CN111670480B - 方向性电磁钢板及使用其而成的变压器的叠铁芯以及叠铁芯的制造方法 - Google Patents

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Abstract

本发明提供在用于变压器的叠铁芯的情况下变压器铁损减小效果优异的方向性电磁钢板。用于变压器的叠铁芯的方向性电磁钢板，该钢板的板厚t与对该钢板实施了以下述式(1)定义的椭圆磁化的情况下的铁损劣化率满足下述关系。在板厚t≤0.20mm的情况下，铁损劣化率为85％以下，在0.20mm＜板厚t＜0.27mm的情况下，铁损劣化率为80％以下，在0.27mm≤板厚t的情况下，铁损劣化率为75％以下。(实施了椭圆磁化的情况下的铁损劣化率)＝((WA‑WB)/WB)×100 (1)。其中，在式(1)中，WA为实施了RD方向(轧制方向)为1.7T、TD方向(与轧制方向垂直的方向)为1.0T的50Hz椭圆磁化的情况下的铁损，WB为实施了RD方向为1.7T的50Hz交变磁化的情况下的铁损。

Description

方向性电磁钢板及使用其而成的变压器的叠铁芯以及叠铁芯 的制造方法
技术领域
本发明涉及变压器的叠铁芯中使用的方向性电磁钢板及使用其而成的变压器的叠铁芯以及叠铁芯的制造方法。
背景技术
对于具有下述结晶组织、即在作为铁的易磁化轴的＜001＞取向与钢板的轧制方向高度一致的结晶组织的方向性电磁钢板而言，其特别是作为电力用变压器的铁芯材料使用。变压器按其铁芯构造大致分为叠铁芯变压器和卷铁芯变压器。叠铁芯变压器通过将切割为规定形状的钢板层叠而形成铁芯。另一方面，卷铁芯变压器将钢板卷绕重叠而形成铁芯。在大型变压器中，目前大多专门使用叠铁芯变压器。针对变压器铁芯存在多种要求，铁损小尤为重要。
基于该观点，关于作为铁芯材料的方向性电磁钢板所要求的特性，铁损值小是重要的。另外，为了减小变压器中的励磁电流以减小铜损，还需要磁通密度高。该磁通密度以磁化力为800A/m时的磁通密度B8(T)来评价，通常，向高斯取向的取向集聚度越高，则B8越大。磁通密度大的电磁钢板通常磁滞损耗小，铁损特性方面也优异。另外，为了减小铁损，重要的是使钢板中的二次再结晶晶粒的晶体取向与高斯取向高度一致、减少钢成分中的杂质。但是，晶体取向的控制、杂质的减少存在限度，因此开发了采用物理方法在钢板的表面引入不均匀性、对磁畴的宽度进行细分化以减小铁损的技术、即磁畴细分化技术。例如，在专利文献1中提出了下述技术：向最终制品板照射激光，在钢板表层引入高位错密度区域，从而缩窄磁畴宽度以减小铁损。在专利文献2中，提出了通过照射电子束来控制磁畴宽度的技术。
为了减小变压器铁损，通常，考虑减小作为铁芯材料的方向性电磁钢板的铁损(材料铁损(material iron loss))即可。但是，对于变压器铁芯、特别是具有3脚或5脚的方向性电磁钢板的三相励磁的卷铁芯变压器而言，已知变压器中的铁损变得大于材料铁损。通常，将作为变压器的铁芯使用电磁钢板的情况下的铁损值(变压器铁损(transformer ironloss))除以通过爱普斯坦试验(Epstein test)获得的材料的铁损值而得的值称为构建因子(BF、building factor)或破坏因子(DF、destruction factor)。也就是说，在具有3脚或5脚的三相励磁的卷铁芯变压器中，BF通常超过1。
此外，关于叠铁芯变压器，还被指出，铁芯材料的铁损减小未必会导致变压器的铁损减小。特别是，在使用B8为1.88T以上的向高斯取向的集聚度高的材料(高取向性方向性电磁钢板：HGO)的叠铁芯中，已知还存在虽然材料的磁特性良好，但变压器自身的磁特性反而劣化的情况。这表明，即使制造出磁特性优异的方向性电磁钢板，其也未被完全用于变压器的实机特性。另外，对于材料的磁通密度B8以外的特性，也由于钢板被膜的张力的大小、磁畴细分化处理的有无等多种特性变化而使得BF变化。另外，变压器铁芯的形状、层叠搭接方式的差异也会导致BF变化、变压器的铁损变化。
作为通常的理解，作为层叠变压器中的变压器铁损相比于材料铁损的铁损值增加的要因，推定主要为以下三点：i)由铁芯内产生的磁通波形失真引起的铁损增量、ii)由铁芯内产生的旋转磁通引起的铁损增量、iii)由因铁芯接合部处的磁通穿越(magnetic fluxtransfer)而产生的面内涡流损耗增加等引起的铁损增加。
所谓磁通波形失真，是指铁芯局部的磁通密度波形相对于经励磁的正弦波波形的磁通密度而言变形。图1中示出变压器铁芯内产生的磁通波形失真的一例。在磁通密度变形的情况下，一定时间内磁通密度的时间变化与正弦波波形的情况相比变得陡峭，因磁通密度变化而产生的涡电流也变大。其结果，在磁通密度波形失真的情况下，一个周期的涡流损耗相比于正弦波波形也变大。
所谓旋转磁通，是指磁通的方向朝向励磁方向(在方向性电磁钢板中为轧制方向)以外的其他方向。图2中示出铁芯变压器内的磁通流动的基于实测的示意图。在T接合部附近，磁通还朝向轧制方向(RD，其作为易磁化方向)以外的其他方向。在这样的情况下，与仅轧制方向的磁通被励磁的情况相比，铁损变大。
在变压器铁芯中，如图3所示，存在使钢板与钢板搭接接合的接合部。在该搭接接合的部分，由于发生磁通沿垂直于钢板面的方向穿越等复杂的磁化行为，因此磁阻变大。由在面内方向发生磁化引起的面内涡流损耗的增加、以及前述的磁通波形失真、旋转磁通在接合部处也很大，同样地成为铁损增加的原因。
基于以上的有关变压器铁损增加要因的定性理解，作为减小变压器铁损的对策，例如提出以下方案。
在专利文献3中，指出了磁通波形失真在中央脚处大的情况，并公开了通过使中央脚部的铁损小于其他部分来有效减小变压器铁损。在专利文献4中，指出在磁通密度B8大的材料中，在T形接合部处旋转磁通变大，并公开了通过在这样的产生旋转磁通的部分实施表面加工来有效减小变压器铁损的技术。在专利文献5中，揭示了铁芯接合部处的搭接量对变压器铁损产生影响的相关关系，并公开了通过对搭接量进行优化来减小变压器铁损。
现有技术文献
专利文献
专利文献1：日本特公昭57-2252号公报
专利文献2：日本特公平6-72266号公报
专利文献3：日本特开昭54-84229号公报
专利文献4：日本专利第2757724号公报
专利文献5：日本特开平1-283912号公报
专利文献6：日本专利第5750820号公报
非专利文献
非专利文献1：川崎制铁技术报，Vol.29、No3、P159-163(1997)
非专利文献2：电气学会论文志D，130卷9号、P1087-1093(2010)
非专利文献3：电气学会磁学研究会资料、MAG-04-224、P27-31(2004)
发明内容
发明要解决的课题
为了减少专利文献3～5中公开的i)磁通波形失真、ii)旋转磁通、iii)铁芯接合部处的铁损增加，在某个特定的变压器设计中利用一种方法针对铁损要因采取对策，但在其他设计中，铁损增减的主因为其他要因，存在上述铁损减小对策不适用的情况。另外，即使使用上述方法实现了充分的铁损减小，但在上述设计方法中，为了减小中央脚部的铁损而仅在中央脚设置其他钢板、对T形接合部实施表面加工、对搭接量进行优化等，将显著降低变压器的制造性。
本发明目的在于，提供一种在用于变压器的叠铁芯的情况下变压器铁损的减小效果优异的方向性电磁钢板。另外，本发明目的在于，提供使用前述方向性电磁钢板的变压器的叠铁芯及其制造方法。
用于解决课题的手段
本申请的发明人详细调查了作为变压器铁损的主要增减要因的i)磁通波形失真、ii)旋转磁通、iii)铁芯接合部处的铁损增加中的各项由于何种材料因子而增减。
关于磁通波形失真、旋转磁通，通过使用探针法(非专利文献1)对励磁中的变压器铁芯内的局部磁通进行测定来进行调查。使用板厚为0.23mm、磁化力为800A/m时的磁通密度B8＝1.92T的方向性电磁钢板(实施了线状应变引入磁畴细分化处理)，制作图4所示的三相层叠变压器铁芯，在50Hz、1.7T的三相励磁中的铁芯的整个面上，以5mm间距在两个方向上测定在探针间产生的电动势，得到二维的时间磁通密度波形。需要说明的是，图4所示的三相层叠变压器铁芯具有层叠厚度为15mm、5层阶梯搭接、1层搭接量2mm的形状。
其结果，磁通波形失真在脚部、磁轭部的宽度方向端部较大。进一步详细观察，如图1所示，发现失真的波形相对于正弦波成为梯形。作为通常的理解，作为表示磁通波形的失真度的指标，存在由以下的式(3)定义的波形率，若该波形率变大，则该部位的铁损增加变大。
[数学式1]
Figure BDA0002610190760000051
其中，(dB/dt)是指将局部磁通密度B(T)以时间t(秒)进行微分而得的值，(dB/dt)rms是指(dB/dt)的均方根的值，(dB/dt)ave是指(dB/dt)的简单平均的值。
另外，得到了旋转磁通在脚部及磁轭部的宽度方向中央部、T接合部附近较大这样的与以往见解相同的结果。此外，还发现在这样的部分，在轧制方向和与轧制方向垂直的方向上磁通密度变得最大的瞬间的相位偏离90°，成为所谓的椭圆磁化。与轧制方向垂直的方向的最大磁通密度越大，该部位的铁损增加越大。与轧制方向垂直的方向的最大磁通密度认为是铁芯内产生的旋转磁通的大小的指标。
接下来，关于铁芯接合部处的铁损增加进行了研究。由接合部搭接产生的磁通穿越无法通过基于探针法的面内磁化的评价来测定。因而，在非专利文献2记载的方法中，在接合部蒸镀探察线圈(search coil)来计测由接合部搭接产生的磁通穿越密度。此外，关于该部分的铁损，通过专利文献6中公开的使用红外线相机的局部铁损测定进行调查。在探察线圈测定中，在搭接部计测到最大0.14T的磁通穿越密度，与之对应，在接合部处，与方向性电磁钢板的材料铁损相比，接合部的铁损平均增大0.4W/kg。
此外，使用图4的铁芯形状，针对磁化力为800A/m时的磁通密度B8为1.91T的厚度为0.20mm、0.23mm、0.27mm的方向性电磁钢板，将搭接接合量改变为1～3mm来制作变压器铁芯，在50Hz、1.7T的三相励磁中，在接合部处使用探察线圈得到变压器内的磁化状态，利用使用前述的探针法对接合部搭接紧上方的铁损、变压器铁芯中的铁损、BF进行了调查。根据变压器内的磁化状态结果，作为波形失真度的指标计算将各测定部位的波形率取平均的值、作为旋转磁通的指标计算将各测定部位的与轧制方向垂直的方向的最大磁通密度取平均的值、通过探察线圈测定而测定到的一个励磁周期中的磁通穿越密度的最大值。将结果示于表1。
[表1]
Figure BDA0002610190760000071
搭接接合量越窄、板厚越厚，则变压器铁损及BF(＝变压器铁损/材料铁损)越大。此外，关于波形率、与轧制方向垂直的方向的最大磁通密度、磁通穿越密度、接合部紧上方的铁损，也是搭接接合量越窄、板厚越厚则越大。关于其原因，根据穿越接合部的Gap(间隙)的磁通密度如下考虑。
将基于非专利文献2推定的接合部处的磁通流动示意性示于图5。对于到达接合部的磁通，若假定没有朝向钢板外的漏磁通，则将接合部分为(A)(朝向面外方向穿越搭接部的)磁通穿越、(B)(从层叠钢板的搭接部以外的层间穿越的)层间磁通、(C)从(钢板间的)Gap穿越的磁通(在图5中，到达接合部的磁通＝(A)磁通穿越+(B)层间磁通+(C)穿越Gap的磁通)。搭接接合量越窄则搭接部的面积越小，因此(A)磁通穿越变小。另外，同样地，板厚越厚则铁芯内的相同层叠高度中的层叠张数越少，与之相伴，则搭接部的面积相对于接合部体积越小，因此(A)磁通穿越越小。关于(B)层间磁通，在阶梯搭接接合处，根据其对称性，为(A)磁通穿越的一半左右(在搭接接合处考虑磁通的对称性，则(B)层间磁通＝(A)磁通穿越×1/2、(C)穿越Gap的磁通＝到达接合部的磁通-(A)磁通穿越×3/2)。由此，若搭接接合量越窄、板厚越厚、(A)磁通穿越越小，则(C)穿越Gap的磁通必然越大。能够根据图5中的算式和接合部面积计算(C)穿越Gap的磁通。此外，将该值除以接合Gap的截面积，计算穿越Gap的磁通密度。图6中示出穿越Gap的磁通密度与BF的关系。本申请的发明人新发现穿越Gap的磁通密度与BF存在非常良好的相关关系。
关于该相关关系，从接合部的磁阻的观点如下考虑。Gap部的间隙虽然也有赖于组装的精度，但通常大于层叠方向的钢板彼此的间隙(≒电磁钢板的表面被膜厚度(～数μm))，因此认为(C)穿越Gap的磁通的磁阻与(A)磁通穿越及(B)层间磁通的磁阻相比变大。由此认为，若穿越Gap的磁通密度变大，则接合部处的磁阻变大。若接合部处的磁阻增加，则直接导致接合部处的铁损增加变大，与此同时，基于以下的逻辑推定铁芯内的磁通波形失真(波形率)和旋转磁通(与轧制方向垂直的方向的最大磁通密度)也变大。认为磁通波形失真(波形率)和旋转磁通(与轧制方向垂直的方向的最大磁通密度)变大时，则与该变大的量相应地分别引起铁损增加，结果变压器铁损及BF增加。
图7中示出三相三脚铁芯内的某个瞬间(U脚、V脚被励磁且W脚未被励磁的瞬间)的磁通流动的示意图。不仅在U脚、V脚间产生磁通流动，未被励磁的W脚中也发生磁通流入。该现象在将方向性电磁钢板这样的透磁率的各向异性大的材料作为铁芯使用的情况下显著。例如，图7考虑了将方向性电磁钢板的易磁化方向RD(轧制方向)设为长边的铁芯，但由于磁通容易在RD上流通，因此W脚中也有磁通流入。另外，接合部的磁阻也与磁通向该励磁脚以外的其他脚的流入相关联。在接合部的磁阻大的情况下，由于作为主磁通流动的U、V脚间的磁通流动被抑制，因此向W脚的磁通流入变大。对于磁轭中央部处的朝向与轧制方向垂直的方向的旋转磁通而言，其是因向励磁脚以外的其他脚流入的磁通的迂回而产生的，因此认为，若向励磁脚以外的其他脚的磁通流入变大，则磁轭中央部的与轧制方向垂直的方向的最大磁通密度也变大。此外，关于向未被励磁的W脚的磁通流入，由于对应于该流入的部分而在脚端部处使磁通波形失真，因此波形率也变大。也就是说，若接合部的磁阻大，则推定磁通波形失真(波形率)和旋转磁通(与轧制方向垂直的方向的最大磁通密度)变大。
基于上述实验事实，发现为了减小层叠变压器中的铁损及BF，减小穿越Gap的磁通密度是非常重要的。此外，为了减小穿越Gap的磁通密度，认为重要的是，增大从搭接部穿越的磁通量。为了增大从搭接部穿越的磁通量，考虑下述对策：采用增大搭接量以增加搭接部面积的这样的变压器铁芯的设计来应对、或减小板厚以使搭接部位增多而使接合部单位体积的搭接部面积增大、或者使用搭接部的磁通穿越的透磁率大的材料。在本发明中，试图与变压器铁芯的设计无关地制造铁损特性优异的变压器，在考虑板厚的影响的基础上，对制成变压器铁芯时的搭接部的磁通穿越的透磁率变大的材料进行了探索。
关于多种材料的材料磁特性与从接合部处的搭接部穿越的磁通密度的关系进行了调查。在调查中，与前述实验同样地，使用多种方向性电磁钢板制作图4的设计(搭接量为2mm)的变压器铁芯，使用探察线圈测定从搭接部穿越的磁通密度。此外，基于Epstein试验、SST试验(电磁钢板单板磁特性试验)，对方向性电磁钢板的作为易磁化方向的轧制方向进行基于单轴磁化的评价、使用非专利文献3所示的二维磁测定装置进行基于二轴磁化的评价，关于多种励磁条件下的磁特性与从搭接部穿越的磁通密度的相关性进行了调查。由此，发现对作为材料的方向性电磁钢板实施由以下的式(1)定义的椭圆磁化的情况下的铁损劣化率与使用该方向性电磁钢板所制作的变压器铁芯的从搭接部穿越的磁通密度的关联良好。
(实施了椭圆磁化的情况下的铁损劣化率)＝((WA-WB)/WB)×100(1)
其中，在式(1)中，WA为实施了RD方向(轧制方向)为1.7T、TD方向(与轧制方向垂直的方向)为1.0T的50Hz椭圆磁化的情况下的铁损，WB为实施了RD方向为1.7T的50Hz交变磁化的情况下的铁损。
关于方向性电磁钢板(材料)，在图8中示出0.18mm厚的材料的结果，在图9中示出0.20mm厚的材料的结果，在图10中示出0.23mm厚的材料的结果，在图11中示出0.27mm厚的材料的结果，在图12中示出0.30mm厚的材料的结果。对于任一板厚，均随着对构成铁芯的方向性电磁钢板实施了椭圆磁化的情况下的铁损劣化率变大，而使得铁芯中的从搭接部穿越的磁通密度减少。特别是，对于0.18mm厚的材料、0.20mm厚的材料，在实施了椭圆磁化的情况下的铁损劣化率大于85％的情况下，从搭接部穿越的磁通密度的减少显著，对于0.23mm厚的材料，在铁损劣化率大于80％的情况下，从搭接部穿越的磁通密度的减少显著，对于0.27mm厚的材料、0.30mm厚的材料，在铁损劣化率大于75％的情况下，从搭接部穿越的磁通密度的减少显著。如前所述，若从搭接部穿越的磁通密度减少，则对于变压器铁损不利的穿越Gap的磁通密度变大，因此不适合。
关于实施了椭圆磁化的情况下的铁损劣化率与从搭接部穿越的磁通密度相关联的理由，虽尚无定论，但本申请的发明人认为如下。在磁通朝向面外方向穿越的情况下，在钢板面彼此的界面上产生磁极，其结果，静磁能(magnetostatic energy)变得非常大，因此磁化状态以使静磁能减小而在面外方向上产生反磁场的方式发生变化。具体来说，推定发生钢板内的柳叶刀磁畴构造的增加、晶界处的反磁场产生、磁畴细分化的材料中由应变引入部诱发的闭合磁畴的增加等。认为由于这样的磁化状态的变化，从搭接部穿越的磁通密度减少。另一方面，在面内方向的椭圆磁化中，存在磁化朝向作为难磁化方向的＜111＞方向的瞬间。在进行RD方向：1.7T、TD方向：1.0T这样的大的椭圆磁化励磁的情况下，在主磁畴的磁化方向在钢板面内从易磁化方向向难磁化方向旋转的瞬间，磁各向异性能量变得非常大，因此磁化状态以产生反磁场而使其减小的方式变化。这些也与朝向面外方向的穿越磁通的情况同样地，发生钢板内的柳叶刀磁畴构造的增加、晶界处的反磁场产生、磁畴细分化的材料中由应变引入部诱发的闭合磁畴的增加等。基于以上内容，椭圆磁化中的铁损与仅向易磁化方向的交变磁化中的铁损相比，铁损大幅度增加。也就是说，关于实施了椭圆磁化的情况下的铁损劣化率和从搭接部穿越的磁通密度的变化，推定由于相同反磁场的生成的变化要因而存在关联。
基于以上考虑，关于从搭接部穿越的磁通密度、或者实施了椭圆磁化的情况下的铁损劣化率，考虑能够将钢板内的柳叶刀磁畴构造的增加、晶界处的反磁场产生、磁畴细分化材料中由应变引入部诱发的闭合磁畴的增加这些要因参数化，从而推定其大小。具体来说，
(i)表示钢板内的柳叶刀磁畴量的参数：Sinβ
β：二次再结晶晶粒的平均β角(°)
若二次再结晶晶粒的平均β角变大，则认为静磁能与Sinβ成比例地增加，柳叶刀磁畴量增加以使静磁能减小。
(ii)晶界处的反磁场产生：4t/R
t：钢板板厚(mm)
R：二次再结晶晶粒直径(mm)
认为晶界处产生的反磁场对应于钢板面单位面积的晶界面积比例4t/R而变大。
(iii)由应变引入部诱发的闭合磁畴的增加：
Figure BDA0002610190760000121
w：闭合磁畴宽度(μm)
a：沿与轧制方向交叉的方向延伸的多个直线状的应变的间隔(mm)
在闭合磁畴增加至静磁场状态下的闭合磁畴宽度的情况下，钢板面单位面积的闭合磁畴面积比例成为(w/a)×10-3。认为由闭合磁畴产生的反磁场与之对应而以与w/a/√2成比例的方式变大。
利用将3个要因相加而成的Sinβ+4t/R+(w/a/√2)×10-3这一参数，针对0.18mm厚～0.30mm厚的多种材料要因不同的材料，对实施了椭圆磁化的情况下的铁损劣化率进行整理。将材料要因和测定结果汇总示于表2，将本发明参数[Sinβ+4t/R+(w/a/√2)×10-3]与铁损劣化率的关系汇总于图13。如图13所示，随着本发明参数变大，则实施了椭圆磁化的情况下的铁损劣化率减少。此外发现，为了使各板厚的从搭接部穿越的磁通密度落入适合的范围并满足铁损劣化率范围，本发明参数为0.080以上。
另外，如前所述，在使用磁化力为800A/m时的磁通密度B8大、即向高斯取向的集聚度高的材料的叠铁芯中，即使材料的磁特性良好，也存在变压器自身的磁特性反而劣化的情况。特别是在使用B8为1.94T以上的高斯取向集聚度非常高的方向性电磁钢板的叠铁芯中，如专利文献4所指出，在T形接合部处，旋转磁通变大。B8大的情况下对材料中的低铁损化有利，但大多情况下，BF变大，通常不会有助于变压器中的低铁损化。
此外，B8大的高斯取向集聚度非常高的材料存在二次再结晶晶粒变得粗大的倾向，还存在二次再结晶晶粒直径R变得粗大而达到40mm以上的情况。由此，晶界处的反磁场产生变小，按照上述方式实施了椭圆磁化的情况下的铁损劣化率变大，结果BF变大。
另一方面，通过将本发明参数控制为0.080以上的范围，从而即使在B8为1.94T以上、二次再结晶晶粒直径R为40mm以上的情况下，也能够将BF抑制得很小。结果能够提供B8为1.94T以上、二次再结晶晶粒直径R为40mm以上、且通过将本发明参数控制为0.080以上的范围而使得材料的磁特性(铁损)非常小、BF也很小、变压器中铁损变得非常低的方向性电磁钢板。
[表2]
Figure BDA0002610190760000141
*1
Figure BDA0002610190760000142
下划线表示不满足本发明参数。
*2实施了RD方向为1.7T的50Hz交变磁化的情况下的铁损
*3实施了RD方向为1.7T、TD方向为1.0T的50Hz椭圆磁化的情况下的铁损
*4((WA-WB)/WB)×100实施了椭圆磁化的情况下的铁损劣化率：下划线表示在本发明的范围外。
基于以上的理解完成了本发明。即，本发明具备以下构成。
[1]方向性电磁钢板，其用于变压器的叠铁芯，该钢板的板厚t与对该钢板实施了由下述式(1)定义的椭圆磁化的情况下的铁损劣化率满足下述关系：
在板厚t≤0.20mm的情况下，铁损劣化率为85％以下，
在0.20mm＜板厚t＜0.27mm的情况下，铁损劣化率为80％以下，
在0.27mm≤板厚t的情况下，铁损劣化率为75％以下，
(实施了椭圆磁化的情况下的铁损劣化率)＝((WA-WB)/WB)×100 (1)
其中，在式(1)中，WA为实施了RD方向(轧制方向)为1.7T、TD方向(与轧制方向垂直的方向)为1.0T的50Hz椭圆磁化的情况下的铁损，WB为实施了RD方向为1.7T的50Hz交变磁化的情况下的铁损。
[2]根据[1]所述的方向性电磁钢板，其中，在该钢板表面形成有沿与轧制方向交叉的方向延伸的多个直线状的应变，
因所述应变而形成的闭合磁畴宽度w、该钢板的二次再结晶晶粒直径R与该钢板的二次再结晶晶粒的平均β角之间的关系满足下述式(2)的关系。
[数学式2]
Figure BDA0002610190760000151
其中，在式(2)中，
β：二次再结晶晶粒的平均β角(°)
t：钢板板厚(mm)
R：二次再结晶晶粒直径(mm)
w：闭合磁畴宽度(μm)
a：沿与轧制方向交叉的方向延伸的多个直线状的应变的间隔(mm)。
[3]根据[1]或[2]所述的方向性电磁钢板，其磁化力为800A/m时的磁通密度B8为1.94T以上，且二次再结晶晶粒直径R为40mm以上。
[4]变压器的叠铁芯，其是使用上述[1]～[3]中任一项所述的方向性电磁钢板而成的。
[5]叠铁芯的制造方法，其为使构建因子减小的叠铁芯变压器的叠铁芯的制造方法，所述构建因子是将叠铁芯变压器的铁损值除以作为该叠铁芯的材料的方向性电磁钢板的铁损值而求出的，所述制造方法中，
在将方向性电磁钢板层叠以制成叠铁芯时，作为该钢板，使用该钢板的板厚t与对该钢板实施了以下述式(1)定义的椭圆磁化的情况下的铁损劣化率满足下述关系的方向性电磁钢板：
在板厚t≤0.20mm的情况下，铁损劣化率为85％以下，
在0.20mm＜板厚t＜0.27mm的情况下，铁损劣化率为80％以下
在0.27mm≤板厚t的情况下，铁损劣化率为75％以下，
(实施了椭圆磁化的情况下的铁损劣化率)＝((WA-WB)/WB)×100 (1)
其中，在式(1)中，WA为实施了RD方向(轧制方向)为1.7T、TD方向(与轧制方向垂直的方向)为1.0T的50Hz椭圆磁化的情况下的铁损，WB为实施了RD方向为1.7T的50Hz交变磁化的情况下的铁损。
[6]根据[5]所述的叠铁芯的制造方法，其中，在该钢板表面形成沿与轧制方向交叉的方向延伸的多个直线状的应变，
因所述应变而形成的闭合磁畴宽度w、该钢板的二次再结晶晶粒直径R与该钢板的二次再结晶晶粒的平均β角之间的关系满足下述式(2)的关系。
[数学式3]
Figure BDA0002610190760000161
其中，在式(2)中，
β：二次再结晶晶粒的平均β角(°)
t：钢板板厚(mm)
R：二次再结晶晶粒直径(mm)
w：闭合磁畴宽度(μm)
a：沿与轧制方向交叉的方向延伸的多个直线状的应变的间隔(mm)。
[7]根据[5]或[6]所述的叠铁芯的制造方法，其中，使用磁化力为800A/m时的磁通密度B8为1.94T以上、且二次再结晶晶粒直径R为40mm以上的方向性电磁钢板。
发明效果
根据本发明，能够提供在用于变压器的叠铁芯的情况下变压器铁损的减小效果优异的方向性电磁钢板。
根据本发明，能够通过控制作为变压器的叠铁芯使用的方向性电磁钢板的特性来减小搭接接合部处的磁阻、与变压器铁芯的设计无关地减小叠铁芯变压器中的变压器铁损。
根据本发明，通过以本发明的方向性电磁钢板为材料构成叠铁芯变压器的叠铁芯，从而能够获得构建因子小的叠铁芯变压器。
附图说明
图1是示出变压器铁芯内产生的磁通波形失真的一例的图。
图2是基于实测示出铁芯内的磁通流动的示意图。
图3是说明叠铁芯的搭接接合部的示意图。
图4是示出调查中所使用的叠铁芯的构成的示意图。
图5是示出搭接接合部处的磁通流动的示意图。
图6是示出穿越Gap的磁通密度与BF的关系的曲线图。
图7是示出三相三脚铁芯内的某个瞬间(U脚、V脚被励磁且W脚未被励磁的瞬间)的磁通流动的示意图。
图8是示出对0.18mm厚的材料实施了椭圆磁化的情况下的铁损劣化率与从搭接部穿越的磁通密度的关系的曲线图。
图9是示出对0.20mm厚的材料实施了椭圆磁化的情况下的铁损劣化率与从搭接部穿越的磁通密度的关系的曲线图。
图10是示出对0.23mm厚的材料实施了椭圆磁化的情况下的铁损劣化率与从搭接部穿越的磁通密度的关系的曲线图。
图11是示出对0.27mm厚的材料实施了椭圆磁化的情况下的铁损劣化率与从搭接部穿越的磁通密度的关系的曲线图。
图12是示出对0.30mm厚的材料实施了椭圆磁化的情况下的铁损劣化率与从搭接部穿越的磁通密度的关系的曲线图。
图13是示出本发明参数[Sinβ+4t/R+(w/a/√2)×10-3]与铁损劣化率的关系的曲线图。
图14是示出对二次再结晶晶粒的平均β角进行控制的方法的一例的示意图。
图15是示出在实施例中制作的叠铁芯A～C的构成的示意图。
具体实施方式
以下，说明本发明的详细。如上所述，在用于层叠变压器铁芯的情况下，变压器铁损优异的方向性电磁钢板需要满足以下的条件。
方向性电磁钢板(材料)的板厚t与对该钢板实施了以下述式(1)定义的椭圆磁化的情况下的铁损劣化率满足下述关系。
在板厚t≤0.20mm的情况下，铁损劣化率为85％以下
在0.20mm＜板厚t＜0.27mm的情况下，铁损劣化率为80％以下
在0.27mm≤板厚t的情况下，铁损劣化率为75％以下
(实施了椭圆磁化的情况下的铁损劣化率)＝((WA-WB)/WB)×100 (1)
其中，在式(1)中，WA为实施了RD方向(轧制方向)为1.7T、TD方向(与轧制方向垂直的方向)为1.0T的50Hz椭圆磁化的情况下的铁损，WB为实施了RD方向为1.7T的50Hz交变磁化的情况下的铁损。
上述式(1)中的铁损如下测定。
(实施了WA：RD方向为1.7T、TD方向为1.0T的50Hz椭圆磁化的情况下的铁损)
WA使用非专利文献3等中记载的二维单板磁测定装置(2D-SST)进行测定。进行方向性电磁钢板(材料)的RD方向为最大磁通密度1.7T、TD方向为最大磁通密度1.0T的50Hz正弦波励磁，并通过将RD方向与TD方向的正弦波励磁的相位差设为90°而进行椭圆磁化励磁。此时，椭圆磁化的旋转方向有顺时针和逆时针，但被指出二者的铁损测定值存在差异，在实施了二者的测定后取平均值。关于铁损测定方法提出了探针法、H线圈法等多种方法，可以使用任意的方法。另外，在励磁时，以RD方向成为最大磁通密度1.7T、TD方向成为最大磁通密度1.0T的方式，进行励磁电压的反馈控制，即使在磁通密度最大的瞬间以外磁通波形相对于正弦波有若干失真的情况下，也不进行波形控制。测定试样根据二维单板磁测定装置的可励磁尺寸而不同，但考虑1个试样中含有的晶粒的数量，优选(50mm×50mm)以上。另外，考虑测定值的偏差，优选针对1种材料测定30片以上的试样并取平均。
(WB：实施了RD方向为1.7T的50Hz交变磁化的情况下的铁损)
关于WB，对与实施了上述椭圆磁化并进行了测定的试样相同的试样，使用相同的测定装置进行测定。进行仅RD方向为最大磁通密度1.7T的50Hz正弦波励磁。在励磁时，以RD方向成为最大磁通密度1.7T的方式进行励磁电压的反馈控制，对于TD方向不进行控制。
为了使实施了椭圆磁化的情况下的铁损劣化率落入上述范围内，优选在方向性电磁钢板(材料)表面形成沿与轧制方向交叉的方向延伸的多个直线状的应变，并使因该应变而形成的闭合磁畴宽度w、该钢板的二次再结晶晶粒直径R及该钢板的二次再结晶晶粒的平均β角间的关系满足以下的式(2)的关系。
[数学式4]
Figure BDA0002610190760000191
其中，在式(2)中，
β：二次再结晶晶粒的平均β角(°)
t：钢板板厚(mm)
R：二次再结晶晶粒直径(mm)
w：闭合磁畴宽度(μm)
a：沿与轧制方向交叉的方向延伸的多个直线状的应变的间隔(mm)。
上述式(2)中的材料特性如下测定。
β:二次再结晶晶粒的平均β角(°)
将朝向钢板的轧制方向的二次再结晶晶粒的〈100〉轴与轧制面所成的角定义为β角。通过X射线晶体衍射测定钢板的二次再结晶取向。由于钢板内的二次再结晶晶粒的取向存在偏差，因此在RD、TD上分别在10mm间距的点处进行测定，通过将(500mm×500mm)以上的测定区域数据取平均来求算。
R：二次再结晶晶粒直径(mm)
将钢板表面上的被膜通过任意化学的、电的方法除去，测定二次再结晶晶粒直径。通过目视观察、或者通过数字图像处理来对(500mm×500mm)以上的测定区域中存在的1mm2左右以上大小的晶粒个数进行测定，并求出1个二次再结晶晶粒的平均面积。根据其平均面积计算当量圆直径(直径)，求出二次再结晶晶粒直径。
w：闭合磁畴宽度(μm)
通过基于比特法(Bitter method)的磁畴观察进行测定。闭合磁畴宽度是因应变引入而磁畴构造局部混乱的部位，是指与轧制方向平行的磁畴构造中断或变为不连续的部分。宽度未必恒定，因此在线列方向100mm试样内观察5个部位以上，取平均设为该线列中的闭合磁畴宽度。此外，在长边方向500mm的试样内观察线列5个部位以上，取其平均。
a：沿与轧制方向交叉的方向延伸的多个直线状的应变的间隔(mm)
以直线状的应变区域彼此在RD方向上的间隔定义。在线间隔(应变的间隔)非恒定的情况下，在长边方向500mm调查5个部位，取其平均。此外，在线间隔在钢板宽度方向的直线状的应变区域中变化的情况下，取其平均。
说明满足上述关系的方向性电磁钢板的制作方法。即使是下述以外的其他方法，只要能够控制各参数且使得满足上述式(2)即可，其制造方法并无特别限定。
关于二次再结晶晶粒的平均β角，能够通过一次再结晶组织的控制、最终退火时的线圈组(coil set)等来控制。例如，如图14所示，若在配置了线圈组的状态下进行最终退火，则在该状态下，晶粒内的＜001＞方向相同。若在此后进行平坦化退火、线圈变为扁平状态，在一个晶粒内，根据最终退火时的线圈组，＜001＞方向向板厚方向倾斜，β角变大。也就是说，线圈组越小，平坦化退火的β角越大。若β角变得过大，则材料的磁通密度B8变小，磁滞损耗劣化，因此期望β角为5°以下。
关于二次再结晶晶粒直径(mm)，能够利用一次再结晶晶粒中的高斯取向晶粒的存在量来控制。例如，通过增大冷轧时的最终压下率或增大轧制时的摩擦等，使在一次再结晶前引入的剪切应变量增加，从而能够增加一次再结晶晶粒中的高斯取向晶粒。另外，通过控制一次再结晶退火时的升温速度，也能够控制一次再结晶晶粒中的高斯取向晶粒的存在量。一次再结晶晶粒中的高斯取向晶粒成为最终退火中的二次再结晶核，因此其数量越多，二次再结晶晶粒越多，结果为二次再结晶晶粒直径越小。
关于形成沿与轧制方向交叉的方向延伸的多个直线状的应变的方法，能够缩小射束直径而引入高能量的激光照射、电子束照射是合适的。
作为激光振荡的方式，能够使用光纤、CO2、YAG等各种方式，并无特别限定。另外，只要形状满足本发明的范围式，连续照射型的激光、Q开关型等脉冲振荡型的激光照射中的任意均适合。激光照射时的平均激光输出P(W)、射束的扫描速度V(m/s)、射束直径d(mm)只要满足本发明的范围式，并无特别限制。但是，由于需要充分获得磁畴细分化效果，因此优选单位长度的能量输入热量P/V大于10W·s/m。
对通过电子束照射形成直线状的应变的条件进行说明。照射时的加速电压E(kV)、射束电流I(mA)、射束的扫描速度V(m/s)只要满足本发明的范围式并无特别限制。但是，由于需要充分获得磁畴细分化效果，因此优选单位长度的能量输入热量E×I/V大于6W·s/m。关于真空度，期望在向钢板照射电子束的加工室中为2Pa以下。由此，若真空度大，则在从电子枪到钢板的路线中，因残留气体而使得射束模糊，磁畴细分化效果减弱。另外，对于照射而言，可以是以连续状向钢板照射，也可以是以点阵状照射。作为以点阵状引入应变的方法，通过重复进行下述工艺来实现：一边使射束快速扫描一边使其以规定的时间间隔停止，在以适合于本发明的时间在该点处连续照射射束后，再次开始扫描。为了通过电子束照射实现该工艺，使用电容大的功率放大器使电子束的偏转电压变化即可。以点阵状照射时的点间的间隔过宽时，磁畴细分化效果减弱，因此优选0.40mm以下。
关于闭合磁畴宽度，上述的激光照射或者电子束照射中的射束直径的控制是重要的。在激光的情况下，能够通过变更透镜的光学条件(焦点距离等)来增大射束直径。另外，在电子束的情况下，也能够通过利用收束磁线圈的电流条件来对焦点距离进行控制等，由此增大射束直径。在本发明中，虽然期望增大闭合磁畴宽度，但若闭合磁畴宽度过宽则引入的应变量过多，其结果，材料的磁通密度B8变小，磁滞损耗劣化。同样地，使射束的收束性变差也会使得应变引入量减少而磁畴细分化效果减弱、铁损增加。由此，关于闭合磁畴宽度，优选上限为400μm以下。下限并无特别限定，但基于发挥充分的磁畴细分化效果的观点，优选20μm以上。
关于沿与轧制方向交叉的方向延伸的多个直线状的应变的间隔，能够通过对上述射束的照射间隔进行控制来控制。若应变的间隔过宽，则由此获得的磁畴细分化效果减弱，因此优选为18mm以下。
本发明的方向性电磁钢板的板厚并无特别限定，但从制造性、二次再结晶的呈现稳定性等方面考虑，优选为0.15mm以上，更加优选0.18mm以上。另外，从涡流损耗减少等方面考虑，优选为0.35mm以下，更加优选为0.30mm以下。
关于制造本发明的变压器的叠铁芯中所使用的方向性电磁钢板的方法，对于不与上述特性直接相关的事项未作限定，但关于推荐的优选成分组成及上述的本发明的发明点以外的制造方法如下。
在本发明中，在使用抑制剂(inhibitor)的情况下，例如在使用AlN系抑制剂的情况下，适量含有Al及N即可，另外，在使用MnS·MnSe系抑制剂的情况，适量含有Mn和Se及/或S即可。当然也可以同时使用这两种抑制剂。该情况下的Al、N、S及Se的优选含量分别为Al：0.01～0.065质量％、N：0.005～0.012质量％、S：0.005～0.03质量％、Se：0.005～0.03质量％。
另外，本发明还能够应用于限制Al、N、S、Se的含量而未使用抑制剂的方向性电磁钢板。在该情况下，Al、N、S及Se量分别优选抑制为Al：100质量ppm以下、N：50质量ppm以下、S：50质量ppm以下、Se：50质量ppm以下。
其他基本成分及任意添加成分的说明如下。
C：0.08质量％以下
若C量超过0.08质量％，则使C减少至制造工序中不发生磁时效的50质量ppm以下是困难的，因此优选设为0.08质量％以下。需要说明的是，关于下限，即使是不含C的材料也能够进行二次再结晶，因此无需特别设定。
Si：2.0～8.0质量％
Si为对于提高钢的电阻、改善铁损有效的元素，但若含量低于2.0质量％，则无法实现充分的铁损减小效果，另一方面，若超过8.0质量％，则加工性显著下降，且磁通密度也降低，因此Si量优选设为2.0～8.0质量％的范围。
Mn：0.005～1.0质量％
Mn为对于使热加工性良好而言必需的元素，但若含量低于0.005质量％则其添加效果不足，另一方面，若超过1.0质量％，则制品板的磁通密度降低，因此Mn量优选为0.005～1.0质量％的范围。
除了上述的基本成分以外，作为磁特性改善成分，能够适当含有下述元素。
从Ni：0.03～1.50质量％、Sn：0.01～1.50质量％、Sb：0.005～1.50质量％、Cu：0.03～3.0质量％、P：0.03～0.50质量％、Mo：0.005～0.10质量％及Cr：0.03～1.50质量％中选择的至少1种。
Ni为对于改善热轧板组织、提高磁特性而言有用的元素。但若含量低于0.03质量％，则磁特性的提高效果小，另一方面，若超过1.50质量％，则二次再结晶变得不稳定，磁特性劣化。因此，Ni量优选设为0.03～1.50质量％的范围。
另外，Sn、Sb、Cu、P、Mo及Cr均为对于磁特性提高而言有用的元素，对于它们中的任意而言，若低于上述各成分的下限，则磁特性的提高效果小，另一方面，若超过上述各成分的上限量，则二次再结晶晶粒的成长受阻，因此优选分别以上述范围含有。需要说明的是，上述成分以外的余量为制造工序中混入的不可避免的杂质及Fe。
可以将调整为上述的优选成分组成的钢材料使用通常的铸锭法、连续铸造法制成钢坯，也可以直接采用连续铸造法制造厚度为100mm以下的薄铸片。钢坯使用通常的方法加热以用于进行热轧制，但也可以在铸造后不加热而直接用于进行热轧制。在薄铸片的情况下，可以进行热轧制，也可以省略热轧制而直接进入之后的工序。接下来，在根据需要进行热轧板退火后，通过一次冷轧或夹着中间退火的两次以上的冷轧制成最终板厚，然后进行脱碳退火，之后实施最终退火，然后实施绝缘张力涂层的涂覆及平坦化退火。进而，使用激光或电子束形成多个直线状的应变。根据需要，也可以之后进行用于增大绝缘性、耐腐蚀性的绝缘涂层的涂布。另外，关于制品的钢成分，通过脱碳退火而使得C减少为50ppm以下，进而通过使用最终退火的纯化，将Al、N、S、Se减少至不可避免的杂质水平。
另外，在本说明书中，关于三相三脚励磁型的叠铁芯变压器的特性进行了说明，但也适合用于具有其他接合部构造的叠铁芯变压器、例如三相五脚、单相励磁型铁芯的情况。
实施例
使用电子束在多种条件下向0.18～0.30mm厚的材料的方向性电磁钢板进行射束照射，获得表3所示的材料特性的方向性电磁钢板。使用本说明书记载的方法对该电磁钢板进行二维磁测定，对实施了椭圆磁化的情况下的铁损劣化率进行测定。关于各种材料，制作图15所示的铁芯形状的变压器叠铁芯A～C，针对铁芯A实施单相绕组，以单相来测定1.7T、50Hz励磁中的铁损，针对铁芯B、C实施三相绕组，以三相来测定1.7T、50Hz励磁中的铁损。图15所示的叠铁芯A具有层叠厚度为15mm、交替层叠、搭接量为6mm的形状，叠铁芯B具有层叠厚度为15mm、5层阶梯搭接、1层搭接量为1.5mm的形状，叠铁芯C具有层叠厚度为15mm、5层阶梯搭接、1层搭接量为2mm的形状。在实施了椭圆磁化的情况下的铁损劣化率满足本发明范围的方向性电磁钢板中，在任意铁芯形状的情况下，BF均比比较例小。特别是，在使用磁化力为800A/m时的磁通密度B8≥1.94T、二次再结晶晶粒直径R≥40mm的方向性电磁钢板的情况下，材料铁损小且BF小，变压器中的铁损非常小。
[表3]
Figure BDA0002610190760000261
*1
Figure BDA0002610190760000262
下划线表示不满足本发明参数。
*2实施了椭圆磁化的情况下的铁损劣化率：下划线表示在本发明的范围外。

Claims (5)

1.方向性电磁钢板，其用于变压器的叠铁芯，该钢板的板厚t与对该钢板实施了由下述式（1）定义的椭圆磁化的情况下的铁损劣化率满足下述关系：
在板厚t≤0.20mm的情况下，铁损劣化率为85%以下，
在0.20mm＜板厚t＜0.27mm的情况下，铁损劣化率为80%以下，
在0.27mm≤板厚t的情况下，铁损劣化率为75%以下，
（实施了椭圆磁化的情况下的铁损劣化率）＝（（WA-WB）/WB）×100 （1）
其中，在式（1）中，WA为实施了RD方向即轧制方向为1.7T、TD方向即与轧制方向垂直的方向为1.0T的50Hz椭圆磁化的情况下的铁损，WB为实施了RD方向为1.7T的50Hz交变磁化的情况下的铁损，
在该钢板表面形成有沿与轧制方向交叉的方向延伸的多个直线状的应变，
因所述应变而形成的闭合磁畴宽度w、该钢板的二次再结晶晶粒直径R与该钢板的二次再结晶晶粒的平均β角之间的关系满足下述式（2）的关系，
[数学式1]
Figure DEST_PATH_IMAGE001
其中，在式（2）中，
β：二次再结晶晶粒的平均β角（°）
t：钢板板厚（mm）
R：二次再结晶晶粒直径（mm）
w：闭合磁畴宽度（μm）
a：沿与轧制方向交叉的方向延伸的多个直线状的应变的间隔（mm）。
2.根据权利要求1所述的方向性电磁钢板，其磁化力为800A/m时的磁通密度B8为1.94T以上，且二次再结晶晶粒直径R为40mm以上。
3.变压器的叠铁芯，其是使用权利要求1或2所述的方向性电磁钢板而成的。
4.叠铁芯的制造方法，其为使构建因子减小的叠铁芯变压器的叠铁芯的制造方法，所述构建因子是将叠铁芯变压器的铁损值除以作为该叠铁芯的材料的方向性电磁钢板的铁损值而求出的，所述制造方法中，
在将方向性电磁钢板层叠以制成叠铁芯时，作为该钢板，使用该钢板的板厚t与对该钢板实施了以下述式（1）定义的椭圆磁化的情况下的铁损劣化率满足下述关系的方向性电磁钢板：
在板厚t≤0.20mm的情况下，铁损劣化率为85%以下，
在0.20mm＜板厚t＜0.27mm的情况下，铁损劣化率为80%以下
在0.27mm≤板厚t的情况下，铁损劣化率为75%以下，
（实施了椭圆磁化的情况下的铁损劣化率）＝（（WA-WB）/WB）×100 （1）
其中，在式（1）中，WA为实施了RD方向即轧制方向为1.7T、TD方向即与轧制方向垂直的方向为1.0T的50Hz椭圆磁化的情况下的铁损，WB为实施了RD方向为1.7T的50Hz交变磁化的情况下的铁损，
在该钢板表面形成沿与轧制方向交叉的方向延伸的多个直线状的应变，
因所述应变而形成的闭合磁畴宽度w、该钢板的二次再结晶晶粒直径R与该钢板的二次再结晶晶粒的平均β角之间的关系满足下述式（2）的关系，
[数学式2]
Figure 343273DEST_PATH_IMAGE002
其中，在式（2）中，
β：二次再结晶晶粒的平均β角（°）
t：钢板板厚（mm）
R：二次再结晶晶粒直径（mm）
w：闭合磁畴宽度（μm）
a：沿与轧制方向交叉的方向延伸的多个直线状的应变的间隔（mm）。
5.根据权利要求4所述的叠铁芯的制造方法，其中，使用磁化力为800A/m时的磁通密度B8为1.94T以上、且二次再结晶晶粒直径R为40mm以上的方向性电磁钢板。
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