モータ用無方向性電磁鋼板の利用技術に関する研究
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(2) 博. 士. 論. 文. モータ用無方向性電磁鋼板の利用技術に関する研究. 金沢大学大学院自然科学研究科 機械科学専攻. 学籍番号. ：1524032023. 氏名. ：藤村浩志. 主任指導教員名：潮田浩作 提出年月. ：2017 年 1 月.
(3) 目 第1章. 緒言. 次. ・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 1. 1.1. 本研究の背景. 1.2. 無方向性電磁鋼板の磁気特性. 1.3. モータ用無方向性電磁鋼板の利用技術. 1.4. 本研究の目的と構成. 第 1 章の参考文献. 第2章. 無方向性電磁鋼板の開発課題. ・・・・・・・・・・・・ 1. ・ ・ ・ ・・ ・・ ・ ・・ ・・ ・ ・・ ・・ ・ ・ 2 ・・・・・・・・・ ・・・・・・ 7. ・ ・ ・ ・ ・ ・ ・ ・ ・ ・ ・ ・ ・ ・ ・ ・ ・ ・ ・ ・ ・ ・ 16. ・ ・・ ・・ ・ ・・ ・・ ・ ・・ ・・ ・ ・・ ・・ ・ ・・ ・・ ・ ・ 19. 積層リングコアの磁気特性に及ぼすかしめ形状の影響. ・・・・・・・ 22. 2.1. 緒言. ・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ ・・ 22. 2.2. 実験方法. ・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ ・・ 23. 2.3. 実験結果. ・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ ・・ 24. 2.3.1. 歪取焼鈍前の磁気特性. ・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 24. 2.3.2. 歪取焼鈍後の磁気特性. ・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 30. 2.4. 考察. 渦電流損に及ぼす諸因子の影響. 2.5. 結言. ・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ ・・ 44. 第 2 章の参考文献. 第3章. ・ ・・ ・・ ・ ・・ ・・ ・ ・・ ・・ ・ ・・ ・・ ・ ・・ ・・ ・ ・ 45. 積 層 リ ン グ コ ア の 磁 気 特 性 に 及 ぼ す か し め・焼 き 嵌 め の 影 響. 3.1. 緒言. 3.2. 実験方法. ・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ ・・ 49. 焼き嵌めリングコアの磁気特性調査. 3.2.2. 圧縮応力下での単板磁気特性調査. 実験結果. 焼き嵌めコアの磁気特性. 3.3.2. 単板磁気測定との比較. 考察. ・・・・・・・・・・・・・・ 49 ・・・・・・・・・・・・・・・ 52. ・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ ・・ 55. 3.3.1. 3.4. ・・・・ 47. ・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ ・・ 47. 3.2.1. 3.3. ・・・・・・・・・・・・・・・ 36. ・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 55 ・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 62. ・ ・ ・ ・ ・ ・ ・ ・ ・ ・ ・ ・ ・ ・ ・ ・ ・ ・ ・ ・ ・ ・ ・ ・ ・ ・ ・ ・ ・ 65.
(4) 3.4.1. かしめ部の残留歪. 3.4.2. か し め・焼 き 嵌 め に よ る 履 歴 損 増 加. 3.4.3. か し め・焼 き 嵌 め に よ る 渦 電 流 損 増 加. 3.4.4. 圧縮応力による渦電流損の増加機構. 3.5. 結言. ・・・・・・・・・・・・・・ 66 ・・・・・・・・・・・・・ 69 ・・・・・・・・・・・・・・ 71. ・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ ・. 第 3 章の参考文献. 第4章. ・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 65. ・ ・・ ・・ ・ ・・ ・・ ・ ・・ ・・ ・ ・・ ・・ ・ ・・ ・・ ・ ・ 75. 無 方 向 性 電 磁 鋼 板 の 打 抜 き 加 工 に よ る 磁 気 特 性 劣 化 量 の 推 定 技 術 の 開 発 77. 4.1. 緒言. 4.2. 磁気特性の劣化度調査. ・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ ・・ 77 ・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 78. 4.2.1. 打抜き加工単板の磁気特性劣化量. 4.2.2. 塑性歪の磁気特性への影響. 4.2.3. 応力の磁気特性への影響. 4.2.4. 変形による不可逆的な磁化特性の変化開始点について. 4.3. 打抜き加工の変形解析. 81. ・・・・・・・・・・・・・・・・・・・. 81. ・・・・・・. 84. ・ ・ ・・ ・・ ・・ ・・ ・ ・・ ・・ ・ ・・ ・・ ・. 87. モデルの概要. 4.3.2. 材料の変形特性および破断基準. 4.3.3. 打抜きシミュレーション結果. ・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ ・・ 87. 電磁場解析モデル. 4.4.2. 電磁場解析結果. 4.4.3. 検証結果. 91. ・・ ・ ・・ ・ ・ ・・ ・ ・ ・ ・ ・・ ・. 99. 結言. ・・・・・・・・・・・・・・. 101. ・ ・ ・ ・ ・ ・ ・ ・ ・ ・ ・ ・ ・ ・ ・ ・ ・ ・ ・ ・ ・ 101 ・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・. 107. ・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ ・. 111. ・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・. 116. 第 4 章の参考文献. 第5章. ・ ・・ ・・ ・ ・・ ・ ・・ ・・ ・ ・. 打抜き加工された単板の磁気特性予測. 4.4.1. 4.5. ・・・・・・・・・・・・・・・ 78. ・・・・・・・・・・・・・・・・・・. 4.3.1. 4.4. 74. ・ ・・・ ・・ ・・ ・・ ・ ・・・ ・・ ・・ ・・ ・ ・・ ・・ ・. IPM モ ー タ の ト ル ク 性 能 に 及 ぼ す 無 方 向 性 電 磁 鋼 板 磁 気 特 性 の 影 響. 5.1. 緒言. 5.2. 実験方法. ・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ ・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・. 117. 118 118 119.
(5) 5.2.1. モデルモータ. 5.2.2. IPM モ ー タ 性 能 の 計 測 方 法. 5.3. 実験結果. ・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 119. ・ ・・ ・ ・ ・ ・ ・ ・ ・ ・・ ・ ・ ・ ・ ・ ・ ・ ・ ・・ ・ ・ ・ ・ ・ 125. 5.3.1. 鉄心材料の影響. ・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 125. 5.3.2. 打抜き歪の影響. ・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 130. 5.4. 考察. ・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 134. 5.4.1. FEM 解 析 モ デ ル. 5.4.2. モータ負荷運転時の磁束密度分布とトルク特性. 5.5. 結言. 第 6 章 結言. ・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 134 ・・・・・・・・・ 137. ・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 142. 第 5 章の参考文献. ・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ ・・ 143. ・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・. 6.1. 本研究で得られた結論. 6.2. 本研究の総括と将来展望. 謝辞. ・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 122. 144. ・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・. 144. ・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・. 146.
(6) 第1章 1.1. 緒言. 本研 究 の背景. 無方 向 性電磁 鋼 板の 開 発課題. 無 方 向 性 電 磁 鋼 板 は ， 冷 延 鋼 板 の 一 種 で ， 3％ 程 度 の 珪 素 （ Si） を 添 加 し た 鋼 板 で珪素鋼板とも呼ばれる。その主要用途はモータや発電機などいわゆる回転機の鉄 心 で あ り ，機 器 の 高 効 率 化 を 通 じ て 省 エ ネ ル ギ ー 社 会 の 構 築 に 不 可 欠 な 素 材 で あ る 。 日 本 国 内 の 電 力 使 用 量 は 約 １ 兆 kWh と 莫 大 で あ る が ，そ の 内 の 50-60%は モ ー タ に よ り 消 費 さ れ て い る 。仮 に ，モ ー タ 効 率 が 1%向 上 す れ ば ，年 間 50-60 億 kWh の 省 エ ネ 効 果 が あ り ，そ の 消 費 エ ネ ル ギ ー 効 果 は CO 2 換 算 に て（ 排 出 係 数 ※ 1 0.000551 t-CO2/kWh を 仮 定 ） (1) ，0.28-0.33 億 t/年 に 相 当 し ，金 額 に 換 算 し て 500-600 億 円 / 年に相当する。さらに最近では，自動車の電動化が推進される中，モータや発電機 の 高 効 率 化 に よ り 燃 費 性 能 が 飛 躍 的 に 向 上 す る 結 果 ， CO 2 排 出 量 の 削 減 が 進 ん で い る。 それら適用機器，主に回転機の電気エネルギー消費を削減するため，鉄心素材で あ る 無 方 向 性 電 磁 鋼 板 に は 優 れ た 磁 気 特 性 ，低 鉄 損 と 高 磁 束 密 度 が 求 め ら れ て お り ， こ れ ら は 今 後 も 継 続 し て 重 要 な 課 題 で あ る (2)( 3) 。 他 方 ， 無 方 向 性 電 磁 鋼 板 に 対 し て 大 幅 に 鉄 損 が 低 い ア モ ル フ ァ ス (4) ま た は ナ ノ 結 晶 (5) な ど の 軟 磁 性 材 料 の 開 発 が 進 め られており，将来のモータ鉄心として有望であるが，それらは非常に硬くて脆い材 質のため，鉄心への加工性が劣る課題がある。また，磁束密度も無方向性電磁鋼板 より低い課題がある。それらの欠点を克服すれば，高効率モータ用材料として広く 普及する可能性はある。ただし現時点では，回転機用鉄心材料として広く用いられ ている無方向性電磁鋼板の特性改善が，インパクトも大きいことから最優先の技術 課題と判断される。. ※1 排出係数には代替値を用いた。代替値とは，国が公表する電気事業者ごとの実排出係数及 びそれ以外の者から供給された電気の場合に実測等に基づく適切な排出係数を用いて算定が困 難な場合に代替する係数である．. 1.
(7) 1.2. 無方 向 性電磁 鋼 板の 磁 気特性. 無 方 向 性 電 磁 鋼 板 の 鉄 損 (6) は ，ヒ ス テ リ シ ス 損（ 履 歴 損 ）と 渦 電 流 損 で 構 成 さ れ ， それぞれに低減する手段が異なる。履歴損は，交番磁界の増減に伴う磁束密度の増 減の軌跡が異なることによって生じるエネルギー損失であり，その値は周波数に比 例する。その低減には結晶粒径の大径化，析出物や介在物の低減，集合組織制御， および内部ひずみの低減が有効である。一方，渦電流損は交流で磁化された鋼板内 で発生する渦電流によって生じるジュール熱であり，その値は周波数の二乗に比例 す る 。 そ の 低 減 に は 板 厚 低 減 ， Si や Al な ど の 合 金 含 有 量 増 加 に よ る 比 抵 抗 の 増 加 お よ び 磁 区 幅 の 減 少 が 有 効 で あ る 。以 上 の 鉄 損 影 響 因 子 を Fig. 1-1 に ま と め て 示 す 。 無 方 向 性 電 磁 鋼 板 の 鉄 損 W (W/m 3 ) は 励 磁 周 波 数 f (Hz)の 二 次 関 数 で 近 似 す る の が 最 も 一 般 的 あ り ， 次 式 (1)の 様 に 表 さ れ る 。. W Wh We af bf 2. (1). こ こ で ， 一 次 の 項 が 履 歴 損 Wh， 二 次 の 項 が 渦 電 流 損 We ， a お よ び b は Wh お よ び W e の 係 数 で あ る 。 与 式 (1)は あ く ま で も 近 似 式 で あ り ， 算 出 さ れ る 履 歴 損 や 渦 電 流 損の値はそれぞれの発生原理から導出される値とは多少ずれる場合があるが，モー タ 鉄 損 解 析 用 の 鉄 損 モ デ ル (7) と し て は 妥 当 性 が 確 認 さ れ て い る 。 本 論 文 で の 鉄 損 解 析 に お い て も 与 式 (1)を 基 本 的 に 用 い る が ，無 方 向 性 電 磁 鋼 板 の 渦電流損に関する発生原理について以下に簡単に触れておく。薄い磁性体の渦電流 損については，一様な特定方向の交番磁界，磁束波形正弦波および無限に広い磁性 体 な ど の 前 提 条 件 下 に て ， 励 磁 周 波 数 f (Hz)， 板 厚 d (m)， 磁 束 密 度 B m (T)， お よ び 鋼 板 の 比 抵 抗 ρ (Ω m)を 用 い て ， 次 式 (2)で 表 さ れ る 。. Wce . 2 d 2 Bm 2 f 2 6. 2. (2).
(8) こ こ で W c e (W/m 3 )は ， い わ ゆ る 古 典 的 渦 電 流 損 W c e で あ る 。 と こ ろ が ， 一 般 の 無 方 向性電磁鋼板においては，結晶粒径が大きい（磁区幅が大きい）ため一様な磁化の 変化が磁性体内で実現することはなく，古典的渦電流損よりも大きな渦電流損が発 生する。この理由は磁性体内の磁化過程が磁壁移動によって進むためであり，磁化 変化が磁壁近傍に局在化する結果，渦電流の分布も一様ではなく局在化し，損失は 一 様 な 磁 化 変 化 を 仮 定 し た 場 合 に 比 べ て は る か に 大 き く な る (8 ) 。 い わ ゆ る ， 異 常 渦 電 流 損 W a e（ eddy current anomaly）で あ る 。Bertotti (9) は 統 計 的 手 法 を 用 い て 無 方 向 性 電 磁 鋼 板 の 鉄 損 を 次 式 (3)で 表 し て い る 。. W Wh Wce Wexc. d 2 Bm 2 f 2 1.5 Wh A Bm f 1.5 6. (3). こ こ で ， 第 3 項 は 渦 電 流 の 過 剰 損 失 を 表 し て お り ， 周 波 数 の 1.5 乗 に 比 例 す る 。 定 数 A はミクロ組織や応力の影響を取り込んだパラメータである。. 3.
(9) Sheet thickness Eddy current loss. We. Electric resistivity. Magnetic domain size. Core loss. (Crystal grain size). W. Crystal grain size Hysteresis loss. Purities (Inclusion). Wh. Internal stress Texture. Fig. 1-1. Factors affecting core loss.. 4.
(10) 無方向性電磁鋼板を代表とする強磁性体の磁化過程について，技術的なポイント を 説 明 し て お く 。 詳 し い 解 説 は ， 参 考 文 献 (10) を 参 照 い た だ き た い 。 強磁性体に外部磁界を加え，その強さを増していくに従って磁化の値が増す機構 に は ，磁 壁 移 動（ domain wall displacement）と 回 転 磁 化（ rotation magnetization） がある。そもそも 2 種類の磁化過程が生じる理由は，強磁性体が多くの磁区に分か れた磁区構造を有するためである。異なる方向に向いていた自発磁化が外部磁界の 増加とともに方向をそろえていく過程，それが即ち磁化過程である。無方向性電磁 鋼 板 の 典 型 的 な 磁 化 過 程 を Fig. 1-2 を 使 っ て 説 明 す る 。 電 磁 鋼 板 は 結 晶 粒 径 20～ 200μm の 多 結 晶 組 織 を 有 し て お り ，そ の 結 晶 粒 内 は 数 枚 の 磁 壁 で 区 切 ら れ た 磁 区 構 造を有している。磁区の幅は静磁エネルギーや磁歪による磁気弾性エネルギーが小 さくなるように決定される。図中 a は消磁状態であり，試料全体では磁化が無い状 態である。そこに外部磁界を与えると，その磁界方向に磁化を向けている磁区の体 積 が 増 え る よ う に 磁 壁 が 移 動 （ 図 中 b） し ， さ ら に 磁 界 が 大 き く な る と ， 磁 壁 が 消 滅 し て 磁 区 が 統 一 さ れ て い く（ 図 中 c）。さ ら に 磁 界 の 強 さ が 増 す と ，回 転 磁 化 が 生 じ て 磁 界 方 向 に 磁 化 が 回 転 し ， 飽 和 に 近 づ い て い く （ 図 中 d）。 強磁性体の自発磁化はその磁性体を形成する結晶の特定の結晶軸方向に向きた が る 傾 向（ 結 晶 磁 気 異 方 性 ）が あ る 。鉄 の 磁 化 容 易 軸 は [100]方 向 で あ り ，磁 化 困 難 軸 は [111]方 向 で あ る 。鉄 の 異 方 性 磁 界（ H a ＝ 2 K 1 / I s ）は 約 40kA/m と 非 常 に 大 き い ため，回転磁化は非常に起こりにくい。一方，磁壁はどこにあっても磁壁のエネル ギーは同じであるため，磁壁移動は極めて容易に起こる。現実の物質では，内部応 力や介在物が磁壁移動の障害になるため，応力レベルや介在物の形や分布により磁 壁の動き易さが変化する。結晶粒界も介在物と同じ役割をする。従って，無方向性 電磁鋼板の磁気特性を向上するには，結晶方位制御により磁化しやすい磁区構造に 制御し，磁壁移動の障害になる各要因を排除することが有効となる。. 5.
(11) (a). d. B c b a. (b). a. Domain structure. H. b. Field H Domain wall displacement. Magnetization vector. c. d. Magnetization rotation. Fig. 1-2. Technical magnetization process.. (a) Hysteresis loop of non-oriented electrical steel sheet (b) Change of domain structure with magnetization (schematic). 6.
(12) 1.3. モー タ 用無方 向 性電 磁 鋼板の 利 用技 術. モータの効率を向上させるには，動作中に発生する損失を低減しなければならな い。モータの損失には大きく分けて鉄心内で発生する鉄損と巻線（銅線）で発生す る銅損がある。その他，モータを広く捉えれば制御回路内で発生する回路損や軸受 などで発生する機械損なども存在する。それぞれの損失低減の積み重ねが重要であ るが，本節では本論文の主題であるモータ鉄心に関わる技術，すなわちモータ用無 方向性電磁鋼板の利用技術に焦点を絞って従来知見をレビューする。 モータ鉄心内で発生する鉄損を抑制するには，その鉄心素材である無方向性電磁 鋼板の磁気特性を向上させることが重要である。それに加えてモータ鉄心で発生す る損失そのものに着目し，その損失の計測や数値解析による定量予測などの利用技 術 の 研 究 開 発 も 極 め て 有 用 で あ る 。 そ の 根 拠 に つ い て ， 籔 本 ら の 報 告 (11) に よ れ ば ， 無方向性電磁鋼板の素材鉄損特性と回転機の鉄心で発生する損失特性の相違点を整 理している。以下，報告内容を引用する。. 電 磁 鋼 板 の 素 材 特 性 は ，国 際 標 準 規 格 の 測 定 法（ IEC60404-2）に 基 づ き ，無 応 力 状 態 で ， 特定方向の均一な交番磁界が印加され，磁束波形が正弦波であるなどの条件下で測定され る が ， 実 際 の 回 転 機 鉄 心 の 使 用 状 態 は Fig. 1-3 に 示 す よ う に 以 下 の 点 で 異 な る 。 (1)鉄 心 構 造 と 磁 化 特 性 の 非 線 形 性 に よ り 磁 束 が 不 均 一 と な り 磁 束 密 度 分 布 を 持 つ 。 (2)ロ ー タ の 回 転 に 伴 い 鉄 心 の 一 部 に お い て 磁 束 が 回 転 す る 。 (3)鉄 心 打 抜 き 加 工 や 鉄 心 固 定 に よ る 歪 や 応 力 が 残 留 す る 。 (4)鉄 心 歯 部 間 の 巻 線 ス ロ ッ ト の 存 在 に よ り 空 間 高 調 波 が 存 在 す る 。 (5)電 源 の イ ン バ ー タ 回 路 に よ り 時 間 高 調 波 が 存 在 す る (6)磁 石 の 作 る 界 磁 磁 束 と 巻 線 電 流 の 作 る 電 機 子 磁 場 が 重 畳 す る 。 (7)鉄 損 や 銅 損 に よ る 鉄 心 の 温 度 上 昇 が あ り ， 冷 却 方 法 に 依 存 し て 温 度 分 布 が 発 生 す る 。 (8)鉄 心 端 面 の 接 触 や か し め に よ る 積 層 鉄 心 の 絶 縁 短 絡 箇 所 に 誘 導 電 流 が 流 れ る 。 これらの要素は鉄損増加要因となる。. 7.
(13) (7). Fig. 1-3. Factors affecting core loss in motor core (11) .. 8.
(14) こ れ ら の 鉄 損 増 加 要 因 の 中 で ，(3)塑 性 歪 や 弾 性 応 力 は 主 に モ ー タ を 製 造 す る 工 程 において電磁鋼板に不可避的に導入される。なお，打抜き加工により生じる鉄心の 局 所 的 な 歪 （ 塑 性 歪 と 残 留 応 力 ） は ， 750℃ 前 後 の 歪 取 焼 鈍 を 行 う こ と に よ り ほ ぼ 取り除くことが可能である。 電磁鋼板の磁気特性は塑性加工や外部からの負荷応力により劣化することが知 ら れ て い る 。 た と え ば ， Matsumura ら (12) (1 3) は Fig. 1-4 に 示 す 様 に ， せ ん 断 加 工 で生じる内部応力が鋼板に導入されたり，鋼板に外部から圧縮応力を負荷したりし た 場 合 に 鉄 損 が 顕 著 に 増 加 す る こ と を 報 告 し て い る 。他 方 ，Nakata ら (14) は ，35A250 を 用 い て せ ん 断 加 工 （ 約 7.3 μm の か え り が 生 じ た ） を 行 い ， せ ん 断 部 に 局 所 的 な プ ロ ー ブ を 設 置 し て 鋼 板 内 の 磁 束 密 度 分 布 を 計 測 し た 。 そ の 結 果 ， Fig. 1-5 に 示 す 様 に せ ん 断 加 工 に よ る 電 磁 鋼 板 の 磁 化 特 性 の 劣 化 は ， 切 断 部 か ら 5 mm 以 内 の 範 囲 で 顕 著 で あ り ，磁 束 密 度 分 布 が 不 均 一 に な る こ と が 示 さ れ た 。ま た ，750 ℃ で 2 時 間の歪取焼鈍を施すことにより磁化特性の劣化は完全に回復することが確認されて い る 。さ ら に ，モ ー タ 鉄 心 を 用 い て 外 部 応 力 に よ る 鉄 損 の 増 加 を 評 価 し た 例 と し て ， Yamamoto ら (15) は ，電 動 機 鉄 心 に 焼 き 嵌 め に よ る 外 部 応 力 を 作 用 さ せ ，磁 気 特 性 の 変化を定量的に示し，観察された損失増加は磁気歪による機械的な仕事に起因する と報告している。 こうしたモータ製造過程で鉄心に導入される塑性歪は，原子レベルでは転位とし て観察される。その転位周辺の応力場は磁壁移動の障害となるため，強磁性金属の 磁 気 特 性 に 影 響 を 与 え る 。 Yaegashi (16) は ， 多 結 晶 Fe と 低 合 金 実 用 鋼 に お い て ， 磁 気 特 性（ 保 持 力 H c と 磁 化 率 ）に 及 ぼ す 転 位 密 度 ρ の 影 響 を 調 査 し ，Fig. 1-6 に 示 す 様 に H c ∝ ρ 0.5 の 関 係 を 実 験 的 に 求 め て い る 。他 方 ，焼 き 嵌 め な ど 外 部 応 力 が 電 磁 鋼 板 に 負 荷 さ れ る と 磁 区 構 造 そ の も の が 変 化 す る 。 Fig. 1-7 参 照 。 そ れ は ， 鉄 は 磁 化 方 向 に 正 の 磁 歪（ 2×10 -5 ）を 有 す る た め で あ り ，弾 性 応 力 に よ っ て 磁 化 過 程 そ の も のが変化することになる。前者の塑性歪（転位）は磁壁移動への直接的な相互作用 であるのに対し，後者の弾性応力は磁区構造変化を通じた磁化過程への間接的な影 響といえる。. 9.
(15) (a) Change in loss by shearing. Fig. 1-4. (b) Change in loss by stress. Core loss deterioration due to (a)shearing and (b)external stress (12) . L : parallel to the rolling direction C : perpendicular to the rolling direction. 10.
(16) Fig. 1-5. Effect of stress due to cutting on magnetic flux distribution (12) . Specimen is 35A250 non-oriented electrical steel sheet. Annealing condition is 750 ℃ × 2 h in N 2 gas atmosphere.. 11.
(17) Fig. 1-6. Relationship between coercive field and dislocation density in. tensile deformed Fe polycrystal and JIS -SFVQ-1A steel (16) .. H c = 0.81×10 -5 ρ 0. 5 ＋ 1.7（ Fe polycrystal） H c = 1.0×10 -5 ρ 0.5 ＋ 8.8. （ SFVQ-1A steel）. 12.
(18) 100μm Fig. 1-7. Domain pattern in 0.1%Si electrical steel demagnetized state. under stress (-200~200MPa), by Kerr-effect microscope (through thickness) (17) .. 13.
(19) 以上に述べたような種々の鉄損増加要因を踏まえ，モータ設計においては，数値 解析などを用いて鉄心形状や励磁条件の最適化が行われている。モータ性能予測を 高 精 度 化 す る た め に は ，実 使 用 環 境 を 模 擬 す る こ と が 必 要 で あ る 。開 道 (18) は ，量 産 時と同様な打抜き加工されたモータ鉄心を用いた鉄損評価システム（回転鉄損シミ ュレータ）を開発し，素材鉄損特性とは一線を画した回転機での鉄損評価法を提案 した。また，それらの環境に応じた電磁鋼板の磁気特性データベースを構築するこ と ，あ る い は 磁 気 特 性 を モ デ リ ン グ す る こ と も 必 要 で あ る 。た と え ば ，藤 崎 ら (19) (2 0) は無方向性電磁鋼板の応力依存性に関する磁気特性データベースを構築し，打抜き 歪 や 焼 き 嵌 め に よ る モ ー タ 鉄 心 の 有 限 要 素 法 （ FEM: Finite Element Method ） に よ る 電 磁 場 解 析 と 鉄 損 解 析 を 行 い ，実 測 値 と よ く 一 致 す る と 報 告 し て い る 。さ ら に ， 中 野 ら (21) は 応 力 を ベ ク ト ル 量 で 取 り 扱 い ，応 力 の 影 響 を 考 慮 し て 焼 き 嵌 め し た モ ー タ鉄心の鉄損解析方法を検討した。その結果，鉄損解析の際に主応力と磁束密度ベ クトルの向きを考慮する手法が他の検討手法より高精度となる事を報告している。 一方，モータの回転数やトルクを自在にコントロールするためインバータ制御が 広 く 用 い ら れ て い る が ，モ ー タ 鉄 心 内 の 磁 束 密 度 波 形 に 多 く の 高 調 波 成 分 が 含 ま れ ， 鉄 損 が 増 大 す る こ と が あ る 。そ こ で ，山 崎 ら (22) は ，パ ル ス 幅 変 調（ PWM: Pulse Width Modulation) イ ン バ ー タ で 駆 動 さ れ る 磁 石 埋 込 型 同 期 モ ー タ （ IPM: Interior Permanent Magnet） の 鉄 心 で 発 生 す る 鉄 損 の 計 算 方 法 と し て ， イ ン バ ー タ の キ ャ リ ヤ 高 調 波 を 考 慮 し た 鉄 損 解 析 法 を 提 案 し て い る 。 そ の 特 徴 は ， PWM イ ン バ ー タ の理論電圧波形を直接有限要素法に入力して電磁界解析を行うものである。解析の 結果，全体の鉄損に対してキャリア高調波の鉄損が無視できないほど大きい割合を 占める事を報告している。 その他，モータや発電機などの場合では，鉄心内の磁束分布が複雑である上に， 回転磁界が一般的であり，磁束密度ベクトルの回転変化を考慮した鉄損の取り扱い も 重 要 で あ る 。 た と え ば ， 馬 ら (23) は 回 転 磁 界 を 考 慮 し た IPM モ ー タ の 鉄 損 評 価 を 行い，磁束密度ベクトルの楕円変化を考慮することにより，鉄損解析の精度が著し く改善することを報告している。 他 方 ，開 道 ら (24) は モ ー タ 積 層 鉄 心 に お け る 層 間 短 絡 損 失 を 理 論 計 算 し た 。鉄 心 に 14.
(20) か し め や 溶 接 の 数 が 多 く な る と ，短 絡 損 失 は 鉄 心 素 材 の 鉄 損 の 2 倍 以 上 大 き く な る 可能性を示している。このように，実際の回転機では三次元の構造設計にも留意す る必要がある。. 15.
(21) 1.4. 本研 究 の目的 と 構成. 本研究では，モータや発電機などいわゆる回転機の高効率化につながる材料開発 および利用技術開発を通じて省エネルギー社会の構築に貢献することを最終目標と し，それを達成するため，モータ鉄心の低鉄損化およびモータトルク性能向上とい った無方向性電磁鋼板の利用技術に関する課題に取り組むこととする。 具 体 的 に は ，前 記 課 題 に 対 し て 積 層 鉄 心 の 設 計 指 針 を 導 出 す る こ と を 目 的 と し て ， 無方向性電磁鋼板を用いたモータ積層鉄心の製造過程で広く採用されている“打抜 き ”，“ か し め ” 及 び “ 焼 き 嵌 め ” を 取 り 上 げ ， 実 際 の モ ー タ 製 造 加 工 ・ 組 み 立 て を 模擬した積層リングコアを作成し，その積層リングコアの磁気特性，主に加工によ る磁気特性劣化挙動を詳細に調査する。従来，鉄心製造時に導入される様々な歪に より電磁鋼板の磁気特性が劣化することは知られていたが，その複合効果について は明らかにされていなかった。このようなかしめのあるリングコアを試験体に採用 した狙いは，モータ鉄心に比べてギャップを介したロータが存在しないので前節 1.2 で 述 べ た 回 転 磁 束 や 空 間 高 調 波 の 発 生 を 無 視 で き ， 円 周 方 向 の 比 較 的 単 純 な 交 番磁束が実験的に得られることにある。そのため，その損失発生機構を数値解析シ ミュレーションで検証することも比較的容易にでき，より具体的な鉄心の設計指針 を解析的に示すことができると考えた。いわば，素材磁気特性とモータ鉄心の磁気 特性をつなぐ，中間的な実験検証モデルと位置付けられる。 上 記 に 加 え て 本 研 究 で は ，モ デ ル モ ー タ（ IPM モ ー タ ）を 作 成 し ，そ の ト ル ク 性 能に及ぼす打抜き歪や無方向性電磁鋼板の磁気特性の影響についても評価する。モ ータトルク性能は，損失低減による高効率化と並んでその向上が機器の小型化・省 資源化に繋がる極めて重要な要素である。モータ鉄心の打抜き歪は鉄損低減に繋が ることはよく知られているが，本研究ではトルク性能への影響を明らかにすること を目的とした。 さらに，それらの実験的に得られた知見の数値解析やモデル化による考察を通じ て，実験結果の妥当性の検証や無方向性電磁鋼板素材に立ち戻った現象の基礎的理 解を深化させる。 16.
(22) 本研究における各章の概要について以下に示す。. 第 1 章 で は ，ま ず モ ー タ 用 鉄 心 材 料 の 代 表 で あ る 無 方 向 性 電 磁 鋼 板 の 開 発 課 題 や 磁気特性について述べた。次に，モータ鉄心で発生する損失そのものに着目し，そ の損失の計測や数値解析による定量予測などの利用技術の従来知見と課題について 整理した。その上で本研究の目的，本論文の構成について記述した。. 第 2 章 で は ，連 続 打 抜 き か し め に よ り 製 造 し た 積 層 リ ン グ コ ア を 用 意 し ，コ ア 鉄 損特性に及ぼすかしめの形状の影響を調査した。従来のモータ技術においては，か しめの影響は他のかしめ間で形成される電流路や，鉄心内かしめと溶接やケースを 通して形成される電流路によるものが中心であった。しかし，本研究では単一かし めによる応力の影響と，単一かしめ内の電流路による影響について基礎的に検討し た 。 さ ら に ， か し め 部 の 短 絡 電 流 挙 動 を FEM に よ り 数 値 解 析 し ， 渦 電 流 損 に 及 ぼ すかしめ形状の影響を定量的に示した。. 第 3 章 で は ，第 2 章 に 引 き 続 い て ，か し め を 施 し た 積 層 リ ン グ コ ア を 用 い ，焼 き 嵌めや歪取焼鈍を組み合わせることによって，一般のモータ鉄心使用環境を模擬し た鉄心内の応力状態を再現し，その磁気特性を評価した。その結果を踏まえて，鉄 損増加の各要因の組み合わせ効果について検討した。また，圧縮応力下での単板磁 気特性と比較することにより，層間短絡の影響を抽出した。. 第 4 章 で は ，ま ず 打 抜 き 歪 が 磁 気 特 性 に 及 ぼ す 影 響 に 関 す る 基 礎 的 理 解 を 深 め る ことを目的とし，塑性歪と残留応力が磁気特性に及ぼす，個別の影響度および複合 的影響度の調査を行った。次に，無方向性電磁鋼板の打抜き加工時の変形解析によ り鋼板内の塑性歪と残留応力の分布を求め，上記調査結果を用いた電磁場解析によ って打抜き加工による磁気特性の劣化量の推定を試みた。. 第 5 章 で は ，PWM イ ン バ ー タ 制 御 に よ り ，高 効 率 モ ー タ の 代 表 で あ る IPM モ ー 17.
(23) タ の モ デ ル モ ー タ を 用 い た 試 験 を 行 っ た 。一 般 に ，IPM モ ー タ の ト ル ク 性 能 は ，永 久 磁 石（ 性 能 ，数 量 ，配 置 な ど ）や モ ー タ 形 状 を 適 正 化 す る も の が 中 心 で あ っ た が ， 本研究では，ステータ鉄心の打抜き歪や鉄心材料である無方向性電磁鋼板の磁気特 性に着目し，トルク性能への影響を明らかにする事を目的として調査した。. 第 6 章は，本研究で得られた結果をまとめ，将来を展望した．. 18.
(24) 第 1 章 の参 考 文献 (1) 平 成 25 年 度 の 電 気 事 業 者 ご と の 実 排 出 係 数・調 整 後 排 出 係 数 等 の 公 表 に つ い て （ お 知 ら せ ） , 環 境 省 報 道 発 表 資 料 , 2014.12.5 (2) T. Wakisaka, S. Arai, and Y. Kurosaki , “Electracal Steel Sheet for Traction Motor of Hybrid/Electrical Vehicles,” Nippon Steel Technical Report, Vol.393, pp.116-120 (2012). (3) Y. Oda, T. Okubo, and M. Takata, “Recent Development of Non-Oriented Electrical Steel in JFE Steel,” JFE Technical Report, Vol.36, pp.6-11 (2015). (4) S. Okamoto， N. Denis， M. Ieki, and K. Fujisaki,. and K. Fujisakieion of an Interior. Permanent Magnet Synchronous Motor Using Amorphous Stator Core , ” IEEE Transactions on Industry Applications, Vol.52, No.3, pp.2261-2268 (2016). (5) A. Makino, H. Men, T. Kubota, K. Yubuta, and A. Inoue , “FeSiBPCu Nanocrystalline Soft Magnetic Alloys with High Bs of 1.9 Tesla Produced by Crystallizing Hetero-Amorphous Phase,” Materials Transactions, Vol.50, pp.204-209 (2009). (6) 小 原 隆 史 , ”無 方 向 性 電 磁 鋼 板 の 高 機 能 化 の 開 発 動 向 ,” 日 本 鉄 鋼 協 会 西 山 記 念 講 座 , 第 155 回 /第 156 回 , pp.153-196 (1995). (7) “回 転 機 の 電 磁 界 解 析 高 度 化 技 術 ,” 電 磁 学 会 技 術 報 告 , No.942(2004). (8) H. J. Williams, W. Shockley, and C. Kittel, “Studies of the Propagation Velocity of a Ferromagnetic Domain Boundary,” Physical Review, Vol.80, pp.1090-1094 (1950). (9) G. Bertotti, “General Properties of Power Losses in Soft Ferromagnetic Materials ,” IEEE Transactions on Magnetics, Vol.MAG-24, pp.621-630 (1988). (10) S. Chikazumi, “Physics of Ferromagnetism, Vol.Ⅱ –Magnetic Characteristics and Engineering Application-,” Syokabo, Tokyo, pp.225 (1978). (11) M. Yabumoto, C. Kaido, T. Wakisaka, T. Kubota, and N. Suzuki , ”Electrical Steel Sheet for Traction Motor of Hybrid/Electric Vehicles ,” Nippon Steel Technical Report, Vol.378, pp.51-54 (2003). (12) K. Matsumura and B. Fukuda, “Recent Developments of Non-oriented Electrical Steel 19.
(25) Sheets,” IEEE Transactions on Magnetics , Vol.MAG-20, No.5, pp.1533-1538 (1984). (13) J. Moses and J. A. Robey, “Influence of Compressive Stress on Magnetic Properties of Commercial (110) [001] Oriented Silicon-iron,” IEEE Transactions on Magnetics, Vol.MAG-16, pp.454-460 (1968). (14) T. Nakata, M. Nakano, and K. Kawahara, “Effects of Stress Due to Cutting on Magnetic Characteristics of Silicon Steel,” IEEE Translation Journal on Magnetics in Japan, Vol.7, pp.453-457 (1992). (15) K. Yamamoto, E. Shimomura, K. Yamada, and T. Sasaki , “Effects of external stress on magnetic properties in motor cores,” IEEJ Transactions on Fundamentals and Materials, Vol.117, No.3, pp.311-315 (1997) (in Japanese). (16) K. Yaegashi, “Dependence of Magnetic Properties on Dislocation Density in Commercial Steels Deformed in Tension, ” Tetsu-to-Hagane, Vol.91, No.8, pp.33-39, (2005). (17) K. Senda, A. Fujita, A. Honda, N. Kuroki and M. Yagi, ”Magnetic Properties and Domain Structure on Non-oriented Electrical Steel Under Stress,” IEEJ Transactions on Fundamentals and Materials, Vol.131, No.6, pp.884-890 (2011). (18) C. Kaido, “Mechanical Method of Iron Loss Measurement in a Rotational Filed and Analysis of Iron Loss in a Motor,” J. Appl. Phys., Vol.69, No.8, pp.5106-5108 (1991). (19) K. Fujisaki, and S. Satou, “Numerical Calculations of Electromagnetic Fields in Silicon Steel Under Mechanical Stress ,” IEEE Transactions on Magnetics, Vol.40, No.4, pp.1820-1825 (2004). (20) K. Fujisaki, R. Hirayama, T Kawachi, S. Satou, C. Kaidou, M. Yabumoto, and T. Kubota, “Motor Core Iron Loss Analysis Evaluating Shrink Fitting and Stamping by Finite-Element. Method,”. IEEE. Transactions. on. Magnetics,. Vol.43,. No.5,. pp.1950-1954 (2007). (21) M. Nakano, C. Fujino, Y. Tani, A. Daikoku, Y. Toide, S. Yamaguchi, H. Arita, and T. Yoshioka,. “High-Precision. Calculation. of. Iron. Loss. by. Considering. Stress. Distribution of Magnetic Core,” IEEJ Transactions on Industry Applications , Vol.129, 20.
(26) No.11, pp.1060-1067 (2009). (22) K. Yamazaki, Y. Seto, and M. Tanida, “Iron Loss Analysis of IPM Motor Considering Carrier Harmonics,” IEEJ Transactions on Industry Applications , Vol.125, No.7, pp.758-766 (2005). (23) L. Ma, S. Morimoto, Y. Takeda, C. Kaido, and T. Wakisaka , ”Evaluation of Iron Loss in Interior Permanent Magnet Synchronous Motor with Consideration of Rotational Filed,” IEEJ Transactions on Industry Applications , Vol.123, No.4, pp.454-461 (2003). (24) C. Kaido, H. Mogi, and K. Hanzawa , “The Effects of Short Circuit between Laminated Steel Sheets on the Performance of Lamination Core of Motor,” IEEJ Transactions on Fundamentals and Materials, Vol.123, No.9, pp.857-862 (2003) (in Japanese).. 21.
(27) 第2章 2.1. 積 層 リン グ コア の 磁気特 性 に及 ぼ すかし め 形状 の 影響. 緒言. 無方向性電磁鋼板はモータ，発電機，変圧器などの鉄心として用いられており， それら機器性能は無方向性電磁鋼板の磁気特性に強く依存している。一般に，積層 鉄心は打抜き，かしめ，焼き嵌め，溶接などの方法により製造されるので，鉄心に は上に述べたような加工時に生じる残留応力が存在する。一方，電磁鋼板の磁気特 性 は そ の 応 力 に よ り 劣 化 す る こ と が 知 ら れ て い る (1)-(10) 。従 っ て 鉄 心 の 磁 気 特 性 を 改 善するため歪取焼鈍を施す場合もある。 従来，打抜き加工あるいは剪断加工による電磁鋼板の磁気特性劣化については数 多 く 報 告 (1) (2)(5) (6) が あ る 。 特 性 劣 化 の 原 因 は ， 加 工 時 に 鋼 板 内 に 生 じ た 塑 性 歪 と 弾 性歪である。塑性歪が導入される領域は，切断加工端部より板厚の半分程度までで あ る の に 対 し ，弾 性 歪 領 域 は ，板 厚 の 2～ 3 倍 と な る 事 が ，断 面 硬 さ や 磁 区 観 察 (6)(9) などにより明らかにされている。 一方，積層鉄心の固定に広く用いられる“かしめ”は打抜き加工同様，電磁鋼板 内に塑性歪や弾性歪が生じるので磁気特性の劣化は避けられないが，積層コアを大 量生産するためには溶接よりも有利な方法として広く採用されている。かしめや溶 接 は 層 間 短 絡 (11) が 生 じ る 場 合 が あ り ，鉄 損 の 増 加 を 招 く 可 能 性 が あ る 。よ っ て ，か しめによる磁気特性の変化をより正確に理解することができれば，積層コアの低鉄 損設計への適用が期待できる事になる。 本研究では，かしめ形状や配置などの低鉄損コアの設計指針を得ることを目的と し、積層リングコアの鉄損特性に及ぼすかしめ形状の影響を調査した。従来，モー タ技術においては，かしめの影響は他のかしめ間で形成される電流路や，鉄心内か しめと溶接やケースを通して形成される電流路によるものが中心であったが，鉄損 劣化の要因が複雑となるため本研究では単一かしめによる応力の影響と，単一かし め 内 の 電 流 路 に よ る 影 響 に つ い て ， 磁 気 計 測 の 実 験 と 有 限 要 素 法 (FEM)に よ る 磁 場 解析により検討した。. 22.
(28) 2.2. 実験 方 法. 供 試 材 と し て ， JIS-C2552 に て 35A300 規 格 の 無 方 向 性 電 磁 鋼 板 を 用 い た 。 黒 田 精 工 (株 )製 の 順 送 り 積 層 金 型 シ ス テ ム FASTEC®を 用 い て ，内 径 33 mm，外 径 45 mm， 積 層 枚 数 29 枚 さ ら に 4 カ 所 の か し め を 有 す る リ ン グ コ ア (12) を 製 造 し た 。 か し め 形 状 は Fig. 2-1 に 示 す よ う に 4 種 類 あ り ， 鋼 板 面 か ら 見 て 丸 形 状 (Circle)と 角 形 状 (Rectangular)，積 層 断 面 か ら 見 て V 字 形 状 (V-shaped)と 平 ら な 形 状 (Flat)の 組 み 合 わ せ と し た （ Table 2-1）。 い ず れ も 一 般 的 に 用 い ら れ る 形 状 の か し め で あ る 。 以 降 の 略 称 を 丸 V(CV)，丸 平 (CF)，角 V(RV)及 び 角 平 (RF)と す る 。丸 形 状 か し め は 直 径 3 mm，角 形 状 か し め は 短 辺 1 mm，長 辺 3 又 は 5 mm で あ り ，長 辺 を 周 方 向 と 平 行 となるようかしめを配置した。丸 V の V 字は径方向積層断面における形状，角 V は周方向積層断面における形状とした。かしめ部の最大押し込み高さは，実績で丸 V 0.40 mm， 丸 平 0.20 mm， 角 V 0.50 mm， 角 平 0.30 mm で あ っ た 。 歪 取 焼 鈍 条 件 は ， Ar ガ ス 雰 囲 気 に て 750 ℃ 2 h と し た 。 ま た ， 比 較 用 に か し め の 無 い 29 枚 の積層リングコアも準備した。 4 種 類 の か し め リ ン グ コ ア に 絶 縁 テ ー プ を 巻 い た 後 ， 直 径 0.5 mm の エ ナ メ ル 被 覆 し た 銅 線 の 一 次 ， 二 次 コ イ ル を 100 回 そ れ ぞ れ 均 等 に 巻 い て ， 鉄 損 を 測 定 し た 。 測 定 条 件 は ，励 磁 周 波 数 f は 50 と 400 Hz，最 大 磁 束 密 度 Bm は 0.1 か ら 1.7 T，正 弦 波 励 磁 と し た 。さ ら に 測 定 し た 鉄 損 を 二 周 波 数 法 に よ り ヒ ス テ リ シ ス 損 ( Wh )と 渦 電 流 損 ( We )に 分 離 し て ， か し め 形 状 や 歪 取 焼 鈍 の 影 響 を 評 価 し た 。. 23.
(29) Fig. 2-1.. (a) CF. (b) RF. c) CV. d) RV. Photograph of interlocked cores.. (a) CF; circle-flat, (b) RF; rectangular flat, (c) CV; circ le V, and (d) RV; rectangular V.. 24.
(30) Table 2-1.. Interlocking shapes studied.. Mark. Shape. Size. Height(mm). CV. Circle-V. 3mm in diameter. 0.40. CF. Circle-Flat. 3mm in diameter. 0.20. RV. Rectangular-V. 1mm,3mm. 0.50. RF. Rectangular-Flat. 1mm,5mm. 0.30. 25.
(31) 2.3 2.3.1. 実験 結 果 歪取焼鈍前の磁気特性. 4 種 類 の か し め リ ン グ コ ア の 鉄 損 特 性 の 代 表 値 W 15/ 50 ， W 10/ 40 0 を Table 2-2 に 示 す。角平かしめリングコアの鉄損値が他のかしめコアに比べて高く劣位であるが， 角平かしめを除けばかしめ形状の鉄損への影響は小さい。さらに，かしめの無い積 層 リ ン グ コ ア を 基 準 に 鉄 損 成 分 を 分 離 す る と ， Fig. 2-2 に 示 す 様 に ， か し め に よ る ヒ ス テ リ シ ス 損 増 加 は 0.7 T 付 近 で 顕 著 で あ り ， 一 方 ， 渦 電 流 損 の 増 加 率 は ， Bm の 上 昇 に 伴 い 低 下 す る 傾 向 に あ り ，そ れ ぞ れ 1.5 T 以 上 で は 10 %以 下 と な っ た 。低. Bm 域 で か し め に よ る ヒ ス テ リ シ ス 損 や 渦 電 流 損 の 増 加 率 が 大 き い 理 由 は ， か し め に よ る 歪 み で コ ア 断 面 で の 磁 束 分 布 が 不 均 一 (10) に な る た め と 考 え ら れ る 。 角 平 か し め リ ン グ コ ア の 鉄 損 特 性 が 劣 る 主 要 因 は ，Fig. 2-3 に 示 す 様 に ,他 の か し め形状に比べて，積層リングの平坦が崩れる程かしめ周辺の変形が大きいためと判 断される。角平かしめリングコアだけが大きな変形をした理由には以下のことが考 えられる。まず，今回の積層金型システムの結束機構は側圧方式であり，積層リン グ コ ア は コ ア 外 径 よ り 15 μm 小 さ い 内 径 を 有 す る 鉄 製 円 筒 内 を 通 過 す る 。 そ の 際 ， リングコア外周面と円筒内面との摩擦力によりかしめの押し込み力が確保できる事 と な る 。 角 平 か し め の 凹 部 を せ ん 断 に よ り 成 形 す る 際 ， 長 辺 5 mm の 縦 壁 が 伸 び 不 足で破断したため，角平かしめの外側部分は積層方向の摩擦力に対して剛性が小さ く曲げ変形しやすかったと推察される。. 26.
(32) Table 2-2. Core losses of different interlocked cores.. Mark CV CF RV RF (no interlocking). W15/50 (W/kg) Wh 3.34 2.86 3.37 2.90 3.35 2.89 3.46 2.99 3.16 2.72. We 0.48 0.47 0.46 0.46 0.44. 27. W10/400 (W/kg) Wh 25.4 11.4 25.4 11.4 25.4 11.5 26.7 12.5 23.2 9.8. We 14.0 14.1 14.0 14.2 13.4.
(33) Increase in hys. loss (%). 40. (a). RF RV CF CV. 30 20 10. Increase in E.C. loss (%). 0 40 RF RV CF CV. 30. (b). 20 10 0 0. 0.5. 1. 1.5. 2. Induction, Bm (T) Fig. 2-2.. Increase in (a) hysteresis and (b) eddy current losses due to. interlocking.. 28.
(34) Outside. Inside. (a) RF. 70μ m. (b) RV. (c) CF. (d) CV. 1mm. Fig. 2-3.. Optical micrographs showing cross-sections of the. variously interlocked cores. (a) RF; rectangular flat, (b) RV; rectangular V, (c) CF; circle flat, and (d) CV; c ircle V.. 29.
(35) 2.3.2. 歪取焼鈍後の磁気特性. 歪 取 焼 鈍 に よ り 積 層 コ ア の 鉄 損 は Table 2-3 に 示 す 様 に 低 下 す る が ， 丸 平 コ ア の 鉄損が他のかしめ形状コアと比較して高くなった。鉄損分離すると丸平コアの渦電 流損が他のコアより高く，しかも歪取焼鈍前よりも増加していることが分かった。 か し め の 無 い 積 層 コ ア を 基 準 と し て 鉄 損 成 分 を 整 理 す る と ， Fig. 2-4 に 示 す 様 に ， 丸 平 コ ア の 渦 電 流 損 増 加 率 は 0.7 T 以 上 で 顕 著 に 増 加 し た 。 一 方 ， か し め に よ る ヒ ス テ リ シ ス 損 の 増 加 率 は Bm に 依 ら ず ほ ぼ 一 定 で あ り ， 歪 取 焼 鈍 前 と 同 様 ， 角 平 コ アのヒステリシス損が他のかしめコアよりやや大きい。 丸平コアの渦電流損が歪取焼鈍により顕著に増加した原因は，積層鋼板のかしめ 部で層間短絡が生じ，かしめ部において層間短絡電流が流れたためと判断される。 各種かしめ部の径方向断面を観察した。この断面は交番磁束の流れる方向に垂直な 面 で あ り ， 渦 電 流 が 流 れ る 面 で あ る 。 Fig. 2-5 c)の 矢 印 に 示 す 様 に ， 丸 平 リ ン グ コ アのかしめ部にて積層鋼板が完全に密着している。一方その他の形状のかしめ部で は，密着状態が不完全である事が分かる。これは，かしめ形状を造り込む際，丸平 は 押 し 込 み 高 さ が 0.20 mm で あ り ，か し め 部 が 破 断 し な か っ た の に 対 し ，他 の 形 状 の か し め は 押 し 込 み 高 さ が 0.30 mm 以 上 で あ り ，か し め 部 が 破 断 し て 短 絡 し な い た め と 推 察 さ れ る 。 仮 に ， 丸 平 か し め 押 し 込 み 高 さ を 0.3mm 以 上 に す る と 丸 か し め 部全周が破断・分離してしまうので積層コアの状態が保てなくなる。 丸平かしめ部の密着状況は歪取焼鈍前も変わらないが，丸平コア歪取焼鈍前の渦 電 流 損 は Fig. 2-2 に 示 す 様 に 他 の か し め 形 状 コ ア と 同 等 で あ り ， 短 絡 電 流 は 殆 ど 流 れていない。これは，積層鋼板の絶縁が密着部においても確保されているためと推 察 さ れ る 。 丸 平 か し め は 剪 断 変 形 に よ り 板 厚 方 向 に 剪 断 面 (縦 壁 )を 形 成 し ， 剪 断 面 同士で固着する形態を取る。その剪断面上にはコーティングが回り込むために，鋼 板同士の絶縁が有る程度保たれる。但し，加工により表面積が増加するので単位面 積当たりのコーティグ量が少なくなることは避けられない。このような剪断加工部 に 残 存 す る コ ー テ ィ ン グ の 観 察 例 を Fig. 2-6 に 示 す 。 歪取焼鈍すると丸平かしめの密着部ではコーティングの絶縁性能が劣化し焼き 付きが生じ，電気的に短絡した状態に変化する。他方，かしめ部以外でもコーティ 30.
(36) ングの絶縁性能は劣化するが，積層鋼板同士の密着力がかしめ部ほど大きくないた めに焼き付かない。なお，今回鉄心材料として用いた無方向性電磁鋼板の表面には ごく一般的な絶縁被膜（無機有機複合物）がコーティングされている。このタイプ の絶縁被膜は，焼鈍により有機成分が消失するので絶縁性能は劣化する。. 31.
(37) Table 2-3. Core losses after stress-relief annealing in N2 atmosphere.. Mark CV CF RV RF (no interlocking). W15/50 (W/kg) Wh 2.90 2.44 3.09 2.41 2.88 2.44 2.98 2.54 2.73 2.32. We 0.46 0.67 0.44 0.43 0.41. 32. W10/400 (W/kg) Wh 21.6 9.0 23.5 9.2 20.9 9.0 21.6 9.5 19.2 8.2. We 12.6 14.3 11.9 12.1 11.0.
(38) Increase in EC loss (%). Increase in hys. loss (%). 40 RF RV CF CV. 30. (a). 20 10 0 80 RF RV CF CV. 60. (b). 40 20 0 0. 0.5. 1. 1.5. 2. Induction, Bm (T) Fig. 2-4.. Increase in (a) hysteresis and (b) eddy current losses for. annealed cores.. 33.
(39) (a) RF. (b)RV. (c)CF. (d)CV. Fig. 2-5.. Cross-section of the annealed cores.. (a) RF; rectangular flat, (b) RV; rectangular V, (c) CF; circle flat, and (d) CV; circle V. Arrows in (c) show the contact of steel sheets, causing the increase in eddy current loss.. 34.
(40) Sheared plane Shear plane. coating. fracture plane 50μm. Fig. 2-6. Optical micrograph showing sheared plane and remaining coating on sheared plane of electrical steel sheet.. 35.
(41) 2.4. 考察. 渦電流 損 に及 ぼ す諸因 子 の影 響. まず，解析条件について詳しく述べる。積層コアかしめ部での層間短絡による渦 電 流 損 失 を 定 量 的 に 評 価 す る た め ， Fig. 2-7 に 示 す 丸 平 か し め を 想 定 し た 三 次 元 有 限 要 素 モ デ ル に て 数 値 解 析 を 行 っ た 。 解 析 ソ フ ト に は JMAG Ver.8.3 の 三 次 元 過 渡 応 答 磁 場 解 析 モ ジ ュ ー ル を 用 い ， 積 層 か し め コ ア の 周 方 向 長 さ 0.1 mm を 解 析 対 象 と し ， 対 称 性 を 考 慮 し て 1/2 モ デ ル に て 解 析 し た 。 か し め 形 状 の 基 準 条 件 は ， か し め 幅 w を 3 mm， か し め 高 さ h を 0.193 mm， 占 積 率 を 98 %と し ， 鋼 板 間 に 7 μm の 空 気 層（ 絶 縁 層 ）を 設 け た 。電 磁 鋼 板 の 電 気 伝 導 度 は 2×10 6 S/m，磁 化 特 性 は 歪 取 焼 鈍 し た 丸 平 か し め コ ア の 実 測 値 を 用 い た 。 励 磁 磁 束 密 度 B m は 1.6 T と し ， コ イ ル 電 流 条 件 に は 磁 化 特 性 の 非 線 形 性 を 考 慮 し 、モ デ ル 断 面 の 磁 束 変 化 が 50 Hz の 正弦波となるように与えた。 事 前 検 討 と し て ， 上 記 モ デ ル を 用 い た 渦 電 流 損 の 数 値 解 析 を 3 周 期 分 (0.06 sec) 行 っ た 。最 初 の 半 周 期 0.01 s は 渦 電 流 損 が 低 く 計 算 さ れ た が ，そ れ 以 降 は 半 周 期 毎 に一定の渦電流損が得られた。よって，本研究での数値解析は一周期分のみ行い， 後半の半周期分の渦電流損を定常解とした。 最 初 に ， 密 着 部 で の 接 触 抵 抗 の 影 響 を 確 認 す る た め ， 焼 付 部 に 2 μm 幅 の メ ッ シ ュを設け，その電気伝導度を変化させた解析を行った。次に，密着部の電気伝導度 には電磁鋼板と同じ値を用い，電流挙動に影響が大きいと予想される形状パラメー タ と し て ， か し め 幅 w (1～ 3 mm)， 積 層 枚 数 N (6～ 24 枚 )及 び か し め 高 さ h (0.013 ～ 0.193 mm) を 変 化 さ せ た モ デ ル も 作 成 し ，B m は 1.6 T に て 同 様 の 解 析 を 行 っ た 。 なお，評価方法としては，かしめの無い積層鋼板の渦電流解析も同時に行い渦電流 損 ( W e ) を 求 め ， か し め 部 の 渦 電 流 損 ( W e ’ ) と の 比 ( W e ’ /W e ) を 指 標 と し た 。. 36.
(42) (a) FEM model. B. 7μm(air). (b) The enlarged figure of B. 鋼板ｷﾞｬｯﾌﾟ 7μ m Air gap 7μm. かしめ接合部 Short-circuited height, h 幅2μ m、高さ0.193mm. r gap 7μm 2μm. Fig. 2-7.. Model analyzing eddy current loss of circle -flat(CF). interlocked cores in stacked electrical steel sheets. 37.
(43) 以上の解析条件の下，解析した結果について以下に述べる。ここでは，渦電流損 に及ぼす諸因子を議論する。 か し め 密 着 部 で の 電 気 伝 導 度 が 100 S/m 以 上 で 層 間 電 流 が 流 れ 始 め ，完 全 に 固 着 し た 状 態 （ 鋼 板 の 電 気 伝 導 度 と 同 じ ） で は ， Fig. 2-8 に 示 す 様 に 渦 電 流 損 が 層 間 短 絡 の 無 い ケ ー ス の 10 倍 に 達 し た 。 そ の 際 の 渦 電 流 密 度 は か し め 部 で 高 ま っ て い る 事 が 確 認 で き た (Fig. 2-9)。 次に，完全に固着した状態を前提に，積層枚数の影響を評価した。また実験結果 と 比 較 す る た め ， か し め リ ン グ コ ア の 平 均 磁 路 長 122.5 mm に 対 し ， 短 絡 電 流 が 流 れ る か し め 部 4 箇 所 の 総 磁 路 長 を 8 mm と 見 積 も り ，か し め リ ン グ コ ア 全 体 の 渦 電 流損を計算した。一方，実験においても積層枚数の異なる丸平かしめコアを歪取焼 鈍 し て 渦 電 流 損 を 測 定 し た 。Fig. 2-10 に 結 果 を 示 す 様 に ，計 算 と 実 験 と も に 積 層 枚 数の増加に伴い渦電流損が増加し飽和する傾向が認められる。しかし，計算による 渦電流損が実測より大きく見積もられた。その理由は，実際のかしめ密着部ではコ ーティングが焼鈍で劣化しつつも密着部に残留し，実際の焼付面積が密着面積より 小さい事および密着部の電気伝導度の低下の双方が影響したと推察される。歪取焼 鈍の温度や雰囲気条件が焼鈍後のコーティングの絶縁性能に大きな影響を及ぼすこ とが予想されるので，詳細については今後の検討を要する。 最 後 に ， か し め 部 の 渦 電 流 損 に 及 ぼ す か し め 形 状 の 影 響 を 評 価 し た 結 果 を Fig. 2-11 に 示 す 。か し め 幅 が 広 く な る と 渦 電 流 損 は 顕 著 に 増 加 す る 。こ れ は 積 層 コ ア 断 面積に占める短絡回路の断面積の比率が高まるためであり，妥当な結果と判断され る 。 一 方 ， 焼 付 高 さ の 影 響 は 比 較 的 小 さ く ， か し め 高 さ h を 0.193 か ら 0.013 mm に 小 さ く し て も 渦 電 流 損 は 約 3 割 し か 下 が ら な か っ た 。実 験 で は 丸 V か し め コ ア の か し め 接 触 状 態 (Fig. 2-5)が か し め 高 さ h が 小 さ い 場 合 に 相 当 す る が ，渦 電 流 損 は 丸 平コアほど大きくない。実際のかしめコアではかしめ高さを小さく製造するとかし め縦壁部での絶縁コーティングはある程度残留するので層間短絡は生じにくいと期 待できる。 よって，積層コアの鉄損に及ぼすかしめの影響を抑えるには，かしめ幅を狭くす る事が有効である。また，磁束密度が低い領域ではかしめによる渦電流損の増加が 38.
(44) 小 さ い こ と か ら ，か し め の 配 置 は 実 験 結 果 (Fig. 2-4)よ り 磁 束 密 度 が 低 い 位 置 に す る ことが望ましい。これについても今回の解析モデルで検証したが，実験結果を模擬 する事はできなかった。その原因については，かしめ部での残留応力による透磁率 低下などが影響している可能性が考えられる。全体を総合的に評価するためには， 今後，解析モデルの改良を行う必要がある。. 39.
(45) EC loss ratio. 11 10 9 8 7 6 5 4 3 2 1 0 0.01. Fig. 2-8.. 1 100 10000 1000000 Electric conductivity in the contact surface(S/m). Relationship between eddy current loss and electric conductivity. in the contact surface. EC loss ratio = W e ’(in case of short circuit occurring in interlocked core)/. W e (in case of lamination with 7μm air gap). 40.
(46) 0.5A/mm2. a). b). 0 A/mm2. Fig. 2-9.. Eddy current density distribution. B m =1.6 T a) without interlocking b) with interlocking (CF). 41.
(47) Increase in EC loss (%). w=3mm h=0.19mm Bm=1.6T. 140 120 100. 80 60 40. Calc. Exp.. 20 0 0. 10. 20. 30. 40. Number of lamination Fig. 2-10.. Relationship between eddy current loss and number of. lamination of electrical steel sheet.. 42.
(48) 12 (a). N=6 h=0.19mm Bm=1.6T. EC loss ratio. 10 8 6 4 2 0 0. 1. 2. 3. 4. width(mm) 12. (b). EC loss ratio. 10 8. 6 4. N=6 w=3mm Bm=1.6T. 2 0. 0. 0.1. 0.2. 0.3. short-circuited height(mm). Fig. 2-11.. Relationship between eddy current loss and interlocking. shape in terms of (a) width ( w ) and (b) short-circuited height ( h ).. 43.
(49) 2.5. 結言. 無 方 向 性 電 磁 鋼 板 (35A300 規 格 )を 用 い て か し め 形 状 の 異 な る 4 種 類 の 積 層 か し めリングコアを製造し，歪取焼鈍前後の鉄損特性を調査した結果，次の知見が得ら れた。 (i) 歪 取 焼 鈍 前 で は 角 平 か し め コ ア が 最 も 鉄 損 特 性 （ 履 歴 損 ） が 劣 る 。 そ れ は ， か しめの外側の変形が大きくコアの平坦が崩れているためである。コア変形は金型 内の側圧によるもので，角平かしめ部外側の剛性が足りずに曲がったと推察した。 (ii) 歪 取 焼 鈍 後 で は 丸 平 か し め コ ア が 最 も 鉄 損 特 性 （ 渦 電 流 損 ） が 劣 る 。 そ の 原 因 は，焼鈍により被膜の絶縁性能が劣化し、かしめ部で層間短絡が生じて大きな渦 電流が発生するためである。他のかしめ形状と比べて，丸平かしめはかしめ高さ が低くかしめ部を形成する際に局部破断しないため，短絡回路が形成されやすい と考えられる。 (iii) か し め 部 の 短 絡 電 流 挙 動 を 有 限 要 素 法 (FEM)に よ り 数 値 解 析 し ，か し め 形 状 の 影響を定量的に評価することが可能となった。実験と解析との融合により，層間 短絡による鉄損増加を抑制するには，かしめ幅を狭くするか，磁束密度が低い位 置にかしめを配置するのが有効である。. 44.
(50) 第 2 章 の参 考 文献 (1) K. Matsumura and B. Fukuda, “Recent Developments of Non -oriented Electrical Steel Sheets,” IEEE Transactions on Magnetics , MAG-20,. No.5, pp.1533-1538 (1984).. (2) T. Nakata, M. Nakano, and K. Kawahara, “Effects of Stress Due to Cutting on Magnetic Characteristics of Silicon Steel,” IEEE Translation Journal on Magnetics in Japan, Vol.7, pp.453-457 (1992). (3). K. Yamamoto, E. Shimomura, K. Yamada, and T. Sasaki, “Effects of External Stress on Magnetic Properties in Motor Cores,” IEEJ Transactions on Fundamentals and Materials, Vol.117, No.3, pp.311-315 (1997) (in Japanese).. (4). M. LoBue, C. Sasso, V. Basso, F. Fiorillo, and G. Bertotti, “Power Losses and Magnetization Process in Fe-Si Non-oriented Steels under Tensile and Compressive Stress,” Journal of Magnetism and Magnetic Materials, Vol.215-216, pp.124-126 (2000).. (5) H. Fujimura, H. Yashiki, H. Kojima, and T. Nakayama, “Effect of Stress due to Stamping and Interlocking on Magnetic Properties of Non-oriented Electrical Steel Sheet,” The Papers of Technical Meeting on Magnetics, IEE Japan, MAG-03-190, pp.9-14 (2003) (in Japanese). (6). K. Senda, M. Ishida, Y. Nakasu, and M. Yagi, “Effect of Shearing Process on Iron Loss and Domain Structure of Non-oriented Electrical Steel”, IEEJ Transactions on Fundamentals and Materials, Vol.125, No.3, pp.241-246 (2005) (in Japanese).. (7) K. Senda, M. Kawano, and M. Ishida, “Analysis of Core Magnetic Property Deterioration by Interlocking,” The Papers of Technical Meeting on Magnetics, IEE Japan, MAG-05-42, pp.21-26 (2005) (in Japanese). (8) Y. Tani, A. Daikoku, M. Nakano, H. Arita, S. Yamaguchi, and Y. Toide, “Magnetic Power Loss Characteristics of Non-oriented Electrical Steel Sheets under Stress,” Journal of the Magnetics Society of Japan, Vol.30, No.2, pp.196-200 (2006) (in Japanese). (9) C. Kaido, H. Mogi, M. Fujikura, and J. Yamasaki, “Punching Deterioration Mechanism of Magnetic Properties of Cores,” IEEJ Transactions on Fundamentals and Materials, Vol.128, No.8, pp.545-550 (2008). 45.
(51) (10) Y. Kashiwara, H. Fujimura, K. Okamura, K. Imanishi, and H. Yashiki, “Estimation Model for Magnetic Properties of Stamped Electrical Steel Sheet,” Electrical Engineering in Japan, Vol.183, No.2, pp.1-11 (2013). (11) C. Kaido, H. Mogi and K. Hanzawa, “The Effect of Short Circuit between Laminated Steel Sheets on the Performance of Lamination Core of Motor,” IEEJ Transactions on Fundamentals and Materials, Vol.123, No.9, pp.857-862 (2003) (in Japanese). (12) T. Nakayama, N. Honjou, A. Nagai and H. Yashiki, “Non-Oriented Electrical Steel Sheets “SUMILOX”,” Sumitomo Metals, Vol.48, No.3, pp.39-43 (1996) (in Japanese).. 46.
(52) 第 3 章. 積 層リン グ コア の 磁気特 性 に及 ぼ す かし め ・焼 き 嵌め. の影響 3.1. 緒言. 無方向性電磁鋼板はモータ，発電機，変圧器などの鉄心として用いられており， それら機器性能は無方向性電磁鋼板の磁気特性に強く依存している。一般に，積層 鉄心は打抜き，かしめ，焼き嵌め，溶接などの方法により製造されるので，鉄心に は加工時に生じる残留応力が存在する。一方，電磁鋼板の磁気特性はその応力によ り 劣 化 す る こ と が 知 ら れ て い る (1)- (10) 。 従 っ て 鉄 心 の 磁 気 特 性 を 改 善 す る た め 歪 取 焼鈍が施される場合もある。 積層鉄心の固定に広く用いられる“かしめ”は打抜き加工同様，電磁鋼板内に塑 性歪や弾性歪が生じるので磁気特性劣化は避けられないが，積層コアを大量生産す るためには溶接よりも有利な方法として広く採用されている。かしめや溶接は層間 短 絡 が 生 じ る 場 合 が あ り ，開 道 (11) は 短 絡 電 流 に よ る 損 失 を 理 論 的 に 導 出 し ，さ ら に その軽減策としてかしめや溶接を用いない積層間結束を提案している。 他方，焼き嵌めにより積層鉄心をケースに固定する工程も，コンプレッサーモー タや分割鉄心型のモータなどでは一般的である。焼き嵌めは，かしめや打ち抜き歪 の様に局所的な弾塑性歪ではなく，鉄心の大部分に圧縮の弾性応力が作用すること に よ っ て 大 き な 鉄 損 増 加 を 招 く 。 山 本 (3 ) は 焼 き 嵌 め に よ っ て 生 じ る 損 失 増 加 は ， 圧 縮下で実効磁気ひずみが生じるという，機械的な仕事に起因している事を定量的に 示 し て い る 。 さ ら に ， 尾 田 (12) は 磁 歪 の な い 6.5%珪 素 鋼 板 に お い て は ， 焼 き 嵌 め 応 力による損失増加が非常に小さくなることを報告している。しかしながら，従来よ り焼き嵌めによる渦電流損への影響については明らかになっていない。 本研究では，回転機用積層鉄心における低鉄損化の設計指針を導出するため，か しめを施した積層リングコアを用いて，焼き嵌めや歪取焼鈍を組み合わせることに よって，一般のモータ鉄心使用環境を模擬した鉄心内の応力状態を再現し，その磁 気特性を評価した。かしめや焼き嵌めによる履歴損増加を定量的に扱い，各要因の 単純加算則が成り立つか検証した。また，圧縮応力下での単板磁気特性と比較する 47.
(53) ことにより，渦電流損の増加要因には圧縮応力とかしめ部層間短絡があることを示 し，それらの損失に及ぼす磁束密度の影響を明らかにした。さらに，圧縮下の渦電 流損増加の機構を磁区モデルで考察した。. 48.
(54) 3.2 3.2.1. 実験 方 法 焼き嵌めリングコアの磁気特性調査. 供 試 材 と し て ， JIS-C2552 に て 35A300 規 格 の 無 方 向 性 電 磁 鋼 板 を 用 い た 。 黒 田 精 工 (株 )製 の 順 送 り 積 層 金 型 シ ス テ ム FASTEC®を 用 い て ，内 径 33 mm，外 径 45 mm， 積 層 枚 数 29 枚 さ ら に 4 カ 所 の か し め を 有 す る リ ン グ コ ア (14) を 製 造 し た 。 か し め 形 状 は Fig. 3-1 に 示 す よ う に 直 径 3 mm の 丸 V 形 状 で あ り ，か し め 部 の 最 大 押 し 込 み 高 さ は ，実 績 で 0.40 mm で あ っ た 。こ の 4 点 か し め リ ン グ コ ア の 積 層 方 向 の か し め 強 度 は 40 か ら 50 N で あ り ，実 製 造 の モ ー タ 鉄 心 で 発 生 す る 程 度 の 値 で あ る 。こ の リングコアを用いて，歪取焼鈍と外枠リングへの焼き嵌めを施し，かしめ無しのリ ングコアも含めてコア内応力状態が異なる 6 種類の符号 A から F のリングコア （ Table 3-1） を 準 備 し た 。 歪 取 焼 鈍 条 件 は ， Ar ガ ス 雰 囲 気 に て 750 ℃ 2 h と し た 。 一 方 ， 焼 き 嵌 め は ， 機 械 加 工 に て 内 径 33-δ mm， 厚 さ 1.00 mm， 高 さ 11 mm と し た 非 磁 性 オ ー ス テ ナ イ ト 系 ス テ ン レ ス 鋼 (SUS316L)の 枠 を 約 300℃ に 加 熱 し ， そ の 内 側 に か し め を 有 す る リ ン グ コ ア を 挿 入 し て 一 体 化 さ せ た 。焼 き 嵌 め コ ア に は 歪 取 焼 鈍 有 無 の 2 種 類（ E,F） あ り ，そ れ ぞ れ 3 体 作 成 し た 。外 枠 の 締 め 代 δ は 0.04～ 0.05 mm の 範 囲 内 に 調 整 し た。 上 記 で 作 成 し た 各 か し め リ ン グ コ ア に 絶 縁 テ ー プ を 巻 い た 後 ， 直 径 0.5 mm の エ ナ メ ル 被 覆 し た 銅 線 の 一 次 ，二 次 コ イ ル を 100 回 そ れ ぞ れ 均 等 に 巻 い て ，鉄 損 を 測 定 し た 。測 定 条 件 は ，励 磁 周 波 数 f は 50 と 400 Hz，最 大 磁 束 密 度 B m は 0.2 か ら 1.7 T，正 弦 波 励 磁 と し た 。さ ら に 測 定 し た 鉄 損 を 二 周 波 数 法 に よ り ヒ ス テ リ シ ス 損 ( W h ) と 渦 電 流 損 ( W e )に 分 離 し て ， か し め 形 状 や 歪 取 焼 鈍 の 影 響 を 評 価 し た 。. W = af + bf 2 = W h + W e. 49. (3-1).
(55) a). A. B. b). Fig. 3-1.. Test ring core with 4 interlocks and cross-section of AB.. a) test ring core with a inner diameter of 33 mm, a outer diameter of 45mm, 29 laminations and 4 interlocks b) cross-section of AB. 50.
(56) Table 3-1.. Core types of specimens studied.. M ark A. Interlocking no. Annealing no. Shrink-fiiting no. B C D E F. no done done done done. done no done no done. no no no done done. 51.
(57) 3.2.2. 圧縮応力下での単板磁気特性調査. 上 記 の 焼 き 嵌 め さ れ た か し め リ ン グ コ ア に は 周 方 向 (励 磁 方 向 )に 圧 縮 応 力 が 作 用 する。そのリングコアに均等に外枠が密着している場合には，締め代δの加工精度 を 考 慮 し て ，こ の リ ン グ コ ア の 断 面 平 均 圧 縮 応 力 は ，Fig. 3-2 に 示 す よ う に 25 か ら 31 MPa と 見 積 も る こ と が で き る (13) 。 本件では，焼き嵌めによってリングコアに生じたのと同等の圧縮応力状態におけ る 磁 気 特 性 を 調 べ る た め ， Fig. 3-3 に 示 す 単 板 磁 気 試 験 器 に 応 力 負 荷 機 構 を 付 け た 測定枠を作成して，圧縮応力下の単板磁気測定を行った。測定試料は，リングコア に 用 い た の と 同 一 の 供 試 材 を 圧 延 方 向 (L 方 向 ) お よ び そ れ と 直 交 す る 方 向 (C 方 向 ) を 長 手 と し て 幅 30 mm， 長 さ 150 mm に 打 ち 抜 き 加 工 し ， 750 ℃ 2 h の 歪 取 焼 鈍 し た も の を 用 い た 。 磁 気 測 定 結 果 は ， L,C 方 向 の 測 定 値 を 平 均 し て ， リ ン グ コ ア の 測定値と比較した。. 52.
(58) 2 b2 a2 1 3 b 2 a 2 r 2 a 2 b2 2b. . 2 2 E1 (b a ). . b2 c2 2 1 2 2 E2 (c b ) E2 E1 . core. flame. σ2 ,σ3 ; applied stress in core E1 , E2 ; Young modulous ν1 , ν2 ; Poisson coefficient a, b ; inner/outer radius of core after shrink-fitting c ; outer radius of flame Fig. 3-2. Calculation of stress occurring due to shrink fitting of a ring core. In this case, E 1 and E 2 values are 190 and 194 GPa respectively, ν 1 and ν 2 values are 0.30, 0.34 respectively.. a , b , and c are 33, 45 and 46 mm respectively.. 53.
(59) Handle for load. Test piece ( W30mm, L150mm) Load detector. Upper yoke Fixing. Fixing. Spring. Excitation coil Lower. Fig. 3-3. Single sheet tester for magnetic measurement under stress... 54.
(60) 3.3 3.3.1. 実験 結 果 焼き嵌めコアの磁気特性. 最 初 に ， 焼 嵌 め リ ン グ コ ア の 交 流 磁 化 曲 線 を 確 認 し た と こ ろ ， Fig. 3-4 に 示 す よ うに同一の条件で作成した 3 体の磁化特性はほぼ同等であり，歪取焼鈍を施した F コ ア の 透 磁 率 は ，焼 鈍 し な か っ た E コ ア よ り 高 く ，焼 嵌 め を し な か っ た D コ ア と の 間 の 値 で あ り ，各 コ ア の 磁 化 特 性 に 明 確 な 差 が 表 れ た 。た だ し ， B m が 1.5 T 以 上 で は各コアの透磁率に差は殆どなかった。 次 に ， 各 リ ン グ コ ア の 鉄 損 特 性 を Fig. 3-5 に 示 す と 共 に そ の 代 表 値 を Table 3-2 に整理した。さらにかしめや焼き嵌めの影響度を知るため，かしめのない焼鈍コア （ B コ ア ） の 鉄 損 を 基 準 と し て 他 の コ ア 鉄 損 の 増 加 率 を 計 算 し た 。 そ の 結 果 は Fig. 3-6 に 示 す 様 に ， か し め 焼 鈍 コ ア (D コ ア )の 鉄 損 は B コ ア よ り も 若 干 高 か っ た 。 ま た，かしめコアを焼き嵌めすると，歪取焼鈍の実施有無にかかわらず，全磁束密度 領域にわたり鉄損が増加した。特に，低磁束密度域において焼き嵌めによる鉄損劣 化が顕著であり，磁束密度が大きくなるにつれ増加率は減少する傾向にある。 次 に ， 式 (3-1)を 用 い た 二 周 波 数 法 に よ り 履 歴 損 W h と 渦 電 流 損 W e を 算 出 し た 。 今 度 は ， か し め や 焼 き 嵌 め の 影 響 度 を 知 る た め ， か し め 焼 鈍 コ ア (D コ ア )を 基 準 と し て ， 他 の コ ア の 各 損 失 増 加 率 を 計 算 し た 。 結 果 は Fig. 3-7,3-8 に 示 す よ う に ， 履 歴 損 は D＜ C＜ F＜ E の 順 に 大 き く な る の に 対 し ，渦 電 流 損 は ，D＜ C＜ E＜ F の 順 に 大きくなり，F コアの渦電流損が他のコアより大きいことが示された。. 55.
(61) Induction, B (T). 1.8 1.6 1.4 1.2 1 0.8 0.6 0.4 0.2 0. D. F E. 0. 1000 2000 Magnetic field, Hm (A/m). 3000. Fig. 3-4. AC magnetic characteristics of interlocking ring cores.. 56.
(62) 5. 80 C D E F. Core loss (W/kg). 4. 3.5. C D E F. 70 60. Core loss (W/kg). 4.5. 3. 2.5 2 1.5. 1 0.5. 50 40 30 20. 10. f = 50 Hz. 0. f = 400 Hz. 0 0. 0.5. 1. 1.5. 2. 0. Induction, Bm (T). Fig. 3-5.. 0.5. 1 Induction, Bm (T). Core losses of ring cores at 50 and 400Hz.. 57. 1.5. 2.
(63) 120 C D E F. 100 80. Increase in core loss (%). Increase in core loss (%). 120. f = 50 Hz. 60 40 20. C D E F. 100 80. f = 400 Hz. 60 40 20 0. 0 0. 0.5. 1. 1.5. 0. 2. 1. 1.5. Induction, Bm (T). Induction, Bm (T). Fig. 3-6.. 0.5. Increase in core losses due to interlocking and/or shrink fitting, calculated on the basis of the losses of B -core.. 58. 2.
(64) Table 3-2. Core losses (W/kg). M ark. W 10/50. W 15/50. W 10/400. W 15/400. A B C D. 1.25 1.08 1.51 1.14. 2.76 2.47 3.06 2.57. 22.0 18.9 24.5 20.1. 47.2 43.1 50.7 46.2. E F. 1.81 1.74. 3.42 3.32. 28.8 29.6. 57.1 62.0. 59.
(65) 60. 35 C D E F. 30. We (W/kg). Wh (W/kg). 25. C D E F. 50. 20 15. 40 30 20. 10 5. 10. f = 400 Hz. f = 400 Hz. 0. 0 0. 0.5. 1. 1.5. 0. 2. 1 Induction, Bm (T). Induction, Bm (T). Fig. 3-7.. 0.5. Core losses of ring cores.. 60. 1.5. 2.
(66) 120. 80 C E F. C E F. 70 Increase in We (%). Increase in Wh (%). 100 80 60. 40. 60. 50 40. 30 20. 20. 10. 0. 0. 0. 0.5. 1. 1.5. 2. 0. Induction, Bm (T). Fig. 3-8.. 0.5. 1. 1.5. 2. Induction, Bm (T). Increase in core losses at 400Hz due to interlocking and/or shrink fitting, calculated on the basis of the losses of D -core... 61.
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