JP6015723B2 - Manufacturing method of grain-oriented electrical steel sheet for low noise transformer cores - Google Patents
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本発明は、変圧器鉄心などの用途に供される方向性電磁鋼板であって、磁区細分化処理が施されて鉄損に優れると共に、磁歪が小さくかつコイル内でのばらつきが小さいため、変圧器に組んだときの騒音が低くなる低騒音変圧器鉄心用方向性電磁鋼板とその製造方法に関するものである。 The present invention is a grain-oriented electrical steel sheet used for applications such as transformer iron cores, which is subjected to magnetic domain subdivision processing and has excellent iron loss, and has low magnetostriction and small variation within the coil. TECHNICAL FIELD The present invention relates to a grain-oriented electrical steel sheet for a low noise transformer core that reduces noise when assembled in a transformer, and a manufacturing method thereof.
変圧器使用における主要課題は、１．エネルギ使用効率改善、２．ノイズ低減である。ここで、変圧器で生じるエネルギ損失としては、主に導線に生じる銅損と、鉄心に生じる鉄損とがある。このうち、鉄損は、方向性電磁鋼板の結晶方位先鋭化や被膜張力増大などによって大きく改善されてきた。例えば、特許文献１には、最終冷延前の焼鈍条件を適正化することによって、磁束密度と鉄損に優れた方向性電磁鋼板を製造する方法が示されている。
The main issues in using transformers are: 1. Improvement of energy usage efficiency Noise reduction. Here, the energy loss that occurs in the transformer mainly includes copper loss that occurs in the conductor and iron loss that occurs in the iron core. Among these, the iron loss has been greatly improved by sharpening the crystal orientation of the grain-oriented electrical steel sheet or increasing the film tension. For example,
さらに、近年においては、最終焼鈍後に、プラズマ炎やレーザ等を照射することによって、鉄損を劇的に改善する技術が確立されている。
例えば、特許文献２には、２次再結晶後の鋼板に対してプラズマアークを照射することにより、照射前には0.80W/kg以上あった鉄損Ｗ17/50を、0.65W/kg以下に低減する技術が示されている。また、特許文献３には、電子ビーム照射によって鋼板面に形成された磁区不連続部の平均幅と、被膜厚とを適正化することによって、鉄損が低く、騒音が小さいトランス用素材を得る技術が示されている。
Furthermore, in recent years, a technique has been established that dramatically improves iron loss by irradiating a plasma flame or laser after the final annealing.
For example, in Patent Document 2, the iron loss W 17/50 that was 0.80 W / kg or more before irradiation is 0.65 W / kg or less by irradiating a plasma arc to the steel sheet after secondary recrystallization. The technique to reduce is shown. In Patent Document 3, a transformer material with low iron loss and low noise is obtained by optimizing the average width and film thickness of magnetic domain discontinuities formed on the steel plate surface by electron beam irradiation. Technology is shown.
ここで、変圧器の騒音には、鉄心の磁歪、接合部の電磁振動および筐体の共振が影響するとされている（非特許文献１および特許文献４参照）。このうち磁歪は、方向性電磁鋼板の磁区構造を由来としており、ランセット磁区と呼ばれる励磁方向以外の方向を向いた磁区（補助磁区の一種）が励磁方向の磁歪原因とされていて、磁歪低減のためには、被膜張力増大によって補助磁区を可能な限り低減する方法が有効であると言われている。
Here, it is assumed that the magnetostriction of the iron core, the electromagnetic vibration of the joint, and the resonance of the housing affect the noise of the transformer (see Non-Patent
また、ランセット磁区のような補助磁区は、レーザなどで熱歪みを導入した部分にも存在する（以下、還流磁区という）ことが知られている。興味深いことに、両者の励磁における磁化挙動は異なっていて、ランセット磁区は励磁に伴って増大する一方で、還流磁区は消失する傾向にある。従って、両者のバランスをとることで、磁歪を極限まで低減することが可能であると言われている（非特許文献２参照）。 In addition, it is known that auxiliary magnetic domains such as lancet magnetic domains also exist in portions where thermal strain is introduced by a laser or the like (hereinafter referred to as reflux magnetic domains). Interestingly, the magnetization behavior of the two is different, and the lancet domain increases with excitation, while the reflux domain tends to disappear. Therefore, it is said that the magnetostriction can be reduced to the limit by balancing the two (see Non-Patent Document 2).
なお、レーザ照射した方向性電磁鋼板の低磁歪材およびその製造方法については、例えば、特許文献５や特許文献６などに示されている。
In addition, the low magnetostrictive material of the grain-oriented electrical steel sheet irradiated with laser and the manufacturing method thereof are disclosed in, for example, Patent Document 5 and
レーザや電子ビーム（以下、単にビームともいう）による局所的な歪みは、圧延方向を横切る方向（以下、幅方向ともいう）に対して、圧延方向に周期的に繰返し施すことで、磁歪を大きく変えることができるが、幅方向においては同一の品質が得られにくいという問題があった。特に、近年要求されている生産性向上の観点から、1000mmを超える幅の鋼板を、できるだけ少ない発振器や電子銃で処理しようとした場合には、レーザや電子ビームの照射幅が増大して、鋼板幅方向の品質の同一性保持はいっそう困難になる。 Local distortion caused by a laser or an electron beam (hereinafter also simply referred to as a beam) increases the magnetostriction by periodically and repeatedly applying it in the rolling direction with respect to the direction crossing the rolling direction (hereinafter also referred to as the width direction). Although it can be changed, there is a problem that it is difficult to obtain the same quality in the width direction. In particular, from the viewpoint of improving productivity that has been demanded in recent years, when trying to process a steel plate with a width exceeding 1000 mm with as few oscillators or electron guns as possible, the irradiation width of the laser or electron beam increases, and the steel plate It becomes more difficult to maintain the same quality in the width direction.
ここで、電子ビーム照射の場合は、電子ビームを偏向すればするほど電子ビーム径が増大し、偏向照射中心部と異なるビーム性状となってしまう。また、レーザ照射の場合は、偏向幅位置に応じて焦点距離を調整したレンズを設置することによって、ある程度の均一な歪み導入部が得られるものの、電子ビーム照射の場合と同様に、図１に示すように、偏向の端部では鋼板に対し斜めにビームを入射するため、ビーム形状が多少歪む現象が生じる。また、レーザ照射の場合には、鋼板の反射率が変わることによる変動も無視できない。 Here, in the case of electron beam irradiation, as the electron beam is deflected, the diameter of the electron beam increases, resulting in a beam property different from that of the central portion of the deflection irradiation. Further, in the case of laser irradiation, a uniform distortion introducing portion can be obtained by installing a lens whose focal length is adjusted according to the deflection width position. However, as in the case of electron beam irradiation, FIG. As shown, since the beam is obliquely incident on the steel plate at the end of deflection, a phenomenon that the beam shape is somewhat distorted occurs. Moreover, in the case of laser irradiation, the fluctuation | variation by the reflectance of a steel plate changing cannot be disregarded.
このような、コイルの位置によってビーム性状が異なる条件でコイルを作製し、鉄心として変圧器に使用した場合に、変圧器騒音が増大するものと発明者らは考えている。というのは、不均一なビーム性状が、コイル内部での磁歪ばらつきを生じ、この磁歪ばらつきが以下のメカニズムによって騒音に悪影響をおよぼすと推定しているからである。
すなわち、図２の左下吹き出しに示したように、鉄心中に磁歪が異なる方向性電磁鋼板が積層されている場合、積層された鋼板の励磁に伴う変位量の違いによって、鋼板の間に摩擦が発生し、騒音が発生するからである。従って、コイル平均の磁歪が如何に小さくても、そのばらつきが大きい場合には低騒音化することができない。これに対して、図２の右下吹き出しに示したように、鋼板同士の磁歪ばらつきが小さければ、積層された鋼板は同じように変形するので、摩擦は生じず、騒音もほとんど発生しないと考えられる。
The inventors consider that transformer noise increases when a coil is manufactured under such conditions that the beam properties differ depending on the position of the coil and used as a core in a transformer. This is because it is estimated that the non-uniform beam property causes magnetostriction variation within the coil, and this magnetostriction variation has an adverse effect on noise by the following mechanism.
That is, as shown in the lower left balloon in FIG. 2, when directional electrical steel sheets having different magnetostrictions are laminated in the iron core, friction is caused between the steel sheets due to a difference in displacement amount due to excitation of the laminated steel sheets. This is because noise is generated. Therefore, no matter how small the average magnetostriction of the coil is, if the variation is large, noise cannot be reduced. On the other hand, as shown in the lower right balloon in FIG. 2, if the variation in magnetostriction between the steel plates is small, the stacked steel plates are deformed in the same way, so that there is no friction and little noise is generated. It is done.
また、コイルの位置によって異なるビーム性状は、磁歪だけでなく、鉄損のばらつき原因ともなり得るが、磁歪の方がより敏感にビーム性状の影響を受けることが明らかとなった。図３に、鉄損Ｗ17/50と磁歪λppにおよぼすビームエネルギ密度の影響を示す。ビームエネルギ密度は、ビーム出力／ビーム径とし、ビーム性状に対応するようにした。同図から、ビーム径が変化したときの鉄損変化率は、ビーム径が変化したときの磁歪の変化率に比較して十分小さいことが明らかとなった。 Further, although the beam properties that differ depending on the coil position can cause not only magnetostriction but also variations in iron loss, it has become clear that magnetostriction is more sensitively affected by beam properties. FIG. 3 shows the influence of the beam energy density on the iron loss W 17/50 and the magnetostriction λpp. The beam energy density is defined as beam output / beam diameter, and corresponds to the beam properties. From the figure, it is clear that the iron loss change rate when the beam diameter changes is sufficiently smaller than the magnetostriction change rate when the beam diameter changes.
電子ビーム照射において、偏向端部のビーム形状変化を抑制する方法としては、例えばスティングマトール（特許文献７参照）の導入、集束距離に応じたコイル電流調整（特許文献８、以下ダイナミックフォーカッシング技術）、デフォーカス照射する方法（特許文献９参照）、鋼板を湾曲矯正する方法（特許文献10参照）などが有効であることが知られている。
In electron beam irradiation, as a method of suppressing the beam shape change at the deflection end, for example, introduction of Sting Mator (see Patent Document 7), coil current adjustment according to the focusing distance (
しかしながら、スティングマトール技術（特許文献７）は、ある１つの偏向状態において、ビーム形状を補正することができるものの、直線状に偏向走査させたすべての状態において補正できるものではなく、静的な使用に限定されている。 However, although the Sting-Mart technique (Patent Document 7) can correct the beam shape in a certain deflection state, it cannot be corrected in all the states in which deflection scanning is performed linearly. Limited to use.
また、偏向照射幅が増大すると、ダイナミックフォーカッシング技術（特許文献８）を適用したとしても、全幅均一なビームを作ることは困難である。というのは、偏向照射幅が大きい場合、偏向中心と端部でビーム径差が大きくなるため、特に偏向走査速度が大きい場合には、偏向照射中の短時間に収束コイル電流を大幅に変化させる必要があるが、コイルの固有インピーダンスの影響などによって急激な電流変化は物理的に困難だからである。 Further, when the deflection irradiation width is increased, it is difficult to produce a beam having a uniform width even if the dynamic focusing technique (Patent Document 8) is applied. This is because when the deflection irradiation width is large, the difference in beam diameter between the deflection center and the end becomes large. Therefore, particularly when the deflection scanning speed is large, the focusing coil current is greatly changed in a short time during the deflection irradiation. Although it is necessary, a sudden current change is physically difficult due to the influence of the intrinsic impedance of the coil.
さらに、特許文献９に示された方法は、ビームをデフォーカスするものであるため、ビーム径が変化して磁気特性が劣化するおそれがある。すなわち、ビーム径は、小さい方が鉄損低減に有利との従来知見がある。
Furthermore, since the method disclosed in
また、鋼板を湾曲矯正するという特許文献10に示された方法は、鋼板に歪みや割れが発生するリスクが増大するばかりでなく、複雑な設備導入が必要になるため、現実的な方法ではない。
Further, the method disclosed in
本発明は、上記した現状に鑑み開発されたもので、電子ビームによる磁区細分化処理が施された方向性電磁鋼板であって、鉄損に優れると共に、磁歪が小さくかつコイル内での磁歪ばらつきも小さいため、変圧器としたときの騒音を低くすることができる方向性電磁鋼板を、その製造方法と共に提案することを目的とする。 The present invention has been developed in view of the above-described situation, and is a grain-oriented electrical steel sheet that has been subjected to magnetic domain subdivision treatment with an electron beam, and has excellent iron loss, small magnetostriction, and magnetostriction variation within a coil. Therefore, it is an object of the present invention to propose a grain-oriented electrical steel sheet that can reduce noise when used as a transformer, together with its manufacturing method.
前掲した特許文献７〜10は、結局、偏向中心部と端部とで電子ビームの行路長が異なるために、フォーカスのされ方が異なるという考えに基づくものである。ここで偏向中心部と端部とでの電子ビームの行路差：Δは、以下の式で表される。
Δ＝ＷＤ×［[１+(Ｌ／(２ＷＤ))2]0.5−１］
ＷＤ:偏向コイル中心から鋼板までの距離
Ｌ：１台の電子銃による鋼板上の幅方向偏向照射長さ
The above-mentioned
Δ = WD × [[1+ (L / (2WD)) 2 ] 0.5 −1]
WD: Distance from deflection coil center to steel plate L: Deflection length in width direction on steel plate by one electron gun
これに対して、発明者らは、電子ビームによる磁区細分化処理効果に及ぼす、ビーム偏向の影響について鋭意検討した。その結果、驚くべきことに、偏向端部で生じるビーム径増大は行路差：Δのみによって支配されるのではなく、偏向動作自体によってもたらされることを知見したのである。
それを傍証する実験結果を以下に示す。
On the other hand, the inventors diligently studied the influence of beam deflection on the magnetic domain fragmentation effect by the electron beam. As a result, they have surprisingly found that the increase in beam diameter occurring at the deflection end is not dominated only by the path difference: Δ but by the deflection operation itself.
The experimental results to prove this are shown below.
図４に示すように、収束コイル中心から鋼板までのビーム行路長が一定になるようにＲＤ：320mm、ＴＤ：60mmの方向性電磁鋼板をＴＤ方向に６枚並べて設置し、ビーム照射後の鉄損を調べた。その調査結果を図５に示すが、図５の結果によれば、鉄損は、偏向中心部（幅方向位置：180mm）近傍で最も低い値となって、行路長（=550mm）は同じであっても偏向量が増大するほど劣化していた。 As shown in FIG. 4, six directional electromagnetic steel sheets with RD: 320 mm and TD: 60 mm are arranged side by side in the TD direction so that the beam path length from the center of the focusing coil to the steel sheet is constant. I examined the loss. FIG. 5 shows the result of the investigation. According to the result of FIG. 5, the iron loss is the lowest value near the deflection center (width direction position: 180 mm), and the path length (= 550 mm) is the same. Even so, it deteriorated as the deflection amount increased.
ここに、偏向によって、ビームが不均一になる詳細なメカニズムを定量的に記述することは困難であるが、非点収差などの偏向収差の影響があるものと考えられる。 Here, it is difficult to quantitatively describe the detailed mechanism by which the beam becomes non-uniform due to deflection, but it is considered that there is an influence of deflection aberration such as astigmatism.
上記結果に基づき、発明者らは、幅方向に均一なビームとするためには、偏向量（偏向角）を抑制することが重要であるとの考えに到った。幅が狭い特殊なコイルやシート状の試験片を処理する場合などには、必然的に偏向角が小さくなるが、例えば、1200mm幅程度の、より標準的な広幅コイルを処理する場合には、偏向角を小さくすると、鋼板上の走査長さが減少して、コイル全幅処理に必要な電子銃台数が多くなって電子銃１台当たりの生産性が低下してしまう。そこで、ＷＤを増大することによって、鋼板上の処理長さを維持しつつ、偏向角を小さくできないか、について検討した。 Based on the above results, the inventors have come to the idea that it is important to suppress the deflection amount (deflection angle) in order to obtain a uniform beam in the width direction. When processing special coils and sheet-shaped test pieces with a narrow width, the deflection angle is inevitably small.For example, when processing a more standard wide coil of about 1200 mm width, When the deflection angle is reduced, the scanning length on the steel plate is reduced, the number of electron guns required for the coil full width processing is increased, and the productivity per electron gun is lowered. Therefore, it was examined whether the deflection angle could be reduced by increasing the WD while maintaining the treatment length on the steel plate.
物理的な制約があることから、電子銃の高さ、すなわちＷＤを増大させることは、いままであまり検討されてこなかった。加えて、発明者らの過去の実験によれば、ＷＤを増大させると、鋼板上のビーム径が増大してしまうケースがあった。
さらに、発明者らは、ビーム径の増大が歪み部体積の増大につながり、鋼板の磁気特性を損なうとの従来知見を考慮しつつ、ＷＤを増大した場合のビーム径縮小手法として、(1)加工室真空度の向上、(2)照射ビーム電流の低減、(3)加速電圧の増大、を想起し、これらについて検討した。
Due to physical restrictions, increasing the height of the electron gun, that is, WD, has not been studied so far. In addition, according to the inventors' past experiments, there was a case where the beam diameter on the steel sheet increased when WD was increased.
Furthermore, the inventors considered that the beam diameter is reduced when the WD is increased while considering the conventional knowledge that an increase in the beam diameter leads to an increase in the volume of the strained part and impairs the magnetic properties of the steel sheet. Recalling the improvement of vacuum in the processing chamber, (2) reduction of irradiation beam current, and (3) increase of acceleration voltage, these were studied.
その結果、上記(1)の手法、すなわち、加工室真空度の向上については、加工室真空度を現行真空条件の最良値（0.02Pa）よりさらに向上させてみても、ビーム径の縮小効果は認められなかった。
また、上記(2)の手法、すなわち、照射ビーム電流の低減については、照射ビーム電流を減少させてビーム径の縮小を図ったものの、その効果は小さく、ＷＤを増大させた場合には、やはりビーム径が大きくなることが分かった。
これに対して、上記(3)の手法、すなわち、加速電圧の増大については、偏向コイル磁場増大など、ビーム偏向に必要な外部エネルギが増大するため、大きい偏向角での照射に適用することは考えられてこなかったが、実際に行ってみたところ、著しいビーム径低減効果が認められた。
As a result, with regard to the above method (1), that is, improvement of the processing chamber vacuum level, even if the processing chamber vacuum level is further improved from the best value (0.02 Pa) of the current vacuum conditions, the effect of reducing the beam diameter is not. I was not able to admit.
In addition, the method (2), that is, the reduction of the irradiation beam current, is intended to reduce the beam diameter by reducing the irradiation beam current, but the effect is small. It was found that the beam diameter was increased.
On the other hand, the method of (3) above, that is, increasing the acceleration voltage, increases the external energy necessary for beam deflection, such as increasing the deflection coil magnetic field, so that it can be applied to irradiation with a large deflection angle. Although not considered, when actually performed, a remarkable beam diameter reduction effect was recognized.
そこで、発明者らは、電子ビームの加速電圧を上げることによって、ビーム径増大を抑制しつつ、ＷＤを増大することができるものと考え、さらに詳細な実験を行い、本発明を完成させた。
本発明は上記知見に立脚するものである。
Therefore, the inventors considered that the WD can be increased while suppressing the increase of the beam diameter by increasing the acceleration voltage of the electron beam, and conducted further detailed experiments to complete the present invention.
The present invention is based on the above findings.
すなわち、本発明の要旨構成は次のとおりである。
１．圧延方向を横切る方向に対して局所的に歪みを導入するに当たり、該歪みを圧延方向に周期的に繰返して導入する方向性電磁鋼板の製造方法において、
上記歪みの圧延方向に対する繰返し間隔を30mm以下とし、
上記歪みの導入を、加速電圧：40〜300kVの電子ビームによるものとし、
電子銃直下における電子ビーム径：Ｄを、50μm≦Ｄ≦500μmの範囲とし、さらに、
１台の電子銃による鋼板上の幅方向偏向照射長さをＬ(mm)、偏向コイル中心から鋼板までの距離をＷＤ(mm)としたとき、
ＷＤ＞Ｌ／(２ｔａｎθ)、Ｌ≧１５０、
なお、θ＝10 deg.とする
の関係を満たすものとする低騒音変圧器鉄心用方向性電磁鋼板の製造方法。
That is, the gist configuration of the present invention is as follows.
1. In introducing a strain locally in the direction crossing the rolling direction, the strain is periodically and repeatedly introduced in the rolling direction.
The repetition interval with respect to the rolling direction of the strain is 30 mm or less,
The introduction of the above distortion is caused by an electron beam with an acceleration voltage of 40 to 300 kV,
Electron beam diameter directly under the electron gun: D is set in a range of 50 μm ≦ D ≦ 500 μm, and
When the length of deflection irradiation in the width direction on a steel plate by one electron gun is L (mm) and the distance from the center of the deflection coil to the steel plate is WD (mm),
WD> L / (2 tan θ), L ≧ 150,
In addition, the manufacturing method of the grain-oriented electrical steel sheet for low noise transformer cores which satisfy | fills the relationship of (theta) = 10 deg.
２．前記幅方向偏向照射長さ：Ｌ(mm)と、鋼板の全幅：Ｔ(mm)とが、
Ｌ≧Ｔ／４
の関係を満たし、さらに前記電子ビーム径：Ｄを、
50μm≦Ｄ≦300μmの範囲とする
前記１に記載の低騒音変圧器鉄心用方向性電磁鋼板の製造方法。
2. The width direction deflection irradiation length: L (mm) and the total width of the steel plate: T (mm)
L ≧ T / 4
And further, the electron beam diameter: D,
2. The method for producing a grain-oriented electrical steel sheet for a low-noise transformer core as described in 1 above, wherein 50 μm ≦ D ≦ 300 μm.
３．前記電子ビームの加速電圧：Ｖａ(kV)と、収束コイル中心から鋼板までの距離：ＷＤa(mm)とが、
0.019×Ｖａ2+6.0×Ｖａ+215≧ＷＤａ
の関係を満たす前記１または２に記載の低騒音変圧器鉄心用方向性電磁鋼板の製造方法。
3. The acceleration voltage of the electron beam: Va (kV) and the distance from the center of the focusing coil to the steel plate: WDa (mm)
0.019 × Va 2 + 6.0 × Va + 215 ≧ WDa
The manufacturing method of the grain-oriented electrical steel sheet for low noise transformer cores of said 1 or 2 satisfy | filling the relationship of these.
４．前記加速電圧：Ｖａ(kV)と前記収束コイル中心から鋼板までの距離：ＷＤa(mm)とが、さらに、
0.022×Ｖａ2+3.6×Ｖａ+168≧ＷＤａ
の関係を満たす前記３に記載の低騒音変圧器鉄心用方向性電磁鋼板の製造方法。
4). The acceleration voltage: Va (kV) and the distance from the center of the focusing coil to the steel plate: WDa (mm),
0.022 × Va 2 + 3.6 × Va + 168 ≧ WDa
4. The method for producing a grain-oriented electrical steel sheet for a low noise transformer core as described in 3 above, which satisfies the above relationship.
５．前記電子ビーム照射の最大出力を、６（kW）以下とする前記１〜４の何れかに記載の低騒音変圧器鉄心用方向性電磁鋼板の製造方法。 5. 5. The method for producing a directional electrical steel sheet for a low noise transformer core according to any one of 1 to 4, wherein the maximum output of the electron beam irradiation is 6 (kW) or less.
６．前記歪みの圧延方向に対する繰返し間隔を、４mm以上とする前記１〜５の何れかに記載の低騒音変圧器鉄心用方向性電磁鋼板の製造方法。 6). 6. The method for producing a grain-oriented electrical steel sheet for a low-noise transformer core according to any one of 1 to 5, wherein a repetition interval of the strain in the rolling direction is 4 mm or more.
本発明によれば、幅方向に均一なビームによって方向性電磁鋼板を加工することができるため、コイル全体で均一な磁気特性とすることができ、変圧器鉄心として使用した場合の騒音を抑制することができる。さらに、ＷＤが大きく、１台の電子銃で処理可能な幅が広いために、より少ない電子銃台数で広幅コイルの製造が可能になり、製造コスト上も有利になる。 According to the present invention, the grain-oriented electrical steel sheet can be processed with a uniform beam in the width direction, so that uniform magnetic characteristics can be obtained in the entire coil, and noise when used as a transformer core is suppressed. be able to. Furthermore, since the WD is large and the width that can be processed by one electron gun is wide, it is possible to manufacture a wide coil with a smaller number of electron guns, which is advantageous in terms of manufacturing cost.
以下、本発明を具体的に説明する。
本発明は、電子ビーム照射を行う方向性電磁鋼板について、コイル全幅における鉄損と鉄損ばらつき、さらには磁歪と磁歪ばらつきを低減するものである。
以下、本発明にかかる種々の条件の限定理由を述べる。
Hereinafter, the present invention will be specifically described.
The present invention is intended to reduce iron loss and iron loss variation, and magnetostriction and magnetostriction variation in the entire width of the coil for the grain-oriented electrical steel sheet that performs electron beam irradiation.
Hereinafter, reasons for limiting various conditions according to the present invention will be described.
まず、電子ビームの発生条件としては、
加速電圧（Ｖａ）：40〜300kV
同一加速電圧のもとでは、ビームの高速化に伴い、適正出力が増大し、低鉄損化に好ましくないビーム径増大が生じる。ビーム径増大の抑制には、高加速電圧化が最も有効である。ここに、Ｖａが40kV未満であると、ビーム径を絞ることが難しくなって鉄損低減効果が小さくなる一方で、Ｖａが300kV超であると、フィラメントなどの装置寿命が短くなるだけでなく、Ｘ線漏洩防止のために装置が過度に巨大化して、メンテナンス性・生産性が低下してしまう。
さらに加速電圧は、より高いほど物質を透過し、被膜での局所的なエネルギ集中を抑制することができるので、被膜の損傷を効果的に抑制するため、より好ましい範囲は、70〜200kVである。
First, the electron beam generation conditions are as follows:
Acceleration voltage (Va): 40-300kV
Under the same accelerating voltage, as the beam speed increases, the appropriate output increases, and an unfavorable increase in beam diameter occurs for lower iron loss. High acceleration voltage is the most effective for suppressing the increase in beam diameter. Here, if Va is less than 40 kV, it is difficult to reduce the beam diameter and the effect of reducing iron loss is reduced. On the other hand, if Va is more than 300 kV, not only the life of the device such as a filament is shortened, In order to prevent X-ray leakage, the apparatus becomes excessively large, and maintenance and productivity are reduced.
Furthermore, the higher the accelerating voltage is, the more the material can permeate and the local energy concentration in the film can be suppressed. Therefore, in order to effectively suppress damage to the film, a more preferable range is 70 to 200 kV. .
電子銃直下（偏向角０deg.位置）におけるビーム径（Ｄ）：50〜500μm
ビーム径（Ｄ）が50μm未満であると、そのために、ＷＤを極度に低減するなどの処置を講じざるを得ず、その場合、１つの電子ビーム源によって偏向照射可能な距離が大幅に減少してしまう。その結果、1200mmほどの広幅コイルを照射するために、多数の電子銃が必要となって、メンテナンス性・生産性が低下してしまう。
一方、Ｄが500μmより大きいと、十分な鉄損低減効果や、磁性改善効果が得られない。というのも、鋼板のビーム照射面積（歪み導入部分の体積）が過度に増大して、ヒステリシス損および磁歪が劣化するためである。
よって、ビーム径は50〜500μmの範囲に限定する。望ましくは、300μm以下、さらに望ましくは200μm以下である。
なお、ここでいうビーム径は、スリット幅30μmのスリット法によって得られたビーム波形の半値幅とする。
Beam diameter (D) directly under the electron gun (deflection angle 0deg. Position): 50-500μm
If the beam diameter (D) is less than 50 μm, it is necessary to take measures such as extremely reducing WD. In that case, the distance that can be deflected by one electron beam source is greatly reduced. End up. As a result, in order to irradiate a wide coil of about 1200 mm, a large number of electron guns are required, and maintenance and productivity are reduced.
On the other hand, when D is larger than 500 μm, a sufficient iron loss reduction effect and magnetic improvement effect cannot be obtained. This is because the beam irradiation area (volume of the strain-introducing portion) of the steel sheet increases excessively, and hysteresis loss and magnetostriction deteriorate.
Therefore, the beam diameter is limited to a range of 50 to 500 μm. Desirably, it is 300 μm or less, more desirably 200 μm or less.
The beam diameter here is the half width of the beam waveform obtained by the slit method with a slit width of 30 μm.
ＷＤ＞Ｌ／(２ｔａｎθ)、Ｌ≧１５０、θ＝10 deg.
ＷＤは小さいほど、ビームが絞りやすくなる利点がある一方で、鋼板上のビーム偏向量を増大するために偏向角を大きくすると、ビーム品質が劣化してしまう。
図６に、照射後の鉄損におよぼす偏向角の影響を示す。
ここで試料は、設定された偏向角によって走査された領域のうち、最外から60mmの領域を切出したものである。偏向角が10 deg.を超えると、鉄損が大幅に劣化することが認められた。図７に示すように、偏向角：θと偏向コイル中心から鋼板までの距離：ＷＤおよび１台の電子銃による鋼板上の幅方向偏向照射長さ：Ｌを用いて、θ=ｔａｎ-1(Ｌ／(２×ＷＤ))と表されるから、変形してＷＤ＝Ｌ／(２ｔａｎθ)＞Ｌ／(２ｔａｎ10(deg.))が導かれる。
また、照射長さＬは150（mm）以上とする。150mmより小さい場合には、広いコイル幅の全幅を照射するのにより多くの電子銃が必要となり、メンテナンス性を著しく損なうからである。
WD> L / (2 tan θ), L ≧ 150, θ = 10 deg.
The smaller the WD, the easier it is to narrow the beam. On the other hand, if the deflection angle is increased in order to increase the beam deflection amount on the steel plate, the beam quality deteriorates.
FIG. 6 shows the influence of the deflection angle on the iron loss after irradiation.
Here, the sample is obtained by cutting out an area of 60 mm from the outermost area among the areas scanned with the set deflection angle. When the deflection angle exceeded 10 deg., It was found that the iron loss was greatly deteriorated. As shown in FIG. 7, the deflection angle: θ and the distance from the center of the deflection coil to the steel plate: WD and the width direction deflection irradiation length on the steel plate by one electron gun: L, θ = tan −1 ( L / (2 × WD)), and WD = L / (2 tan θ)> L / (2 tan 10 (deg.)) Is derived by deformation.
The irradiation length L is 150 (mm) or more. If it is smaller than 150 mm, more electron guns are required to irradiate the full width of the wide coil width, and the maintainability is significantly impaired.
電子銃台数：４台以下
電子銃台数が多いほど、電力消費や消耗品であるフィラメントの交換頻度、電子銃クリーニング時間が増大するため、生産性を著しく阻害する。したがって、電子銃台数は少ない方がよく、４台以下が望ましい。このとき、照射する領域の全幅がＴであれば、Ｌ×４≧Ｔとなる。
Number of electron guns: 4 or less As the number of electron guns increases, the power consumption, the replacement frequency of consumable filaments, and the cleaning time of the electron gun increase, which significantly impedes productivity. Therefore, the number of electron guns should be small, and four or less are desirable. At this time, if the entire width of the irradiated region is T, L × 4 ≧ T.
ＷＤａ上限:0.019×Ｖａ2+6.0×Ｖａ+215（ビーム径が300μm以下の場合）
0.022×Ｖａ2+3.6×Ｖａ+168（ビーム径がさらに200μm以下の場合）
図８に、偏向中心位置におけるビーム径が300μm以下、さらに200μm以下となった場合のワーキングディスタンスにおよぼす加速電圧の影響を示す。ここで、ワーキングディスタンスは、図７に示すように、収束コイル中心から鋼板までの距離を指し、偏向コイルからの距離で示したＷＤと区別するため、ＷＤａとする。各コイル間動作の干渉を防ぐため、ＷＤａは、ＷＤよりも一般的に30mm以上大きいのが一般的である。また、出力は２kW、加速電圧を変更した場合には、適宜ビーム径が小さくなるよう光学系の調整を実施した。その結果、加速電圧が高いほど、ＷＤａが大きくても小さなビーム径が得られることが分かる。ビーム径は300μm以下、特に200μm以下において、良好な磁気特性が得られる。
WDa upper limit: 0.019 × Va 2 + 6.0 × Va + 215 (when beam diameter is 300 μm or less)
0.022 × Va 2 + 3.6 × Va + 168 (when the beam diameter is 200 μm or less)
FIG. 8 shows the influence of the acceleration voltage on the working distance when the beam diameter at the deflection center position is 300 μm or less, and further 200 μm or less. Here, as shown in FIG. 7, the working distance refers to the distance from the center of the converging coil to the steel plate, and is set to WDa to distinguish it from the WD indicated by the distance from the deflection coil. In order to prevent interference between the operations of the coils, WDa is generally larger by 30 mm or more than WD. The output was 2 kW, and when the acceleration voltage was changed, the optical system was adjusted to reduce the beam diameter appropriately. As a result, it can be seen that the higher the acceleration voltage is, the smaller the beam diameter can be obtained even if WDa is large. Good magnetic properties can be obtained when the beam diameter is 300 μm or less, particularly 200 μm or less.
電子ビーム照射装置の照射定格出力：Ｗ≦６kW
照射出力の増大には、フィラメント径拡大が必要であるが、一方でビーム径を増大してしまい、磁気特性上不利に働くため、定格出力は小さい方がよく、６kW以下とするのが好ましい。なお、照射定格出力の下限に特に限定はないが、0.2kW程度とすることが好ましい。
Rated irradiation power of electron beam irradiation device: W ≦ 6kW
To increase the irradiation output, it is necessary to increase the filament diameter, but on the other hand, the beam diameter is increased, which disadvantageously affects the magnetic characteristics. Therefore, the rated output is preferably small and is preferably 6 kW or less. The lower limit of the irradiation rated output is not particularly limited, but is preferably about 0.2 kW.
RD線間隔：30mm以下
電子ビームは、直線状に鋼板の幅端部から、もう一方の幅端部へ照射し、これを圧延方向に周期的に繰返して行う。この繰返し間隔（RD線間隔、本発明では単に線間隔ともいう）は、30mm以下とする。線間隔が広すぎると、いくら深さ方向に還流磁区を拡大しても、磁区細分化効果が乏しくなって鉄損が改善しないからである。
一方、線間隔が狭いと、鋼中に形成される歪領域が過度に大きくなって、鉄損（ヒステリシス損）と共に、磁気歪みも劣化する結果、生産性が低下するおそれがあるので、４mm以上とすることが好ましい。
さらに、低磁歪化するためには、線間隔は６mm以上とするのがより好ましい。前述のとおり、低磁歪化のためには、鋼板内のランセット磁区を相殺するだけの還流磁区を形成する必要があるからである。
RD line interval: 30 mm or less The electron beam is irradiated linearly from the width end of the steel sheet to the other width end, and this is periodically repeated in the rolling direction. The repetition interval (RD line interval, also simply referred to as a line interval in the present invention) is 30 mm or less. If the line spacing is too wide, no matter how much the reflux magnetic domain is expanded in the depth direction, the magnetic domain fragmentation effect is poor and iron loss is not improved.
On the other hand, if the line spacing is narrow, the strain area formed in the steel becomes excessively large, and as a result of deterioration of magnetostriction along with iron loss (hysteresis loss), there is a possibility that productivity may be lowered. It is preferable that
Further, in order to reduce the magnetostriction, the line spacing is more preferably 6 mm or more. This is because, as described above, in order to reduce the magnetostriction, it is necessary to form a reflux magnetic domain that only cancels the lancet magnetic domain in the steel sheet.
なお、還流磁区量は、電子ビームの出力、ビーム径、速度、点列間距離および線間隔のいずれかによって調整することが可能であるが、これらの調整項目のうち、出力や、ビーム径、速度を変更すると、ビームを、幅方向に均一にするための収束電流条件も同時に変わってしまい、再調整に多くの時間を要する結果、生産性が低下することになる。また、点列間距離による調整は、ある程度の効果を有するものの、拡大しすぎると、磁区細分化効果が失われてしまう。
これに対して、線間隔は、収束条件を変えることなく数mmのオーダーで大きく変更することが可能である。図９に、λpp(Ｂ=1.7Ｔ,50Hz)におよぼす線間隔の影響を示す。サンプルは同一コイルから切り出し、図中、各点は30データの平均値である。このデータにおけるビームの単位走査長さあたりのエネルギは、18J/mである。このエネルギでは、線間隔：５mmにおいて鉄損が最小となり、λppは、６mm以上30mm以下において未照射材よりも低減されることが分かる。
The amount of the return magnetic domain can be adjusted by any one of the output of the electron beam, the beam diameter, the speed, the distance between the point sequences, and the line interval. Among these adjustment items, the output, the beam diameter, When the speed is changed, the convergence current condition for making the beam uniform in the width direction also changes at the same time. As a result, a lot of time is required for readjustment, resulting in a decrease in productivity. Further, the adjustment by the distance between the point sequences has a certain effect, but if it is enlarged too much, the magnetic domain refinement effect is lost.
On the other hand, the line spacing can be largely changed on the order of several mm without changing the convergence condition. FIG. 9 shows the influence of the line spacing on λpp (B = 1.7 T, 50 Hz). Samples were cut out from the same coil, and each point in the figure is the average of 30 data. The energy per unit scanning length of the beam in this data is 18 J / m. It can be seen that with this energy, the iron loss is minimized when the line spacing is 5 mm, and λpp is reduced as compared with the unirradiated material when the distance is 6 mm or more and 30 mm or less.
線角度：60°から120°
本発明では、鋼板の幅端部からもう一方の幅端部への直線状照射において、始点から終点に向かう照射方向は、圧延方向を横切れば問題はないが、圧延方向から60°から120°の範囲の角度となる方向とするのが好ましい。望ましくは90°である。90°から大きくずれると、歪み導入部の体積が過度に増大してしまうため、ヒステリシス損が劣化するからである。
Line angle: 60 ° to 120 °
In the present invention, in the linear irradiation from the width end of the steel sheet to the other width end, the irradiation direction from the start point to the end point has no problem as long as it crosses the rolling direction, but 60 ° to 120 ° from the rolling direction. It is preferable that the direction is an angle in the range. 90 ° is desirable. This is because when the angle is greatly deviated from 90 °, the volume of the strain introduction portion is excessively increased, so that the hysteresis loss is deteriorated.
加工室圧力：３Pa以下
加工室圧力が３Paより高いと、電子銃から発生した電子が散乱されて、地鉄に還流磁区を形成するための電子のエネルギが減少するために、十分な磁区細分化がなされず、鉄損が改善しないおそれがあるので、加工室圧力は３Pa以下が好ましい。なお、加工室圧力の下限値は特に制限されないが、設備の過度な負担を考えると0.02Pa程度である。
Processing chamber pressure: 3 Pa or less When the processing chamber pressure is higher than 3 Pa, electrons generated from the electron gun are scattered and the energy of the electrons for forming the return magnetic domain in the ground iron is reduced. Therefore, the processing chamber pressure is preferably 3 Pa or less. The lower limit value of the processing chamber pressure is not particularly limited, but is about 0.02 Pa considering the excessive burden on the equipment.
電子ビーム照射パタン：
電子ビームを偏向走査させて、通板される鋼板に直線状に分布される歪を与えていく。このとき、歪を導入する電子ビームの平均走査速度は30m/s以上とするのが良い。ここで、平均走査速度とは、直線状の連続電子ビーム走査であれば、その速度とすれば良く、点列状の照射であれば、（点列間最小距離）／（１点の滞在時間）を平均走査速度とすれば良い。走査速度が30m/sより小さいと、高い生産性を達成できない。より好ましくは、60m/s以上である。
Electron beam irradiation pattern:
An electron beam is deflected and scanned, and a strain distributed in a straight line is given to a steel plate to be passed. At this time, the average scanning speed of the electron beam for introducing distortion is preferably 30 m / s or more. Here, the average scanning speed may be the speed in the case of linear continuous electron beam scanning, and in the case of dot-line irradiation, (minimum distance between dot lines) / (stay time of one point) ) May be the average scanning speed. If the scanning speed is less than 30 m / s, high productivity cannot be achieved. More preferably, it is 60 m / s or more.
全幅から切出した100mm幅の試料において、励磁中の圧延方向最大振幅：λppの平均値が3.5×10-7以下
全幅から切出した100mm幅の試料において、励磁中の圧延方向最大振幅：λppの最大λpp−最小λppが2.4×10-7以下
本発明における方向性電磁鋼板は、最大磁束密度Ｂ（Ｔ）にて励磁中の圧延方向最大振幅：λppの平均および最大λpp−最小λppの値が、上記した範囲、すなわち、λppの平均値（以下、平均磁歪振幅という）が3.5×10-7以下で、かつλppの最大値−最小値（以下、磁歪ばらつきという）が2.4×10-7以下となることを特徴としている。但し、前記Ｂ（Ｔ）は、1.3Ｔ以上1.9Ｔ以下のある一定値で励磁する。
以下に、その限定理由の根拠となる実験結果を示す。
The maximum amplitude in the rolling direction during excitation in the 100 mm width sample cut out from the full width: the average value of λpp is 3.5 × 10 -7 or less. The maximum amplitude in the rolling direction during excitation in the 100 mm width sample cut out from the full width: the maximum in λpp λpp−minimum λpp is 2.4 × 10 −7 or less In the grain-oriented electrical steel sheet according to the present invention, the maximum amplitude in the rolling direction during excitation at the maximum magnetic flux density B (T): the average of λpp and the maximum λpp−minimum λpp values The above-mentioned range, that is, the average value of λpp (hereinafter referred to as average magnetostriction amplitude) is 3.5 × 10 −7 or less, and the maximum value−minimum value of λpp (hereinafter referred to as magnetostriction variation) is 2.4 × 10 −7 or less. It is characterized by becoming. However, B (T) is excited at a certain constant value between 1.3T and 1.9T.
The experimental results that provide the grounds for the limitation are shown below.
まず、偏向中のビーム性状の均一性が変わるように、フォーカス条件を変えて電子ビームを照射した300mm幅コイルから幅方向に切出した100mm幅の試料３枚をコイル全体からまんべんなく15セット準備し、最大磁束密度Ｂ=1.7Ｔ、周波数50Hzの条件にてλppを測定した。なお、λppは、レーザドップラ振動計を用いて測定した。
かくして得られた結果から、圧延方向最大振幅の最大と最小の差および平均値を求めた。続いて、同一の電子ビーム照射条件によって処理したコイル内の素材だけで、変圧器鉄心を作製し騒音を測定した。騒音は、三相三脚の積み鉄心型の変圧器を模擬し、モデル変圧器を用いて評価を行った。
評価結果を表１および２に示す。
なお、鉄心重量を約20kgとした。三相は120°位相をずらして励磁を行い、磁束密度1.7Ｔにおいて、騒音測定を行った。騒音は、Ａスケール補正を行ったdBA単位で表す。
First, in order to change the uniformity of the beam properties during deflection, prepare 15 sets of 3 100mm wide samples from the 300mm wide coil cut in the width direction from the 300mm wide coil irradiated with the electron beam under different focus conditions. Λpp was measured under the conditions of maximum magnetic flux density B = 1.7T and frequency 50Hz. Λpp was measured using a laser Doppler vibrometer.
From the results thus obtained, the maximum and minimum differences and average values of the maximum amplitude in the rolling direction were determined. Subsequently, a transformer core was produced only from the material in the coil processed under the same electron beam irradiation conditions, and the noise was measured. The noise was evaluated by simulating a three-phase tripod-stacked iron core transformer and using a model transformer.
The evaluation results are shown in Tables 1 and 2.
The iron core weight was about 20 kg. The three phases were excited by shifting the phase by 120 °, and noise was measured at a magnetic flux density of 1.7T. Noise is expressed in dBA units with A scale correction.
表１より、平均磁歪振幅が同程度であっても、磁歪ばらつきが大きくなるほど、変圧器騒音が大きくなることがわかる。また、表２より、磁歪ばらつきが同程度であっても平均磁歪振幅が大きくなるほど、変圧器騒音が大きくなることがわかる。そして、特に、平均磁歪振幅を3.5×10-7以下、磁歪ばらつきを2.4×10-7以下とすることによって、40dBA以下の極めて低い値が得られることがわかった。 From Table 1, it can be seen that the transformer noise increases as the magnetostriction variation increases even if the average magnetostriction amplitude is approximately the same. Table 2 also shows that transformer noise increases as the average magnetostriction amplitude increases even if the magnetostriction variation is similar. In particular, it was found that an extremely low value of 40 dBA or less can be obtained by setting the average magnetostriction amplitude to 3.5 × 10 −7 or less and the magnetostriction variation to 2.4 × 10 −7 or less.
また、本発明に従う方向性電磁鋼板は、歪み導入部が、圧延方向を横切る方向であって、点列状に並んでいることや、この歪み導入部の圧延方向に対する繰返し間隔が、６mm以上であることが、平均磁歪振幅および磁歪ばらつきの低減化の点で好ましい。
なお、本発明において、上述した工程や製造条件以外については、従来公知の電子ビーム照射方法および方向性電磁鋼板の製造方法を適宜使用することができる。
In the grain-oriented electrical steel sheet according to the present invention, the strain-introducing portion is a direction crossing the rolling direction and arranged in a dotted line, and the repetition interval of the strain-introducing portion with respect to the rolling direction is 6 mm or more. It is preferable to reduce the average magnetostriction amplitude and magnetostriction variation.
In addition, in this invention, conventionally well-known electron beam irradiation methods and the manufacturing method of grain-oriented electrical steel sheet can be used suitably except the process and manufacturing conditions mentioned above.
Ｓｉ：3.2質量％を含有する最終板厚：0.22mmに圧延された冷延板を、脱炭、一次再結晶焼鈍した後、ＭｇＯを主成分とした焼鈍分離剤を塗布し、二次再結晶過程と純化過程を含む最終焼鈍を施し、フォルステライト被膜を有する方向性電磁鋼板を得た。５０％のコロイダルシリカとリン酸マグネシウムからなる張力コートを塗布、８５０℃にて焼付けた。その後、圧延方向と直角に電子ビームを照射することで磁区細分化処理を施した。また、電子ビームの照射条件を表３に記載する。
表３に示した条件で電子ビームを照射した300mm幅コイルから幅方向に切出した100mm幅の試料３枚をコイル全体からまんべんなく15セット準備し、最大磁束密度Ｂ=1.7Ｔ、周波数50Hzの条件にてλppを測定した。なお、λppは、レーザドップラ振動計を用いて測定した。
上記測定手順にて測定したλppより平均磁歪振幅と磁歪ばらつきをそれぞれ求め表４に記載した。
Si: 3.2% by mass Final thickness: Cold-rolled sheet rolled to 0.22 mm, decarburized and primary recrystallization annealed, then applied with an annealing separator mainly composed of MgO, and secondary recrystallization A final annealing process including a process and a purification process was performed to obtain a grain-oriented electrical steel sheet having a forsterite film. A tension coat consisting of 50% colloidal silica and magnesium phosphate was applied and baked at 850 ° C. Then, the magnetic domain refinement process was performed by irradiating an electron beam at right angles to the rolling direction. In addition, Table 3 shows the electron beam irradiation conditions.
Prepare 15 sets of 3 100mm wide specimens from the 300mm wide coil irradiated with the electron beam under the conditions shown in Table 3 from the entire coil, with the maximum magnetic flux density B = 1.7T and frequency 50Hz. Λpp was measured. Λpp was measured using a laser Doppler vibrometer.
The average magnetostriction amplitude and magnetostriction variation were obtained from λpp measured by the above measurement procedure and listed in Table 4.
表４より、本発明の電子ビーム照射条件である範囲を外れた試験Ｎｏ．２，５，８，１８は、平均磁歪振幅または磁歪ばらつきの少なくとも一方が本発明の方向性電磁鋼板の要件を満足していないことがわかる。これに対して、本発明の電子ビーム照射条件を満たす条件では、平均磁歪振幅が3.5×10-7以下で、かつ磁歪ばらつきが2.4×10-7以下となって、前述した実験結果（表１および表２）を参照すると、低騒音な変圧器が作製できていることがわかる。 From Table 4, Test No. out of the range which is the electron beam irradiation condition of the present invention. 2, 5, 8, and 18 show that at least one of the average magnetostriction amplitude or magnetostriction variation does not satisfy the requirements of the grain-oriented electrical steel sheet of the present invention. On the other hand, under the conditions satisfying the electron beam irradiation condition of the present invention, the average magnetostriction amplitude is 3.5 × 10 −7 or less and the magnetostriction variation is 2.4 × 10 −7 or less. Referring to Table 2), it can be seen that a low noise transformer can be produced.
Claims (6)
上記歪みの圧延方向に対する繰返し間隔を30mm以下とし、
上記歪みの導入を、加速電圧：40〜300kVの電子ビームによるものとし、
電子銃直下における電子ビーム径：Ｄを、50μm≦Ｄ≦500μmの範囲とし、さらに、
１台の電子銃による鋼板上の幅方向偏向照射長さをＬ(mm)、偏向コイル中心から鋼板までの距離をＷＤ(mm)としたとき、
ＷＤ＞Ｌ／(２ｔａｎθ)、Ｌ≧１５０、
なお、θ＝10 deg.とする
の関係を満たすものとする低騒音変圧器鉄心用方向性電磁鋼板の製造方法。 In introducing a strain locally in the direction crossing the rolling direction, the strain is periodically and repeatedly introduced in the rolling direction.
The repetition interval with respect to the rolling direction of the strain is 30 mm or less,
The introduction of the above distortion is caused by an electron beam with an acceleration voltage of 40 to 300 kV,
Electron beam diameter directly under the electron gun: D is set in a range of 50 μm ≦ D ≦ 500 μm, and
When the length of deflection irradiation in the width direction on a steel plate by one electron gun is L (mm) and the distance from the center of the deflection coil to the steel plate is WD (mm),
WD> L / (2 tan θ), L ≧ 150,
In addition, the manufacturing method of the grain-oriented electrical steel sheet for low noise transformer cores which satisfy | fills the relationship of (theta) = 10 deg.
Ｌ≧Ｔ／４
の関係を満たし、さらに前記電子ビーム径：Ｄを、
50μm≦Ｄ≦300μmの範囲とする
請求項１に記載の低騒音変圧器鉄心用方向性電磁鋼板の製造方法。 The width direction deflection irradiation length: L (mm) and the total width of the steel plate: T (mm)
L ≧ T / 4
And further, the electron beam diameter: D,
The method for producing a grain-oriented electrical steel sheet for a low noise transformer core according to claim 1, wherein the range is 50 μm ≦ D ≦ 300 μm.
0.019×Ｖａ2+6.0×Ｖａ+215≧ＷＤａ
の関係を満たす請求項１または２に記載の低騒音変圧器鉄心用方向性電磁鋼板の製造方法。 The acceleration voltage of the electron beam: Va (kV) and the distance from the center of the focusing coil to the steel plate: WDa (mm)
0.019 × Va 2 + 6.0 × Va + 215 ≧ WDa
The manufacturing method of the grain-oriented electrical steel sheet for low noise transformer cores of Claim 1 or 2 satisfy | filling the relationship of these.
0.022×Ｖａ2+3.6×Ｖａ+168≧ＷＤａ
の関係を満たす請求項３に記載の低騒音変圧器鉄心用方向性電磁鋼板の製造方法。 The acceleration voltage: Va (kV) and the distance from the center of the focusing coil to the steel plate: WDa (mm),
0.022 × Va 2 + 3.6 × Va + 168 ≧ WDa
The manufacturing method of the grain-oriented electrical steel sheet for low noise transformer cores of Claim 3 which satisfy | fills the relationship of these.
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Cited By (1)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| US11562840B2 (en) | 2018-03-22 | 2023-01-24 | Nippon Steel Corporation | Grain-oriented electrical steel sheet and method for producing grain-oriented electrical steel sheet |
Families Citing this family (2)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| EP3605566B1 (en) * | 2017-03-30 | 2023-06-07 | JFE Steel Corporation | Transformer iron core |
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Family Cites Families (5)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JPH062042A (en) * | 1992-06-16 | 1994-01-11 | Kawasaki Steel Corp | Production of grain-oriented silicon steel sheet with low iron loss for laminated iron core |
| JP5867053B2 (en) * | 2011-02-28 | 2016-02-24 | Ｊｆｅスチール株式会社 | Electron beam irradiation method |
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| CN104011241B (en) * | 2011-12-22 | 2016-06-29 | 杰富意钢铁株式会社 | Orientation electromagnetic steel plate and manufacture method thereof |
| CN104011231A (en) * | 2011-12-27 | 2014-08-27 | 杰富意钢铁株式会社 | Device For Improving Core Loss In Grain-Oriented Electrical Steel Sheet |
-
2014
- 2014-08-26 JP JP2014171932A patent/JP6015723B2/en active Active
Cited By (1)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| US11562840B2 (en) | 2018-03-22 | 2023-01-24 | Nippon Steel Corporation | Grain-oriented electrical steel sheet and method for producing grain-oriented electrical steel sheet |
Also Published As
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