方向性电磁钢板、使用该方向性电磁钢板而成的变压器的卷绕铁芯和卷绕铁芯的制造方法与流程

本发明涉及用于变压器的卷绕铁芯的方向性电磁钢板、以及使用该方向性电磁钢板而成的变压器的卷绕铁芯、以及卷绕铁芯的制造方法。

背景技术：

具有在铁的易磁化轴即＜001＞取向与钢板的轧制方向高度一致的晶体结构的方向性电磁钢板特别是用作电力用变压器的铁芯材料。变压器根据其铁芯结构大致分为叠片铁芯变压器和卷绕铁芯变压器。叠片铁芯变压器通过层叠切断成规定的形状的钢板而形成铁芯。另一方面，卷绕铁芯变压器通过卷起钢板而形成铁芯。大型的变压器中，目前大多主要使用叠片铁芯变压器。作为变压器铁芯有各种要求，但特别重要的是铁损小。

从该观点考虑，作为铁芯坯材即方向性电磁钢板所要求的特性，铁损值小也很重要。并且，为了减少变压器的励磁电流而减少铜损，还需要磁通密度高。该磁通密度以磁化力800a/m时的磁通密度b8(t)进行评价，一般向goss取向的取向整合度越高，b8越大。磁通密度大的电磁钢板一般磁滞损耗小，铁损特性方面也优异。并且，为了降低铁损，重要的是使钢板中的二次再结晶晶粒的晶体取向与goss取向高度一致、降低钢成分中的杂质。然而，控制结晶取向、降低杂质是有限度的，因此开发了通过物理方法对钢板的表面导入不均匀性，使磁畴的宽度细化而降低铁损的技术，即磁畴细化技术。例如专利文献1、专利文献2中记载了在钢板表面设置规定深度的线状的槽的耐热型的磁畴细化方法。上述专利文献1中，记载了利用齿轮型辊进行的槽形成方法。并且，上述专利文献2中记载了将刀尖按压到最终退火后的钢板中而形成槽的方法。这些手段具有即使进行热处理，对钢板施加的磁畴细化效果也不消失，也能够应用于卷绕铁芯等的优点。

为了减少变压器铁损，通常认为只要减少作为铁芯坯材的方向性电磁钢板的铁损(坯材铁损)即可。然而，已知变压器铁芯、特别是具有3个脚或5个脚的方向性电磁钢板的三相励磁的卷绕铁芯变压器中，与坯材铁损相比变压器的铁损更大。一般将使用电磁钢板作为变压器的铁芯时的铁损值(变压器铁损)除以爱泼斯坦试验中得到的坯材的铁损值而得的值称为工艺系数(buildingfactor，bf)或者分配系数(distractionfactor，df)。即，具有3个脚或5个脚的三相励磁的卷绕铁芯变压器中，通常bf超过1。

作为通常的观点，作为卷绕变压器的变压器铁损与坯材铁损相比铁损值增加的主要因素，主要指出由磁路长度的差异产生的磁通向内卷绕磁芯集中。如图1所示，内卷绕磁芯1和外卷绕磁芯2同时被励磁的情况下，与外卷绕磁芯2相比内卷绕磁芯1的磁路长度更短，因此磁通在内卷绕磁芯1集中，其结果，铁损在内卷绕磁芯1增加。特别是励磁磁通密度比较小的情况下，磁路长度的效果大，因此由磁通集中导致的铁损增加大。若励磁磁通密度大，则仅内卷绕磁芯1不承载励磁，在外卷绕磁芯2也穿过更多的磁通，因此磁通的集中缓和。其中，如图2所示，穿过外卷绕磁芯2的磁通使磁通在内卷绕磁芯1穿过，在内卷绕磁芯1与外卷绕磁芯2之间，生成层间的磁通穿越3。通过在面内方向产生磁化，从而产生面内涡流损耗的增加，产生层间的磁通穿越3而铁损增加。

另外，为了在变压器铁芯中进行线圈插入，如图3所示，存在使钢板和将钢板搭接的接合部(搭接部4)。该搭接部4中，发生磁通在钢板垂直方向穿越等复杂的磁化动作，因此磁阻变大。由于在面内方向产生磁化，导致面内涡流损耗增加。

基于这样的相对于变压器铁损的增加主要因素的定性理解，作为降低变压器铁损的对策，例如有如下的提案。

专利文献3中，公开了在磁路长度短且磁阻小的内周侧配置磁特性比外周侧差的电磁钢板，在磁路长度长且磁阻大的外周侧配置磁特性比内周侧更优异的电磁钢板，从而有效地降低变压器铁损。专利文献4中，公开了通过将卷绕方向性硅钢板的卷绕铁芯配置于内侧部分，在该卷绕铁芯的外侧卷绕磁致伸缩比该方向性硅钢板低的磁性材料而得到组合铁芯，从而能够有效地降低变压器噪声。

现有技术文献

专利文献

专利文献1：日本特公昭62－53579号公报

专利文献2：日本特公平3－69968号公报

专利文献3：日本特许第5286292号公报

专利文献4：日本特开平3－268311号公报

专利文献5：日本特许第5750820号公报

非专利文献

非专利文献1：电气学会论文志d，130卷9号，p1087－1093(2010)

非专利文献2：电气学会磁学研究会资料，mag－04－224，p27－31(2004)

技术实现要素：

如专利文献3、4中所公开，通过利用磁通向内卷绕磁芯集中的现象，将内卷绕磁芯和外卷绕磁芯设为不同的材料，能够有效地改善变压器特性。然而，如上所述，若励磁磁通密度变大，则磁通的集中缓和，因此变压器特性的改善效果变小。另外，这些方法由于需要适宜地配置不同的材料，所以显著地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卷绕铁芯的情况下，变压器铁损的降低效果优异的方向性电磁钢板。另外，本发明的目的在于提供一种使用上述方向性电磁钢板的变压器的卷绕铁芯及其制造方法。

本发明人等针对内卷绕磁芯与外卷绕磁芯之间的层间穿越和接合部中的磁阻和变压器的铁损增量进行了调查。

以图4的卷绕铁芯形状，对磁化力800a/m的磁通密度b8：1.93t的0.20mm、0.23mm、0.27mm厚的方向性电磁钢板，将搭接长度改变为2～6mm而制作变压器铁芯，进行50hz、1.7t的三相励磁，进行铁损测定。图4的卷绕铁芯具有层叠厚度：22.5mm，钢板宽度：100mm，7级步进搭接，1级搭接长度(2，4，6mm)的形状。同时，如专利文献5所公开的那样，利用红外线照相机测定励磁中的铁芯端面的温度上升，测定铁芯内的局部铁损。这样，在图5所示的、内卷绕磁芯与外卷绕磁芯之间的层间穿越部6和搭接部7中，铁损特别大。表1中示出了各变压器铁芯的变压器整体的铁损和层间穿越部的铁损平均值、搭接部的铁损平均值。

[表1]

搭接长度越窄，板厚越厚，变压器铁损和bf(＝变压器铁损/坯材铁损)变大。另外，对于层间穿越部的铁损平均、搭接部的铁损平均，搭接长度越窄，板厚越厚，变大。因此，推测层间穿越部的铁损、搭接部的铁损是成为决定变压器铁损大小的重要的因素。因此，重要的是考虑层间穿越部的铁损、搭接部的铁损的大小由哪些因素决定。

对于搭接部的铁损，从搭接部的磁通穿越的观点考虑，推测由于以下的要素而变化。非专利文献1是关于铁芯接合搭接的穿越磁通的文献。图6中示意性地示出基于该见解推测的接合部的磁通的流通。到达接合部的磁通在假设没有向钢板外的漏磁通时，将接合部分为(a)(使搭接部向面外方向穿越)磁通穿越、(b)(穿越搭接部以外的层叠钢板的层间)层间磁通、(c)穿越(钢板间的)gap的磁通(图6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)。搭接长度越窄，搭接部的面积越小，因此(a)磁通穿越变小。并且，同样地板厚越厚，铁芯内的相同层叠高度下的层叠片数减少，与此相伴，相对于接合部体积的搭接部的面积变小，因此(a)磁通穿越变小。(b)层间磁通在分步搭接中由于其对称性，成为(a)磁通穿越的一半左右(搭接中考虑到磁通的对称性，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)。因此，搭接长度越窄，板厚越厚，(a)磁通穿越小时，(c)穿越gap的磁通必然变大。若考虑这样的接合部中的磁通的流通，(c)穿越gap的磁通变大，其结果推测搭接部的铁损变大。

对于该相关关系，从接合部的磁阻的观点出发，考虑如下。gap部的间隙也由组装的精度所决定，通常与层叠方向的钢板彼此的间隙(≈电磁钢板的表面被膜厚度(～几μm)相比较大，因此认为(c)穿越gap的磁通的磁阻与(a)磁通穿越和(b)层间磁通的磁阻相比更大。因此，认为穿越gap的磁通密度变大时，接合部的磁阻变大。并且，认为因接合部的磁阻增加而使直接使接合部的铁损变大。

另外，对于层间穿越部的铁损增加，推测接合部的磁阻占重要的因素。若被接合部励磁的磁通密度变大，则(a)磁通穿越无法增加到一定程度以上，因此(c)穿越gap的磁通变大。即，接合部的磁阻增加。为了回避这种现象，避免磁通向内卷绕磁芯集中，磁通还向外卷绕磁芯流通，因此内卷绕磁芯与外卷绕磁芯之间的层间磁通穿越增加。在(c)穿越gap的磁通大、搭接长度窄、板厚厚的卷绕铁芯中，为了略微减少(c)穿越gap的磁通，考虑增加内卷绕磁芯与外卷绕磁芯之间的层间磁通穿越，缓和磁通向内卷绕磁芯的集中，减少被接合部励磁的磁通密度。推测层间磁通穿越的增加引起面内涡流损耗的增加，从而层间穿越部的铁损增加。

根据以上述试验事实和推定，得出如下见解：为了减少卷绕变压器的变压器铁损和bf，重要的是降低穿越gap的磁通密度。另外，为了降低穿越gap的磁通密度，认为重要的是增大穿越搭接部的磁通量。为了增大穿越搭接部的磁通量，有以增大搭接长度而增大搭接部面积的变压器铁芯的设计进行应对，或者考虑减薄板厚而增大搭接位置且增加相对于接合部体积的搭接部面积、或使用搭接部的磁通穿越的磁导率大的坯材这样的对策。本发明中，无论变压器铁芯设计如何，都想要制造铁损特性优异的变压器，考虑板厚的影响的基础上，进行了制成变压器铁芯时的搭接部的磁通穿越的磁导率变大的坯材的探索。

对各种材料的坯材磁特性与穿越接合部的搭接部的磁通密度之间的关系进行调查。调查中与上述的实验同样地使用各种方向性电磁钢板制作图4的设计(搭接长度4mm)的变压器铁芯，检测接合搭接部的铁损。接合搭接部的铁损越小，穿越gap的磁通密度越小，认为穿越搭接的磁通密度越大。另外，进行基于epstein试验、sst试验(电磁钢板单板磁特性试验)的在方向性电磁钢板的易磁化方向即轧制方向的单轴磁化的评价，如非专利文献2所示的利用二维磁力测定装置基于二轴磁化的评价，对于各种励磁条件下的磁特性与接合搭接部中的铁损的相关性进行调查。于是，得到如下见解：对坯材即方向性电磁钢板施加由下式(1)定义的椭圆磁化时的铁损劣化率与使用该方向性电磁钢板制成的变压器铁芯的穿越搭接部的磁通密度的相关性好。

(施加椭圆磁化时的铁损劣化率)＝((wa－wb)/wb)×100···(1)

其中，式(1)中，wa是施加在rd方向(轧制方向)为1.7t、在td方向(与轧制方向成直角的方向)为0.6t的50hz椭圆磁化时的铁损，wb是在rd方向施加1.7t的50hz交变磁化时的铁损。

对于方向性电磁钢板(坯材)，图7中示出0.18mm厚材料的结果，图8中示出0.20mm厚材料的结果，图9中示出0.23mm厚材料的结果，图10中示出0.27mm厚材料的结果，图11中示出0.30mm厚材料的结果。在任一板厚下，随着对构成铁芯的方向性电磁钢板施加椭圆磁化时的铁损劣化率变大，层间穿越部的铁损都增加。特别是0.18mm厚材料、0.20mm厚材料，施加椭圆磁化时的铁损劣化率大于60％的情况下，层间穿越部的铁损的增加显著，对于0.23mm厚材料，铁损劣化率大于55％的情况下，层间穿越部的铁损的增加显著，对于0.27mm厚材、0.30mm厚材，铁损劣化率大于50％的情况下层间穿越部的铁损的增加显著。如前所述，推测层间穿越部的铁损增加时，搭接部的磁通穿越变小，对变压器铁损不利。

对于施加椭圆磁化时的铁损劣化率与搭接部的磁通穿越的相关性的理由，不一定明确，但发明人等如下考虑。磁通穿越面外方向时，在钢板面彼此的界面产生磁极，其结果是静磁能量非常大，因此将其缓和时在面外方向产生退磁场，磁化状态变化。具体而言，推测在钢板内的柳叶刀(lancet)磁畴结构增加，发生晶界的退磁场、磁畴细化材料中由应变导入部引起的闭合磁畴增加等。认为由于这样的磁化状态的变化，穿越搭接部的磁通密度降低。另一方面，在面内方向的椭圆磁化中，有磁化朝向属于难磁化方向的＜111＞方向的瞬间。在对rd方向：1.7t，td方向：0.6t这样大的椭圆磁化进行励磁的情况下，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，磁各向异性能量非常大，因此为了将其缓和而生成退磁场，磁化状态发生变化。这样与向面外方向的穿越磁通的情况同样，钢板内的柳叶刀磁畴结构增加、产生晶界的退磁场，磁畴细化材料中由应变导入部引起的闭合磁畴增加等。由此，椭圆磁化的铁损与仅向易磁化方向的交变磁化的铁损相比，铁损大幅增加。即，对于施加椭圆磁化时的铁损劣化率和穿越搭接部的磁通密度的变化，推测由于相同的退磁场的生成这样的变化因素而具有相关性。

根据上述考虑，认为穿越搭接部的磁通密度或者施加椭圆磁化时的铁损劣化率通过在钢板内的柳叶刀磁畴结构增加、发生晶界的退磁场、形成槽的耐热型磁畴细化材料中，通过将槽形成部的漏磁通增加这样的主要因素参数化，能推定其大小。具体而言，

(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(°)

二次再结晶晶粒的平均β角增大时，静磁能量与sinβ成比例地增加，为了将其缓和，柳叶刀磁畴量增加。

(ii)晶界的退磁场发生：4t/r

t：钢板板厚(mm)

r：二次再结晶粒径(mm)

认为在粒界产生的退磁场根据每钢板面单位面积的粒界面积比例4t/r而变大。

(iii)槽形成部的漏磁通的增加：

a：在与轧制方向交叉的方向延伸的多个直线状的槽的间隔(mm)

w：槽的轧制方向宽度(μm)

d：槽的深度(mm)

每钢板面单位面积的槽形成部的面积成为(w/a)×10^－3。进而认为漏磁通根据相对于板厚的槽深度d/t而变大。

以组合3个要素的、的参数，对直到0.18mm厚～0.30mm厚为止的各种坯材要素不同的材料，整理了施加椭圆磁化时的铁损劣化率。将坯材要素和测定结果汇总于表2，将本发明参数与铁损劣化率的关系汇总于图12。如图12所示，随着本发明参数的变大，施加椭圆磁化时的铁损劣化率减少。另外，发现在各板厚下穿越搭接部的磁通密度变小，为了满足接合部搭接部的铁损小的铁损劣化率范围，本发明参数为0.080以上。

使用磁化力800a/m的磁通密度b8大，即向goss取向的整合度高的坯材的卷绕铁芯中，即使坯材的磁特性良好，也存在变压器本身的磁特性反而劣化的情况。特别是使用b8为1.91t以上的goss取向整合度非常高的方向性电磁钢板的卷绕铁芯中，有时由于磁导率高，所以产生向内周侧的过度的磁通集中，其结果是bf变大。

另外，b8大的goss取向整合度非常高的坯材有二次再结晶粒变得粗大的趋势，也有时二次再结晶粒径r粗大成40mm以上。于是，晶界的退磁场发生小，如上所述施加椭圆磁化时的铁损劣化率变大，其结果bf变大。

另一方面，通过将本发明参数控制在0.080以上的范围，即使在b8为1.91t以上，二次再结晶粒径r为40mm以上的情况下，也能够将bf抑制得较小。其结果通过b8为1.91t以上、二次再结晶粒径r为40mm以上且将本发明参数控制在0.080以上的范围，能够提供坯材的磁特性(铁损)非常小且bf也小、变压器中极低铁损的方向性电磁钢板。

[表2]

[表2]

*1下划线表示不满足本发明参数。

*2施加rd方向：1.7t的50hz交变磁化时的铁损

*3施加rd方向：1.7t、td方向：0.6t的50hz椭圆磁化时的铁损

*4((wa-wb)/wb)×100施加椭圆磁化时的铁损劣化率：下划线表示在本发明的范围外。

基于以上的见解，完成了本发明。即，本发明具备以下的构成。

[1]一种方向性电磁钢板，其特征在于，用于变压器的卷绕铁芯，

该钢板的板厚t与对该钢板施加由下述式(1)定义的椭圆磁化时的铁损劣化率满足以下的关系。

板厚t≤0.20mm时，铁损劣化率为60％以下

0.20mm＜板厚t＜0.27mm时，铁损劣化率为55％以下

0.27mm≤板厚t时，铁损劣化率为50％以下

(施加椭圆磁化时的铁损劣化率)＝((wa－wb)/wb)×100···(1)

其中，式(1)中，wa是施加在rd方向(轧制方向)为1.7t、在td方向(与轧制方向成直角的方向)为0.6t的50hz椭圆磁化时的铁损，wb是在rd方向施加1.7t的50hz交变磁化时的铁损。

[2]根据[1]所述的方向性电磁钢板，其特征在于，在该钢板表面形成有在与轧制方向交叉的方向延伸的多个直线状的槽，

上述槽的轧制方向宽度w、上述槽的深度d、该钢板的二次再结晶粒径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，

其中，式(2)中，

β：二次再结晶晶粒的平均β角(°)

t：钢板厚度(mm)

r：二次再结晶粒径(mm)

a：在与轧制方向交叉的方向延伸的多个直线状的槽的间隔(mm)

w：槽的轧制方向宽度(μm)

d：槽的深度(mm)。

[3]根据[1]或[2]所述的方向性电磁钢板，其中，磁化力800a/m的磁通密度b8为1.91t以上，且二次再结晶粒径r为40mm以上。

[4]一种变压器的卷绕铁芯，其特征在于，使用上述[1]～[3]中任一项所述的方向性电磁钢板而成。

[5]一种卷绕铁芯的制造方法，是减小工艺系数的卷绕铁芯变压器的卷绕铁芯的制造方法，工艺系数是将卷绕铁芯变压器的铁损值除以该卷绕铁芯的坯材即方向性电磁钢板的铁损值而求出，

卷起方向性电磁钢板而形成卷绕铁芯时，作为该钢板，使用该钢板的板厚t与对该钢板施加由下述式(1)定义的椭圆磁化时的铁损劣化率满足以下的关系的方向性电磁钢板。

板厚t≤0.20mm时，铁损劣化率为60％以下

0.20mm＜板厚t＜0.27mm时，铁损劣化率为55％以下

0.27mm≤板厚t时，铁损劣化率为50％以下

(施加椭圆磁化时的铁损劣化率)＝((wa－wb)/wb)×100···(1)

其中，式(1)中，wa是施加在rd方向(轧制方向)为1.7t、在td方向(与轧制方向成直角的方向)为0.6t的50hz椭圆磁化时的铁损，wb是在rd方向施加1.7t的50hz交变磁化时的铁损。

[6]根据[5]所述的卷绕铁芯的制造方法，其特征在于，在该钢板表面形成有在与轧制方向交叉的方向延伸的多个直线状的槽，

上述槽的轧制方向宽度w、上述槽的深度d、该钢板的二次再结晶粒径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。

其中，式(2)中，

β：二次再结晶晶粒的平均β角(°)

t：钢板厚度(mm)

r：二次再结晶粒径(mm)

a：在与轧制方向交叉的方向延伸的多个直线状的槽的间隔(mm)

w：槽的轧制方向宽度(μm)

d：槽的深度(mm)

[7]根据[5]或[6]所述的卷绕铁芯的制造方法，其中，使用磁化力800a/m的磁通密度b8为1.91t以上、且二次再结晶粒径r为40mm以上的方向性电磁钢板。

根据本发明，能够提供一种在用于变压器的卷绕铁芯的情况下，变压器铁损的降低效果优异的方向性电磁钢板。

根据本发明，通过对用作变压器铁芯的方向性电磁钢板的特性进行控制，能够降低内卷绕磁芯与外卷绕磁芯之间的层间穿越和搭接部的磁阻，无论变压器铁芯的设计如何，均能够降低卷绕铁芯变压器的变压器铁损。

根据本发明，通过以本发明的方向性电磁钢板作为坯材构成卷绕铁芯变压器的卷绕铁芯，可得到工艺系数小的卷绕铁芯变压器。

附图说明

图1是说明内卷绕磁芯和外卷绕磁芯同时被励磁时的、内卷绕磁芯的铁损的增加的示意图。

图2是说明在内卷绕磁芯与外卷绕磁芯之间产生的层间的磁通穿越的示意图。

图3是说明卷绕铁芯的搭接部的示意图。

图4是表示调查中使用的卷绕铁芯的构成的示意图。

图5是说明内卷绕磁芯与外卷绕磁芯之间的层间穿越部和搭接部的示意图。

图6是说明搭接部的磁通的流通的示意图。

图7是表示对0.18mm厚材施加椭圆磁化时的铁损劣化率与层间穿越部的铁损的关系的图。

图8是表示对0.20mm厚材施加椭圆磁化时的铁损劣化率与层间穿越部的铁损的关系的图。

图9是表示对0.23mm厚材施加椭圆磁化时的铁损劣化率与层间穿越部的铁损的关系的图。

图10是表示对0.27mm厚材施加椭圆磁化时的铁损劣化率与层间穿越部的铁损的关系的图。

图11是表示对0.30mm厚材施加椭圆磁化时的铁损劣化率与层间穿越部的铁损的关系的图。

图12是表示本发明参数与铁损劣化率的关系的图。

图13是对控制二次再结晶晶粒的平均β角的方法的一例进行说明的示意图。

图14是表示实施例中制成的卷绕铁芯a～c的构成的示意图。

具体实施方式

以下，说明本发明的详细内容。如上所述，用于卷变压器铁芯时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(坯材)的板厚t与对该钢板施加由下述式(1)定义的椭圆磁化时的铁损劣化率满足以下的关系。

板厚t≤0.20mm时，铁损劣化率为60％以下

0.20mm＜板厚t＜0.27mm时，铁损劣化率为55％以下

0.27mm≤板厚t时，铁损劣化率为50％以下

(施加椭圆磁化时的铁损劣化率)＝((wa－wb)/wb)×100···(1)

其中，式(1)中，wa是施加在rd方向(轧制方向)为1.7t、在td方向(与轧制方向成直角的方向)为0.6t的50hz椭圆磁化时的铁损，wb是在rd方向施加1.7t的50hz交变磁化时的铁损。

上述式(1)中的铁损如下测定。

(wa：施加在rd方向为1.7t、在td方向为0.6t的50hz椭圆磁化时的铁损)

wa使用非专利文献2等中有记载的、二维单板磁力测定装置(2d－sst)进行测定。通过进行在方向性电磁钢板(坯材)的rd方向为最大磁通密度1.7t、在td方向为最大磁通密度0.6t的50hz正弦波励磁，使rd方向与td方向的正弦波励磁的位相差为90°，从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，但已指出两者的铁损测定值之间有差异，在实施两者的测定的基础上取平均值。铁损测定方法提出了探针法、h线圈法等各种方法，也可以使用任一方法。并且，励磁时，以rd方向为最大磁通密度1.7t、td方向为最大磁通密度0.6t的方式，进行励磁电压的反馈控制，但磁通密度为最大的瞬间以外，在磁通波形从正弦波稍微失真的情况下，也不进行波形控制。测定试样取决于二维单板磁力测定装置的可励磁尺寸，考虑到1个试样中包含的晶粒的个数，优选为(50mm×50mm)以上。另外，考虑到测定值的变化等，优选针对1个坯材测定30张以上的试样进行平均。

(wb：在rd方向施加1.7t的50hz交变磁化时的铁损)

wb是使用相同的测定装置对与进行施加上述椭圆磁化的测定的试样相同的试样进行测定。仅在rd方向进行最大磁通密度1.7t、50hz正弦波励磁。励磁时，进行rd方向为最大磁通密度1.7t的励磁电压的反馈控制，在td方向不进行控制。

为了将施加椭圆磁化时的铁损劣化率保持在上述范围内，优选在方向性电磁钢板(坯材)表面形成在与轧制方向交叉的方向延伸的多个直线状的槽，该槽的轧制方向宽度w、槽的深度d、该钢板的二次再结晶粒径r与该钢板的二次再结晶晶粒的平均β角之间的关系满足以下的式(2)的关系。

其中，式(2)中，

β：二次再结晶晶粒的平均β角(°)

t：钢板厚度(mm)

r：二次再结晶粒径(mm)

a：在与轧制方向交叉的方向延伸的多个直线状的槽的间隔(mm)

w：槽的轧制方向宽度(μm)

d：槽的深度(mm)

上述式(2)中的坯材特性如下所述测定。

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。利用x射线结晶衍射测定钢板的二次再结晶取向。在钢板内的二次再结晶晶粒的取向存在偏差等，分别在间隔10mm的点测定rd、td，将(500mm×500mm)以上的测定区域数据进行平均而求得。

r：二次再结晶粒径(mm)

用一些化学、电气方法除去钢板表面上的被膜，测定二次再结晶粒径。目视存在于(500mm×500mm)以上的测定区域的1mm²左右以上的大小的晶粒个数，或者利用数据图像处理进行测定，求出1个二次再结晶晶粒的平均面积。根据该平均面积，计算当量圆直径(直径)，求出二次再结晶粒径。

a：在与轧制方向交叉的方向延伸的多个直线状的槽的间隔(mm)

以直线状的槽彼此的rd方向的间隔进行定义。在线间隔(槽的间隔)不是恒定的情况下，在长边方向500mm检测5个位置，取其平均值。另外，在钢板宽度方向上改变线间隔的情况下，取其平均值。

w：槽的轧制方向宽度(μm)

显微镜观察并测定钢板表面。槽的轧制方向宽度不必是恒定的，在线列方向100mm试样内观察5个位置以上，将平均值作为该线列的槽的轧制方向宽度。另外，在长边方向500mm的试样内观察线列5个位置以上，进行平均而求得。

d：槽的深度(mm)

通过对槽部的钢板截面进行显微镜观察而测定。槽的深度不必是恒定的，也可以在线列方向100mm试样内观察5个位置以上，将平均值作为该线列的槽的深度。另外，在长边方向500mm的试样内观察线列5个位置以上，进行平均而求得。

对满足上述关系的方向性电磁钢板的制作方法进行阐述。即便下述以外的方法，也控制各个参数，只要结果能够满足上述式(2)，其制造方法就不受特别限制。

对于二次再结晶晶粒的平均β角，可以通过一次再结晶组织的控制，最终退火时的线圈组等进行控制。例如，如图13所示，在安装有线圈组件的状态下进行最终退火时，在该状态下，结晶粒内的＜001＞方向是一样的。之后，进行平坦化退火，线圈成为平坦的状态时，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。即，线圈组越小，平坦化退火的β角越大。β角变得过大时，坯材的磁通密度b8变小，磁滞损耗劣化，因此β角优选为5°以下。

对于二次再结晶粒径(mm)，可以利用一次再结晶晶粒中的goss取向晶粒的存在量进行控制。例如，通过增大冷轧时的最终圧下率，或者增加轧制时的摩擦等，增加在一次再结晶晶粒前导入的剪切应变量，能够增加一次再结晶晶粒中的goss取向晶粒。并且，也可以通过控制一次再结晶退火时的升温速度来控制一次再结晶晶粒中的goss取向粒的存在量。一次再结晶晶粒中的goss取向晶粒是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，其结果二次再结晶粒径变小。

对于旨在于磁畴细化效果的、在与轧制方向交叉的方向延伸的多个槽的形成方法，作为以往的技术，有(i)通过对冷轧板在槽形成部以外的部分涂布抗蚀油墨，进而实施电解研磨而形成槽，之后剥离抗蚀油墨的蚀刻法，(ii)对完成最终退火的钢板，以882～2156mpa(90～220kgf/mm²)的载荷在基体铁部分形成深度超过5μm的槽，之后在750℃以上的温度下进行加热处理，由此将磁畴细化的技术，(iii)在1次再结晶或2次再结晶之前或之后，利用高能量密度激光的照射形成槽的方法等。本发明中，可以应用任一槽形成方法。在施加载荷的方法中齿轮辊的磨损的控制，另外，基于高能量密度激光的照射的槽形成法中熔融的铁的除去都是制造上的课题，因此优选利用冷轧板阶段的电解蚀刻来形成槽。

以利用冷轧板阶段的电解蚀刻来形成槽为例，对具体的制造方法进行说明。对于槽的轧制方向宽度，能够通过控制未涂布抗蚀油墨的部分的宽度进行控制。此时，通过进行抗蚀油墨的浸润扩散的控制，抗蚀油墨涂布辊的图案化的控制，能够在钢板宽度方向形成具有均一槽宽度的直线上槽。在之后的电解蚀刻的条件下，能够控制槽的深度。具体而言，通过调整电解蚀刻的时间，调整电流密度而控制槽深度。

对于槽的轧制方向宽度，只要能够满足上述式(2)，就没有特别限定，若过窄则引起磁极的耦合，无法充分地得到磁畴细化效果，反之过宽时减少钢板的磁通密度b8，因此优选为40μm～250μm。另外，对于槽深度只要能够满足上述式(2)，就没有特别限定，若较浅则无法充分得到磁畴细化效果，反之若较深则减少钢板的磁通密度b8，因此优选为10μm～板厚的1/5左右。

对于在与轧制方向交叉的方向延伸的多个槽的间隔，上述列举的方法中均能够在制造过程中控制其槽形成间隔。若槽的间隔过宽，则由此得到的磁畴细化效果减少，因此槽的间隔优选为10mm以下。

本发明的方向性电磁钢板的板厚不特别限定，但从制造性、二次再结晶的表现稳定性等观点考虑，优选为0.15mm以上，更优选为0.18mm以上。并且，从降低涡流损耗等观点考虑，优选为0.35mm以下，更优选为0.30mm以下。

对于制造本发明的变压器的卷绕铁芯中使用的方向性电磁钢板的方法，对与上述特性没有直接关系的事项不作限定，但对于推荐的适宜成分组成和上述本发明的发明点以外的制造方法，如下论述。

本发明中，利用抑制剂时，例如只要在利用aln系抑制剂的情况下适量含有al和n即可，另外，在利用mns·mnse系抑制剂的情况下适量含有mn、se和/或s即可。当然，可以并用两抑制剂。该情况下的al、n、s和se的适宜含量分别为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％。

并且，本发明还可以应用于限制al、n、s、se的含量的、不使用抑制剂的方向性电磁钢板。在该情况下，al、n、s和se量分别优选控制在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。

对其他基本成分和任意添加成分进行论述，如下所述。

c：0.08质量％以下

c量超过0.08质量％时，在制造工序中难以将c降低到不发生磁时效的50质量ppm以下，优选为0.08质量％以下。应予说明，关于下限，即使是不含有c的坯材也能够二次再结晶，因此不需要特别设置。

si：2.0～8.0质量％

si是对提高钢的电阻、改善铁损有效的元素，含量不足2.0质量％时无法实现充分的铁损降低效果，另一方面，如果超过8.0质量％则加工性显著降低，并且磁通密度也降低，因此si量优选为2.0～8.0质量％的范围。

mn：0.005～1.0质量％

mn是提高热轧加工性所必需的元素，含量小于0.005质量％时其添加效果不足，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。

除上述基本成分以外，作为磁特性改善成分，还可以适宜含有下述的元素。

选自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％和cr：0.03～1.50质量％中的至少一种

ni是对改善热轧板组织而提高磁特性有用的元素。然而，含量小于0.03质量％时，磁特性的提高效果小，另一方面，超过1.50质量％时，二次再结晶变得不稳定，磁特性劣化。因此，ni量优选为0.03～1.50质量％的范围。

并且，sn、sb、cu、p、cr和mo分别是对磁特性的提高有用的元素，若任一者不满足上述各成分的下限，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，则阻碍二次再结晶晶粒的发展，分别优选以上述范围含有。应予说明，上述成分以外的剩余部分是制造工序中混入的不可避免的杂质和fe。

可以利用通常的铸锭法、连续铸造法将调整为上述适宜成分组成的钢坯材制成板坯，也可以利用直接连续铸造法来制造100mm以下的厚度的薄铸片。板坯以通常的方法加热而供于热轧，但也可以在铸造后不加热直接供于热轧。薄铸片时可以进行热轧，也可以省略热轧而直接进入以后的工序。接着，根据需要进行热轧板退火，之后利用一次或中间夹着退火的2次以上的冷轧制成最终板厚，之后接着脱碳退火，然后实施最终退火后，实施绝缘张力涂层的涂布和平坦化退火。在这期间，冷轧后利用电解蚀刻形成槽，或者在冷轧后的任一阶段通过利用齿轮辊施加载荷、激光照射进行槽形成。另外，产品的钢成分通过脱碳退火，c被降低到50ppm以下，进而利用最终退火的纯化，al、n、s、se被降低到不可避免的杂质水平。

并且，本说明书中对三相三脚励磁型卷绕铁芯变压器的特性进行记述，但在具有其它接合部结构的卷绕铁芯变压器、例如三相五脚，单相励磁型的铁芯中使用的情况下也适用。

实施例

改变圧下率、一次再结晶退火的升温速度制成冷加工厚0.18～0.30mm的方向性电磁钢板。此时，冷轧后在各种条件下进行电解蚀刻，进行槽形成，得到表3所示的坯材特性的方向性电磁钢板。利用本说明书记载的方法对该电磁钢板进行二维磁力测定，测定施加椭圆磁化时的铁损劣化率。对各材料，制作图14所示的铁芯形状的变压器卷绕铁芯a～c，对铁芯a实施单相卷线，以单相测定对1.7t、50hz励磁的铁损，对铁芯b、c实施三相卷线，以三相测定1.7t、50hz励磁的铁损。图14所示的卷绕铁芯a具有层叠厚度：22.5mm、钢板宽度：100mm、7级步进搭接、1级搭接长度：8mm的形状，卷绕铁芯b具有层叠厚度：20mm，钢板宽度：100mm，7级步进搭接，1级搭接长度：5mm的形状，卷绕铁芯c具有层叠厚度：30mm，钢板宽度：120mm，7级步进搭接，1级搭接长度：8mm的形状。施加椭圆磁化时的铁损劣化率满足本发明范围的方向性电磁钢板中，在任一铁芯形状与比较例相比bf均小。特别是在使用磁化力800a/m的磁通密度b8≥1.91t、二次再结晶粒径r≥40mm的方向性电磁钢板的情况下，坯材铁损小，且bf小，变压器的铁损非常小。

[表3]

[表3]

*1下划线表示不满足本发明参数。

*2施加椭圆磁化时的铁损劣化率：下划线表示在本发明的范围外。