendicular to the winding direction in FIG. 8B).
  • the stress region 12 may extend in a direction intersecting the winding direction and be provided so as to cross the winding direction.
  • the stress region 12 may be provided continuously in the direction intersecting the winding direction, or may be provided periodically at a predetermined interval.
  • the stress region 12 preferably extends in a direction that forms an angle of 60 to 120° with respect to the X-axis direction in a field of view along the Z-axis. More preferably, it extends in a direction that forms an angle of 80 to 110°.
  • the stress region 12 is defined as a continuous region in which the tensile stress in the plate thickness direction is 10 MPa or more. If the tensile stress in the plate thickness direction is less than 10 MPa, the effect of the magnetic permeability is small compared to the gap in the joint 6, and therefore the effect of providing the region 12 in which the tensile stress is introduced cannot be fully obtained.
  • the maximum value of the tensile stress in the plate thickness direction is equal to or less than the yield stress of the steel plate, which is the material. If the maximum value of the tensile stress becomes large, the plastic region increases, and the decrease in magnetic permeability due to plastic strain becomes significant, resulting in worsening of iron loss. In general, the point at which the stress state changes significantly from the elastic region to the plastic region can be determined by the yield stress of the material.
  • the maximum value of the tensile stress in the plate thickness direction in the stress region 12 is equal to or less than the yield stress value of the material.
  • the maximum value of the tensile stress is more preferably 80 to 200 MPa.
  • FIGS. 9A and 9B are diagrams for explaining the effect of providing a stress region 12. As mentioned above, it should be noted that the explanation of FIG. 9A and FIG. 9B is one possibility regarding the mechanism of action of the present invention. In FIG. 9A, the arrows indicate the flow of magnetic flux when a stress region 12 is provided.
  • the stress region 12 and the stress distribution region M are defined as described above.
  • the effect of the invention is achieved by the presence of the stress region 12 within the stress distribution region M.
  • the effect of the invention is achieved even if only a part of the steel plates among the laminated steel plates overlaps with the stress distribution region M.
  • the degree of overlap of the above regions is preferably 0.1% or more, where Ptot is the total area of the stress distribution region M within the observation region and PM is the total area of the stress region 12 within the stress distribution region M when observing a region that is 1/2 the laminate thickness in the Z-axis direction and 1/2 the laminate thickness in the X-axis direction. If PM/Ptot is less than 0.1%, the effect of the invention is not sufficient. It is preferably 2% or more, and more preferably 5% or more.
  • the stress region 12 is an obstacle to the magnetic flux in the in-plane direction (magnetization direction) of the steel sheet, so if there is an excessive amount of stress region 12 in the stress distribution region M, it can cause iron loss deterioration. For this reason, it is preferable that PM/Ptot is 40% or less, and more preferably 30% or less.
  • the degree of this overlap is defined as the ratio of the number of steel plates SM in which a stress region 12 exists within the stress distribution region M to the total number of stacked steel plates Stot for the stacked steel plates.
  • a steel plate in which a stress region 12 exists within the stress distribution region M is a steel plate in which at least one stress region 12 exists within at least one stress distribution region M.
  • SM/Stot is preferably 1% or more, and more preferably 2% or more. It is preferably 5% or more, and even more preferably 10% or more. Of course, it is preferable that 100% of the stress regions 12 exist within the stress distribution region M in all steel plates.
  • the stress region 12 can be an obstacle to the magnetic flux in the in-plane direction of the steel plate and can cause iron loss deterioration, the stress region 12 is provided only within the stress distribution region M, and it is not necessary that the stress region 12 is provided outside the stress distribution region M. In other words, tensile stress may be introduced only in the stress distribution region M.
  • the winding direction of the wound core may be the rolling direction of the steel plate.
  • the winding direction of the wound core may be the ⁇ 110 ⁇ 001> direction of the steel plate.
  • the X-axis direction may be the rolling direction of the steel plate or the ⁇ 110 ⁇ 001> direction of the steel plate.
  • the method for manufacturing the grain-oriented electrical steel sheet is not particularly limited, and a conventional method for manufacturing grain-oriented electrical steel sheet may be appropriately selected.
  • a preferred example of the manufacturing method is to heat a slab having 0.04 to 0.1 mass% C and the other chemical composition of the grain-oriented electrical steel sheet to 1000°C or higher and perform hot rolling, followed by hot-rolled sheet annealing as necessary, and then cold rolling once or two or more times with intermediate annealing to form a cold-rolled steel sheet, and then heating the cold-rolled steel sheet to 700 to 900°C in a wet hydrogen-inert gas atmosphere to perform decarburization annealing, and further nitriding annealing as necessary, applying an annealing separator, performing finish annealing at about 1000°C, and forming an insulating coating at about 900°C.
  • the wound core composed of the grain-oriented electromagnetic steel sheet 1 having the above-mentioned configuration is formed by stacking the grain-oriented electromagnetic steel sheets 1 that have been individually bent and processed in layers and assembling them into a wound shape, and multiple grain-oriented electromagnetic steel sheets 1 are connected to each other via at least one joint 6 for each turn.
  • the method of introducing tensile stress in the thickness direction inside the grain-oriented electrical steel sheet is, for example, a method of irradiating with a laser or electron beam, and by irradiating in a medium in which the viscosity (mPa ⁇ s) of the aqueous solution is 2 to 8, vibration of the steel sheet caused by irradiation with the laser or electron beam is reduced, making it easier to obtain the desired stress distribution. If the viscosity exceeds 8, it becomes difficult to introduce stress.
  • a method in which the viscosity is controlled by the concentration and temperature of the aqueous solution is preferable because the conditions can be adjusted appropriately. For example, a method using an aqueous ethanol solution with a concentration of 40 to 60% at a temperature of -10°C to 20°C is one preferred example.
  • tensile stress may be introduced at the coil stage before the steel sheet is cut in the rolling direction, or at the time of bending.
  • FIG. 10 shows a schematic diagram of a manufacturing device 70 for wound cores in the form of a unicore.
  • This manufacturing device 70 includes a folding section 71 that individually folds grain-oriented electromagnetic steel sheets 1, and may also include an assembly section 72 that stacks the folded grain-oriented electromagnetic steel sheets 1 in layers and assembles them into a wound shape to form a wound core that includes a portion where grain-oriented electromagnetic steel sheets 1, in which flat sections 4 and bent sections 5 are alternately continuous in the longitudinal direction, are stacked in the sheet thickness direction.
  • the directional electromagnetic steel sheet 1 is fed to the bending section 71 by being unwound at a predetermined conveying speed from a steel sheet supply section 75, which holds a hoop material formed by winding the directional electromagnetic steel sheet 1 into a roll.
  • the directional electromagnetic steel sheet 1 fed in this manner is cut to an appropriate size in the bending section 71 and is then subjected to a bending process in which the sheet is individually folded in small batches, such as one by one.
  • the bending processing portion 71 includes a tensile stress introduction portion 71a.
  • the tensile stress introduction portion 71a introduces tensile stress into the directional electromagnetic steel sheet 1 before cutting the directional electromagnetic steel sheet 1 or during bending processing after cutting the directional electromagnetic steel sheet 1 by the method described above.
  • the stress distribution region M in each grain-oriented electromagnetic steel sheet 1 is determined in the design based on the planned position of each grain-oriented electromagnetic steel sheet 1 when the grain-oriented electromagnetic steel sheets 1, in which the flat portions 4 and the curved portions 5 are alternately continuous, are stacked in the sheet thickness direction. For this reason, it is possible to introduce tensile stress only to the stress distribution region M by irradiating a laser, electron beam, etc., to the planned position that will become the stress distribution region M in the design in each grain-oriented electromagnetic steel sheet 1.
  • the radius of curvature of the bent portion 5 caused by the bending process is extremely small, and therefore the processing strain imparted to the grain-oriented electrical steel sheet 1 by the bending process is extremely small. In this way, while it is expected that the density of the processing strain will be large, if the volume affected by the processing strain can be reduced, the annealing process can be omitted.
  • a laser irradiation method is used to introduce tensile stress into the steel plate.
  • the steel plate is irradiated with a laser in ethanol at a temperature of about 3°C to 15°C to introduce tensile stress into the steel plate.
  • the steel plate is also irradiated with a laser in air, in water at 24°C, and in ethanol at 24°C to introduce tensile stress into the steel plate.
  • the beam diameter was set to 150 ⁇ m under all conditions, the output was appropriately adjusted, and the laser was irradiated in advance onto the steel plate area corresponding to the joint 6.
  • the steel plates thus obtained are A, B, C, D, D-2, E, F, G, H, I, J, K, L, M, M-2, M-3, M-4, N, O, P, Q, R, S, T, U, V, W, Z, AA, BB, CC, CC-2, CC-3, CC-4, CC-5, CC-6, DD, EE, FF, and GG, as shown in Table 1 below.
  • a wound core was then created from the steel plates shown in Table 1. Detailed dimensions of the wound core are shown in Figure 11 and Table 2.
  • the lap length in Table 2 indicates the distance between two adjacent joints 6 in the X-axis direction (for example, the length from the end of gap 6(n) on the positive side of the X-axis to the end of gap 6(n-1) on the negative side of the X-axis shown in Figure 7A).
  • the number of steps is the number of steel plates by which the joints 6 are periodically shifted in the X-axis direction ("6" in Figure 7A).
  • the iron loss at 50 Hz and magnetic flux density of 1.7 T was measured by the excitation current method.
  • the iron loss ratio was low for test Nos. 8 to 55, in which a tensile stress of 10 MPa or more was introduced, while the iron loss ratio was high for test Nos. 1 to 7, in which a tensile stress of less than 10 MPa was introduced.
  • the iron loss ratio was 1.14 or less for steel sheets B, C, D, D-2, E, F, G, H, I, J, K, L, M, M-2, M-3, M-4, N, O, P, Q, R, S, T, U, V, W, Z, AA, BB, CC, CC-2, CC-3, CC-4, CC-5, CC-6, DD, EE, FF, and GG, in which a tensile stress of 10 MPa or more was introduced in the thickness direction.
  • steel plate A where a tensile stress of 10 MPa or more was not introduced in the plate thickness direction, the iron loss ratio exceeded 1.14.
  • the iron loss ratio of the invention examples in which SM/Stot was 2% or more was lower than that of the invention examples in which SM/Stot was less than 2%, and the iron loss ratio decreased significantly as SM/Stot increased.

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Abstract

折り曲げられた鋼板を積層してなる巻回形状の巻鉄心１０であって、巻鉄心１０は、鋼板の面に沿った方向から前記巻回形状を見た側面視において、平面部４と、平面部４に隣接するコーナー部３とをそれぞれ四つ有することにより、中心に中空部１５を有する矩形形状に形成され、鋼板は一層毎に巻回方向の端部同士が突合せられた接合部６を少なくとも１つ有し、一層毎の鋼板の接合部６において鋼板の相対する端部の間に空隙が存在し、鋼板の面と直交し且つ巻回方向に沿った断面において、任意の鋼板の空隙と任意の鋼板に隣接して積層された鋼板の空隙との位置関係に応じて規定される所定領域において、１箇所または複数箇所に鋼板の板厚方向に１０ＭＰａ以上の引張応力が導入される。

Description

巻鉄心およびその製造方法
　本発明は、巻鉄心およびその製造方法に関する。
　鋼板を焼鈍せずに折り曲げ加工して作製される巻鉄心において、その接合部で還流磁区を導入することで、鉄損を減少させることが公知である（例えば、特許文献１）。
　また、一方向性電磁鋼板の鋼板内部の局所的な応力状態が適正条件に制御された低鉄損一方向性電磁鋼板が公知である（特許文献２）。
特開２０２２－７８４４４号公報 特開２００８－１２７６３２号公報
　しかしながら、上記特許文献１に記載された技術では、非常に微細な還流磁区の大きさを制御することは難しく、還流磁区の大きさにバラツキも発生するため、効果は完全ではなかった。また、特許文献２に記載された技術においても、巻鉄心における鋼板の接合部の影響は何ら考慮しておらず、改善の余地があった。
　上記課題に鑑みて、本開示の目的は、接合部近傍に形成した鋼板内部の局所的な応力状態を適切に制御し、鉄損を低減することが可能な巻鉄心およびその製造方法を提供することにある。
　本開示の要旨は以下のとおりである。
（１）折り曲げられた鋼板を積層してなる巻回形状の巻鉄心であって、
　前記巻鉄心は、前記鋼板の面に沿った方向から前記巻回形状を見た側面視において、平面部と、前記平面部に隣接するコーナー部とをそれぞれ四つ有することにより、
中心に中空部を有する矩形形状に形成され、
　前記鋼板は一層毎に巻回方向の端部同士が突合せられた接合部を少なくとも１つ有し、
　一層毎の前記鋼板の前記接合部において鋼板の相対する端部の間に空隙が存在し、
　前記鋼板の面と直交し且つ前記巻回方向に沿った断面において、任意の鋼板の前記空隙と前記任意の鋼板に隣接して積層された鋼板の前記空隙との位置関係に応じて規定される所定領域において、１箇所または複数箇所に鋼板の板厚方向に１０ＭＰａ以上の引張応力が導入された、巻鉄心。
（２）一層毎の前記鋼板の前記接合部は前記平面部に配置され、各層の前記鋼板の前記接合部は前記平面部の延在する方向において周期的にずれて配置された、上記（１）に記載の巻鉄心。
（３）鋼板が積層された巻鉄心において、前記所定領域内に前記板厚方向の引張応力が導入されている鋼板の枚数をＳＭ、全積層枚数をＳｔｏｔとしたとき、ＳＭ／Ｓｔｏｔが１％以上である、上記（１）又は（２）に記載の巻鉄心。
（４）鋼板が積層された巻鉄心において、前記所定領域内に前記板厚方向の引張応力が導入されている領域の面積をＰＭ、前記所定領域の総面積をＰｔｏｔとしたとき、ＰＭ／Ｐｔｏｔが０．１％以上である、上記（１）～（３）のいずれかに記載の巻鉄心。
（５）前記引張応力は、その最大値が前記鋼板の降伏応力以下である、上記（１）～（４）のいずれかに記載の巻鉄心。
（６）前記鋼板の面と直交し且つ前記巻回方向に沿った前記断面において、前記引張応力が導入された領域は、一つの該領域の前記巻回方向の幅が１．４ｍｍ以下であることを特徴とする、上記（１）～（５）のいずれかに記載の巻鉄心。
（７）前記鋼板の面と直交し且つ前記巻回方向に沿った前記断面において、前記引張応力が導入された領域は、一つの該領域の板厚方向長さが板厚の０．２倍以上１倍以下であることを特徴とする、上記（１）～（６）のいずれかに記載の巻鉄心。
（８）前記鋼板の面と直交し且つ前記巻回方向に沿った前記断面において、前記引張応力が導入された領域について、前記巻回方向に隣接する該領域同士の間隔が２ｍｍ以上１０ｍｍ以下である、上記（１）～（７）のいずれかに記載の巻鉄心。
（９）前記引張応力が導入された領域について、前記引張応力が最大となる点が素材の鋼板表面から１０μｍより深くに存在することを特徴とする上記（１）～（８）のいずれかに記載の巻鉄心。
（１０）前記引張応力が導入された領域は、前記鋼板の前記巻回方向と交差する方向に連続的または所定間隔で延在し、前記巻回方向を横断するように設けられる、上記（１）～（９）のいずれかに記載の巻鉄心。
（１１）前記巻回方向は前記鋼板の｛１１０｝＜００１＞方向と一致する、上記（１）～（１０）のいずれかに記載の巻鉄心。
（１２）前記巻回方向は前記鋼板の圧延方向と一致する、上記（１）～（１１）のいずれかに記載の巻鉄心。
（１３）前記鋼板の面と直交し且つ前記巻回方向に沿った前記断面において、前記所定領域のみに前記引張応力が導入された、上記（１）～（１２）のいずれかに記載の巻鉄心。
（１４）上記（１）～（１３）のいずれかに記載の巻鉄心の製造方法であって、
　鋼板を折り曲げ加工する工程と、
　鋼板を切断する工程と、
　折り曲げられ、且つ切断された前記鋼板を層状に積み重ね、巻回方向の端部同士を突き合わせて巻回形状に組み付ける工程と、
　前記端部の近傍において、又は切断前の前記端部となる位置の近傍において、板厚方向に引張応力を導入する工程と、
　を備える、巻鉄心の製造方法。
　本開示によれば、接合部近傍に形成した鋼板内部の局所的な応力状態を適切に制御し、鉄損を低減することが可能な巻鉄心およびその製造方法が提供される。
巻鉄心の一実施形態を模式的に示す斜視図である。 図１の実施形態に示される巻鉄心の側面図である。 巻鉄心の別の一実施形態を模式的に示す側面図である。 方向性電磁鋼板の屈曲部（曲線部分）の一例を模式的に示す図である。 巻鉄心本体における１層分の方向性電磁鋼板の一例を模式的に示す図である。 巻鉄心本体における１層分の方向性電磁鋼板の一例を模式的に示す図である。 図２または図３の領域Ａ１または領域Ａ２における接合部の詳細な形状および配置と、特定の接合部について板厚方向に引張応力が導入された領域が設けられる領域を示す模式図である。 図７Ａにおけるすべての接合部について、板厚方向に引張応力が導入された領域が設けられる領域Ｍを説明するための模式図である。 鋼板の断面を示す模式図であって、板厚方向に引張応力が導入された領域がＸ軸方向（巻回方向）に周期的に設けられた様子を模式的に示す図である。 鋼板の斜視図であって、板厚方向に引張応力が導入された領域が巻回方向と交差する方向（巻回方向と直交するＹ軸方向）に設けられた様子を模式的に示す図である。 板厚方向に引張応力が導入された領域を設けたことによる効果を説明するための図である。 板厚方向に引張応力が導入された領域を設けたことによる効果を説明するための図である。 ユニコアの形態を成す巻鉄心の製造装置を概略的に示す図である。 巻鉄心の詳細な寸法を説明するための図である。
　以下、本発明に係る幾つかの実施形態について図を参照しながら説明する。しかしながら、これらの説明は、本発明の好ましい実施形態の単なる例示を意図するものであって、本発明をこのような特定の実施形態に限定することを意図するものではない。なお、以下の説明では、同様な構成要素には同一の参照番号を付す。
　以下、本発明の一実施の形態に係る巻鉄心について順に詳細に説明する。ただし、本発明は本実施形態に開示の構成のみに制限されることなく、本発明の趣旨を逸脱しない範囲で種々の変更が可能である。なお、下記する数値限定範囲には、下限値及び上限値がその範囲に含まれる。「超」又は「未満」と示す数値は、その値が数値範囲に含まれない。また、化学組成に関する「％」は、特に断りがない限り「質量％」を意味する。
　また、本明細書において用いる、形状や幾何学的条件並びにそれらの程度を特定する、例えば、「平行」、「垂直」、「同一」、「直角」等の用語や長さや角度の値等については、厳密な意味に縛られることなく、同様の機能を期待し得る程度の範囲を含めて解釈することとする。
　また、本明細書において「方向性電磁鋼板」のことを単に「鋼板」又は「電磁鋼板」と記載し、「巻鉄心」のことを「巻鉄心本体」または単に「鉄心」と記載する場合もある。
　本発明の一実施の形態に係る巻鉄心は、折り曲げられた鋼板を積層してなる巻回形状の巻鉄心であって、鋼板の面に沿った方向から巻回形状を見た側面視において、平面部と、平面部に隣接するコーナー部とをそれぞれ四つ有することにより、中心に中空部を有する矩形形状に形成された構造を有する。ここで、平面部は屈曲部以外の直線の部分をいう。前記屈曲部の側面視における内面側曲率半径ｒは、例えば、１．０ｍｍ以上５．０ｍｍ以下である。前記方向性電磁鋼板は、一例として、質量％で、Ｓｉ：２．０～７．０％、を含有し、残部がＦｅ及び不純物からなる化学組成を有し、Ｇｏｓｓ方位に配向する集合組織を有する。方向性電磁鋼板としては、例えば、ＪＩＳ　Ｃ　２５５３：２０１９に記載の方向性電磁鋼帯を採用することができる。
　次に、本発明の一実施の形態に係る巻鉄心及び方向性電磁鋼板の形状について具体的に説明する。ここで説明する巻鉄心及び方向性電磁鋼板の形状自体は、特に目新しいものではなく、公知の巻鉄心及び方向性電磁鋼板の形状に準じたものに過ぎない。
　図１は、巻鉄心の一実施形態を模式的に示す斜視図である。図２は、図１の実施形態に示される巻鉄心の側面図であり、巻鉄心の側面視を示している。また、図３は、巻鉄心の別の一実施形態を模式的に示す側面図である。
　なお、側面視とは、鋼板の面に沿った方向から巻鉄心の巻回形状を見た場合であり、より具体的には、巻鉄心の巻回の軸方向（図２の紙面垂直方向）から巻鉄心を見た場合をいう。換言すると、側面視とは、巻鉄心を構成する長尺状の方向性電磁鋼板の幅方向（図１におけるＹ軸方向）に視ることをいう。側面図とは側面視により視認される形状を表わした図（図１のＹ軸方向の図）である。
　本発明の一実施の形態に係る巻鉄心１０は、側面視において略多角形状の巻鉄心本体を備える。当該巻鉄心本体１０は、方向性電磁鋼板１が、板厚方向に積み重ねられ、側面視において略矩形状の積層構造を有する。当該巻鉄心本体１０を、そのまま巻鉄心として使用してもよいし、必要に応じて積み重ねられた複数の方向性電磁鋼板を一体的に固定するために、結束バンド等、公知の締付具等を備えていてもよい。
　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、１．５ｍ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周長をいう。
このような巻鉄心は、従来公知のいずれの用途にも好適に用いることができる。
　本実施の形態に係る鉄心は、側面視において略多角形状であることを特徴とする。以下の図を用いた説明においては、図示及び説明を単純にするため、一般的な形状でもある略矩形状（四角形）の鉄心で説明するが、屈曲部５の角度や数、平面部の長さによって、様々な形状の鉄心が製造可能である。例えば、全ての屈曲部５の角度が４５°で平面部４の長さが等しければ、側面視は八角形になる。また、角度が６０°で６個の屈曲部５を有し、平面部４の長さが等しければ側面視は六角形となる。
　図１及び図２に示されるように、巻鉄心本体１０は、長手方向に平面部４，４ａと屈曲部５とが交互に連続する方向性電磁鋼板１が、板厚方向に積み重ねられた部分を含み、側面視において中空部１５を有する略矩形状の積層構造２を有する。屈曲部５を含むコーナー部３は、側面視において、曲線状の形状を有する屈曲部５を２つ以上有しており、１つのコーナー部３に存在する屈曲部５のそれぞれの曲げ角度の合計が例えば９０°となっている。コーナー部３は、隣り合う屈曲部５，５間に、平面部４よりも短い平面部４ａを有している。したがって、コーナー部３は、２以上の屈曲部５と、１つ以上の平面部４ａとを有する形態となっている。なお、図２の実施形態は１つの屈曲部５が４５°である。図３の実施形態は１つの屈曲部５が３０°である。
　これらの例に示されるように、本実施の形態の巻鉄心は、様々な角度を有する屈曲部により構成できるが、加工時の変形による歪み発生を抑制して鉄損を抑える点からは、屈曲部５の曲げ角度φ（φ１、φ２、φ３）は６０°以下であることが好ましく、４５°以下であることがより好ましい。１つの鉄心が有する屈曲部の曲げ角度φは任意に構成することが可能である。例えば、φ１＝６０°且つφ２＝３０°とすることができる。生産効率の点からは折り曲げ角度（曲げ角度）が等しいことが好ましく、ある一定以上の変形箇所を少なくすれば用いる鋼板の鉄損により作成する鉄心の鉄損を小さくできる場合は、異なる角度の組み合わせの加工としてもよい。設計は鉄心加工にて重視するポイントから任意に選択することができる。
　図４を参照しながら、屈曲部５について更に詳細に説明する。図４は、方向性電磁鋼板１の屈曲部（曲線部分）５の一例を模式的に示す図である。屈曲部５の曲げ角度とは、方向性電磁鋼板屈曲部において、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１の外面において、屈曲部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と屈曲部５の境界であり、図４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と屈曲部５との境界である。
　そして、本発明において屈曲部５とは、方向性電磁鋼板１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１の部位である。図４においては、点Ｄと点Ｅとの間の鋼板表面、すなわち、屈曲部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、屈曲部５の外側表面をＬｂとして示している。
　また、この図には、屈曲部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、屈曲部５の曲率半径ｒを得る。曲率半径ｒが小さいほど屈曲部５の曲線部分の曲がりは急であり、曲率半径ｒが大きいほど屈曲部５の曲線部分の曲がりは緩やかになる。
　本発明の巻鉄心では、板厚方向に積層された各方向性電磁鋼板１の各屈曲部５における曲率半径ｒは、ある程度の変動を有するものであってもよい。この変動は、成形精度に起因する変動であることもあり、積層時の取り扱いなどで意図せぬ変動が発生することも考えられる。このような意図せぬ誤差は、現在の通常の工業的な製造であれば０．２ｍｍ程度以下に抑制することが可能である。このような変動が大きい場合は、十分に多数の鋼板について曲率半径を測定し、平均することで代表的な値を得ることができる。また、何らかの理由で意図的に変化させることも考えられるが、本発明はそのような形態を除外するものではない。屈曲部５の曲率半径（屈曲部５の側面視における内面側曲率半径）ｒは１ｍｍ以上５ｍｍ以下とすることが好ましい。曲率半径ｒを１ｍｍ以上５ｍｍ以下とすることで、ビルディングファクタ（ＢＦ）をさらに抑制することができる。
　なお、屈曲部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屈曲部の内側の円弧ＤＥ上の交点をＣとする。
　図５及び図６は巻鉄心本体における１層分の方向性電磁鋼板１の一例を模式的に示す図である。図５及び図６の例で用いられる方向性電磁鋼板１は、ユニコア形態の巻鉄心を実現するべく、折り曲げ加工されたものであって、２つ以上の屈曲部５と、平面部４とを有し、１つ以上の方向性電磁鋼板１の長手方向の端面である接合部６（隙間）を介して側面視において略多角形の環を形成する。
　本実施の形態においては、巻鉄心本体１０が、全体として側面視が略多角形状の積層構造を有していればよい。図５の例に示されるように、１つの接合部６を介して１枚の方向性電磁鋼板が巻鉄心本体の１層分を構成する（一巻ごとに１箇所の接合部６を介して１枚の方向性電磁鋼板が接続される）ものであってもよく、図６の例に示されるように１枚の方向性電磁鋼板１が巻鉄心の約半周分を構成し、２つの接合部６を介して２枚の方向性電磁鋼板１が巻鉄心本体の１層分を構成する（一巻ごとに２箇所の接合部６を介して２枚の方向性電磁鋼板１が互いに接続される）ものするものであってもよい。
　本実施の形態において用いられる方向性電磁鋼板１の板厚は、特に限定されず、用途等に応じて適宜選択すればよいものであるが、通常０．１５ｍｍ～０．３５ｍｍの範囲内であり、好ましくは０．１８ｍｍ～０．２７ｍｍの範囲である。
　図５の例の場合、巻鉄心本体の１層分を構成する１枚の方向性電磁鋼板の１つの接合部６は、図２および図３に示す領域Ａ１に位置する。また、図６の例の場合、巻鉄心本体の１層分を構成する２枚の方向性電磁鋼板の２つの接合部６は、図２および図３に示す領域Ａ１と領域Ａ２に位置する。なお、図２および図３では、領域Ａ１または領域Ａ２における接合部６の詳細な形状および配置は図示を省略している。
　図７Ａは、図２または図３の領域Ａ１または領域Ａ２における接合部６の詳細な形状および配置と、特定の接合部について板厚方向に引張応力が導入された領域１２が設けられる領域を説明するための模式図である。図７Ａは、鋼板の面と直交し且つ巻回方向に沿った断面を模式的に示している。図７Ａに示すように、各層を構成する方向性電磁鋼板１のそれぞれの接合部６（図７Ａにおいて、接合部６の空隙を６（ｎ－１）、６（ｎ）・・・等として示す）の位置は、平面部４の延在するＸ軸方向においてずれた位置になっている。このようにすれば、Ｘ軸方向において各層の接合部６の位置を同じにした場合に比べて、巻鉄心における磁気抵抗を小さくすることができ、鉄損を低減させることができる。図７Ａは特に接合部６がＸ軸方向において周期的にずれた位置に配置されている状態を示す。
　また、接合部６を有する巻鉄心本体１０は生産性や形状設計の容易性が優れている。一方、接合部６を有することで、鋼板が接合部６において切断された状態となるため、鉄損や騒音が悪化する要因となり得る。
　本発明者らは、鋼板内部の応力状態が鉄心特性に与える影響を鋭意検討し、特に鋼板板厚方向の引張応力を制御することが接合部６を有する巻鉄心の鉄損の低減に効果的であることを見出した。この知見に基づき、本実施形態では、巻鉄心の接合部６の近傍において、鋼板内部の応力状態（歪分布）を制御することとしている。このメカニズム自体は現時点で完全に明確とはいえないが、本発明者らが鋭意検討した結果から、板厚方向の引張応力が鋼板内を通過する磁束を板厚方向に曲がりやすくするためと推定できる。巻鉄心１０の接合部６では鋼板が途切れるため磁束は接合部６の空隙を通過する必要が生じている。この際、接合部近傍に板厚方向の引張応力が存在すると、引張応力の方向に沿った方向の透磁率が高くなり、磁束は板面内方向（鋼板表面に沿った方向）から外れて鋼板の板面外に漏出しやすくなる。このため、板面内方向の接続部６の空隙により板面内方向への進行が阻害される磁束は、積層され接触して隣接する鋼板にスムーズに移行できるようになる。つまり隣接する鋼板への磁束の渡りがスムーズに起きるようになるものと考えられる。そして、このようなスムーズな渡りであれば、接合部６の空隙を通過するよりも損失の発生が抑えられるようになると考えられる。以下の説明では本発明における接合部近傍での板厚方向の引張応力の作用機序を以上の現象（スムーズな磁束の渡り）を前提として説明するが、これはあくまでも本発明者らが鋭意検討の結果見出した経験則を理論的に裏付けるための現時点でのひとつの仮説であることを申し添えておく。学術的に正しいメカニズムは将来において解明されることを期待する。
　本実施形態において、図７Ａに示すように、方向性電磁鋼板１には、板厚方向に１０ＭＰａ以上の引張応力が導入された連続した領域１２（以下、応力領域１２とも称する）が設けられる。板厚内部の応力値は、Ｘ線回折法により、３方向の結晶格子の歪みを測定し、弾性率等の材料物性値を用いて、圧延方向、板厚方向、板幅方向に対する応力値を求めた。これら３方向の結晶歪は、Ｘ線を鋼板に照射して、反射したＸ線と透過したＸ線を検出して評価することにより求めることができる。具体的には、鋼板（試験片）を移動しながらスキャニングし、反射法により反射したＸ線回折ピークの回折角(２θ)のシフト量を評価することで、板厚方向の歪が求まる。また、透過法により透過したＸ線回折ピークの回折角のシフト量を評価することで、圧延方向と板幅方向の歪が求まる。そして、歪から応力値への変換は、材料物性値（ヤング率、ポアソン比）に応じた３方向の応力と歪との関係式により変換できる。これらの手法は公知であるが、例えば、高エネルギー放射光を用いたひずみスキャンニング法による残留応力分布測定（文献：日本機械学会論文集（Ａ編）71巻711号2005年、pp.1530）に記載された手法を利用することにより、上述のようにして板厚内部の応力値を求めることが可能である。
　応力領域１２は、基本的には、各鋼板の接合部６の近傍に設けられ、任意の１つの空隙６に注目した場合に、積層方向で隣接する複数の鋼板を含めて、応力領域１２を配置すべき領域を定めることが好適である。以下では、応力領域１２を配置すべき領域（以下、応力配置領域とも称する）について詳細に説明する。
　まず、応力配置領域は、巻鉄心を構成する鋼板部材の板面内方向の端部から鋼板板厚の２倍以上内側の領域に設定する。鋼板部材の板面方向の端部は一般的には剪断加工によって形成されるため大きく塑性変形しており、本願が意図する応力領域１２にとって好ましくない応力状態になる可能性が高い。このため、応力配置領域は、このような端部領域を除くものとする。端部領域は、ひとつは、図１の巻鉄心においては、Ｙ軸方向の表面、すなわち巻鉄心を側面視した際の表面から鋼板内部方向（Ｙ軸方向）に板厚の２倍までの領域である。もうひとつは、巻回される部材の接合部６において空隙を形成して対向する鋼板端部から鋼材内部方向（図６におけるＸ軸方向）に板厚の２倍までの領域である。応力配置領域を直接観察するためには端部領域を除く必要があるが、この方法としては、例えば端部を放電加工あるいは酸洗によるエッジング等の歪の入りにくい方法で除くことが挙げられる。
　以下、接合部６の近傍に設けられる応力配置領域について説明する。図７Ａは、巻鉄心１０の接合部６について、巻鉄心１０のＹ軸方向端部から鋼材内部方向に板厚の２倍以上の距離を離したＸＺ平面に沿った断面の模式図である。ここで、「鋼材内部方向に板厚の２倍以上の距離を離した断面」としたのは、上記の端部領域を避けることを意図したものである。図７Ａに示すように、巻鉄心本体１０の内側から外側に向かう方向(鋼板の積層方向、またはＺ軸方向)の最内側からｎ枚目の鋼板（ここでは、図中で内側から３枚目の鋼板をｎ枚目の鋼板とする）において、鋼板が切断されてなる接合部６の対向する鋼板端部の間の空隙を６（ｎ）とする。そして、空隙６（ｎ）のＸ軸の正方向側の端部からＸ軸の正方向に板厚の２倍離れた位置を位置Ａｎとし、空隙６（ｎ）のＸ軸の負方向側の端部からＸ軸の負方向に板厚の２倍離れた位置を位置Ｂｎとする。
　この空隙６（ｎ）について、Ｘ軸方向およびＺ軸方向の両側に応力配置領域Ｍ（ｎ）を定める。空隙６（ｎ）を基準とする応力配置領域Ｍ（ｎ）のＺ軸方向の範囲は、内側から（ｎ－１）枚目の鋼板、ｎ枚目の鋼板、（ｎ＋１）枚目の鋼板を含む鋼板３枚分の範囲である。ただし、ｎ＝１の鋼板においてはｎ－１枚目の鋼板が存在せず、総積層枚数をＮｍａｘとしてｎ＝Ｎｍａｘの鋼板においてはｎ＋１枚目の鋼板が存在しない。鋼板が存在しない領域については応力配置領域Ｍ（ｎ）は意味をなさないので、ｎ＝１、ｎ＝Ｎｍａｘである２枚の板の空隙６を基準とする応力配置領域ＭのＺ軸方向の範囲は鋼板２枚分となる。
　また、空隙６（ｎ）を基準とするＸ軸の正方向側の応力配置領域の範囲は、位置Ａｎから、位置ＡｎよりＸ軸の正方向側に存在する位置Ｂ（ｎ－１）または位置Ｂ（ｎ＋１）のどちらかの位置Ａｎに近い方の位置Ｂまでの範囲とする。同様に、空隙６（ｎ）を基準とするＸ軸の負方向側の応力配置領域の範囲は、位置Ｂｎから、位置ＢｎよりＸ軸の負方向側に存在する位置Ａ（ｎ－１）または位置Ａ（ｎ＋１）のどちらかの位置Ｂｎに近い方の位置Ａまでの範囲とする。ここで、位置ＡｎよりＸ軸の正方向側に位置Ｂ（ｎ－１）も位置Ｂ（ｎ＋１）も存在しない場合は、Ｘ軸の正方向側の応力配置領域の範囲は、位置Ａｎから、Ｘ軸の負方向側の応力配置領域の範囲と同じ距離の範囲とする。また、位置ＢｎよりＸ軸の負方向側に位置Ａ（ｎ－１）も位置Ａ（ｎ＋１）も存在しない場合は、Ｘ軸の負方向側の応力配置領域の範囲は、位置Ｂｎから、Ｘ軸の正方向側の応力配置領域の範囲と同じ距離の範囲とする。さらに位置ＡｎよりＸ軸の正方向側に位置Ｂ（ｎ－１）も位置Ｂ（ｎ＋１）も存在せず、かつ位置ＢｎよりＸ軸の負方向側に位置Ａ（ｎ－１）も位置Ａ（ｎ＋１）も存在しない場合は、空隙６（ｎ）を基準とする応力配置領域は存在しないものとする。なお、空隙６（ｎ）と空隙６（ｎ－１）または空隙６（ｎ＋１）のＸ軸方向での位置が近いために、Ａ（ｎ）とＢ（ｎ－１）またはＢ（ｎ＋１）のどちらかの間に領域がない（Ｂ（ｎ－１）またはＢ（ｎ＋１）の位置がＡ（ｎ）よりＸ軸の負方向側に位置している）場合は、対象となる３枚の板について空隙６（ｎ）を基準とするＸ軸の正方向側の応力配置領域は存在しないものとする。また同様に、Ｂ（ｎ）とＡ（ｎ－１）またはＡ（ｎ＋１）のどちらかの間に領域がない場合は、空隙６（ｎ）を基準とするＸ軸の負方向側の応力配置領域は存在しないものとする。図７Ａにおいては、上記の定義にしたがい決定される、空隙６（ｎ）、６（ｎ＋３）、６（ｎ＋７）を基準とする応力配置領域Ｍ（ｎ）、Ｍ（ｎ＋３）、Ｍ（ｎ＋７）をハッチングを付して示す。接合部６において空隙を形成して対向する鋼板端部からＸ軸方向に板厚の２倍までの領域は上述した端部領域であり、応力配置領域から除かれることから、ハッチングは付されていない。
　上記のように個々の空隙６についてそれぞれ応力配置領域Ｍを設定すると、応力配置領域Ｍ同士が部分的に重なる状況も生ずる。図７Ｂは、図７Ａにおける全ての接合部６について、板厚方向に引張応力が導入された領域が設けられる領域Ｍを説明するための模式図である。例えば図７Ｂのように空隙６がＸ軸方向に周期的に配置されている場合、特定の空隙６（例えば空隙６（ｎ））を基準とする応力配置領域Ｍ（ｎ）は、Ｚ軸方向に隣接する鋼板の空隙６（図７Ｂでは空隙６（ｎ＋１））を基準とする応力配置領域Ｍ（ｎ＋１）とＸ軸方向の範囲が同じとなる部分が生じる。図７Ｂでは、応力配置領域Ｍ同士が部分的に重なった領域にクロスハッチングを付して示している。
　図８Ａは、鋼板の断面を示す模式図であって、応力領域１２がＸ軸方向（巻回方向）に複数設けられた様子を模式的に示す図である。応力領域１２は、鋼板の断面において、Ｘ軸方向に所定の間隔で設けられていてよく、換言すれば、応力領域１２は周期的に設けられていてもよい。したがって、応力領域１２は、応力配置領域Ｍに配置されるが、応力配置領域Ｍ以外の鋼板の全域に配置されていてよい。
　図８Ａにおいて、応力領域１２のＸ軸方向の幅Ｄ（巻回方向の幅）は１．４ｍｍ以下であることが好ましい。幅Ｄは、好ましくは０．３～１．１ｍｍ、さらに好ましくは０．７～１．１ｍｍである。Ｚ軸方向の長さＬ（板厚方向の幅）は、鋼板の板厚をｔとして０．２＊ｔ≦Ｌ＜ｔであることが好ましい。長さＬは、さらに好ましくは０．４＊ｔ≦Ｌ≦０．８＊ｔである。幅Ｄが１．４ｍｍ以上になると磁束の渡りの位置がＸ軸方向に広範囲になりばらつくため鉄損は増加してしまう。また、Ｚ軸方向の長さＬが短すぎると磁束の渡りの効果は享受されない。したがって、幅Ｄと長さＬは上記範囲とするのが好適である。
　応力領域１２の最大応力について、鋼板表面から１０μｍよりも深いところに存在することが望ましい。１０μmよりも浅い領域に存在すると磁束の渡りの際の曲がりが急峻になり、その結果薄電流損が増加して鉄損低減効果が小さくなる。そのため、応力領域１２の最大応力は鋼板表面から１０μｍよりも深いところに存在し、好ましくは３０～８０μｍさらに好ましくは４０～７０μｍに存在する。
　応力領域１２がＸ軸方向に所定の間隔で周期的に設けられる場合、応力領域１２のＸ軸方向の間隔は、それぞれの隣り合う応力領域１２間の相互作用により磁区細分化に影響を及ぼすため、その間隔が大き過ぎる場合は、鉄損を低減する効果が減少する。鉄損を十分に低減するためには、応力領域１２の間隔を１０．０ｍｍ以下とすることが好ましく、７．０ｍｍ以下とすることがさらに好ましい。応力領域１２の間隔は５ｍｍ程度とすることが良好であり、また一方で、応力領域１２は鋼板板面内方向（磁化方向）の磁束にとっては障害ともなり、間隔が狭すぎると鉄損を上昇させる原因にもなるため、応力領域１２のＸ軸方向の間隔は２ｍｍ以上とすることが好ましい。
　図８Ｂは、鋼板の斜視図であって、応力領域１２が巻回方向と交差する方向（図８Ｂでは巻回方向と直交するＹ軸方向）に設けられた様子を模式的に示す図である。図８Ｂに示すように、応力領域１２は、巻回方向と交差する方向に延在し、巻回方向を横断するように設けられていてもよい。また、応力領域１２は、巻回方向と交差する方向において、連続的に設けられていてよく、または所定の間隔で周期的に設けられていてよい。接合部近傍での磁束の渡りをよりスムーズにし、より鉄損の低減を抑制するためには、応力領域１２は、Ｚ軸に沿った方向での視野において、Ｘ軸方向に対して６０～１２０°の角度をなす方向に延在することが好ましい。さらに好ましくは８０～１１０°の角度をなす方向に延在させる。
　本発明において応力領域１２は板厚方向の引張応力が１０ＭＰａ以上である連続した領域と定義している。板厚方向の引張応力が１０ＭＰａ未満では、接合部６の空隙に比べ透磁率の影響が小さいため、引張応力が導入された領域１２を設けることによる効果を十分に得ることができないためである。
　また、応力領域１２において、板厚方向の引張応力の最大値は素材である鋼板の降伏応力以下であることが好ましい。引張応力の最大値が大きくなると、塑性域が増加して、塑性歪による透磁率の低下が著しくなった結果、鉄損は悪化してしまう。一般に、応力状態が弾性域から塑性域に大きく変わる点は素材の降伏応力により規定できる。
　以上の理由から、本実施形態では、応力領域１２における板厚方向の引張応力の最大値は、素材の降伏応力値以下とすることが好ましい。引張応力の最大値は、さらに好ましくは８０～２００ＭＰａである。
　図９Ａおよび図９Ｂは、応力領域１２を設けたことによる効果を説明するための図である。前述のとおり、図９Ａおよび図９Ｂについての説明は、本発明の作用機序についてのひとつの可能性であることを断っておく。図９Ａでは、応力領域１２を設けた場合の磁束の流れを矢印で示している。
　一方、図９Ｂでは、応力領域１２を設けていない場合の磁束の流れを矢印で示している。図９Ｂに示すように、磁束が鋼板から隣接する鋼板へ流れることが「磁束の渡り」である。応力領域１２を設けていない場合、応力領域１２を設けた場合と比較して、磁束が鋼板から隣接する鋼板へ渡り難くなり、鉄損が増加する。図９Ａに示すように、応力領域１２を設けたことにより、磁束が鋼板から隣接する鋼板へ渡り易くなり、鉄損が低下する。
　本発明では上述のように応力領域１２と応力配置領域Ｍを定義する。そして、本発明では応力配置領域Ｍ内に応力領域１２が存在することで発明効果が発揮される。この際、一つの応力領域１２についてそのすべての領域が応力配置領域Ｍ内に存在する必要はなく、一つの応力領域１２の一部でも応力配置領域Ｍに重なっていれば発明効果が発揮される。また、積層された鋼板のうちの一部の鋼板のみであっても、応力領域１２と応力配置領域Ｍが重なっていれば発明効果が発揮される。上記の領域の重複の程度は、Ｚ軸方向に積層厚さの１／２、Ｘ軸方向に積層厚さの１／２となる領域を観察した際に、観察領域内の応力配置領域Ｍの総面積をＰｔｏｔ、応力配置領域Ｍ内の応力領域１２の総面積をＰＭとして、ＰＭ／Ｐｔｏｔが０．１％以上であることが好ましい。０．１％未満では十分な発明効果が得られない。好ましくは２％以上、さらに好ましくは５％以上である。一方、応力領域１２は鋼板板面内方向（磁化方向）の磁束にとっては障害ともなるため、応力配置領域Ｍ内に応力領域１２が過度に存在すると鉄損劣化の原因ともなる。このため、ＰＭ／Ｐｔｏｔは４０％以下、さらに好ましくは３０％以下であることが好ましい形態である。
　本発明ではこの重複の程度を積層された鋼板について、応力配置領域Ｍ内に応力領域１２が存在している鋼板の枚数ＳＭの全積層枚数Ｓｔｏｔに対する割合で規定する。応力配置領域Ｍ内に応力領域１２が存在している鋼板とは、少なくとも１つの応力配置領域Ｍ内に応力領域１２が少なくとも１つ存在している鋼板である。本発明においては、ＳＭ／Ｓｔｏｔが１％以上であることが好ましく、２％以上であることがより好ましい。好ましくは５％以上、さらに好ましくは１０％以上である。もちろん全ての鋼板において応力配置領域Ｍ内に応力領域１２が存在し１００％であることが好ましい形態である。
　応力領域１２は鋼板板面内方向の磁束にとっては障害となり得、鉄損劣化の原因となり得ることから、応力配置領域Ｍ内のみに応力領域１２が設けられており、応力配置領域Ｍ外には応力領域１２が設けられていなくてもよい。すなわち、応力配置領域Ｍのみに引張応力が導入されていてもよい。
　なお、巻鉄心の巻回方向は鋼板の圧延方向であってもよい。また、巻鉄心の巻回方向は鋼板の｛１１０｝＜００１＞方向であってもよい。さらに、図７Ａ，７Ｂ、図８Ａ，８Ｂ、図９Ａ，９Ｂの説明においては、Ｘ軸方向は鋼板の圧延方向であってもよく、鋼板の｛１１０｝＜００１＞方向であってもよい。
　方向性電磁鋼板を製造する方法は、特に限定されず、従来公知の方向性電磁鋼板の製造方法を適宜選択することができる。製造方法の好ましい具体例としては、例えば、Ｃを０．０４～０．１質量％とし、その他は上記方向性電磁鋼板の化学組成を有するスラブを１０００℃以上に加熱して熱間圧延を行った後、必要に応じて熱延板焼鈍を行ない、次いで、１回又は中間焼鈍を挟む２回以上の冷延により冷延鋼板とし、当該冷延鋼板を、例えば湿水素－不活性ガス雰囲気中で７００～９００℃に加熱して脱炭焼鈍し、必要に応じて更に窒化焼鈍し、焼鈍分離剤を塗布した上で、１０００℃程度で仕上げ焼鈍し、９００℃程度で絶縁被膜を形成する方法が挙げられる。
　また、本実施の形態において、以上のような形態を備える方向性電磁鋼板１から構成される巻鉄心は、個別に折り曲げ加工された方向性電磁鋼板１を層状に積み重ねて巻回形状に組み付けることにより形成され、一巻ごとに少なくとも１箇所の接合部６を介して複数枚の方向性電磁鋼板１が互いに接続される。
　本実施形態において、方向性電磁鋼板の板厚内部に板厚方向に対する引張応力を導入する方法は例えば、レーザや電子ビーム等を照射する方法であって、かつ水溶液の粘性率（mPa・s）が２～８になるような媒質中で照射することで、レーザや電子ビームの照射による鋼板の振動が少なくなり、狙いの応力分布が得られやすくなる。粘性率が８を超えると今度は応力を導入し難くなる。水溶液の濃度と温度で粘性率を制御した状況で実施する方法は、適宜条件を調整できるため望ましく、例えば－１０℃～２０℃の温度で濃度４０～６０％のエタノール水溶液を用いる方法は好ましい一例である。
　また、鋼板へ引張応力を導入する時期については、鋼板を圧延方向で切断する前のコイルの時点で引張応力を導入しても良いし、曲げ加工時点で引張応力を導入してもよい。
　以上のような鋼板折り曲げを伴う巻鉄心の製造を可能にする装置が図１０にブロック図で概略的に示されている。図１０は、ユニコアの形態を成す巻鉄心の製造装置７０を概略的に示しており、この製造装置７０は、方向性電磁鋼板１を個別に折り曲げ加工する折り曲げ加工部７１を備えており、また、折り曲げ加工された方向性電磁鋼板１を層状に積み重ねて巻回形状に組み付けることにより、長手方向に平面部４と屈曲部５とが交互に連続する方向性電磁鋼板１が板厚方向に積み重ねられた部分を含む巻回形状の巻鉄心を形成する、組み付け部７２を備えてもよい。
　折り曲げ加工部７１には、方向性電磁鋼板１をロール状に巻き回して形成されたフープ材を保持する鋼板供給部７５から方向性電磁鋼板１が所定の搬送速度で繰り出されることによって供給される。このようにして供給された方向性電磁鋼板１は、折り曲げ加工部７１において、適宜適当なサイズに切断されるとともに、１枚ずつといったように、少数枚毎に個別に折り曲げられる、折り曲げ加工を受ける。
　折り曲げ加工部７１は、引張応力導入部７１ａを備える。引張応力導入部７１ａは、上述した方法により、方向性電磁鋼板１を切断する前、または方向性電磁鋼板１を切断した後の折り曲げ加工時に、方向性電磁鋼板１に引張応力を導入する。
　応力配置領域Ｍのみに引張応力を導入する場合、平面部４と屈曲部５とが交互に連続する方向性電磁鋼板１が板厚方向へ積み重ねられる際の、個々の方向性電磁鋼板１の予定位置に基づいて、個々の方向性電磁鋼板１における応力配置領域Ｍは設計上で定まる。このため、個々の方向性電磁鋼板１において、設計上で応力配置領域Ｍとなる想定位置にレーザや電子ビーム等を照射することで、応力配置領域Ｍのみに引張応力を導入することが可能である。
　こうして得られた方向性電磁鋼板１では、折り曲げ加工で生じる屈曲部５の曲率半径が極めて小さくなるため、折り曲げ加工によって方向性電磁鋼板１に付与される加工歪は極めて小さいものとなる。このように、加工歪の密度が大きくなると想定される一方で、加工歪の影響がある体積を小さくすることができれば、焼鈍工程を省くことができる。
　本開示は、上述した実施形態に限定されるものではない。上述した実施形態は例示であり、本開示の特許請求の範囲に記載された技術的思想と実質的に同一な構成を有し、同様の作用効果を奏するものは、いかなるものであっても本開示の技術的範囲に包含される。
　以下、実施例を例示して、本開示を具体的に説明する。なお、実施例の条件は、本開示の実施可能性および効果を確認するために採用した一例であり、本開示は実施例の条件に限定されるものではない。本開示は、その要旨を逸脱せず、その目的を達成する限りにおいて、種々の条件を採用し得るものである。
　本実施例では、鋼板に引張応力を導入する方法として、レーザを照射する方法を用いる。先ず、３℃～1５℃程度の温度のエタノール中で鋼板にレーザを照射し、鋼板に引張応力を導入した。また、空気中において、２４℃の水中において、２４℃のエタノール中において、それぞれレーザを照射し、鋼板に引張応力を導入した。
　このとき、ビーム径は全ての条件において１５０μｍとして出力を適宜調節し、予め接合部６に該当する鋼板箇所にレーザを照射した。
　このようにして得られた鋼板Ａ、Ｂ、Ｃ、Ｄ、Ｄ－２、Ｅ、Ｆ、Ｇ、Ｈ、Ｉ、Ｊ、Ｋ、Ｌ、Ｍ、Ｍ－２、Ｍ－３、Ｍ－４、Ｎ、Ｏ、Ｐ、Ｑ、Ｒ、Ｓ、Ｔ、Ｕ、Ｖ、Ｗ、Ｚ、ＡＡ、ＢＢ、ＣＣ、ＣＣ－２、ＣＣ－３、ＣＣ－４、ＣＣ－５、ＣＣ－６、ＤＤ、ＥＥ、ＦＦ、ＧＧを以下の表１に示す。
　そして、表１に示す鋼板から巻鉄心を作成した。巻鉄心の詳細な寸法を図１１および表２に示す。なお、表２のラップ長は、Ｘ軸方向で隣接する２つの接合部６の距離（例えば、図７Ａに示した空隙６（ｎ）のＸ軸の正方向側の端部から空隙６（ｎ－１）のＸ軸の負方向側の端部までの長さ）を示す。また、ステップ数は接合部６がＸ軸方向において周期的にずれた鋼板枚数（図７Ａでは“６”）である。
　そして、作成した巻鉄心の鉄損の評価を行った。結果を以下の表３に示す。
　表３の評価では、５０Ｈｚ、磁束密度１．７Ｔにおける鉄損を励磁電流法により測定した。１０ＭＰａ以上の引張応力が導入された試験Ｎｏ．８～５５の鉄損比が低く、１０ＭＰａ未満の引張応力が導入された試験Ｎｏ．１～７の鉄損比が高い結果が得られた。表１および表３に示すように、板厚方向に１０ＭＰａ以上の引張応力が導入された鋼板Ｂ、Ｃ、Ｄ、Ｄ－２、Ｅ、Ｆ、Ｇ、Ｈ、Ｉ、Ｊ、Ｋ、Ｌ、Ｍ、Ｍ－２、Ｍ－３、Ｍ－４、Ｎ、Ｏ、Ｐ、Ｑ、Ｒ、Ｓ、Ｔ、Ｕ、Ｖ、Ｗ、Ｚ、ＡＡ、ＢＢ、ＣＣ、ＣＣ－２、ＣＣ－３、ＣＣ－４、ＣＣ－５、ＣＣ－６、ＤＤ、ＥＥ、ＦＦ、ＧＧでは、鉄損比が１．１４以下であった。一方、板厚方向に１０ＭＰａ以上の引張応力が導入されていない鋼板Ａでは、鉄損比が１．１４を超えた。
　また、表３に示すように、ＳＭ／Ｓｔｏｔが２％以上である発明例は、ＳＭ／Ｓｔｏｔが２％未満である発明例に比べて鉄損比が低く、ＳＭ／Ｓｔｏｔの増加に伴い鉄損比は顕著に低下した。
　また、表３に示すように、ＰＭ／Ｐｔｏｔが０．１％以上である発明例は、ＰＭ／Ｐｔｏｔが０．１％未満である発明例に比べて鉄損比が低く、ＰＭ／Ｐｔｏｔの増加に伴い鉄損比は顕著に低下した。
　１　　方向性電磁鋼板
　２　　積層構造
　３　　コーナー部
　４，４ａ　　平面部
　５　　屈曲部
　６　　接合部
　１０　　巻鉄心
　１２　　領域
　１５　　中空部
　７０　　製造装置
　７１　　加工部
　７１ａ　　引張応力導入部
　７２　　組み付け部
　７５　　鋼板供給部

Claims (14)

  1. 　折り曲げられた鋼板を積層してなる巻回形状の巻鉄心であって、
    　前記巻鉄心は、前記鋼板の面に沿った方向から前記巻回形状を見た側面視において、平面部と、前記平面部に隣接するコーナー部とをそれぞれ四つ有することにより、
    中心に中空部を有する矩形形状に形成され、
    　前記鋼板は一層毎に巻回方向の端部同士が突合せられた接合部を少なくとも１つ有し、
    　一層毎の前記鋼板の前記接合部において鋼板の相対する端部の間に空隙が存在し、
    　前記鋼板の面と直交し且つ前記巻回方向に沿った断面において、任意の鋼板の前記空隙と前記任意の鋼板に隣接して積層された鋼板の前記空隙との位置関係に応じて規定される所定領域において、１箇所または複数箇所に鋼板の板厚方向に１０ＭＰａ以上の引張応力が導入された、巻鉄心。
  2. 　一層毎の前記鋼板の前記接合部は前記平面部に配置され、各層の前記鋼板の前記接合部は前記平面部の延在する方向において周期的にずれて配置された、請求項１に記載の巻鉄心。
  3. 　鋼板が積層された巻鉄心において、前記所定領域内に前記板厚方向の引張応力が導入されている鋼板の枚数をＳＭ、全積層枚数をＳｔｏｔとしたとき、ＳＭ／Ｓｔｏｔが１％以上である、請求項１又は２に記載の巻鉄心。
  4. 　鋼板が積層された巻鉄心において、前記所定領域内に前記板厚方向の引張応力が導入されている領域の面積をＰＭ、前記所定領域の総面積をＰｔｏｔとしたとき、ＰＭ／Ｐｔｏｔが０．１％以上である、請求項１又は２に記載の巻鉄心。
  5. 　前記引張応力は、その最大値が前記鋼板の降伏応力以下である、請求項１又は２に記載の巻鉄心。
  6. 　前記鋼板の面と直交し且つ前記巻回方向に沿った前記断面において、前記引張応力が導入された領域は、一つの該領域の前記巻回方向の幅が１．４ｍｍ以下であることを特徴とする、請求項１又は２に記載の巻鉄心。
  7. 　前記鋼板の面と直交し且つ前記巻回方向に沿った前記断面において、前記引張応力が導入された領域は、一つの該領域の板厚方向長さが板厚の０．２倍以上１倍以下であることを特徴とする、請求項１又は２に記載の巻鉄心。
  8. 　前記鋼板の面と直交し且つ前記巻回方向に沿った前記断面において、前記引張応力が導入された領域について、前記巻回方向に隣接する該領域同士の間隔が２ｍｍ以上１０ｍｍ以下である、請求項１又は２に記載の巻鉄心。
  9. 　前記引張応力が導入された領域について、前記引張応力が最大となる点が素材の鋼板表面から１０μｍより深くに存在することを特徴とする請求項１又は２に記載の巻鉄心。
  10. 　前記引張応力が導入された領域は、前記鋼板の前記巻回方向と交差する方向に連続的または所定間隔で延在し、前記巻回方向を横断するように設けられる、請求項１又は２に記載の巻鉄心。
  11. 　前記巻回方向は前記鋼板の｛１１０｝＜００１＞方向と一致する、請求項１又は２に記載の巻鉄心。
  12. 　前記巻回方向は前記鋼板の圧延方向と一致する、請求項１又は２に記載の巻鉄心。
  13. 　前記鋼板の面と直交し且つ前記巻回方向に沿った前記断面において、前記所定領域のみに前記引張応力が導入された、請求項１又は２に記載の巻鉄心。
  14. 　請求項１又は２に記載の巻鉄心の製造方法であって、
    　鋼板を折り曲げ加工する工程と、
    　鋼板を切断する工程と、
    　折り曲げられ、且つ切断された前記鋼板を層状に積み重ね、巻回方向の端部同士を突き合わせて巻回形状に組み付ける工程と、
    　前記端部の近傍において、又は切断前の前記端部となる位置の近傍において、板厚方向に引張応力を導入する工程と、
    　を備える、巻鉄心の製造方法。
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Patent Citations (3)

* Cited by examiner, † Cited by third party
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JP2008127632A (ja) 2006-11-21 2008-06-05 Nippon Steel Corp 低鉄損一方向性電磁鋼板
WO2022092096A1 (ja) * 2020-10-26 2022-05-05 日本製鉄株式会社 巻鉄心、巻鉄心の製造方法及び巻鉄心製造装置
JP2022078444A (ja) 2020-11-13 2022-05-25 Ｊｆｅスチール株式会社 巻鉄心

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* Cited by examiner, † Cited by third party
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