ES2969754T3 - Cinta de aleación amorfa a base de Fe, núcleo de hierro y transformador - Google Patents

Cinta de aleación amorfa a base de Fe, núcleo de hierro y transformador Download PDF

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Abstract

Se proporciona una cinta de aleación amorfa a base de Fe que tiene una pérdida de hierro reducida en condiciones de densidad de flujo magnético de 1,45 T, poca deformación y alta productividad. Esta cinta de aleación amorfa a base de Fe tiene una primera superficie y una segunda superficie. La cinta de aleación amorfa a base de Fe tiene una pluralidad de marcas de irradiación láser lineal continua en al menos la primera superficie. Las marcas de irradiación láser lineal se proporcionan en una dirección ortogonal a la dirección de fundición de la cinta de aleación amorfa a base de Fe. Las marcas de irradiación láser lineal tienen una superficie irregular y, cuando se evalúa la irregularidad desde la dirección de lanzamiento, la diferencia de altura HL × ancho WA es de 6,0-180 μm2, calculada a partir de la diferencia de altura HL entre el punto más alto y el punto más bajo. en la dirección del espesor de la cinta de aleación amorfa a base de Fe y el ancho WA, que es la longitud de las marcas de irradiación láser lineal, en la dirección de fundición, en la primera superficie. (Traducción automática con Google Translate, sin valor legal)

Description

DESCRIPCIÓN
Cinta de aleación amorfa a base de Fe, núcleo de hierro y transformador
REFERENCIA CRUZADA A SOLICITUD RELACIONADA
La presente solicitud internacional reivindica prioridades con base en la Solicitud de Patente Japonesa Núm. 2019 121525 presentada el 28 de junio de 2019, La Solicitud de Patente Japonesa Núm. 2020-024119 presentada el 17 de febrero de 2020, Solicitud de Japonesa Patente Núm. 2020-054544 presentada el 25 de marzo de 2020, y Solicitud de Patente Japonesa Núm. 2019-178568 presentada el 30 de septiembre de 2019 ante la Oficina Japonesa de Patentes.
CAMPO TÉCNICO
La presente divulgación se refiere a una cinta de aleación amorfa basada en Fe y un procedimiento de producción de la misma, un núcleo de hierro y un transformador.
TÉCNICA ANTERIOR
Las cintas de aleación amorfa (no cristalina) a base de Fe se han hecho cada vez más populares, por ejemplo, como materiales de núcleo de hierro para transformadores.
Como procedimientos para reducir una pérdida anómala por corrientes de Foucault de la cinta de aleación amorfa a base de Fe, se conocen un procedimiento para rayar mecánicamente una superficie de la cinta de aleación amorfa a base de Fe, y un procedimiento para segmentar el dominio magnético de la cinta de aleación amorfa a base de Fe irradiando una superficie de la cinta de aleación amorfa a base de Fe con una luz láser para fundir localmente y solidificar rápidamente la superficie, un procedimiento de grabado láser.
Con respecto al procedimiento de grabado láser, por ejemplo, La Publicación de Solicitud de Patente Examinada Japonesa Núm. H03-32886 desvela un procedimiento de segmentación del dominio magnético irradiando una cinta de aleación amorfa con un láser de pulso en su dirección de anchura para fundir local e instantáneamente una superficie de la cinta de aleación amorfa, y luego solidificando rápidamente la superficie fundida para formar puntos amorfos en líneas.
La Publicación de Solicitud de Patente Japonesa Núm. S61-258404 desvela que una luz láser es barrida para irradiar la cinta en una dirección de anchura de la cinta mientras una temperatura superficial de la cinta es de 300°C o más.
La publicación de Solicitud de Patente Japonesa Núm. H2-053935 Examinada desvela que una cinta se calienta localmente para formar regiones cristalizadas en forma de tira en las que las tiras están dispuestas en líneas en una dirección longitudinal de esta cinta a intervalos de 2 a 100 mm, cada una con un ángulo, con respecto a la dirección de anchura de la cinta, de 30 grados o menos, y una relación d/D, la relación de una profundidad media d de cada una de las regiones en una dirección de espesor de la cinta y el espesor D de la cinta, se hace que sea 0,1 o más; y también al mismo tiempo, estas regiones ocupan el 8% en volumen o menos de la cinta.
Los transformadores se utilizan en varios tamaños, desde pequeños transformadores a grandes transformadores, con diversas configuraciones en todos los aspectos del entorno vital. Debido a un uso tan elevado, los transformadores se han convertido en los principales responsables de un problema de pérdida de potencia; por lo tanto, siempre ha existido la demanda de reducir las pérdidas en los transformadores. Existen normas en cada país del mundo para reducir las pérdidas. Entre las principales normas cabe citar la JIS C 4304: 2013 y JIS C 4306: 2013 del programa japonés "Toprunner program"; la norma DOE del Departamento de Energía de EE.UU. 10 CFR Parte 431.196; Reglamento (UE) Núm. 548/2014 de la Comisión, la norma nacional de China GB 20052-2013 y la norma india IS 1180 (Parte 1): 2018, todos los cuales actualizan la pérdida admisible o la eficiencia energética de forma más estricta en cada revisión periódica. En respuesta a estas normas, existen transformadores de alto rendimiento con menos pérdidas.
Un transformador incluye un núcleo de hierro y un bobinado como componentes principales. Generalmente, para el núcleo de hierro se suele utilizar una lámina de acero eléctrico de grano orientado. Sin embargo, como material que provoca una pérdida menor que la lámina de acero eléctrico de grano orientado, también existe una cinta de aleación amorfa a base de Fe. Para el transformador también se utiliza un núcleo de hierro fabricado con esta cinta de aleación amorfa a base de Fe.
La pérdida del transformador incluye en gran medida una pérdida en vacío (pérdida de hierro) y una pérdida en carga (pérdida de cobre). Una cantidad constante de la pérdida en vacío se produce en el núcleo de hierro en todo momento, independientemente de una corriente de carga del transformador. La pérdida de carga se produce en el bobinado proporcionalmente al cuadrado de la corriente de carga. Se han hecho repetidas consideraciones para reducir ambas pérdidas, pero siguen siendo necesarias nuevas reducciones aunque se han logrado algunas mejoras.
Se han propuesto algunos procedimientos para reducir la pérdida en vacío del transformador.
La publicación de Solicitud de Patente Japonesa no examinada Núm. 2017-054896 desvela que, para obtener un núcleo de hierro eficiente con una pérdida en vacío reducida, se utiliza un núcleo de hierro enrollado fabricado con un material amorfo; una estructura de unión de un núcleo de hierro en una circunferencia interior del núcleo de hierro enrollado es una unión solapada, una estructura de unión de un núcleo de hierro en una circunferencia exterior del núcleo de hierro enrollado es una unión solapada escalonada, y el núcleo de hierro en la circunferencia interior que tiene la estructura de unión solapada ocupa del 32% al 62% del núcleo de hierro enrollado.
La Publicación de Solicitud de Patente Japonesa Núm. 2008-071982 desvela un transformador que incluye un núcleo de hierro hecho formando una cinta de aleación amorfa multicapa en forma de anillo, y un bobinado para excitación. Se forma una fina película aislante en una superficie de la cinta de aleación amorfa que forma el núcleo de hierro, lo que puede ayudar a inhibir un aumento de la pérdida por corrientes parásitas y reducir la pérdida en vacío del transformador.
La Publicación de Solicitud de Patente Japonesa Núm. 2005-072160 desvela un transformador trifásico de núcleo de hierro bobinado de cinco patas, en el que los materiales magnéticos para el núcleo de hierro bobinado incluyen tanto una cinta de aleación amorfa como una lámina de acero eléctrico. Específicamente, en este transformador trifásico de núcleo de hierro bobinado de cinco patas, los núcleos de hierro bobinado del lado exterior, cada uno de los cuales está acoplado sólo a un bobinado, son láminas de acero eléctrico; otro núcleo de hierro bobinado del centro, que está acoplado a dos bobinados, es una cinta de aleación amorfa. Con esta estructura, se pretende proporcionar un núcleo de hierro bobinado de cinta de aleación amorfa y un transformador trifásico de núcleo de hierro bobinado de cinco patas que no necesiten materiales de refuerzo para sujetar los bobinados, reducir las horas de trabajo y los costes de material de un trabajo de montaje debido a su compacidad, y conseguir menos pérdidas en vacío que una estructura que sólo tenga materiales magnéticos que incluyan láminas de acero eléctrico. El documento JP 2012 174824 A desvela una cinta de aleación magnética blanda a base de Fe ultratemplada y un núcleo magnético. La radiación láser pulsada se realiza sobre una porción de la aleación en la que no se forma ningún defecto en forma de patrón ondulado.
DOCUMENTOS DEL ESTADO DE LA TÉCNICA
DOCUMENTOS DE PATENTE
Documento de patente 1: Publicación de Solicitud de Patente Japonesa examinada Núm. H03-32886
Documento de patente 2: Publicación de Solicitud de Patente Japonesa no examinada Núm. S61-258404
Documento de patente 3: Publicación de Solicitud de Patente Japonesa examinada Núm. H02-53935
Documento de patente 4: Publicación de Solicitud de Patente Japonesa no examinada Núm. 2017-54896
Documento de patente 5: Publicación de Solicitud de Patente Japonesa no examinada Núm. 2008-71982
Documento de patente 6: Publicación de Solicitud de Patente Japonesa no examinada Núm. 2005-72160
SUMARIO DE LA INVENCIÓN
PROBLEMAS QUE DEBE RESOLVER LA INVENCIÓN
La pérdida de hierro de una cinta de aleación amorfa basada en Fe se ha medido convencionalmente de forma habitual en una condición de una densidad de flujo magnético de 1,3 T (véanse, por ejemplo, los Ejemplos respectivos en la Publicación de Solicitud de Patente Japonesa examinada Núm. H03-02886, Publicación de Solicitud de Patente Japonesa No Examinada Núm. S61-258404y Publicación de Solicitud de Patente Japonesa examinada Núm. H02-53935).
Sin embargo, no la pérdida de hierro en una condición de una densidad de flujo magnético de 1,3 T, sino la pérdida de hierro en una condición de una densidad de flujo magnético de 1,45 T han sido recientemente exigidas para ser reducidas en algunos casos en vista de, por ejemplo, la reducción de tamaño de un transformador producido con una cinta de aleación amorfa basada en Fe.
Además, el procedimiento convencional de irradiación de una luz láser utiliza un láser de pulso, que era un procedimiento de formación de marcas de irradiación punteadas. El procedimiento que utiliza un láser de impulsos tenía un problema de productividad, lo que conlleva un aumento de los costes.
Una figura superficial de la cinta de aleación amorfa puede deformarse en gran medida debido a una irradiación láser. Si la deformación es grande, entonces el factor de laminación de la cinta de aleación amorfa se vuelve bajo cuando se forma en un núcleo mediante, por ejemplo, bobinado y estratificación. Una deformación tan grande de la figura superficial de la cinta de aleación amorfa no es preferente desde el punto de vista de las características del núcleo. Tampoco se pueden obtener las características deseadas del núcleo de hierro debido a la cristalización si se forma una región cristalizada calentando localmente la cinta.
Como se ha mencionado anteriormente, las pérdidas de potencia del transformador incluyen principalmente la pérdida en vacío producida en el núcleo de hierro y la pérdida de carga producida en el bobinado. Para reducir las pérdidas en vacío del transformador, se ha considerado utilizar una cinta de aleación amorfa a base de Fe que produce pequeñas pérdidas de hierro. En particular, en el caso de un transformador de distribución, se sabe que un factor de carga equivalente medio que corresponde a un valor efectivo anual de la tasa de carga es tan bajo como el 15%, tal como se indica en "An Evaluation of Amorphous Transformer using Load Curve Pattern Model for Pole Transformer" por Takagi, Yamamoto, y Yamaji publicado en The Transactions of the Institute of Electrical Engineering of Japan B, A publication of Power and Energy Society, P885-892, Vol. 128 Núm. 6, 2008 o desvelado en Final Report, LOT 2: Distribution and power transformers Tasks 1-72010/ETE/R/106, January 2011. Por lo tanto, los transformadores que utilizan cintas de aleación amorfa a base de Fe que producen pequeñas pérdidas en vacío son muy eficaces desde el punto de vista del ahorro de energía y la reducción de las emisiones de CO<2>.
Como se muestra en las Tablas 1 y 2 de JIS C2534:2017 (Normas IEC correspondientes: IEC60404-8-11), las cintas de aleación amorfa a base de Fe para el núcleo de hierro del transformador se dividen a grandes rasgos en dos grados de materiales, grado convencional y grado de alta densidad de flujo, cada grado incluye 16 tipos categorizados en función de la pérdida de hierro máxima y el factor de laminación mínimo. La cinta de aleación amorfa a base de Fe con menor pérdida de hierro tiene una pérdida de hierro máxima de 0,08 W/kg a una frecuencia de 50 Hz y una densidad de flujo magnético de 1,3 T; y una pérdida de hierro máxima de 0,11 W/kg a una frecuencia de 60 Hz y una densidad de flujo magnético de 1,3 T Sin embargo, es necesario utilizar una cinta de aleación amorfa a base de Fe que tenga menos pérdida de hierro que la mencionada anteriormente para obtener un transformador con mayor eficiencia.
El procedimiento de grabado láser mencionado anteriormente se ha probado para reducir la pérdida de hierro de la cinta de aleación amorfa, sin embargo, aún no ha alcanzado la pérdida de hierro mínima que se muestra en las Tablas 1 y 2 de JIS C2534:2017 (por ejemplo, véanse las realizaciones en Publicación de Solicitud de Patente Japonesa examinada Núm. H3-032886, Publicación de Solicitud de Patente Japonesa no examinada Núm. S61-258404y Publicación de Solicitud de Patente Japonesa examinada Núm. H2-053935).
En un aspecto de la presente divulgación, es preferente proporcionar una cinta de aleación amorfa a base de Fe reducida en una pérdida de hierro en una condición de una densidad de flujo magnético de 1,45 T También es preferente proporcionar un procedimiento de producción que permita obtener una cinta de aleación amorfa a base de Fe con las características requeridas y menos deformación, y que sea altamente productivo.
En otro aspecto de la presente divulgación, es preferente proporcionar un núcleo de hierro y un transformador cada uno de los cuales tenga un rendimiento excelente mediante el uso de la cinta de aleación amorfa a base de Fe de acuerdo con el aspecto.
MEDIOS PARA RESOLVER LOS PROBLEMAS
Un aspecto de la presente divulgación proporciona una cinta de aleación amorfa basada en Fe que tiene una primera superficie y una segunda superficie. La cinta de aleación amorfa a base de Fe tiene marcas lineales continuas de irradiación láser en al menos la primera superficie. Las marcas de irradiación láser lineal se forman mediante un procedimiento de oscilación CW (onda continua) a lo largo de una dirección ortogonal a una dirección de colada de la cinta de aleación amorfa a base de Fe. Cada marca de irradiación láser lineal presenta irregularidades en su superficie, y una diferencia de altura HL*anchura WA calculada a partir de una diferencia de altura HL a lo largo de una dirección de espesor de la cinta de aleación amorfa a base de Fe en un perfil obtenido a lo largo de la dirección de colada de las marcas de irradiación láser lineal y una anchura WA a lo largo de la dirección de colada de la marca de irradiación lineal en la primera superficie es de 6,0 a 180pm2.
En un aspecto de la presente divulgación, la anchura WA puede ser de 28 pm o más.
En un aspecto de la presente divulgación, la diferencia de altura HL puede ser de 0,20 pm o más.
En un aspecto de la presente divulgación, la marca de irradiación láser lineal puede ser una porción solidificada por fusión que es solidificada por fusión por irradiación láser a la primera superficie, y puede alcanzar desde la primera superficie a la segunda superficie. Una proporción de anchura WB/WA de la anchura WA y una anchura WB a lo largo de la dirección de colada de la marca de irradiación láser lineal en la segunda superficie puede ser de 0,57 o menos.
Otro aspecto de la presente divulgación proporciona una cinta de aleación amorfa basada en Fe que tiene una primera superficie y una segunda superficie. La cinta de aleación amorfa a base de Fe tiene marcas lineales continuas de irradiación láser en al menos la primera superficie. Las marcas de irradiación láser lineal están dispuestas a lo largo de una dirección ortogonal a una dirección de colada de la cinta de aleación amorfa a base de Fe. Cada marca lineal de irradiación láser es una porción solidificada por fusión que se solidifica por fusión mediante irradiación láser en la primera superficie, y se extiende desde la primera superficie hasta la segunda superficie. Una proporción de anchura WB/WA de una anchura WA, que es una longitud de la marca de irradiación láser lineal en la primera superficie en la dirección de colada, y una anchura WB, que es una longitud de la marca de irradiación láser lineal en la segunda superficie en la dirección de colada, es de 0,57 o menos.
En un aspecto de la presente divulgación, cada marca de irradiación láser lineal puede tener irregularidades en su superficie. Cuando la irregularidad se evalúa en la dirección de colada, una diferencia de altura HL*anchura WA calculada a partir de una diferencia de altura HL entre un punto más alto y un punto más bajo en una dirección de espesor de la cinta de aleación amorfa a base de Fe y la anchura WA puede ser de 6,0 a 180|jm2
En un aspecto de la presente divulgación, la diferencia de altura HL puede ser de 0,20 jm o más.
Otro aspecto de la presente divulgación proporciona una cinta de aleación amorfa basada en Fe que tiene una primera superficie y una segunda superficie. La cinta de aleación amorfa a base de Fe tiene marcas lineales continuas de irradiación láser en al menos la primera superficie. Las marcas de irradiación láser lineal están dispuestas a lo largo de una dirección ortogonal a una dirección de colada de la cinta de aleación amorfa a base de Fe. Una anchura WA que es una longitud de cada marca lineal de irradiación láser en la primera superficie en la dirección de colada es igual 0 superior a 28,5 jm e igual o inferior a 90 jm .
En un aspecto de la presente divulgación, un intervalo de línea, cuando el intervalo de línea se define como un intervalo entre marcas de irradiación láser lineales mutuamente adyacentes de las marcas de irradiación láser lineales, puede ser de 2 mm a 200 mm.
En un aspecto de la presente divulgación, una porción en la que se forman las marcas de irradiación láser lineal puede ser no cristalina.
En un aspecto de la presente divulgación, una proporción de la longitud de la marca de irradiación láser lineal con respecto a una longitud total de la cinta de aleación amorfa a base de Fe en una dirección de anchura, cuando la dirección de anchura se define como una dirección ortogonal a la dirección de colada, puede estar en un intervalo del 10% al 50% cada una en ambas direcciones desde un punto medio de la cinta de aleación amorfa a base de Fe en la dirección de anchura hacia los extremos en la dirección de anchura.
En un aspecto de la presente divulgación, la cinta de aleación amorfa a base de Fe puede tener una superficie solidificada libre y una superficie de rodillo como primera superficie y segunda superficie. Una altura máxima de la sección transversal Rt medida para la superficie solidificada libre, excepto para una parte en la que se forman las marcas de irradiación láser lineal, con una longitud de evaluación de 4,0 mm, un valor de corte de 0,8 mm, un tipo de corte que sea 2RC (compensación de fase), y la longitud de evaluación que sea la dirección de colada conforme a JIS B 0601:2001, puede ser de 3,0 jm o menos.
En un aspecto de la presente divulgación, la cinta de aleación amorfa a base de Fe puede tener un espesor de 18 jm a 35 jm .
En un aspecto de la presente divulgación, una composición de aleación de la cinta de aleación amorfa basada en Fe puede consistir en Fe, Si, B y una impureza. Un contenido de Fe puede ser de 78 átomos % o más, un contenido de B puede ser de 10 átomos % o más, y un contenido total de B y Si puede ser de 17 átomos % a 22 átomos % cuando un contenido total de Fe, Si y B es de 100 átomos %.
En un aspecto de la presente divulgación, la cinta de aleación amorfa basada en Fe puede tener una pérdida de hierro de 0,150 W/kg o menos bajo una condición de una frecuencia de 60 Hz y una densidad de flujo magnético de 1,45 T
En un aspecto de la presente divulgación, la cinta de aleación amorfa basada en Fe puede tener una pérdida de hierro de 8,6 W/kg o menos y una potencia de excitación VA de 8,7 VA/kg o menos bajo una condición de una frecuencia de 1 kHz y una densidad de flujo magnético de 1 T.
En un aspecto de la presente divulgación, una fuerza coercitiva Hc de un bucle B-H de CC medida a un campo magnético máximo aplicado de 800 A/m puede ser de 5,0 A/m o inferior.
En un aspecto de la presente divulgación, una relación al cuadrado [densidad de flujo magnético residual Br/densidad de flujo magnético máxima Bm] del bucle B-H de CC medida en el campo magnético máximo aplicado de 800 A/m puede ser del 40% o menos.
Otro aspecto de la presente divulgación proporciona un procedimiento de producción de una cinta de aleación amorfa basada en Fe que tiene una primera superficie y una segunda superficie, comprendiendo el procedimiento de producción irradiar al menos la primera superficie de la cinta de aleación amorfa basada en Fe con un láser que utiliza un procedimiento de oscilación CW (onda continua) para obtener la cinta de aleación amorfa basada en Fe que tiene marcas lineales de irradiación láser. La densidad de energía de salida del láser que utiliza el procedimiento de oscilación CW (onda continua) es igual o superior a 5 J/m e igual o inferior a 35 J/m. Las marcas de irradiación láser lineal están dispuestas a lo largo de una dirección ortogonal a una dirección de colada de la cinta de aleación amorfa a base de Fe.
En un aspecto de la presente divulgación, cada marca de irradiación láser lineal puede tener irregularidades en su superficie, y una diferencia de altura HL*anchura WA calculada a partir de una diferencia de altura HL entre un punto más alto y un punto más bajo en una dirección de espesor de la cinta de aleación amorfa a base de Fe y una anchura WA, que es una longitud de la marca de irradiación lineal en la primera superficie en la dirección de colada, cuando la irregularidad se evalúa en la dirección de colada, puede ser de 6,0 a 180|jm2
En un aspecto de la presente divulgación, la marca de irradiación láser lineal puede alcanzar desde la primera superficie hasta la segunda superficie. Una proporción de anchura WB/WA de una anchura WA, que es una longitud de la marca de irradiación lineal en la primera superficie en la dirección de colada, y una anchura WB, que es una longitud de la marca de irradiación láser lineal en la segunda superficie en la dirección de colada, puede ser de 0,57 o menos.
En un aspecto de la presente divulgación, una anchura WA, que es una longitud de marca de irradiación láser lineal en la primera superficie en la dirección de colada puede ser de 28 jm o más.
En un aspecto de la presente divulgación, cada marca de irradiación láser lineal puede tener desniveles en su superficie, y una diferencia de altura HL entre un punto más alto y un punto más bajo en una dirección de espesor de la cinta de aleación amorfa a base de Fe, cuando los desniveles se evalúan en la dirección de colada, puede ser de 0,20 a 2,0 jm .
En un aspecto de la presente divulgación, una porción en la que se forman las marcas de irradiación láser lineal puede ser no cristalina.
En un aspecto de la presente divulgación, un intervalo de línea, cuando el intervalo de línea se define como un intervalo entre marcas de irradiación láser lineales mutuamente adyacentes de las marcas de irradiación láser lineales, puede ser de 2 mm a 200 mm.
Otro aspecto de la presente divulgación proporciona un núcleo de hierro formado por capas de cintas de aleación amorfa a base de Fe, o enrollando al menos una cinta de aleación amorfa a base de Fe.
En un aspecto de la presente divulgación, el núcleo de hierro puede formarse doblando y enrollando, de manera superpuesta, las cintas de aleación amorfa a base de Fe en capas. El núcleo de hierro puede tener una pérdida de hierro de 0,240 W/kg o menos en condiciones de una frecuencia de 60 Hz y una densidad de flujo magnético de 1,45 T.
Otro aspecto de la presente divulgación proporciona un transformador que comprende un núcleo de hierro que se forma utilizando la cinta de aleación amorfa basada en Fe, y una bobina enrollada alrededor del núcleo de hierro.
En un aspecto de la presente divulgación, el núcleo de hierro puede formarse doblando y enrollando, de manera superpuesta, las cintas de aleación amorfa a base de Fe en capas, y tener una pérdida de hierro de 0,240 W/kg o menos bajo una condición de una frecuencia de 60 Hz y una densidad de flujo magnético de 1,45 T
En un aspecto de la presente divulgación, el transformador puede ser un transformador monofásico, y una pérdida en vacío por peso del núcleo de hierro a 50 Hz puede ser de 0,15 W/kg o menos, o una pérdida en vacío por peso del núcleo de hierro a 60 Hz puede ser de 0,19 W/kg o menos.
En un aspecto de la presente divulgación, el transformador puede ser un transformador trifásico, y una pérdida en vacío por peso del núcleo de hierro a 50 Hz puede ser de 0,19 W/kg o menos, o una pérdida en vacío por peso del núcleo de hierro a 60 Hz puede ser de 0,24 W/kg o menos.
En un aspecto de la presente divulgación, el transformador puede tener una capacidad nominal de 10 kVA o más.
EFECTOS DE LA INVENCIÓN
De acuerdo con un aspecto de la presente divulgación, se proporciona una cinta de aleación amorfa basada en Fe con baja pérdida de hierro. También, de acuerdo con un aspecto de la presente divulgación, se proporciona una cinta de aleación amorfa basada en Fe que permite obtener las características requeridas y tiene menos deformación por irradiación láser, y que es altamente productiva, y un procedimiento de producción de la misma.
De acuerdo con otro aspecto de la presente divulgación, se proporcionan un núcleo de hierro y un transformador, cada uno con un rendimiento excelente, mediante el uso de la cinta de aleación amorfa basada en Fe de acuerdo con el aspecto anterior.
BREVE DESCRIPCIÓN DE LOS DIBUJOS
La FIG. 1 es una vista esquemática en planta que muestra esquemáticamente una superficie libre solidificada de una pieza de cinta (cinta 10) de aleación amorfa a base de Fe procesada por láser.
La FIG. 2 es una micrografía de una marca de irradiación láser lineal.
La FIG. 3 es un diagrama esquemático de desnivel en una superficie de la marca de irradiación láser lineal.
La FIG. 4 es un diagrama que muestra una relación entre una diferencia de altura HL*anchura WA y una pérdida de hierro CL (60 Hz, 1,45 T).
La FIG. 5 es un diagrama que muestra una relación entre una anchura WA y una pérdida de hierro CL (60 Hz, 1,45 T).
La FIG. 6 es un diagrama que muestra una relación entre la diferencia de altura HL*anchura WA y una potencia de excitación VA (60 Hz, 1,45 T).
La FIG. 7 es un diagrama que muestra una relación entre la diferencia de altura HL*anchura WA y una fuerza coercitiva Hc (60 Hz, 1,45 T).
La FIG. 8 es una vista en planta que muestra un ejemplo de núcleo de hierro.
La FIG. 9 es una vista lateral que muestra el núcleo de hierro del ejemplo.
La FIG. 10 es un esquema que muestra un circuito para la transformación enrollando un hilo de bobinado primario (N1) y un hilo de bobinado secundario (N2) alrededor del núcleo de hierro.
La FIG. 11 es un diagrama que muestra una relación entre una densidad de flujo magnético y una pérdida de hierro a una frecuencia de 50 Hz de un núcleo de hierro del Ejemplo 3 y un núcleo de hierro del Ejemplo comparativo 2.
La FIG. 12 es un diagrama que muestra una relación entre la densidad de flujo magnético y la pérdida de hierro a una frecuencia de 60 Hz del núcleo de hierro del Ejemplo 3 y del núcleo de hierro del Ejemplo comparativo 2.
La FIG. 13 es una micrografía de la marca de irradiación láser lineal del Núm. 54 en una superficie A irradiada con láser.
La FIG. 14 es una micrografía de la marca de irradiación láser lineal del Núm. 54 en una superficie posterior B de la superficie A irradiada con láser.
La FIG. 15 es una micrografía de la marca de irradiación láser lineal del Núm. *44 en la superficie A irradiada con láser.
La FIG. 16 es una micrografía de la marca de irradiación láser lineal del Núm. *44 en la superficie posterior B de la superficie irradiada por láser A.
La FIG. 17A es una micrografía de una marca de irradiación láser lineal del Núm. 13 del Ejemplo 1, FIG. 17B es una micrografía de una marca de irradiación láser lineal del Núm. 17 del Ejemplo 1, FIG. 17C es una micrografía de una marca de irradiación láser lineal del Núm. 20 del Ejemplo 1, y la FIG. 17D es una micrografía de una marca de irradiación láser lineal del Núm. 24 del Ejemplo 1.
La FIG. 18A es una micrografía de una marca de irradiación láser lineal del Núm. 26 del Ejemplo 1, FIG. 18B es una micrografía de una marca de irradiación láser lineal del Núm. 28 del Ejemplo 1, FIG. 18C es una micrografía de una marca de irradiación láser lineal del Núm. 34 del Ejemplo 1, y la FIG. 18D es una micrografía de una marca de irradiación láser lineal del Núm. 36 del Ejemplo 1.
La FIG. 19 es un diagrama que muestra una relación entre la anchura WA y la potencia de excitación VA (60 Hz, 1,45 T).
La FIG. 20 es un diagrama que muestra una relación entre la anchura WA y la fuerza coercitiva Hc (60 Hz, 1,45 T).
La FIG. 21 es un diagrama que muestra una relación entre un intervalo de línea LP1 y la pérdida de hierro CL (60 Hz, 1,45 T).
La FIG. 22 es un diagrama que muestra una relación entre la proporción de anchura WB/WA y la pérdida de hierro CL (60 Hz, 1,45 T).
La FIG. 23 es un diagrama que muestra una relación entre la diferencia de altura HL y la pérdida de hierro CL (1 kHz, 1 T).
La FIG. 24 es un diagrama que muestra una relación entre la diferencia de altura HL y la potencia de excitación VA (1 kHz, 1 T).
La FIG. 25 es un diagrama que muestra una relación entre la diferencia de altura HL*anchura WA y la pérdida de hierro CL (1 kHz, 1 T).
La FIG. 26 es un diagrama que muestra una relación entre la diferencia de altura HL*anchura WA y la potencia de excitación VA(1 kHz, 1 T).
La FIG. 27 es un diagrama que muestra una relación entre la densidad de energía de salida de un láser y la pérdida de hierro CL (1 kHz, 1 T).
La FIG. 28 es un diagrama que muestra una relación entre la densidad de energía de salida del láser y la potencia de excitación VA(1 kHz, 1 T).
La FIG. 29 es un diagrama que muestra una relación entre la densidad de energía de salida del láser y la pérdida de hierro CL (60 Hz, 1,45 T).
La FIG. 30 es un diagrama que muestra una relación entre la densidad de energía de salida del láser y la potencia de excitación VA (60 Hz, 1,45 T).
La FIG. 31 es un diagrama que muestra una relación entre la densidad de energía de salida del láser y la fuerza coercitiva Hc (60 Hz, 1,45 T).
La FIG. 32 es una micrografía de una marca de irradiación láser lineal del Ejemplo 2.
La FIG. 33 es un diagrama esquemático que muestra un ejemplo de un transformador de la presente realización.
La FIG. 34 es un diagrama esquemático que muestra otro ejemplo del transformador de la presente realización.
La FIG. 35 es un diagrama esquemático que muestra otro ejemplo del transformador de la presente realización.
MODO DE REALIZACIÓN DE LA INVENCIÓN
Un intervalo de valores numéricos expresado con "... a ..." significa en la presente memoria que el intervalo incluye los valores numéricos escritos antes y después de "a" como valor mínimo y valor máximo. En los intervalos de valores numéricos descritos en etapas d la presente memoria, el valor máximo o el valor mínimo incluidos en un intervalo de valores numéricos pueden sustituirse por el valor máximo o el valor mínimo de otro intervalo de valores numéricos. El valor máximo o el valor mínimo de un intervalo de valores numéricos descrito en la presente memoria puede sustituirse por un valor indicado en los Ejemplos.
El término "procedimiento" incluye no sólo un procedimiento independiente, sino también un procedimiento que puede lograr un objeto previsto incluso en un caso en el que el procedimiento no se distingue claramente de otros procedimientos.
La cinta de aleación amorfa basada en Fe se refiere en la presente memoria a una cinta hecha de una aleación amorfa basada en Fe.
La aleación amorfa basada en Fe se refiere en la presente memoria a una aleación amorfa que contiene Fe (hierro) como componente principal. El componente principal se refiere en la presente memoria a un componente contenido en la proporción más alta (% en masa).
Las realizaciones de la presente divulgación se describirán a continuación en la presente memoria. La presente divulgación no se limita a las siguientes realizaciones, y puede modificarse de acuerdo con lo conveniente dentro del alcance de las ideas técnicas de la presente divulgación.
Una cinta de aleación amorfa basada en Fe de la presente divulgación mejora las características magnéticas introduciendo distorsión en la cinta de aleación mediante irradiación láser y segmentando el dominio magnético. En la presente divulgación, se forma una marca de irradiación láser lineal irradiando la cinta de aleación amorfa basada en Fe con un láser que utiliza un procedimiento de oscilación CW (onda continua). La marca de irradiación láser lineal es una porción fundida y solidificada por la irradiación láser, y se forma en una línea continua por la irradiación láser que utiliza un procedimiento de oscilación CW (onda continua).
La presente divulgación intenta mejorar las características magnéticas mediante la irradiación láser. Sin embargo, las características magnéticas del blanco no pueden obtenerse si la energía de la irradiación láser es demasiado fuerte o demasiado débil. Por lo tanto, en la presente divulgación, la marca de irradiación láser lineal apropiada se forma mediante la irradiación láser apropiada, y se proporciona un modo de la marca de irradiación láser lineal apropiada.
[Cinta de aleación amorfa a base de Fe]
Una cinta de aleación amorfa basada en Fe de una primera realización de la presente divulgación tiene una primera superficie y una segunda superficie. La cinta de aleación amorfa a base de Fe tiene marcas lineales continuas de irradiación láser en al menos la primera superficie de la cinta. Las marcas de irradiación láser lineal están dispuestas a lo largo de una dirección ortogonal a una dirección de colada de la cinta de aleación amorfa a base de Fe. Cada marca de irradiación láser lineal presenta irregularidades en su superficie. Cuando la irregularidad se evalúa en la dirección de colada, una diferencia de altura HL*anchura WA calculada a partir de una diferencia de altura HL entre un punto más alto y un punto más bajo en una dirección de espesor de la cinta de aleación amorfa a base de Fe y una anchura WA, que es una longitud de la marca de irradiación lineal en la primera superficie en la dirección de colada, es de 6,0 a180 pm2.
Cuando la diferencia de altura HL*anchura WA es de 6,0 a180 pm2, se obtienen las características magnéticas diana. Por ejemplo, se obtiene una cinta de aleación amorfa basada en Fe que tiene una pérdida de hierro de 0,150 W/kg o menos en condiciones de una frecuencia de 60 Hz y una densidad de flujo magnético de 1,45 T
La diferencia de altura HL*anchura WA es preferentemente de 178pm2 o menos, más preferentemente de 175pm2 o menos. La diferencia de altura HL*anchura WA es preferentemente de 6,4pm2 o más, y preferentemente de 10pm2 o más.
En la realización de la presente divulgación, es preferente que la anchura WA sea de 28 pm o más. La anchura WA es además preferentemente de 28,5 pm o más, aún más preferentemente de 29 pm o más, y aún más preferentemente de 30 pm o más.
En la realización de la presente divulgación, es preferente que la diferencia de altura HL sea de 0,20 pm o más. La diferencia de altura HL es además preferentemente de 0,21 pm o más, aún más preferentemente de 0,24 pm o más, aún más preferentemente de 0,25 pm o más, y aún más preferentemente de 0,30 pm o más. La diferencia de altura HL es además preferentemente de 2,0 pm o menos, aún más preferentemente de menos de 2,0 pm, aún más preferentemente de 1,9 pm o menos, aún más preferentemente de 1,8 pm o menos, y aún más preferentemente de 1,7 pm o menos.
En la realización de la presente divulgación, es preferente que una proporción de anchura WB/WA de la anchura WA y una anchura WB de la marca de irradiación láser lineal en la superficie posterior B de la superficie A irradiada con láser sea 0,57 o inferior (incluyendo cero (0)). Además, la proporción de anchura WB/WA es preferentemente de 0,55 o menos, más preferentemente de 0,54 o menos, aún más preferentemente de 0,52 o menos, y aún más preferentemente de 0,50 o menos. La proporción de anchura WB/WA puede ser cero (0). El hecho de que la proporción de anchura WB/WA sea cero (0) indica que no se observa ninguna marca lineal de irradiación láser en la superficie posterior B de la superficie A irradiada con láser.
Una cinta de aleación amorfa basada en Fe de una segunda realización de la presente divulgación tiene una primera superficie y una segunda superficie. La cinta de aleación amorfa a base de Fe tiene marcas lineales continuas de irradiación láser en al menos la primera superficie. Las marcas de irradiación láser lineal están dispuestas a lo largo de una dirección ortogonal a una dirección de colada de la cinta de aleación amorfa a base de Fe. La marca de irradiación láser lineal es una porción solidificada por fusión que se solidifica por fusión mediante irradiación láser en la primera superficie, y se extiende desde la primera superficie hasta la segunda superficie. Una proporción de anchura WB/WA de una anchura WA, que es una longitud de la marca de irradiación láser lineal en la primera superficie en la dirección de colada, y una anchura WB, que es una longitud de la marca de irradiación láser lineal en la segunda superficie en la dirección de colada es 0,57 o inferior.
Cuando la proporción de anchura WB/WA de la anchura WA y la anchura WB es 0,57 o inferior (incluyendo cero (0)), se obtienen las características magnéticas diana. Por ejemplo, se obtiene una cinta de aleación amorfa a base de Fe que tiene una pérdida de hierro de 0,150 W/kg o menos en condiciones de una frecuencia de 60 Hz y una densidad de flujo magnético de 1,45 T
Una cinta de aleación amorfa basada en Fe de una tercera realización de la presente divulgación incluye una primera superficie y una segunda superficie. La cinta de aleación amorfa a base de Fe tiene marcas lineales continuas de irradiación láser en al menos la primera superficie. Las marcas de irradiación láser lineal están dispuestas a lo largo de una dirección ortogonal a una dirección de colada de la cinta de aleación amorfa a base de Fe. Una anchura WA que es una longitud de la marca de irradiación láser lineal en la primera superficie en la dirección de colada es igual o superior a 28,5 pm e igual o inferior a 90 pm.
Cuando la anchura WA es igual o superior a 28,5 pm e igual o inferior a 90 pm, se obtienen las características magnéticas deseadas. Por ejemplo, se obtiene una cinta de aleación amorfa basada en Fe que tiene una pérdida de hierro de 0,150 W/kg o menos en condiciones de una frecuencia de 60 Hz y una densidad de flujo magnético de 1,45 T.
Cuando la marca de irradiación láser lineal se forma en una superficie A irradiada con láser de la cinta de aleación amorfa a base de Fe mediante irradiación láser, la energía del láser irradiada a la superficie A se transmite a una superficie posterior B y la marca de irradiación láser lineal se forma también en la superficie posterior B si la energía del láser supera un determinado nivel.
Observando la marca de irradiación láser lineal en la superficie posterior B, si la energía del láser es demasiado alta, se forman arrugas de tensión en un borde de la marca de irradiación láser lineal en la superficie posterior B. Cuando se forman las arrugas de tensión, no se obtiene la cinta de aleación amorfa a base de Fe con baja pérdida de hierro.
En consecuencia, es preferente irradiar el láser con la energía adecuada para que no se formen las arrugas de tensión, e inhibir que se formen las arrugas de tensión en un borde de la marca de irradiación láser lineal en la superficie posterior B.
Se consideró la marca de irradiación láser lineal que no forma arrugas de tensión en un borde de la marca de irradiación láser lineal en la superficie posterior B.
Como resultado, se descubrió que, si la proporción de anchura WB/WA de la anchura WA de la marca de irradiación láser lineal en la superficie irradiada con láser A de la cinta de aleación amorfa a base de Fe y la anchura WB de la marca de irradiación láser lineal en la superficie posterior B de la superficie irradiada con láser A es 0,57 o inferior (incluido cero (0)), no se forman arrugas de tensión en un borde de la marca de irradiación láser lineal en la superficie posterior B.
Para implementar la primera, segunda o tercera realización antes mencionadas, la energía del láser a irradiar se ajusta a un valor apropiado. La energía del láser a irradiar se ajusta adecuadamente teniendo en cuenta una velocidad de barrido del láser y un espesor de la cinta de aleación. Por ejemplo, es preferente que la densidad de energía de salida del láser sea igual o superior a 5 J/m e igual o inferior a 35 J/m.
En la presente divulgación, la marca de irradiación láser lineal se forma irradiando un láser que utiliza un procedimiento de oscilación CW (onda continua). La marca de irradiación láser lineal es una porción fundida-solidificada por irradiación láser, y la apariencia (color, forma) ha cambiado en comparación con una porción no irradiada con láser. En otras palabras, la parte en la que el aspecto ha cambiado es la marca de irradiación láser lineal (parte fundidasolidificada).
La anchura de la porción en la que ha cambiado el aspecto (longitud en una dirección ortogonal a una dirección en la que se extiende la línea continua) se define como anchura de la marca de irradiación láser lineal (porción solidificada por fusión).
Las marcas de irradiación láser lineales formadas por la irradiación de un láser que utiliza un procedimiento de oscilación CW (onda continua) difieren de los grupos de marcas de irradiación láser punteadas formadas por un láser de pulso.
Procedimientos de segmentación del dominio magnético por irradiación láser han sido convencionalmente conocidos, y esos procedimientos comúnmente usan un láser de pulso para formar marcas punteadas de irradiación láser. Sin embargo, los procedimientos que utilizan un láser de pulso tienen el siguiente problema en la productividad, y no son adecuados para la producción de bajo coste.
Por ejemplo, una frecuencia de oscilación debe elevarse en el procesamiento de alta velocidad. Sin embargo, no es posible aumentar la frecuencia de oscilación manteniendo una energía y una anchura de impulso.
En un caso de procesamiento láser que utiliza un procedimiento de oscilación CW (onda continua), la productividad puede aumentarse fácilmente simplemente oscilando continuamente el láser para aumentar una potencia de salida del oscilador. Como resultado, se obtiene una cinta de aleación amorfa a base de Fe con las características deseadas sin aumentar el coste. Por ejemplo, se obtiene una cinta de aleación amorfa a base de Fe reducida en la pérdida de hierro bajo la condición de una frecuencia de 60 Hz y una densidad de flujo magnético de 1,45 T
En la presente realización, la marca de irradiación láser lineal se forma en una línea continua formada por irradiación láser que utiliza un procedimiento de oscilación CW (onda continua). No hay problema si la marca se interrumpe parcialmente. La marca puede ser continua al menos 5 mm o más.
La marca de irradiación láser punteada formada por un láser de pulso puede distinguirse de la marca de irradiación láser lineal formada utilizando un procedimiento de oscilación CW (onda continua) observando las marcas de irradiación láser.
En la cinta de aleación amorfa basada en Fe (en adelante en la presente memoria, denominada simplemente "cinta") de la presente realización, se reduce una pérdida de hierro CL bajo una condición de una frecuencia de 60 Hz y una densidad de flujo magnético de 1,45 T También se obtiene la cinta de aleación amorfa basada en Fe reducida en fuerza coercitiva Hc (60 Hz, 1,45 T).
Se obtiene la cinta de aleación amorfa basada en Fe que también tiene menos deformación por irradiación láser. Se obtiene una cinta de aleación amorfa a base de Fe de alta productividad por irradiación láser.
La pérdida de hierro CL (1 kHz, 1 T) bajo una condición de una frecuencia de 1 kHz y una densidad de flujo magnético de 1 T es reducida. La potencia de excitación VA (1 kHz, 1 T) en condiciones de una frecuencia de 1 kHz y una densidad de flujo magnético de 1 T también puede reducirse. Esto hace que la cinta de aleación amorfa basada en Fe de la presente divulgación sea útil para aplicaciones de alta frecuencia.
La cinta de aleación amorfa a base de Fe de la presente divulgación es una cinta de aleación amorfa a base de Fe que tiene una superficie solidificada libre y una superficie enrollada.
La cinta de aleación amorfa a base de Fe que tiene una superficie solidificada libre y una superficie de rodillo es una cinta producida (colada) por un procedimiento de rodillo único. La superficie del rodillo es una superficie que se pone en contacto con un rodillo de enfriamiento y se solidifica rápidamente en la colada, y la superficie solidificada libre es una superficie opuesta a la superficie del rodillo (es decir, una superficie expuesta a una atmósfera en la colada).
El procedimiento de rodillo único puede encontrarse adecuadamente en cualquier documento conocido, como la Publicación de Solicitud de Patente Internacional Núm. 2012/102379.
La cinta de aleación amorfa a base de Fe de la presente divulgación puede ser una cinta no cortada después de la colada (por ejemplo, un cuerpo enrollado en forma de rodillo después de la colada) o puede ser una pieza de cinta cortada a un tamaño deseado después de la colada.
La FIG. 1 muestra un diagrama esquemático de la cinta de aleación amorfa a base de Fe de la presente realización. En la FIG. 1, se forman marcas de irradiación láser lineales 12 en una superficie solidificada libre (o una superficie de rodillo) de una cinta de aleación amorfa 10 a base de Fe. En la FIG. 1, la dirección izquierda y derecha (dirección de flecha de L1) corresponde a la dirección de fundición, y la dirección arriba y abajo (dirección de flecha de W1) corresponde a la dirección de anchura de la cinta. Las marcas de irradiación láser lineal 12 están dispuestas a lo largo de una dirección hacia la dirección de anchura ortogonal a la dirección de fundición de la cinta. L1 indica una longitud de la cinta, W1 indica una anchura de la cinta y LP1 indica un intervalo de línea entre las marcas de irradiación láser lineal.
Es preferente que la marca de irradiación láser lineal continua tenga forma de línea recta. Aunque se producen algunas fluctuaciones debido a la formación por barrido de la irradiación láser que utiliza un procedimiento de oscilación CW, se forma una marca de irradiación láser lineal que tiene una forma sustancialmente recta.
También es preferente que la porción fundida-solidificada de la presente divulgación no sea cristalina. Si la porción fundida-solidificada se cristaliza, las características magnéticas se deterioran.
En la presente divulgación, la marca de irradiación láser lineal está dispuesta a lo largo de la dirección hacia la dirección de anchura ortogonal a la dirección de colada de la cinta de aleación amorfa a base de Fe. También es preferente que las marcas de irradiación láser lineal se formen en la dirección de la anchura de la cinta, de modo que incluyan una "parte central en la dirección de la anchura" que se describirá más adelante. La "dirección de colada" en la presente memoria es una dirección correspondiente a una dirección circunferencial del rodillo de enfriamiento cuando la cinta de aleación amorfa a base de Fe es colada; en otras palabras, corresponde a una dirección longitudinal de la cinta de aleación amorfa a base de Fe colada antes del corte. La dirección ortogonal a la dirección longitudinal es la dirección de anchura.
La "dirección de colada" también puede confirmarse en la pieza de cinta cortada observando la superficie solidificada libre y/o la superficie del rodillo de la pieza de cinta. Por ejemplo, se observa una línea fina en la superficie solidificada libre y/o en la superficie del rodillo de la pieza de cinta a lo largo de la dirección de colada. Una dirección ortogonal a la dirección de colada es la dirección de anchura.
En la cinta de aleación amorfa a base de Fe de la realización, un intervalo de línea es preferentemente de 2 mm a 200 mm, en un caso en el que el intervalo de línea se define como un intervalo en una parte central en la dirección de anchura ortogonal a la dirección de colada de la cinta de aleación amorfa a base de Fe, entre marcas de irradiación láser lineales mutuamente adyacentes de las marcas de irradiación láser lineales. El intervalo de línea es un intervalo de línea en la superficie A irradiada por láser.
La dirección de anchura es una dirección ortogonal a la dirección de colada de la cinta de aleación amorfa a base de Fe.
En un caso en el que las marcas de irradiación láser lineal se forman por irradiación láser tanto en la superficie solidificada libre como en la superficie del rodillo de la cinta, el intervalo de línea se mide con respecto a las marcas de irradiación láser lineal en ambas superficies observando de forma transparente la cinta. Por ejemplo, si las marcas de irradiación láser lineales se forman recibiendo irradiación láser alternativamente en ambas superficies en la dirección de colada de la cinta, las "marcas de irradiación láser lineales mutuamente adyacentes" incluyen las marcas de irradiación láser lineales irradiadas en una y otra superficie de la superficie solidificada libre y la superficie del rodillo, que son adyacentes entre sí en la dirección de colada.
Si el intervalo de línea es inferior a 2 mm, no cabe esperar una reducción de la pérdida de hierro.
Contar con el intervalo de línea de 200 mm o menos tiene un excelente efecto de reducción de la pérdida de hierro medida bajo la condición de una frecuencia de 60 Hz y una densidad de flujo magnético de 1,45 T
El intervalo de línea es más preferentemente de 3,5 mm o más, aún más preferentemente de 5 mm o más, y aún más preferentemente de 10 mm o más. El intervalo de línea es más preferentemente de 100 mm o menos, aún más preferentemente de 80 mm o menos, y aún más preferentemente de 60 mm o menos. El intervalo de línea puede reducirse a 50 mm o menos, 40 mm o menos y 30 mm o menos.
Las direcciones de las marcas de irradiación láser lineal son preferentemente, pero no limitadas a ser, aproximadamente paralelas entre sí. Las direcciones de las marcas lineales de irradiación láser pueden ser, aunque no necesariamente, paralelas entre sí.
La "parte central en la dirección de la anchura" de la cinta de aleación amorfa a base de Fe puede ser una porción que tiene un cierto intervalo de anchura desde el punto medio hasta los dos extremos en la dirección de la anchura. Por ejemplo, la parte central puede ser una región que tiene "cierto intervalo de anchura" desde el punto medio hasta ambos extremos en la dirección de la anchura igual a una quinta parte de la anchura total de la cinta (una quinta parte desde el punto medio hasta un extremo; la longitud de la parte central en la dirección de la anchura es una quinta parte de toda la dirección de la anchura). Por consiguiente, en una región que tiene una longitud desde el punto medio hasta los dos extremos en la dirección de la anchura igual a un quinto de cada uno desde el punto medio hasta los extremos, en otras palabras, una región que tiene una longitud de la parte central en la dirección de la anchura igual a un quinto de la anchura total de la cinta, es preferente que el intervalo de línea esté comprendido entre 2 mm y 200 mm. Preferentemente, en una región que tenga una longitud de la parte central en la dirección de la anchura igual a un cuarto de la anchura total de la cinta, es preferente que el intervalo de línea esté comprendido entre 2 mm y 200 mm. Más preferentemente, en una región que tenga una longitud de la parte central en la dirección de la anchura igual a la mitad de la anchura total de la cinta, es preferente que el intervalo de línea esté comprendido entre 2 mm y 200 mm.
En una realización de la presente divulgación, las marcas de irradiación láser lineal pueden disponerse con una relación posicional en la que cada marca de irradiación láser lineal no es paralela a la dirección de anchura que es ortogonal a la dirección de colada de la cinta de aleación amorfa a base de Fe.
En otras palabras, cada marca de irradiación láser lineal puede disponerse en un ángulo de 10 grados o más con respecto a la dirección de anchura de la cinta de aleación amorfa a base de Fe, de modo que cada marca de irradiación láser lineal puede intersecarse con la dirección de colada en un ángulo agudo o en un ángulo obtuso.
En una realización de la presente divulgación, es preferente que cada marca de irradiación láser lineal sea aproximadamente paralela a una dirección ortogonal a la dirección de colada y a una dirección de espesor de la cinta de aleación amorfa a base de Fe.
Lo que se entiende por que cada marca de irradiación láser lineal es aproximadamente paralela a la dirección ortogonal a la dirección de colada y a la dirección de espesor de la cinta de aleación amorfa a base de Fe es que cada marca de irradiación láser lineal está dispuesta en un ángulo de 10 grados o menos con respecto a la dirección ortogonal a la dirección de colada y a la dirección de espesor de la cinta de aleación amorfa a base de Fe.
No obstante, la relación posicional de las marcas de irradiación láser lineal entre sí no se limita a ser aproximadamente paralela.
En una realización de la presente divulgación, es preferente que cada marca de irradiación láser lineal sea aproximadamente paralela a la dirección de anchura de la cinta de aleación amorfa basada en Fe.
Lo que se entiende por que cada marca de irradiación láser lineal es aproximadamente paralela a la dirección de anchura de la cinta de aleación amorfa a base de Fe es que cada marca de irradiación láser lineal está dispuesta en un ángulo de 10 grados o menos con respecto a la dirección de anchura de la cinta de aleación amorfa a base de Fe.
No obstante, la relación posicional de las marcas de irradiación láser lineal entre sí no se limita a ser aproximadamente paralela.
Como se ha mencionado anteriormente, cada marca de irradiación láser lineal no tiene que ser paralela a la dirección ortogonal a la dirección de colada de la cinta de aleación amorfa a base de Fe, y puede disponerse en un ángulo de inclinación superior a 10 grados con respecto a la dirección ortogonal a la dirección de colada de la cinta de aleación amorfa a base de Fe. Debe entenderse que cada marca de irradiación láser lineal está dispuesta a lo largo de la dirección ortogonal a la dirección de colada de la cinta de aleación amorfa a base de Fe, incluso si el ángulo de inclinación es superior a 10 grados. El ángulo de inclinación es preferentemente inferior a 45 grados, más preferentemente 40 grados o menos, aún más preferentemente 30 grados o menos, aún más preferentemente 20 grados o menos, y lo más preferentemente 10 grados o menos.
La cinta de aleación amorfa basada en Fe en un modo de la presente divulgación puede incluir una marca de irradiación láser lineal en la dirección de anchura de la cinta, o incluir dos o más marcas de irradiación láser lineal en la dirección de anchura de la cinta. En el caso de que haya varias marcas de irradiación láser lineal en la dirección de la anchura de la cinta y las marcas de irradiación láser lineal estén alineadas en línea recta, las marcas de irradiación láser lineal pueden considerarse como una marca de irradiación láser lineal.
Específicamente, la cinta de aleación amorfa a base de Fe de la presente divulgación puede tener filas de marcas de irradiación láser dispuestas en la dirección de colada de la cinta de aleación amorfa a base de Fe, como (1) un modo de una fila en la dirección de anchura ortogonal a la dirección de colada (en adelante en la presente memoria denominado grupo de fila única) o (2) un modo de múltiples filas en la dirección de anchura ortogonal a la dirección de colada (en adelante en la presente memoria denominado grupo de múltiples filas).
En adelante en la presente memoria, las filas de marcas de irradiación láser dispuestas en la dirección de colada de la cinta de aleación amorfa a base de Fe también se denominarán "grupo de marcas de irradiación".
El último grupo de filas múltiples tiene grupos múltiples de marcas de irradiación presentes en la dirección de anchura de la cinta, las posiciones respectivas de las marcas de irradiación láser en los grupos múltiples no necesitan estar situadas en la misma línea en la dirección de anchura y pueden estar en una relación posicional en la que las marcas de irradiación láser están cada una desplazada en la dirección de fundición. Por ejemplo, en un caso en el que dos grupos de marcas de irradiación están presentes en la dirección de anchura de la cinta, los dos grupos pueden estar en una relación posicional en la que las marcas de irradiación láser dispuestas en uno de los grupos y las marcas de irradiación láser dispuestas en otro de los grupos están presentes alternativamente a intervalos regulares en la dirección de colada.
El intervalo de línea en la presente divulgación es un valor determinado de la siguiente manera.
En un caso en el que hay una fila (grupo de fila única) de filas de marcas de irradiación láser lineales, que están dispuestas en la dirección de colada, en la dirección de anchura ortogonal a la dirección de colada como en (1) descrito anteriormente, el intervalo de línea puede determinarse como un valor promedio de los valores de medición obtenidos midiendo el intervalo entre dos marcas de irradiación láser lineales mutuamente adyacentes en la dirección de colada en cinco puntos seleccionados aleatoriamente. En este caso, las marcas de irradiación láser lineal incluidas en el grupo de fila única están presentes preferentemente a un intervalo regular, sin embargo, pueden estar presentes a cualquier intervalo.
En un caso en el que hay múltiples filas (grupo de múltiples filas) de filas de marcas de irradiación láser lineales, que están dispuestas en la dirección de colada, en la dirección de anchura ortogonal a la dirección de colada como en (2) descrito anteriormente, el intervalo de línea puede determinarse como un valor obtenido promediando adicionalmente los valores (valores medios) determinados con respecto a los respectivos "grupos de marcas de irradiación" en el grupo de múltiples filas por el mismo procedimiento que el anterior. En este caso, las marcas lineales de irradiación láser incluidas en cada "grupo de marcas de irradiación" están presentes preferentemente a un intervalo regular, sin embargo, pueden estar presentes a cualquier intervalo. Cuando uno de los grupos de filas múltiples no alcanza la parte central en la dirección de la anchura, la marca de irradiación láser lineal puede extenderse temporalmente a la parte central en la dirección de la anchura para determinar el intervalo en la parte central en la dirección de la anchura.
Preferentemente, una proporción de una longitud de la marca de irradiación láser lineal en la dirección de la anchura con respecto a una anchura total de la cinta de aleación amorfa a base de Fe en la dirección de la anchura es del 10% al 50% cada una en ambas direcciones desde el punto medio en la dirección de la anchura hacia los extremos en la dirección de la anchura. En este caso, toda la longitud de la cinta de aleación amorfa a base de Fe en la dirección de la anchura se considera del 100%.
En un caso en el que la marca de irradiación láser lineal está inclinada con respecto a la dirección de la anchura, la longitud de la marca de irradiación láser lineal inclinada per se no debe medirse como la longitud de la marca de irradiación láser lineal en la dirección de la anchura; la longitud de la marca de irradiación láser lineal con respecto a una región en la que se forma se convierte en una longitud con respecto a la dirección de la anchura de la cinta para obtener la longitud de la marca de irradiación láser lineal en la dirección de la anchura.
Cuando la proporción anterior de la longitud en la dirección de la anchura es del 50%, significa que la marca de irradiación láser lineal alcanza un extremo y el otro extremo de la cinta de aleación amorfa a base de Fe en la dirección de la anchura a partir del punto medio en la dirección de la anchura. En otras palabras, la marca de irradiación láser lineal se forma de un extremo a otro en la dirección de la anchura de la cinta.
Por ejemplo, cuando la marca de irradiación láser lineal está dispuesta paralelamente a la dirección de anchura de la cinta de aleación amorfa a base de Fe, toda la longitud de la marca de irradiación láser lineal de la cinta de aleación amorfa a base de Fe en la dirección de anchura corresponde a toda la anchura de la cinta de aleación amorfa a base de Fe.
Cuando la proporción anterior de la longitud en la dirección de la anchura es del 10%, significa que la marca de irradiación láser lineal ocupa el 10% de la longitud de la cinta de aleación amorfa a base de Fe cada una en ambas direcciones empezando desde el punto medio en la dirección de la anchura hacia los extremos en la dirección de la anchura, es decir, ocupa el 20% de la longitud de la cinta de aleación amorfa a base de Fe en la dirección de la anchura en una región central de la cinta de aleación amorfa a base de Fe. En otras palabras, significa que la marca de irradiación láser lineal se forma dejando un 40% de margen en ambos extremos en el sentido de la anchura de la cinta de aleación amorfa a base de Fe con respecto a toda la longitud en el sentido de la anchura. Más preferentemente, una proporción de una longitud de la marca de irradiación láser lineal de la cinta de aleación amorfa a base de Fe en la dirección de la anchura con respecto a una longitud total de la cinta en la dirección de la anchura es del 25% o más cada una en ambas direcciones desde el punto medio en la dirección de la anchura hacia los extremos en la dirección de la anchura.
También es preferente que la marca de irradiación láser lineal se forme al menos dentro de una región de seis-ochos centrales de ocho secciones iguales de la cinta de aleación amorfa a base de Fe dividida a lo largo de la dirección de anchura, excluyendo dos-ochos en ambos extremos de la cinta.
Cuando hay grupos de múltiples filas de marcas de irradiación láser lineal, los grupos de múltiples filas pueden combinarse, y la longitud de la marca de irradiación láser lineal en toda la longitud de la cinta en la dirección de la anchura puede evaluarse en los lugares donde las filas de marcas de irradiación láser lineal combinadas están más próximas a ambos extremos en la dirección de la anchura.
La marca de irradiación láser lineal de la presente divulgación tiene las características antes mencionadas. No obstante, los efectos de la presente divulgación pueden lograrse, por ejemplo, incluso si no todas las marcas de irradiación láser lineal formadas en la cinta de aleación amorfa a base de Fe tienen la configuración antes mencionada de la presente divulgación. Es preferente que el 60% o más de las marcas de irradiación láser lineal de todas las marcas de irradiación láser lineal tengan la configuración antes mencionada de la presente divulgación. Es más preferente que el 70% o más de las marcas de irradiación láser lineal tengan la configuración antes mencionada de la presente divulgación. Es aún más preferente que el 80% o más de las marcas de irradiación láser lineal tengan la configuración antes mencionada de la presente divulgación. Es aún más preferente que el 90% o más de las marcas de irradiación láser lineal tengan la configuración antes mencionada de la presente divulgación. Además, es preferente que todas las marcas de irradiación láser lineal tengan la configuración antes mencionada de la presente divulgación.
<Rugosidad de la superficie solidificada libre (altura transversal máxima Rt) >
Por ejemplo, como se desvela en la Publicación de Solicitud de Patente Internacional Núm. 2012/102379, la pérdida de hierro se ha reducido convencionalmente mediante la formación de la irregularidad de la forma de onda en la superficie solidificada libre.
Sin embargo, el inventor de la presente divulgación y otros han considerado y encontrado que la irregularidad de la forma de onda puede causar un aumento en la potencia de excitación medida bajo la condición de una frecuencia de 60 Hz y una densidad de flujo magnético de 1,45 T
En consecuencia, es preferente que la irregularidad de la forma de onda se reduzca tanto como sea posible desde el punto de vista de inhibir un aumento de la potencia de excitación medida bajo la condición de la frecuencia de 60 Hz y la densidad de flujo magnético de 1,45 T
Específicamente, una altura transversal máxima Rt en la superficie solidificada libre, excepto para una porción en la que se forman las marcas lineales de irradiación láser, es de 3,0 pm o menos.
Lo que se quiere decir con que la altura máxima de la sección transversal Rt es de 3,0 pm o menos es que no hay desniveles de forma de onda o desniveles de forma de onda reducidos en la superficie solidificada libre.
La altura máxima de la sección transversal Rt para una parte de la superficie solidificada libre en la que no se forman las marcas de irradiación láser lineal se mide (evalúa) con una longitud de evaluación de 4,0 mm, un valor de corte de 0,8 mm y un tipo de corte 2RC (compensación de fase) conforme a JIS B 0601: 2001. Una dirección de la longitud de evaluación se establece como la dirección de colada de la cinta de aleación amorfa a base de Fe. Más específicamente, la medición mencionada con la longitud de evaluación de 4,0 mm se realiza midiendo continuamente la altura máxima de la sección transversal Rt cinco veces con el valor de corte de 0,8 mm.
La altura transversal máxima Rt en la superficie solidificada libre para una porción en la que no se forman las marcas de irradiación láser lineal es más preferentemente de 2,5 pm o menos.
Aunque no existe un límite inferior particular de la altura máxima de la sección transversal Rt, el límite inferior de la altura máxima de la sección transversal Rt es preferentemente 0,8 pm, y más preferentemente 1,0 pm en vista de la competencia en la producción de la cinta de aleación amorfa a base de Fe.
<Composición química>
No hay limitaciones en cuanto a las composiciones químicas de la cinta de aleación amorfa basada en Fe de la presente divulgación siempre que la cinta tenga la composición química de la aleación amorfa basada en Fe (es decir, la composición química con un componente principal que es Fe (hierro)). No obstante, desde el punto de vista de la obtención más eficaz de los efectos de la cinta de aleación amorfa a base de Fe de la presente divulgación, la composición química de la cinta de aleación amorfa a base de Fe de la presente divulgación es preferentemente la siguiente composición química A. La composición química A, que es la composición química preferente, consta de Fe, Si, B y una impureza. Cuando el contenido total de Fe, Si y B es del 100 % atómico, un contenido de Fe es del 78 % atómico o más; un contenido de B es del 10 % atómico o más; un contenido total de B y Si es del 17 % atómico al 22 % atómico.
La composición química A se explicará en detalle en adelante en la presente memoria.
En la composición química A, el contenido de Fe es igual o superior al 78 % atómico.
El Fe (hierro) es uno de los metales de transición que tienen el mayor momento magnético incluso en una estructura amorfa. El Fe proporciona predominantemente la propiedad magnética en una aleación amorfa Fe-Si-B.
En un caso en el que el contenido de Fe es de 78 % atómico o más, puede aumentarse una densidad de flujo magnético saturado (Bs) de la cinta de aleación amorfa basada en Fe (por ejemplo, puede alcanzarse Bs de aproximadamente 1,6 T). Además, facilita la consecución de una densidad de flujo magnético preferente de B0,1 (1,52 T o más).
El contenido de Fe es preferentemente igual o superior al 80 % atómico, más preferentemente igual o superior al 80,5 % atómico, y aún más preferentemente igual o superior al 81,0 % atómico. Además, el contenido de Fe es preferentemente igual o inferior al 82,5 % atómico, y más preferentemente igual o inferior al 82,0 % atómico.
En la composición química A, el contenido de B es igual o superior al 10 % atómico.
B (boro) es un elemento que contribuye en la formación amorfa. En un caso en el que el contenido de B es del 10 % atómico o más, se mejora aún más la capacidad de formación amorfa.
En un caso en el que el contenido de B es del 10 % atómico o más, el dominio magnético tiende a orientarse en la dirección de colada, lo que amplía la anchura del dominio magnético y facilita así la mejora de la densidad de flujo magnético (B0.1).
El contenido de B es preferentemente 11 % atómico o más, y más preferentemente 12 % atómico o más.
Un límite superior del contenido de B es preferentemente 16 % atómico, aunque depende del contenido total de B y Si, que se mencionará más adelante.
En la composición química A, el contenido total de B y Si es de 17 % atómico a 22 % atómico.
El Si (silicio) es un elemento que se segrega en una superficie en estado fundido y ejerce un efecto de prevención de la oxidación del metal fundido. Además, el Si sirve como auxiliar en la formación amorfa con un efecto de aumento de la temperatura de transición vítrea y es un elemento que ayuda a formar una fase amorfa que es más estable térmicamente.
En un caso en el que el contenido total de B y Si es de 17 % atómico o más, los efectos anteriormente mencionados del Si pueden exhibirse eficazmente.
En un caso en el que el contenido total de B y Si es de 22 % atómico o menos, puede obtenerse una gran cantidad de Fe que proporciona predominantemente la propiedad magnética, y que es ventajosa para mejorar la densidad de flujo magnético de saturación Bs y la densidad de flujo magnético B0.1. Preferentemente, el contenido total de B y Si es igual o inferior al 20 % de átomos, que puede determinarse adecuadamente teniendo en cuenta el contenido de Fe.
El contenido de Si es preferentemente 2,0 % atómico o más, más preferentemente 2,4 % atómico o más, y aún más preferentemente 3,5 % atómico o más.
Un límite superior del contenido de Si es preferentemente 6,0 % atómico, aunque depende del contenido total de B y Si.
Desde el punto de vista de mejorar aún más la pérdida de hierro y la potencia de excitación que se explicará más adelante, una composición química más preferente de la cinta de aleación amorfa a base de Fe entre la composición química A consiste en Fe, Si, B, y una impureza; el contenido de Fe es 80 % atómico o más, el contenido de B es 12 % atómico o más, y el contenido total de B y Si es de 17 % atómico a 20 % atómico cuando el contenido total de Fe, Si, y B es 100 % atómico.
La composición química A incluye una impureza.
En este caso, la composición química A puede incluir un tipo de impureza o dos o más tipos de impurezas.
Los ejemplos de la impureza incluyen cualquier elemento que no sea Fe, Si, y B, específicamente, por ejemplo, C, Ni, Co, Mn, O, S, P, Al, Ge, Ga, Be, Ti, Zr, Hf, V, Nb, Ta, Cr, Mo, y elemento de tierras raras.
La composición química puede contener 1,5%en masa o menos de estos elementos en total con respecto a la masa total de Fe, Si y B. Un límite superior del contenido total de estos elementos es preferentemente 1,0 % en masa o menos, más preferentemente 0,8 % en masa o menos, y aún más preferentemente 0,75 % en masa o menos. Estos elementos pueden añadirse a la composición química dentro de estos márgenes.
<Espesor>
El espesor de la cinta de aleación amorfa a base de Fe de la presente divulgación no está limitado a un tamaño particular; sin embargo, el espesor es preferentemente de 18 pm a 35 pm.
Contar con un espesor de 18 pm o más es ventajoso para inhibir las ondulaciones de la cinta de aleación amorfa a base de Fe y, por tanto, para mejorar el factor de laminación de la cinta de aleación amorfa a base de Fe. Más preferentemente, el espesor es de 20 pm o más.
Contar con un espesor de 35 pm o menos es ventajoso para inhibir la fragilización de la cinta de aleación amorfa a base de Fe, y en términos de saturabilidad magnética. El espesor es preferentemente de 30 pm o menos.
<Pérdida de hierro CL>
Como se ha mencionado anteriormente, en la cinta de aleación amorfa basada en Fe de la presente divulgación, la pérdida de hierro CL se reduce bajo la condición de una frecuencia de 60 Hz y una densidad de flujo magnético de 1,45 T por segmentación del dominio magnético debido a la formación de las marcas de irradiación láser lineal. La pérdida de hierro CL bajo la condición de una frecuencia de 60 Hz y una densidad de flujo magnético de 1,45 T es preferentemente de 0,150 W/kg o menos, más preferentemente de 0,140 W/kg o menos, y aún más preferentemente de 0,130 W/kg o menos.
Aunque no existe un límite inferior particular de la pérdida de hierro CL bajo la condición de una frecuencia de 60 Hz y una densidad de flujo magnético de 1,45 T, el límite inferior de la pérdida de hierro CL es preferentemente 0,050 W/kg en vista de la competencia en la producción de la cinta de aleación amorfa a base de Fe.
En la cinta de aleación amorfa basada en Fe de la presente divulgación, la pérdida de hierro CL también se reduce bajo la condición de una frecuencia de 1 kHz y una densidad de flujo magnético de 1 T La pérdida de hierro CL bajo la condición de una frecuencia de 1 kHz y una densidad de flujo magnético de 1 T es preferentemente 8,6 W/kg o menos, más preferentemente 8,0 W/kg o menos, y aún más preferentemente 7,0 W/kg o menos.
En la cinta de aleación amorfa basada en Fe de la presente divulgación, la pérdida de hierro CL también se reduce bajo la condición de una frecuencia de 50 Hz y una densidad de flujo magnético de 1,45 T. En la cinta de aleación amorfa basada en Fe de la presente divulgación, es preferente que la pérdida de hierro CL bajo la condición de una frecuencia de 50 Hz y una densidad de flujo magnético de 1,45 T sea de 0,120 W/kg o inferior.
La pérdida de hierro CL de la cinta de aleación amorfa a base de Fe se mide de acuerdo con JIS 7152 (1996).<Potencia de excitación VA>
Como se ha mencionado anteriormente, la cinta de aleación amorfa basada en Fe de la presente divulgación inhibe un aumento de la potencia de excitación VA bajo la condición de una frecuencia de 60 Hz y una densidad de flujo magnético de 1,45 T A medida que aumenta la diferencia de altura de las marcas de irradiación láser lineal, la potencia de excitación VA también tiende a aumentar. Por ejemplo, contar con una diferencia de altura de 2,5 pm o menos puede inhibir un aumento significativo de la potencia de excitación VA.
En la cinta de aleación amorfa basada en Fe de la presente divulgación, la potencia de excitación VA también se reduce bajo la condición de una frecuencia de 1 kHz y una densidad de flujo magnético de 1 T La potencia de excitación VA bajo la condición de una frecuencia de 1 kHz y una densidad de flujo magnético de 1 T es preferentemente 8,7 VA/kg o menos, más preferentemente 8,0 VA/kg o menos, y aún más preferentemente 7,5 VA/kg o menos.
<Fuerza Coercitiva Hc>
Como se mencionó anteriormente, en la cinta de aleación amorfa basada en Fe de la presente divulgación, la fuerza coercitiva Hc se reduce bajo la condición de una frecuencia de 60 Hz y una densidad de flujo magnético de 1,45 T.
<Relación [Densidad de flujo magnético de funcionamiento Bmáx/Densidad de flujo magnético de saturación Bs]>
Como se ha mencionado anteriormente, la cinta de aleación amorfa basada en Fe de la presente divulgación puede reducir la pérdida de hierro y la potencia de excitación a niveles bajos bajo la condición de una densidad de flujo magnético de 1,45 T, que es superior a la densidad de flujo magnético de 1,3 T en la condición convencional.
Por lo tanto, la cinta de aleación amorfa a base de Fe de la presente divulgación puede seguir reduciendo la pérdida de hierro y la potencia de excitación en un caso en el que la cinta se utiliza con una relación [densidad de flujo magnético operativa Bmáx/densidad de flujo magnético de saturación Bs] (en adelante en la presente memoria, también denominada "proporción Bmáx/Bs") que tiene la densidad de flujo magnético operativa Bmáx superior a la de la condición convencional.
En relación con este asunto, en un ejemplo convencional se utilizó una cinta de aleación amorfa basada en Fe bajo la condición de que la densidad de flujo magnético de saturación Bs era de 1,56 T y la densidad de flujo magnético de funcionamiento Bmáx era de 1,35 T (es decir, proporción Bmáx/Bs=0,87) (por ejemplo, véase IEEE TRANSACTIONS ON MAGNETICS, Vol: 44, Issue: 11, Nov. 2008, pp. 4104-4106 (especialmente p.4106)).
Mientras tanto, Bs de la cinta de aleación amorfa basada en Fe de la presente divulgación que tiene, por ejemplo, una composición química (Fe<82>Si<4>B-i<4>) de Ejemplos, que se explicará más adelante, es 1,63 T Bs se determina sustancialmente sin ambigüedad dependiendo de la composición química. La cinta de aleación amorfa a base de Fe de la presente divulgación en este caso puede utilizarse a Bmáx de 1,43 T o más (preferentemente de 1,45 T a 1,50 T). La proporción Bmáx/Bs es de 0,88, siendo Bmáx de 1,43 T La proporción Bmáx/Bs es de 0,92, siendo Bmáx de 1,50 T.
Por consiguiente, es particularmente preferente que la cinta de aleación amorfa a base de Fe de la presente divulgación se utilice cuando la densidad de flujo magnético operativa Bmáx satisfaga que la proporción Bmáx/Bs sea de 0,88 a 0,94 (preferentemente de 0,89 a 0,92).
La cinta de aleación amorfa basada en Fe de la presente divulgación puede inhibir aumentos en la pérdida de hierro y la potencia de excitación incluso cuando la densidad de flujo magnético operativa Bmáx satisface que la proporción Bmáx/Bs es de 0,88 a 0,94 (preferentemente 0,89 a 0,92).
Las características antes mencionadas (pérdida de hierro CL, potencia de excitación VA, fuerza coercitiva Hc) se expresan en valores obtenidos mediante tratamiento térmico de la cinta de aleación amorfa a base de Fe aplicando un campo magnético en la dirección longitudinal de la cinta. El tratamiento térmico de campo magnético de la cinta de aleación amorfa a base de Fe tiene por objeto relajar la tensión interna y facilitar la alineación magnética en la dirección longitudinal de la cinta, y se realiza adecuadamente para obtener las características deseadas. El tratamiento térmico puede realizarse manteniendo la cinta durante un cierto período de tiempo entre 300°C y 400°C aproximadamente. El tiempo de mantenimiento es preferentemente de veinticuatro horas, y más preferentemente de cuatro horas. El campo magnético durante el tratamiento térmico es preferentemente de 400 A/m o más, y más preferentemente de 800 A/m o más. El tratamiento térmico también puede realizarse en la atmósfera, en un gas inerte como el gas argón, el gas nitrógeno y el helio, o en el vacío. El tratamiento térmico también puede realizarse después de la formación del núcleo de hierro.
Es preferente que la cinta de aleación amorfa a base de Fe de la presente divulgación tenga excelentes características después de la formación de la marca de irradiación láser lineal y antes del tratamiento térmico.
Por ejemplo, es preferente que la fuerza coercitiva Hc de un bucle B-H de CC medida en el campo magnético máximo aplicado de 800 A/m sea de 5,0 A/m o menos antes del tratamiento térmico. La fuerza coercitiva Hc es preferentemente de 4,9 A/m o menos, y más preferentemente de 4,8 A/m o menos. También es preferente que la proporción al cuadrado [densidad de flujo magnético residual Br/densidad de flujo magnético máxima Bm] sea igual o inferior al 40%.
Cuando la cinta antes del tratamiento térmico está en un estado excelente como tal, el tiempo de mantenimiento durante el tratamiento térmico puede acortarse, y es poco probable que se produzca fragilización después del tratamiento térmico. Esto mejora la manejabilidad a la hora de preparar núcleos de hierro para transformadores. Los grandes núcleos de hierro y los núcleos de hierro laminado para componentes electrónicos pueden utilizarse sin el tratamiento térmico debido al problema de la fragilización. En ese caso, es ventajoso tener unas características excelentes antes del tratamiento térmico.
<Procedimiento de producción de cinta de aleación amorfa a base de Fe)>
La mencionada cinta de aleación amorfa a base de Fe de la presente divulgación puede producirse preferentemente mediante el siguiente procedimiento.
El procedimiento de la realización es un procedimiento de producción de una cinta de aleación amorfa basada en Fe, el procedimiento de producción comprende irradiar al menos una superficie de una cinta de material, la cinta de material hecha de una aleación amorfa basada en Fe y que tiene una superficie solidificada libre y una superficie de rodillo, con un láser que utiliza un procedimiento de oscilación CW (onda continua) para obtener una cinta de aleación amorfa basada en Fe que tiene marcas de irradiación láser lineales, en el que una densidad de potencia de excitación de salida láser del láser que utiliza el procedimiento de oscilación de onda continua es igual o superior a 5 J/m e igual o inferior a 35 J/m, y las marcas lineales de irradiación láser tienen una forma lineal continua y están dispuestas a lo largo de una dirección ortogonal a una dirección de colada de la cinta de aleación amorfa a base de Fe.
en adelante en la presente memoria, un procedimiento de formación de marcas de irradiación láser lineal continua mediante la irradiación de un láser que utiliza un procedimiento de oscilación CW (onda continua) también se denomina "procedimiento de procesamiento láser".
El procedimiento de la presente realización puede incluir un procedimiento distinto del procedimiento de procesamiento por láser, de acuerdo con sea necesario. Por ejemplo, el procedimiento puede incluir un procedimiento de preparación de una cinta de material (procedimiento de preparación del material) antes del procedimiento de procesamiento láser. En un caso en el que el procedimiento de preparación del material incluya un procedimiento de colada de la cinta de material, el procedimiento de colada de la cinta de material y el procedimiento de procesado por láser pueden realizarse sucesivamente.
<Procedimiento de preparación de material>
En la presente realización, el procedimiento de preparación del material puede realizarse antes del procedimiento de procesado por láser. El procedimiento de preparación del material es un procedimiento para preparar la cinta de material que incluye la superficie solidificada libre y la superficie del rodillo.
La cinta de material mencionada en este caso puede ser una cinta sin cortar después de la colada (por ejemplo, un cuerpo enrollado formado por enrollado en un rodillo después de la colada), o una pieza de cinta que se corta en un tamaño deseado después de la colada. La pieza de cinta cortada también corresponde a la cinta de aleación amorfa a base de Fe de la presente divulgación.
La cinta de material es la cinta de aleación amorfa basada en Fe de la presente divulgación antes de la formación de las marcas lineales de irradiación láser, por así decirlo.
La superficie solidificada libre y la superficie del rodillo de la cinta de material se utilizan respectivamente como sinónimos de la superficie solidificada libre y la superficie del rodillo de la cinta de aleación amorfa a base de Fe de la presente divulgación.
Los modos preferentes (por ejemplo, composición química preferente y Rt preferente) de la cinta de material son los mismos que los modos preferentes de la cinta de aleación amorfa a base de Fe de la presente divulgación, excepto por la presencia de las marcas de irradiación láser lineal.
El procedimiento de preparación del material puede ser un procedimiento de simple preparación de una cinta de material prefabricada (es decir, ya acabada) para el procedimiento de procesamiento por láser, o puede ser un procedimiento de colada de una nueva cinta de material.
El procedimiento de preparación del material puede ser un procedimiento de realización de al menos uno de los procedimientos de colada de la cinta de material o de corte de la pieza de cinta a partir de la cinta de material.
<Procedimiento de procesamiento láser>
En el procedimiento de procesamiento láser de la presente realización, se forman marcas de irradiación láser lineales continuas en al menos una superficie de la superficie solidificada libre y la superficie del rodillo de la cinta de material mediante procesamiento láser utilizando un procedimiento de oscilación CW (onda continua) (es decir, mediante irradiación de un láser que utiliza el procedimiento de oscilación CW (onda continua)).
Los modos preferentes de las marcas de irradiación láser lineal formadas por el procedimiento de procesamiento láser (por ejemplo, intervalo de línea preferente, y diferencia de altura preferente) son los mismos que los modos preferentes antes mencionados de las marcas de irradiación láser lineal de la cinta de aleación amorfa a base de Fe de la presente divulgación.
Como se ha mencionado anteriormente, cada marca de irradiación láser es una marca que se deja mediante la aplicación de energía por la irradiación láser, y se obtiene un efecto de reducción de la pérdida de hierro por la irradiación láser.
Por consiguiente, no hay límites particulares en cuanto a la condición del láser utilizado en el procedimiento de tratamiento por láser. Las condiciones preferentes son las que se mencionan a continuación.
La anchura y la irregularidad de la superficie de las marcas de irradiación láser lineal pueden controlarse controlando la energía de irradiación de la luz láser con respecto al espesor de la cinta de aleación amorfa a base de Fe.
Una densidad de energía de salida láser (también denominada "densidad lineal láser") para formar una marca de irradiación láser lineal en el procedimiento de procesamiento láser es preferentemente 5 J/m o más y 35 J/m o menos. Un límite inferior de la densidad de energía de salida del láser es más preferentemente 6 J/m, aún más preferentemente 7 J/m, aún más preferentemente 8 J/m, y aún más preferentemente 10 J/m. Un límite superior de la densidad de energía de salida del láser es más preferentemente 31 J/m, aún más preferentemente 30 J/m, aún más preferentemente 28 J/m, y aún más preferentemente 25 J/m.
En el procesamiento por láser, la cinta se irradia con una luz láser CW que escanea la cinta en la dirección de la anchura para formar las marcas de irradiación láser.
Los ejemplos de fuentes de luz láser pueden ser un láser YAG, un láser de gas CO<2>, un láser de fibra y un láser de diodo. Entre estas fuentes de luz láser, el láser de fibra es preferente porque puede irradiar de forma estable una luz láser de alta calidad durante largas horas. En el caso de un láser de fibra monomodo, M2 (cuadrado M) que representa la calidad del haz es de aproximadamente 1,3 o menos.
En el láser de fibra, una luz láser acoplada en una fibra oscila de acuerdo con el principio de la rejilla de Bragg de fibra (FBG) debido a las rejillas de difracción proporcionadas en ambos extremos de la fibra. La luz láser del láser de fibra se excita dentro de una fibra fina; por lo tanto, no hay problemas de efecto de lente térmica, que se induce por los gradientes de temperatura que se producen dentro de un cristal y deteriora la calidad del haz. Además, el núcleo de fibra del láser de fibra es tan fino como varias micras; así, incluso con una potencia de salida elevada, la luz láser resultante puede tener una densidad de energía elevada con un diámetro de haz estrecho, además de proporcionar una emisión monomodo. Además, el láser de fibra tiene una gran profundidad focal; por lo tanto, puede formar con precisión las marcas de irradiación láser en una cinta ancha (por ejemplo, que tenga una anchura de 200 mm o más).
Una longitud de onda de la luz láser es aproximadamente de 250 nm a 10.600 nm dependiendo de la fuente de luz láser. No obstante, es preferente entre 900 nm y 1,100 nm para una absorción suficiente de la luz láser en la cinta de aleación.
El diámetro del haz de luz láser es preferentemente igual o superior a 10 pm e igual o inferior a 500 pm, y más preferentemente igual o superior a 25 pm e igual o inferior a 100 pm.
El procedimiento de procesado por láser puede ser un procedimiento para aplicar el procesado por láser en la cinta de material después de la colada por el procedimiento de un solo rodillo y antes de ser enrollada en un rodillo, o puede ser un procedimiento para aplicar el procesado por láser en la cinta de material que se desenrolla de la cinta de material enrollada (el cuerpo enrollado), o puede ser un procedimiento para aplicar el procesado por láser en la pieza de cinta que se corta de la cinta de material enrollada.
En un caso en el que el procedimiento de procesado por láser es un procedimiento para aplicar el procesado por láser sobre la cinta de material después de la colada por el procedimiento de rodillo único y antes de ser enrollada en un rodillo, el procedimiento de procesado por láser puede realizarse con un sistema, en el que un dispositivo de procesado por láser está dispuesto entre el rodillo de enfriamiento y un rodillo de enrollado, por ejemplo.
La velocidad de barrido de la luz láser CW es preferentemente de 0,2 m/seg o más en vista de la estabilidad de la potencia de salida de la luz láser CW, y preferentemente de 4.000 m/seg o menos en vista de la realización del procesamiento térmico de la cinta de material.
<Núcleo de hierro>
El núcleo de hierro de la presente divulgación se forma superponiendo las mencionadas cintas de aleación amorfa a base de Fe de la presente divulgación, específicamente, superponiendo las cintas de aleación amorfa a base de Fe, y doblando y enrollando las cintas de aleación amorfa a base de Fe superpuestas. La pérdida de hierro del núcleo de hierro de la presente divulgación bajo la condición de una frecuencia de 60 Hz y una densidad de flujo magnético de 1,45 T es de 0,240 W/kg o menos. La pérdida de hierro es preferentemente de 0,230 W/kg o menos, más preferentemente de 0,200 W/kg o menos, y aún más preferentemente de 0,180 W/kg o menos.
El límite inferior de la pérdida de hierro bajo la condición de una frecuencia de 60 Hz y una densidad de flujo magnético de 1,45 T no está particularmente limitado, y el límite inferior de la pérdida de hierro es preferentemente 0,050 W/kg, y más preferentemente 0,080 W/kg en vista de la competencia en la producción de la cinta de aleación amorfa a base de Fe.
Los detalles de la cinta de aleación amorfa a base de Fe de la presente divulgación son los descritos anteriormente, y se omite su descripción.
Se puede aplicar un procedimiento conocido al procedimiento de bobinado de forma superpuesta.
La forma del núcleo de hierro de la presente divulgación puede ser redonda, rectangular o similar.
El tipo, o similar, de bobina enrollada alrededor del núcleo de hierro no está limitado y puede seleccionarse adecuadamente entre los conocidos.
En un caso en el que se produce el núcleo de hierro, la pérdida de hierro del material (cinta de aleación amorfa a base de Fe) no se mantiene tal cual, y la pérdida de hierro del núcleo de hierro se hace mayor que la pérdida de hierro del material. También se denomina factor de construcción. Por ejemplo, la pérdida de hierro aumenta cuando se produce el núcleo de hierro debido a la aplicación de tensión al material. Sin embargo, en el núcleo de hierro de la presente divulgación, aunque la pérdida de hierro del núcleo de hierro aumenta a partir de la pérdida de hierro del material, sigue siendo posible obtener un núcleo de hierro con una pérdida de hierro extremadamente baja. Específicamente, puede obtenerse un núcleo de hierro con baja pérdida de hierro bajo la condición de una frecuencia de 60 Hz y una densidad de flujo magnético de 1,45 T Además, puede obtenerse un núcleo de hierro con baja pérdida de hierro incluso bajo condiciones distintas de la condición de una frecuencia de 60 Hz y una densidad de flujo magnético de 1,45 T
La cinta de aleación amorfa a base de Fe de la presente divulgación no se limita a la estructura de núcleo de hierro antes mencionada, y puede utilizarse también para núcleos de hierro y componentes electrónicos que tengan otras estructuras. Por ejemplo, la cinta de aleación amorfa a base de Fe de la presente divulgación puede utilizarse para núcleos de hierro bobinado y núcleos de hierro laminado. Por ejemplo, la cinta de aleación amorfa a base de Fe de la presente divulgación puede utilizarse también para núcleos magnéticos bobinados para componentes electrónicos, núcleos cortados que forman huecos con núcleos de hierro bobinados y materiales laminados. Estos núcleos de hierro pueden formarse por estratificación y enrollado de la cinta de aleación amorfa a base de Fe de la presente divulgación.
<Transformador>
El transformador de la presente divulgación incluye un núcleo de hierro que utiliza la mencionada cinta de aleación amorfa a base de Fe de la presente divulgación, y una bobina enrollada alrededor del núcleo de hierro, en el que el núcleo de hierro se forma doblando y enrollando las cintas de aleación amorfa a base de Fe superpuestas de manera superpuesta, y la pérdida de hierro bajo la condición de una frecuencia de 60 Hz y una densidad de flujo magnético de 1,45 T es de 0,240 W/kg o menos.
Los detalles de la cinta de aleación amorfa a base de Fe y el núcleo de hierro de la presente divulgación son los descritos anteriormente, y se omite su descripción.
El núcleo de hierro de la presente divulgación se forma superponiendo las mencionadas cintas de aleación amorfa a base de Fe de la presente divulgación, y doblando y enrollando las cintas de aleación amorfa a base de Fe superpuestas. Un procedimiento conocido puede aplicarse al procedimiento de bobinado de forma superpuesta.
La pérdida de hierro bajo la condición de una frecuencia de 60 Hz y una densidad de flujo magnético de 1,45 T en el transformador de la presente divulgación es de 0,240 W/kg o menos, preferentemente 0,230 W/kg o menos, más preferentemente 0,200 W/kg o menos, aún más preferentemente 0,180 W/kg o menos.
El límite inferior de la pérdida de hierro bajo la condición de una frecuencia de 60 Hz y una densidad de flujo magnético de 1,45 T no está particularmente limitado, y el límite inferior de la pérdida de hierro es preferentemente 0,050 W/kg, más preferentemente 0,080 W/kg en vista de la competencia en la producción de la cinta de aleación amorfa a base de Fe.
La medición de la pérdida de hierro en el transformador de la presente divulgación, provisto de la cinta de aleación amorfa a base de Fe bobinada de forma superpuesta, se describe a continuación en los Ejemplos.
La forma del núcleo de hierro en el transformador de la presente divulgación puede ser redonda, rectangular o similar. El tipo, o similar, de bobina enrollada alrededor del núcleo de hierro no está limitado y puede seleccionarse adecuadamente entre los conocidos.
El núcleo de hierro en el transformador de la presente divulgación no se limita al núcleo de hierro formado doblando y bobinando, de manera superpuesta, las cintas de aleación amorfa a base de Fe estratificadas. El núcleo de hierro del transformador puede diseñarse adecuadamente, dependiendo del uso, en un núcleo de hierro laminado, un núcleo de hierro bobinado o similar.
Cuando el transformador es monofásico, la pérdida en vacío por peso del núcleo de hierro a 50 Hz es preferentemente de 0,15 W/kg o inferior. La pérdida en vacío por peso del núcleo de hierro a 60 Hz es preferentemente de 0,19 W/kg o inferior.
Cuando el transformador es trifásico, la pérdida en vacío por peso del núcleo de hierro a 50 Hz es preferentemente de 0,19 W/kg o inferior. La pérdida en vacío por peso del núcleo de hierro a 60 Hz es preferentemente de 0,24 W/kg o inferior.
En adelante en la presente memoria, se describirán Ejemplos de la presente divulgación. La presente divulgación no se limita a los siguientes Ejemplos.
[Ejemplo 1]
<Producción de cinta de material (cinta de aleación amorfa a base de Fe antes del procesamiento por láser)>
Se produjo una cinta de material (a saber, cinta de aleación amorfa basada en Fe antes del procesamiento por láser) con una composición química deFe<82>Si<4>B-M y con un espesor de 25 pm y una anchura de 210 mm mediante un procedimiento de rodillo único.
Por "composición química deFe<82>SÍ<4>Bi<4>" se entiende en la presente memoria una composición química que consta de Fe, Si, B y una impureza y en la que el contenido de Fe es del 82 % de átomos, el contenido de B es del 14 % de átomos y el contenido de Si es del 4 % de átomos en un caso en el que el contenido total de Fe, Si y B es del 100 % de átomos.
A continuación se describirá en detalle la producción de la cinta de material.
La cinta de material se produjo reteniendo un metal fundido que tenía una composición química deFe<82>Si<4>B<14>, a una temperatura de 1300°C, expulsando a continuación el metal fundido a través de una boquilla de hendidura sobre una superficie de un rodillo de enfriamiento que giraba axialmente, y solidificando rápidamente el metal fundido expulsado, sobre la superficie del rodillo de enfriamiento.
La atmósfera ambiente inmediatamente debajo de la boquilla de la hendidura, en la que se iba a formar una paleta del metal fundido, en la superficie del rodillo de enfriamiento era una atmósfera de gas no oxidante.
La longitud de la hendidura y la anchura de la hendidura de la boquilla de hendidura fueron de 210 mm y 0,6 mm, respectivamente.
El material del rodillo de enfriamiento era una aleación a base de Cu, y la velocidad circunferencial del rodillo de enfriamiento era de 27 m/s.
La presión, a la que se expulsó el metal fundido, y la separación de la boquilla (es decir, la separación entre la punta de la boquilla de hendidura y la superficie del rodillo de enfriamiento) se ajustaron de modo que la altura máxima de la sección transversal Rt (específicamente, la altura máxima de la sección transversal Rt medida a lo largo de la dirección de colada de la cinta de material) en la superficie libre solidificada de la cinta de material producida fuera de 3,0 |jm o inferior.
<Procesamiento láser>
Se cortó una pieza de muestra de la cinta de material, y la pieza de muestra cortada se sometió a procesamiento por láser, obteniéndose así una pieza de cinta de aleación amorfa a base de Fe procesada por láser.
En adelante en la presente memoria, se describirán los detalles.
La FIG. 1 es una vista esquemática en planta que ilustra esquemáticamente una superficie libre solidificada de una pieza de cinta (cinta 10) de aleación amorfa a base de Fe procesada por láser.
La longitud L1 (es decir, la longitud de la pieza de muestra cortada de la cinta de material) de la cinta 10 ilustrada en la FIG. 1 era de 120 mm, y la anchura W1 (es decir, la anchura de la pieza de muestra cortada de la cinta de material) de la cinta 10 era de 25 mm. La pieza de muestra se recortó con una orientación tal que la dirección de longitud de la pieza de muestra y la dirección de longitud de la cinta de material (dirección de colada) coincidían y la dirección de anchura de la pieza de muestra y la dirección de anchura de la cinta de material coincidían.
La superficie solidificada libre de la pieza de muestra recortada se irradió con un láser que utiliza un procedimiento de oscilación CW (onda continua), por lo que se formaron marcas de irradiación láser lineales 12 y así se obtuvo la cinta 10.
En particular, las marcas de irradiación láser lineal 12 se formaron en la superficie solidificada libre de la pieza de muestra (cinta 10 antes del procesamiento láser, lo mismo se aplicará en adelante en la presente memoria.) en una dirección paralela a la dirección de anchura de la pieza de muestra. Las marcas de irradiación láser lineal 12 se formaron en toda la región en la dirección de la anchura de la pieza de muestra. En otras palabras, la longitud de las marcas de irradiación láser lineal en la dirección de la anchura de la pieza de muestra se fijó en el 100% con respecto a toda la anchura de la pieza de muestra. A saber, una proporción de una longitud de la marca de irradiación láser lineal 12 de la cinta de aleación amorfa a base de Fe 10 en la dirección de la anchura con respecto a una longitud total de la cinta en la dirección de la anchura es del 50% cada una en ambas direcciones desde un punto medio de la cinta en la dirección de la anchura hacia los extremos en la dirección de la anchura.
Las direcciones de las marcas de irradiación láser lineal 12 eran paralelas entre sí.
Las piezas de muestra se prepararon bajo diferentes condiciones de procesado láser. Las condiciones de procesamiento del láser se muestran en las Tablas 1 y 3. Las Tablas 1 y 3 muestran el intervalo de línea LP1 (mm), y la velocidad de exploración (m/seg) y la densidad de energía de salida del láser (J/m) del láser que utiliza un procedimiento de oscilación CW (onda continua). La densidad de energía de salida del láser se obtiene dividiendo la potencia de salida del oscilador láser por la velocidad de barrido. La densidad de energía de salida del láser es un índice que muestra la intensidad del láser por unidad de longitud.
Las condiciones de irradiación del láser que utiliza un procedimiento de oscilación CW (onda continua) fueron las siguientes.
(Condiciones de radiación del láser CW)
El oscilador láser utilizado fue un láser de fibra (YLR-150-1500-QCW) de IPG Photonics Corporation. El medio láser del oscilador láser era una fibra de vidrio dopada con Yb, y la longitud de onda de oscilación es de 1.064 nm.
El diámetro del punto láser en la superficie libre solidificada de la pieza de muestra se ajustó a 37,0 pm. El diámetro del haz se ajustó utilizando como componentes ópticos una lente colimadora: f100 mm y una lente f0: distancia focal 254 mm/distancia del punto de procesamiento 297 mm.
Un modo de haz M2 era 1,05 (modo único).
La potencia de salida del láser fue de 0 a 275 W, y el Foco fue de 0 mm.
El enfoque mencionado en la presente memoria significa una diferencia (valor absoluto) entre la distancia del punto de procesamiento (297 mm) de la lente del condensador y una distancia real de la lente del condensador a la superficie solidificada libre de la cinta.
El diámetro incidente D y el diámetro del punto D0 satisfacen una relación de D0=4Af/nD (en la cual A representa la longitud de onda del láser y f representa la distancia focal), y por lo tanto el diámetro del punto D0 tiende a disminuir a medida que aumenta la distancia focal de la lente colimadora (es decir, a medida que aumenta el diámetro incidente D).
<Medición y evaluación>
La cinta de aleación amorfa a base de Fe procesada por láser (cinta 10 en la FIG. 1) se sometió a un tratamiento térmico de campo magnético (atmósfera de nitrógeno) a 370°C, durante 20 minutos, a 3.000 A/m. A continuación, se realizaron las siguientes mediciones y evaluaciones. Los resultados se muestran en las Tablas 1 a 4.
<Altura transversal máxima Rt de la región no procesada por láser>
La altura máxima de la sección transversal Rt con respecto a una porción, distinta de la porción en la que se forman las marcas lineales de irradiación láser 12, en la superficie libre solidificada de la cinta de aleación amorfa a base de Fe procesada por láser (a saber, la región no procesada por láser) se midió con una longitud de evaluación de 4,0 mm, un valor de corte de 0,8 mm y un tipo de corte 2RC (compensación de fase) conforme a JIS B 0601:2001. La medición de la altura máxima de la sección transversal Rt también puede realizarse antes del procesamiento láser. La dirección de la longitud de evaluación se fijó en la dirección de colada de la cinta de material. La medición mencionada de la altura máxima de la sección transversal Rt con la longitud de evaluación de 4,0 mm se realizó específicamente midiendo sucesivamente la altura máxima de la sección transversal Rt cinco veces con el valor de corte de 0,8 mm. La medición antes mencionada con una longitud de evaluación de 4,0 mm se realizó en tres puntos de la región no procesada por láser; en el presente ejemplo se utilizó un valor promedio de los valores obtenidos en las tres mediciones como altura máxima de la sección transversal Rt (pm).
Como resultado, la altura máxima de la sección transversal Rt de cada pieza de muestra estaba en un intervalo de 1,0 a 2,5 pm.
<Medición de la pérdida de hierro CL>
La cinta de aleación amorfa a base de Fe procesada por láser se sometió a la medición de la pérdida de hierro CL mediante excitación sinusoidal con un instrumento de medición magnética de CA en dos condiciones, incluyendo una condición de una frecuencia de 60 Hz y una densidad de flujo magnético de 1,45 T y una condición de una frecuencia de 60 Hz y una densidad de flujo magnético de 1,50 T
<Medida de la potencia de excitación VA>
La cinta de aleación amorfa a base de Fe procesada por láser se sometió a la medición de la potencia de excitación VA mediante excitación sinusoidal con un instrumento de medición magnética de CA en dos condiciones, incluyendo una condición de una frecuencia de 60 Hz y una densidad de flujo magnético de 1,45 T y una condición de una frecuencia de 60 Hz y una densidad de flujo magnético de 1,50 T.
<Medición de la Fuerza Coercitiva Hc>
La cinta de aleación amorfa a base de Fe procesada por láser se sometió a la medición de la fuerza coercitiva Hc mediante excitación sinusoidal con un instrumento de medición magnética de CA en dos condiciones, incluyendo una condición de una frecuencia de 60 Hz y una densidad de flujo magnético de 1,45 T y una condición de una frecuencia de 60 Hz y una densidad de flujo magnético de 1,50 T
<Medición de la anchura de la marca de irradiación láser lineal (porción solidificada por fusión) y observación de la arruga de tensión>
Las marcas de irradiación láser lineal en la superficie irradiada con láser A y las marcas de irradiación láser lineal en la superficie posterior B de la superficie irradiada con láser A se observaron con un microscopio láser, y se midieron la anchura WA de las marcas de irradiación láser lineal (porciones solidificadas por fusión) en la superficie irradiada con láser A y la anchura WB de las marcas de irradiación láser lineal en la superficie posterior B de la superficie irradiada con láser A. Cada marca de irradiación láser lineal (porción de fusión-solidificación) es una porción en la que el aspecto ha cambiado debido a la fusión-solidificación. La anchura de la porción en la que ha cambiado el aspecto es la anchura de la marca de irradiación láser lineal (porción fundida-solidificada). Algunas de las marcas de irradiación láser lineal no se observaron en la superficie posterior B de la superficie irradiada por láser A. En ese caso, la anchura WB se fija en 0 |jm.
Se confirmó la presencia o ausencia de arrugas de tensión en un borde de la marca de irradiación láser lineal (porción solidificada por fusión) en la superficie posterior B de la superficie A irradiada con láser.
Las micrografías se tomaron con un aumento de 1000x.
Específicamente, se utiliza un microscopio láser 3D en color VK-8710 (de KEYENCE Corporation) y una lente objetivo 50x CF IC EPI Plan 50X (de Nikon Corporation) para fotografiar la forma de la superficie (con un aumento de 1000x (lente con objetivo 50x * aumento del monitor 20x)).
Las Tablas 1 a 6 muestran la anchura medida WA y la anchura WB, y la presencia o ausencia de arrugas de tensión. El resultado de la observación de la anchura WB y las arrugas de tensión se muestran en las Tablas 5 y 6. Las Tablas 5 y 6 muestran algunos de los resultados mostrados en las Tablas 1 a 4 con la observación de la anchura WB y las arrugas de tensión. Las mismas muestras que las de las Tablas 1 a 4 reciben el mismo número.
En el presente Ejemplo, la anchura WA y la anchura WB se midieron en una porción en la que se obtiene aproximadamente el valor máximo de anchura de línea. Se realizaron mediciones en tres lugares en los que se obtienen aproximadamente los valores máximos de anchura de línea para determinar el valor promedio.
irregularidad de la marca de irradiación láser lineal (porción fundida-solidificada)>
Se formaron irregularidades en la superficie de la marca de irradiación láser lineal (porción fundida-solidificada) en la superficie irradiada con láser A. Las irregularidades en la superficie se observaron en la dirección del ancho de la porción fundida-solidificada (que corresponde a la dirección de colada). Para la observación se utilizó el microscopio láser (el ya mencionado microscopio láser 3D en color VK-8710, con el mismo aumento). Específicamente, se mide con el microscopio láser un perfil de la marca de irradiación láser lineal en la dirección de la anchura. La FIG. 2 muestra una micrografía de la marca de irradiación láser lineal. Como se muestra en la FIG. 2, se añadió una anchura de aproximadamente 30 jm a cada extremo de la anchura de línea WA de la marca de irradiación láser lineal, y se midió un perfil entre ambas (30 jm anchura de línea WA 30 jm ). El perfil tiene la forma que se muestra en la FIG. 3. La diferencia de altura HL se midió a partir del perfil. En caso de que el perfil esté inclinado, la medición se ha realizado corrigiendo linealmente la inclinación, utilizando el margen de 30 jm añadido a cada extremo, de modo que el perfil esté en la dirección horizontal.
Las irregularidades de la superficie se dividieron en Tipo A, Tipo B y Tipo C, como se muestra en la FIG. 3. Cada tipo de la FIG. 3 muestra esquemáticamente un gran cambio de forma, aunque en realidad existe un fino desnivel. La forma mostrada en la FIG. 3 corresponde al estado superficial de una sección transversal de la cinta de aleación amorfa a base de Fe. En la porción irregular, la diferencia de altura HL entre el punto más alto (corresponde al punto más alto en la dirección del espesor de la cinta, y corresponde a la parte superior de la figura) y el punto más bajo (corresponde al punto más bajo en la dirección del espesor de la cinta, y corresponde a la parte inferior de la figura) se midió a partir del perfil como se ha mencionado anteriormente. La diferencia de altura HL se midió en tres puntos de cada marca de irradiación láser lineal para determinar el valor promedio.
Las Tablas 1 a 6 muestran las diferencias de altura HL resultantes y los resultados de la diferencia de altura HL*anchura WA.
La FIG. 13 muestra una micrografía de una marca de irradiación láser lineal del Núm.54 mostrado en la Tabla 1 a 6 en la superficie A irradiada con láser, y la FIG. 14 muestra una micrografía de la marca de irradiación láser lineal en la superficie posterior B de la superficie irradiada por láser A. FIGS. 13 y 14 muestran la anchura WA y la anchura WB de las respectivas marcas lineales de irradiación láser. En la cinta de aleación amorfa a base de Fe del número 54, se forma una marca de irradiación láser lineal con forma de línea recta en la superficie irradiada por láser A. En la superficie posterior B de la superficie irradiada por láser A también se forma una marca de irradiación láser lineal con forma de línea recta. No se observaron arrugas de tensión en el borde de la marca de irradiación láser lineal en la superficie posterior B de la superficie irradiada con láser A.
La FIG. 15 muestra una micrografía de una marca de irradiación láser lineal de Núm. *44 mostrada en la Tabla 1 a 6 en la superficie A irradiada con láser, y la FIG. 16 muestra una micrografía de la marca de irradiación láser lineal en la superficie posterior B de la superficie irradiada por láser A. FIGS. 15 y 16 muestran la anchura WA y la anchura WB de las respectivas marcas lineales de irradiación láser. En la cinta de aleación amorfa a base de Fe de Núm. *44, se forma una marca de irradiación láser lineal con forma de línea recta en la superficie irradiada con láser A. La marca de irradiación láser lineal en la superficie irradiada con láser A tiene algunas ondulaciones en la dirección lineal. Al parecer, el láser es demasiado fuerte. En la superficie posterior B de la superficie irradiada con láser A también se forma una marca de irradiación láser lineal con forma de línea recta. Las arrugas de tensión 1 se formaron en el borde de la marca de irradiación láser lineal en la superficie posterior B de la superficie irradiada con láser A.
Las FIGS. 17A a 17D muestran micrografías de las respectivas marcas de irradiación láser lineal de los números 13, 17, 20 y 24 de las Tablas 1 a 6 en la superficie A irradiada con láser, y las FIGS. 18A a 18D muestran micrografías de las respectivas marcas de irradiación láser lineal de los números 26, 28, 34 y 36 en la superficie irradiada con láser A. FIG. 17A corresponde al Núm. 13, FIG. 17B corresponde al Núm. 17, FIG. 17C corresponde al Núm. 20, FIG. 17D corresponde al Núm. 24, FIG. 18A corresponde al Núm. 26, FIG. 18B corresponde al Núm. 28, FIG. 18C corresponde al Núm. 34, y la FIG. 18D corresponde al Núm. 36. También se observaron otros Ejemplos; sin embargo, son similares a las formas mostradas en las FIGS. 17A-17D y 18A-18D. Las micrografías se tomaron con un aumento de 1000x. Como se muestra en la FIGS. 17A-17D y 18A-18D, las marcas lineales de irradiación láser de los Ejemplos tienen forma de línea recta (se extienden en dirección lateral en las figuras).
[Ejemplo comparativo 1]
Se realizó la misma operación que en el Ejemplo 1, excepto que no se realizó ningún procesamiento láser.
Los resultados se mostraron en el Núm. * 1 de las Tablas 1 a 6.
[Tabla 1]
[Tabla 2]
[Tabla 3]
[Tabla 4]
[Tabla 5]
[Tabla 6]
La FIG. 4 muestra una relación entre la diferencia de altura HL*anchura WA y la pérdida de hierro CL (60 Hz, 1,45 T) de cada muestra mostrada en las Tablas 1 a 4. Como se muestra en las Tablas 1 a 4 y en la FIG. 4, cuando la diferencia de altura HL*anchura WA es de 6,0 a 180|jm2, se obtiene una cinta de aleación amorfa a base de Fe con baja pérdida de hierro. Específicamente, la pérdida de hierro CL (60 Hz, 1,45 T) es de 0,15 W/kg o inferior.
Como se muestra en las Tablas 1 a 4, cuando la anchura WA es de 28 pm o más, y la diferencia de altura HL*anchura WA es de 6,0 a 180pm2, se obtiene una cinta de aleación amorfa basada en Fe con baja pérdida de hierro. Específicamente, la pérdida de hierro CL (60 Hz, 1,45 T) es de 0,15 W/kg o inferior.
Como se muestra en las Tablas 1 a 4, cuando la diferencia de altura HL es de 0,20 o más, y la diferencia de altura HL*anchura WA es de 6,0 a 180pm2, se obtiene una cinta de aleación amorfa basada en Fe con baja pérdida de hierro.
Específicamente, la pérdida de hierro CL (60 Hz, 1,45 T) es de 0,15 W/kg o menos.
La FIG. 6 muestra una relación entre la diferencia de altura HL*anchura WA y la potencia de excitación VA (60 Hz, 1,45 T) de cada una de las muestras mostradas en las Tablas 1 a 4. Como se muestra en las Tablas 1 a 4 y en la FIG.
6, a medida que aumenta el valor de la diferencia de altura HL*anchura WA, la potencia de excitación Va tiende a aumentar. Sin embargo, si la diferencia de altura HL*anchura WA es de 180pm2 o menos, se puede inhibir un aumento significativo de la potencia de excitación VA.
La FIG. 7 muestra una relación entre la diferencia de altura HL*anchura WA y la fuerza coercitiva He (60 Hz, 1,45 T) de cada muestra mostrada en las Tablas 1 a 4. Como se muestra en las Tablas 1 a 4 y en la FIG. 7, cuando la diferencia de altura HL*anchura WA es de 6,0 a 180pm2, la fuerza coercitiva puede reducirse.
Como se muestra en las Tablas 5 y 6, cuando no hay arrugas de tensión en el borde de la marca de irradiación láser lineal en la superficie posterior B de la superficie A irradiada con láser, se obtiene una cinta de aleación amorfa basada en Fe con baja pérdida de hierro. Específicamente, la pérdida de hierro CL (60 Hz, 1,45 T) es de 0,15 W/kg o inferior.
La ausencia de arrugas de tensión se confirmó en las micrografías tomadas con un aumento de 1000x.
La FIG. 22 muestra una relación entre la proporción de anchura WB/WA y la pérdida de hierro (60 Hz, 1,45 T) mostrada en las Tablas 5 y 6. La muestra Núm.*1 queda excluida. Como se muestra en la FIG. 22 y las Tablas 5 y 6, se comprueba que se obtiene una cinta de aleación amorfa a base de Fe con baja pérdida de hierro si la proporción de anchura WB/WA de la anchura WA de la marca de irradiación láser lineal en la superficie A irradiada con láser y la anchura WB de la marca de irradiación láser lineal en la superficie posterior B de la superficie A irradiada con láser es 0,57 o inferior (incluido cero (0)). Específicamente, la pérdida de hierro CL (60 Hz, 1,45 T) es de 0,15 W/kg o inferior.
La FIG. 5 muestra una relación entre la anchura WA y la pérdida de hierro CL (60 Hz, 1,45 T) de cada muestra mostrada en las Tablas 1 a 4. Como se muestra en las Tablas 1 a 4 y en la FIG. 5, y las Tablas 5 y 6, al centrarse únicamente en la anchura WA de la marca de irradiación láser lineal en la superficie A irradiada con láser, se obtiene una cinta de aleación amorfa a base de Fe con baja pérdida de hierro si la anchura WA es igual o superior a 28,5 pm e igual o inferior a 90 pm. Cuando la proporción de anchura WB/WA de la anchura WA y la anchura WB de la marca de irradiación láser lineal en la superficie posterior B de la superficie irradiada por láser A es 0,57 o inferior (incluido cero (0)), se obtiene una cinta de aleación amorfa a base de Fe con baja pérdida de hierro. Específicamente, la pérdida de hierro CL (60 Hz, 1,45 T) es de 0,15 W/kg o inferior.
Como se muestra en las Tablas 1 a 4 y en la FIG. 5, si la diferencia de altura HL*anchura WA es un valor especificado, se obtiene una cinta de aleación amorfa a base de Fe con baja pérdida de hierro independientemente de si la anchura WA es de 28,26 pm o de 121,30 pm. Específicamente, la pérdida de hierro CL (60 Hz, 1,45 T) es de 0,15 W/kg o inferior. En otras palabras, si la diferencia de altura HL*anchura WA es un valor especificado, se obtiene una cinta de aleación amorfa a base de Fe con baja pérdida de hierro con una anchura WA igual o superior a 28 pm.
La FIG. 19 muestra una relación entre la anchura WA y la potencia de excitación VA (60 Hz, 1,45 T) de cada muestra mostrada en las Tablas 1 a 4. Como se muestra en las Tablas 1 a 4 y en la FIG. 19, a medida que aumenta la anchura WA, la potencia de excitación VA tiende a aumentar. Sin embargo, tener la anchura WA de 90,0 pm o menos puede inhibir un aumento significativo de la potencia de excitación VA. Si la diferencia de altura HL*anchura WA es un valor especificado, se puede inhibir un aumento significativo de la potencia de excitación VA aunque la anchura WA sea de 121,30 pm.
La FIG. 20 muestra una relación entre la anchura WA y la fuerza coercitiva He (60 Hz, 1,45 T) de cada muestra mostrada en las Tablas 1 a 4. Como se muestra en las Tablas 1 a 4 y en la FIG. 20, si se hace foco únicamente en la anchura WA, la fuerza coercitiva puede reducirse cuando la anchura WA es de 28,5 a 90,0 pm. Si se especifica la<diferencia de altura HL*anchura>W<a>,<la fuerza coercitiva puede reducirse aunque la anchura>W<a sea de 121,30 pm.>
La FIG. 21 muestra una relación entre el intervalo de línea LP1 y la pérdida de hierro CL (60 Hz, 1,45 T) de los Ejemplos (excluidos los Ejemplos comparativos) mostrados en las Tablas 1 a 4. Las Tablas 1 a 4 y la FIG. 21 muestran que, cuando el intervalo de línea es de 2 mm o más y de 60 mm o menos, la pérdida de hierro CL (60 Hz, 1,45 T) es de 0,150 W/kg o menos, y se obtiene una cinta de aleación amorfa a base de Fe con baja pérdida de hierro a 60 Hz y 1.45 T. La FIG. 21 muestra que, aunque se amplíe el intervalo de línea LP1, no hay tendencia a que aumente bruscamente la pérdida de hierro. Aunque el intervalo de la línea supere los 60 mm y sea de 80 mm, 100 mm o 200 mm, se considera que se obtiene una cinta de aleación amorfa a base de Fe con la baja pérdida de hierro CL (60 Hz, 1.45 T).
Características antes del tratamiento térmico>
Se evaluaron las características antes del tratamiento térmico utilizando las muestras indicadas en las Tablas 1 a 4. Los resultados se muestran en la Tabla 7. Los números de la Tabla 7 corresponden a los números de las Tablas 1 a 4. Las evaluaciones de las características se expresan en valores obtenidos a partir de un bucle B-H de corriente continua medido a un campo magnético máximo aplicado de 800 A/m.
La cinta de aleación amorfa a base de Fe de la presente divulgación antes del tratamiento térmico tiene una fuerza coercitiva He de 5,0 A/m o menos. La relación cuadrática del Núm. 48 es del 41,5%; sin embargo, la relación cuadrática de las muestras de otros Ejemplos de la presente divulgación es del 40% o menos. Se obtiene un efecto de segmentación del dominio magnético en la cinta antes del tratamiento térmico por irradiación láser, y la cinta se magnetizó fácilmente.
[Tabla 7]
Características a una frecuencia de 1 kHz y una densidad de flujo magnético de 1 T>
Se evaluaron la pérdida de hierro CL y la potencia de excitación VA, utilizando las muestras del Ejemplo 1, bajo la condición de una frecuencia de 1 kHz y una densidad de flujo magnético de 1 T. Los resultados se mostraron en la Tabla 8. Los números de la Tabla 8 corresponden a los números de las Tablas 1 a 4.
La FIG. 23 muestra una relación entre la diferencia de altura HL y la pérdida de hierro CL (1 kHz, 1 T). La Tabla 8 y la FIG. 23 muestran que la cinta de aleación amorfa basada en Fe de la presente divulgación tiene una pérdida de hierro de 8,6 W/kg o menos bajo la condición de una frecuencia de 1 kHz y una densidad de flujo magnético de 1 T, y la formación de las marcas de irradiación láser lineal de la presente divulgación puede reducir la pérdida de hierro a altas frecuencias. La pérdida de hierro (1 kHz, 1T) tiende a reducirse a medida que la diferencia de altura es mayor.
La FIG. 24 muestra una relación entre la diferencia de altura HL y la potencia de excitación VA (1 kHz, 1 T). La Tabla 8 y la FIG. 24 muestran que la cinta de aleación amorfa basada en Fe de la presente divulgación tiene una potencia de excitación de 8,7 VA/kg o menos bajo la condición de una frecuencia de 1 kHz y una densidad de flujo magnético de 1 T, y la formación de las marcas de irradiación láser lineal de la presente divulgación puede reducir la potencia de excitación a altas frecuencias. La potencia de excitación (1 kHz, 1 T) tiende a reducirse a medida que la diferencia de altura es mayor.
La FIG. 25 muestra una relación entre la diferencia de altura HL*anchura WA y la pérdida de hierro CL (1 kHz, 1 T).
La Tabla 8 y la FIG. 25 muestran que la cinta de aleación amorfa basada en Fe de la presente divulgación tiene una pérdida de hierro de 8,6 W/kg o menos bajo la condición de una frecuencia de 1 kHz y una densidad de flujo magnético de 1 T, y la formación de las marcas de irradiación láser lineal de la presente divulgación puede reducir la pérdida de hierro a altas frecuencias. La pérdida de hierro (1 kHz, 1 T) tiende a reducirse a medida que la diferencia de altura HL*anchura WA es mayor.
La FIG. 26 muestra una relación entre la diferencia de altura HL*anchura WA y la potencia de excitación VA (1 kHz, 1 T). La Tabla 8 y la FIG. 26 muestran que la cinta de aleación amorfa basada en Fe de la presente divulgación tiene una potencia de excitación de 8,7 VA/kg o menos bajo la condición de una frecuencia de 1 kHz y una densidad de flujo magnético de 1 T, y la formación de las marcas de irradiación láser lineal de la presente divulgación puede reducir la potencia de excitación a altas frecuencias.
La FIG. 27 muestra una relación entre la densidad de energía de salida del láser y la pérdida de hierro CL (1 kHz, 1 T). La Tabla 8 y la FIG. 27 muestran que la cinta de aleación amorfa basada en Fe de la presente divulgación tiene una pérdida de hierro de 8,6 W/kg o menos bajo la condición de una frecuencia de 1 kHz y una densidad de flujo magnético de 1 T, y la formación de las marcas de irradiación láser lineal de la presente divulgación puede reducir la pérdida de hierro a altas frecuencias. La pérdida de hierro CL (1 kHz, 1 T) tiende a reducirse a medida que la densidad de energía de salida del láser es mayor.
La FIG. 28 muestra una relación entre la densidad de energía de salida del láser y la potencia de excitación VA (1 kHz, 1 T). La Tabla 8 y la FIG. 28 muestran que la cinta de aleación amorfa basada en Fe de la presente divulgación tiene una potencia de excitación de 8,7 VA/kg o menos bajo la condición de una frecuencia de 1 kHz y una densidad de flujo magnético de 1 T, y la formación de las marcas de irradiación láser lineal de la presente divulgación puede reducir la potencia de excitación a altas frecuencias.
Como se ha descrito anteriormente, se ha descubierto que la cinta de aleación amorfa basada en Fe de la presente divulgación también es útil para altas frecuencias.
[Tabla 8]
La FIG. 29 muestra una relación entre la densidad de energía de salida del láser y la pérdida de hierro CL (60 kHz, 1.45 T) de cada muestra mostrada en las Tablas 1 a 4. Las Tablas 1 a 4 y la FIG. 29 muestran que, cuando la densidad de energía de salida del láser es igual o superior a 5 J/m e igual o inferior a 35 J/m, la pérdida de hierro CL (60 Hz, 1.45 T) es igual o inferior a 0,150 W/kg. Se obtuvo una cinta de aleación amorfa basada en Fe con baja pérdida de hierro a 60 Hz, 1,45 T.
La FIG. 30 muestra una relación entre la densidad de energía de salida del láser y la potencia de excitación VA (60 Hz, 1,45 T) de cada muestra mostrada en las Tablas 1 a 4. Las Tablas 1 a 4 y la FIG. 30 muestran que la potencia de excitación VA aumenta bruscamente cuando la densidad de energía de salida del láser supera los 35 J/m. Por consiguiente, se puede inhibir un aumento significativo de la potencia de excitación VA ajustando la densidad de energía de salida del láser a 35 J/m o menos. El aumento de la potencia de excitación VA se inhibe aún más cuando la densidad de energía de salida del láser es igual o inferior a 31 J/m.
La FIG. 31 muestra una relación entre la densidad de energía de salida del láser y la fuerza coercitiva He (60 Hz, 1,45 T) de cada muestra mostrada en las Tablas 1 a 4. Las Tablas 1 a 4 y la FIG. 31 muestran que la fuerza coercitiva He aumenta bruscamente cuando la densidad de energía de salida del láser supera los 35 J/m. Por consiguiente, la fuerza coercitiva He puede reducirse ajustando la densidad de energía de salida del láser a 35 J/m o menos. La fuerza coercitiva He de 3,0 A/m o menos se obtiene cuando la densidad de energía de salida del láser es de 5 J/m a 35 J/m.
[Ejemplo 2]
<Formación de la marca de irradiación láser lineal en la superficie del rodiMo>
Se formaron marcas de irradiación láser lineal en una superficie de rodillo de una cinta de material, que es la misma cinta de material que la cinta de material utilizada en el Ejemplo 1, a un intervalo de línea LP1 de 20 mm, una velocidad de barrido de 5 m/seg, y una densidad de energía de salida láser de 10 J/m. La FIG. 32 muestra una fotografía de observación de la marca de irradiación láser lineal. Las condiciones de tratamiento térmico fueron las mismas que las utilizadas en el Ejemplo 1.
La diferencia de altura HL del Ejemplo 2 era de 1,04 |jm, la anchura WA era de 38,56 |jm, y la diferencia de altura HLxanchura WA era de 40,10jm2. La pérdida de hierro CL, la potencia de excitación VA y la fuerza coercitiva He bajo la condición de una frecuencia de 60 Hz y una densidad de flujo magnético de 1,45 T fueron respectivamente 0,0979 W/kg, 0,2413 VA/kg y 2,0868 A/m, y la forma de las marcas de irradiación láser lineal y las características obtenidas fueron las mismas que las de la cinta de aleación amorfa a base de Fe del Ejemplo 1 en la que las marcas de irradiación láser lineal se formaron en la superficie solidificada libre. Por consiguiente, se ha comprobado que se obtienen sustancialmente las mismas características independientemente de si las marcas de irradiación láser lineal se forman en la superficie solidificada libre o en la superficie del rodillo.
[Ejemplo 3]
Una cinta de aleación amorfa a base de Fe (composición química: Fe<82>Si<4>B-M, espesor: 25 jm , anchura: 142 mm) se obtuvo de la misma manera que en el Ejemplo 1. Se formaron marcas lineales de irradiación láser con un intervalo de línea LP1 de 20 mm, una velocidad de barrido de 8 m/s y una densidad de energía de salida láser de 17 J/m, y se prepararon piezas de cinta de aleación amorfa a base de Fe. La Tabla 9 muestra el estado de las marcas de irradiación láser lineal. En el ejemplo 3, la anchura WA era de 70,5 jm , y la anchura WB era de 0 jim. La irregularidad de la marca de irradiación láser lineal en la superficie irradiada con láser A tenía una diferencia de altura HL de 0,44 jm , y una diferencia de altura HLxanchura WA de 31,02jm2. No se observaron marcas lineales de irradiación láser en la superficie posterior B de la superficie irradiada con láser A. No se encontró ninguna arruga de tensión.
Las piezas de cinta obtenidas se colocaron en capas para formar un cuerpo laminado, el cuerpo laminado se dobló en forma de U y se enrolló con ambos extremos superpuestos, proporcionando así un núcleo de hierro con las estructuras mostradas en las FIGS. 8 y 9. La forma del núcleo de hierro tenía una altura de marco de ventana A de 163 mm, una anchura de marco de ventana B de 72 mm, un espesor de capa de cinta C de 25,3 mm y una altura D de 142 mm, como se muestra en las FIGS. 8 y 9. El factor de laminación y el peso del núcleo de hierro fueron del 88% y 13 kg, respectivamente.
El núcleo de hierro fue enrollado de manera superpuesta en una porción inferior en la FIG. 8. Cuando las piezas de cinta se colocaron en capas para proporcionar un cuerpo laminado, se aplicó un revestimiento de resina r a una superficie laminada a la mitad del cuerpo laminado, de modo que las piezas de cinta no estuvieran alejadas unas de otras.
El núcleo de hierro resultante se sometió a mediciones de la pérdida de hierro CL y de la potencia de excitación VA.
Como se muestra en la FIG. 10, un alambre de bobinado primario (N1) y un alambre de bobinado secundario (N2) se enrollaron como bobinas en el núcleo de hierro, y la frecuencia fue de 60 Hz y las densidades de flujo magnético fueron de 1,45 T y 1,5 T El número de bobinados del alambre de bobinado primario fue de 10 vueltas y el número de bobinados del alambre de bobinado secundario fue de 2 vueltas. Por lo tanto, se fabricó un circuito transformable.
El voltaje E (V) leído por un medidor de potencia, la potencia de excitación (VA/kg) obtenida por la densidad de flujo magnético máxima convertida Bm (T) y la densidad de flujo magnético prescrita Bm (T), y la pérdida de hierro (W/kg) se calcularon mediante las siguientes Fórmula 1, Fórmula 2 y Fórmula 3, respectivamente. Los resultados de las mediciones se muestran en la Tabla 10.
[Ejemplo comparativo 2]
Se sometió a la misma medición y evaluación un núcleo de hierro producido para el Ejemplo comparativo 2 de la misma manera descrita anteriormente, excepto que se utilizó una pieza de cinta en la que no se formaron marcas lineales de irradiación láser.
Fórmula 1: tensión E (V ) = 4.443 LF*C W*N]*f*Bm>: 10'6
Fórmula!, potencia de excitación (VA/kg) = E -I/M
Fórmula 3: pérdida de hierro (P/kg) = Vatios/M
Los detalles de los símbolos de la Fórmula 1 a la Fórmula 3 son los siguientes.
E: volteja efectivo (V) medido por el medidor de potencia
LF: factor de laminación (=0,88)
C: espesor de la laminación del núcleo (mm)
W: anchura nominal (mm) de la cinta utilizada
N i número de bobinados de la bobina de excitación
f: frecuencia (Hz) medida
Bm: densidad de flujo magnético máxima o densidad de flujo magnético prescrita
I: corriente efectiva (A) medida por el medidor de potencia
M: peso del núcleo (kg)
Vatio: potencia (VA) medida con un medidor de potencia
[Tabla 9]
[Tabla 10]
Como se muestra en las Tablas 9 y 10, la pérdida de hierro CL medida a 1,45 T y 60 Hz en el núcleo de hierro utilizando la pieza de cinta en la que no se formaron marcas de irradiación láser lineal fue de 0,284 W/kg, y en el núcleo de hierro utilizando la pieza de cinta en la que se formaron las marcas de irradiación láser lineal de la presente realización fue de 0,197 W/kg, lo que corresponde a un valor numérico reducido en unas tres décimas.
Una reducción de la pérdida de hierro CL a 0,240 W/kg o menos en un núcleo de hierro no se ha conseguido convencionalmente en absoluto. Por lo tanto, un transformador extremadamente bajo en pérdida de potencia puede obtenerse proporcionando una bobina en el núcleo de hierro de la presente realización.
La pérdida de hierro CL medida a 1,50 T y 60 Hz en el núcleo de hierro utilizando la pieza de cinta en la que no se formaron marcas de irradiación láser lineal fue de 0,310 W/kg, y en el núcleo de hierro utilizando la pieza de cinta en la que se formaron las marcas de irradiación láser lineal de la presente realización fue de 0,220 W/kg, lo que corresponde a un valor numérico reducido en aproximadamente tres décimas.
El mencionado núcleo de hierro del Ejemplo 3 y el núcleo de hierro del Ejemplo comparativo 2 se utilizaron para evaluar las pérdidas de hierro a las frecuencias de 50 Hz y 60 Hz y diferentes densidades de flujo magnético. Los resultados se muestran en la Tabla 11. La FIG. 11 muestra una relación entre la densidad de flujo magnético y la pérdida de hierro a la frecuencia de 50 Hz, y la FIG. 12 muestra una relación entre la densidad de flujo magnético y la pérdida de hierro a la frecuencia de 60 Hz.
Como se muestra en la Tabla 11 y en las FIGS. 11 y 12, el núcleo de hierro de la presente realización fue capaz de lograr una pérdida de hierro extremadamente baja a las frecuencias de 50 Hz y 60 Hz, incluso si se cambia la densidad de flujo magnético.
[Tabla 11]
<Ejemplo 4>
Un ejemplo de configuración del núcleo de hierro y los bobinados del transformador de la presente realización se muestra en la FIG. 33. El transformador consta de un núcleo circular de hierro 21 preparado doblando y bobinando, de forma superpuesta, cintas de aleación amorfa a base de Fe superpuestas, y bobinados 22 enrollados alrededor del núcleo de hierro. El núcleo de hierro en la primera realización incluye un núcleo de hierro circular (un núcleo de hierro monofásico de dos piernas enrolladas). La tabla 12 muestra las características principales y el peso de un transformador monofásico sumergido en aceite de 50 Hz de la presente divulgación con una capacidad nominal de 10 kVAque utiliza el núcleo de hierro de esta realización y cumple la norma JIS C 4304: 2013 (en adelante en la presente memoria, Ejemplo 4) en comparación con el Ejemplo 1 convencional. Las cintas de aleación amorfa a base de Fe utilizadas en el Ejemplo 4 tenían las características antes mencionadas; por lo tanto, de acuerdo con las definiciones de las "Letters for Types of Amorphous Strips" de la sección 5 de JIS C 2534: 2017, el material del núcleo de hierro para el Ejemplo 4 se expresó como 25AMP06-88. Las cintas de aleación amorfa a base de Fe utilizadas en el Ejemplo convencional 1 eran 25AMP08-88. Las características de los siguientes Ejemplos 4 a 11 se expresan en números obtenidos a partir del análisis por simulación.
Las cintas de aleación amorfa a base de Fe utilizadas en el Ejemplo 4 tenían 25 pm de espesor y 142,2 mm de anchura; tenían una diferencia HL de 0,62 pm entre el punto más alto y el punto más bajo de las marcas de irradiación láser lineal formadas en una superficie solidificada libre; tenían la pérdida de hierro de 0,075 W/kg a la frecuencia de 50 Hz y la densidad de flujo magnético de 1,45 T; y tenían la pérdida de hierro de 0,095 W/kg a una frecuencia de 60 Hz y la densidad de flujo magnético de 1,45 T
Las cintas de aleación amorfa a base de Fe utilizadas en el Ejemplo Convencional 1 tenían 25 |jm de espesor y 142,2 mm de ancho; no incluían marcas de irradiación láser; tenían la pérdida de hierro de 0,130 W/kg a la frecuencia de 50 Hz y la densidad de flujo magnético de 1,45 T; y tenían la pérdida de hierro de 0,167 W/kg a la frecuencia de 60 Hz y la densidad de flujo magnético de 1,45 T
En el Ejemplo 4 y en el Ejemplo Convencional 1, el núcleo circular de hierro 21 tenía 1.875 capas de las cintas. El peso del núcleo de hierro 21 se indica en la Tabla 12.
El bobinado primario del transformador se formó con un hilo de cobre de 0,9 mm de diámetro al que se le dieron 3.143 vueltas. El bobinado secundario del transformador se formó con un hilo de aluminio rectangular de 3,2 mm*6,0 mm; el bobinado secundario incluía bobinados de 100 vueltas conectados en paralelo.
[Tabla 12]
La Tabla 12 muestra que la pérdida en vacío del núcleo de hierro por peso es de 0,149 W/kg en el Ejemplo 4, lo que supone una reducción de aproximadamente el 25% con respecto a los 0,197 W/kg del Ejemplo 1 convencional.
En respuesta a esto, la proporción de eficiencia de consumo de energía comparado con el valor estándar de eficiencia de consumo de energía definido en JIS C 4304: 2013 (véase "Proporción de Eficiencia de Consumo Energético" en la Tabla 12; lo mismo se aplica en adelante en la presente memoria) se mejoró a 0,70 en el Ejemplo 4 desde 0,73 en el Ejemplo Convencional 1. También se ha descubierto que la emisión anual deCO<2>con un factor de carga equivalente promedio de un transformador de distribución del 15% se ha mejorado en un 17% aproximadamente. Esto queda patente al observar el "Índice anual de emisiones deCO<2>con un factor de carga del 15%" de la tabla 12, que es de 0,83 (lo mismo se aplica en adelante en la presente memoria).
<Ejemplo 5>
Como un segundo ejemplo del transformador de la presente realización configurado con el núcleo de hierro y los bobinados como se muestra en la FIG. 33, la Tabla 13 muestra las características principales y el peso de un transformador monofásico sumergido en aceite de 60 Hz de la presente divulgación con una capacidad nominal de 10 kVAque cumple la norma JIS C 4304: 2013 (en adelante en la presente memoria, Ejemplo 5) en comparación con el Ejemplo 2 convencional.
Las cintas de aleación amorfa a base de Fe usadas en el Ejemplo 5 fueron las mismas que las usadas en el Ejemplo 4; y las cintas de aleación amorfa a base de Fe usadas en el Ejemplo Convencional 2 fueron las mismas que las del Ejemplo Convencional 1.
En el Ejemplo 5 y en el Ejemplo Convencional 2, el núcleo circular de hierro 21 tenía 1.785 capas de las cintas. El peso del núcleo de hierro 21 se indica en la Tabla 13.
El bobinado primario de este transformador se formó con un hilo de cobre de 0,9 mm de diámetro al que se le dieron 2.776 vueltas. El bobinado secundario del transformador se formó con un hilo de aluminio rectangular de 2,6 mm*6,0 mm; el bobinado secundario incluía bobinados de 88 vueltas y conectados en paralelo.
[Tabla 13]
La Tabla 13 muestra que la pérdida en vacío del núcleo de hierro por peso fue de 0,180 W/kg en el Ejemplo 5, lo que supuso una reducción de aproximadamente el 30% con respecto a los 0,259 W/kg del Ejemplo 2 convencional.
En respuesta a esto, la proporción de eficiencia de consumo de energía comparado con el valor estándar de eficiencia de consumo de energía definido en JIS C 4304: 2013 mejoró a 0,67 en el Ejemplo 5 desde 0,72 en el Ejemplo 2 convencional. También se ha comprobado que la emisión anual deCO<2>con un factor de carga equivalente promedio de un transformador de distribución del 15% se ha mejorado en un 20% aproximadamente.
<Ejemplo 6>
Como tercer ejemplo del transformador de la presente realización configurado con el núcleo de hierro y los bobinados como se muestra en la FIG. 33, la Tabla 14 muestra las características principales y el peso de un transformador monofásico sumergido en aceite de 50 Hz de la presente divulgación con una capacidad nominal de 30 kVA que cumple la norma JIS C 4304: 2013 (en adelante en la presente memoria, Ejemplo 6) en comparación con el Ejemplo 3 convencional.
Las cintas de aleación amorfa a base de Fe utilizadas en el Ejemplo 6 tenían 25 jm de espesor y 213,4 mm de anchura; tenían una diferencia HL entre el punto más alto y el punto más bajo de la marca de irradiación láser lineal formada en la superficie solidificada libre de 0,52 jm ; tenían la pérdida de hierro de 0,076 W/kg a la frecuencia de 50 Hz y la densidad de flujo magnético de 1,45 T; y tenían la pérdida de hierro de 0,097 W/kg a la frecuencia de 60 Hz y la densidad de flujo magnético de 1,45 T.
Las cintas de aleación amorfa a base de Fe utilizadas en el Ejemplo Convencional 3 tenían 25 |jm de espesor y 213,4 mm de ancho; no incluían marcas de irradiación láser; tenían la pérdida de hierro de 0,132 W/kg a la frecuencia de 50 Hz y la densidad de flujo magnético de 1,45 T; y tenían la pérdida de hierro de 0,168 W/kg a la frecuencia de 60 Hz y la densidad de flujo magnético de 1,45 T
En el Ejemplo 6 y en el Ejemplo Convencional 3, el núcleo circular de hierro 21 tenía 3.015 capas de las cintas. El peso del núcleo de hierro 21 se indica en la Tabla 14.
El bobinado primario de este transformador se formó con un hilo de cobre de 1,4 mm de diámetro al que se le dieron 1.509 vueltas. El bobinado secundario de este transformador se formó con un hilo de aluminio rectangular de 3,2 mm x 15 mm; el bobinado secundario incluía bobinados de 44 vueltas y conectados en paralelo.
[Tabla 14]
La Tabla 14 muestra que la pérdida en vacío del núcleo de hierro por peso fue de 0,126 W/kg en el Ejemplo 6, lo que supuso una reducción de aproximadamente el 36% con respecto a los 0,197 W/kg del Ejemplo 3 convencional.
En respuesta a esto, la proporción de eficiencia de consumo de energía comparado con el valor estándar de eficiencia de consumo de energía definido en JIS C 4304: 2013 mejoró a 0,67 en el Ejemplo 6 desde 0,72 en el Ejemplo 3 convencional. También se ha comprobado que la emisión anual deCO<2>con un factor de carga equivalente promedio de un transformador de distribución del 15% se ha mejorado en un 22% aproximadamente. Además, la pérdida en vacío del núcleo de hierro por peso fue de 0,126 W/kg en el Ejemplo 6, mejorando en 0,023 W/kg desde 0,149W/kg en el Ejemplo 4. La razón de ello era que un aumento del tamaño del núcleo de hierro hacía que una longitud de la curva del núcleo de hierro fuera pequeña en proporción a una longitud de una trayectoria magnética del núcleo de hierro, lo que inhibía un aumento de la pérdida en vacío debido a la tensión residual en la curva del núcleo de hierro.
<Ejemplo 7>
Como cuarto ejemplo del transformador de la presente realización configurado con el núcleo de hierro y los bobinados como se muestra en la FIG. 33, la Tabla 15 muestra las características principales y el peso de un transformador monofásico sumergido en aceite de 60 Hz de la presente divulgación con una capacidad nominal de 30 kVA que cumple la norma JIS C 4304: 2013 (en adelante en la presente memoria, Ejemplo 7) en comparación con el Ejemplo 4 convencional.
Las cintas de aleación amorfa a base de Fe utilizadas en el Ejemplo 7 fueron las mismas que las utilizadas en el Ejemplo 6; y las cintas de aleación amorfa a base de Fe utilizadas en el Ejemplo Convencional 4 fueron las mismas que las utilizadas en el Ejemplo Convencional 3.
En el Ejemplo 7 y en el Ejemplo Convencional 4, el núcleo circular de hierro 21 tenía 2.715 capas de las cintas. El peso del núcleo de hierro 21 se indica en la Tabla 15.
El bobinado primario de este transformador se formó con un hilo de cobre de 1,3 mm de diámetro al que se le dieron 1.509 vueltas. El bobinado secundario del transformador se formó con un hilo de aluminio rectangular de 4,0 mm*13 mm; el bobinado secundario incluía bobinados de 44 vueltas y conectados en paralelo.
[Tabla 15]
La Tabla 15 muestra que la pérdida en vacío del núcleo de hierro por peso fue de 0,161 W/kg en el Ejemplo 7, lo que supuso una reducción de aproximadamente el 37% con respecto a los 0,256 W/kg del Ejemplo 4 convencional.
En respuesta a esto, la proporción de eficiencia de consumo de energía comparado con el valor estándar de eficiencia de consumo de energía definido en JIS C 4304: 2013 mejoró a 0,66 en el Ejemplo 7 desde 0,72 en el Ejemplo 4 convencional. También se ha descubierto que la emisión anual deCO<2>con un factor de carga equivalente promedio de un transformador de distribución del 15% se ha mejorado en un 24% aproximadamente. Además, la pérdida en vacío del núcleo de hierro por peso fue de 0,161 W/kg en el Ejemplo 7, mejorando en 0,019 W/kg desde 0,180W/kg en el Ejemplo 5. La razón de esta reducción fue la misma que la mencionada en el Ejemplo 6.
<Ejemplo 8>
Otro ejemplo de configuración del núcleo de hierro y los bobinados en la presente realización se muestra en la FIG.
34. El transformador comprende núcleos de hierro bobinados trifásicos de tres tramos formados por la combinación de los núcleos de hierro circulares 21 preparados doblando y bobinando, de manera superpuesta, las cintas de aleación amorfa a base de Fe estratificadas (combinando tres núcleos de hierro circulares), y tres conjuntos de los bobinados 22 bobinados alrededor de los núcleos de hierro. La Tabla 16 muestra las características principales y el peso de un transformador sumergido en aceite trifásico de 50 Hz de la presente divulgación con una capacidad nominal de 100 kVA que utiliza los núcleos de hierro de la presente realización y cumple la norma JIS C 4304: 2013 (en adelante en la presente memoria, Ejemplo 8) en comparación con el Ejemplo 5 convencional.
Las cintas de aleación amorfa a base de Fe utilizadas en el Ejemplo 8 fueron las mismas que las utilizadas en el Ejemplo 6; y las cintas de aleación amorfa a base de Fe utilizadas en el Ejemplo Convencional 5 fueron las mismas que las utilizadas en el Ejemplo Convencional 3.
En el Ejemplo 8 y el Ejemplo Convencional 5, los núcleos circulares de hierro 21 tenían cada uno 3.480 capas de las cintas. El peso de los núcleos de hierro 21 (peso total de los tres núcleos de hierro circulares) se indica en la Tabla 16.
El bobinado primario del Ejemplo 8 se formó con un hilo de cobre de 2,2 mm de diámetro que se bobinó 653 vueltas mediante conexión en estrella. El bobinado secundario se formó con un hilo de aluminio rectangular de 0,4 mm*247 mm al que se le dieron 36 vueltas mediante conexión en triángulo. El bobinado primario del ejemplo convencional 5 se formó con un hilo de cobre de 2,2 mm de diámetro que se bobinó 653 vueltas mediante conexión en estrella. El bobinado secundario se formó con un hilo de aluminio rectangular de 0,4 mm*248 mm al que se le dieron 36 vueltas mediante conexión en triángulo.
[Tabla 16]
La Tabla 16 muestra que la pérdida en vacío del núcleo de hierro por peso fue de 0,188 W/kg en el Ejemplo 8, lo que supuso una reducción de aproximadamente el 30% con respecto a los 0,269 W/kg del Ejemplo 5 convencional.
En respuesta a esto, la proporción de eficiencia de consumo de energía comparado con el valor estándar de eficiencia de consumo de energía definido en JIS C 4304: 2013 mejoró a 0,72 en el Ejemplo 8 desde 0,78 en el Ejemplo 5 convencional. También se ha descubierto que la emisión anual deCO<2>con un factor de carga equivalente promedio de un transformador de distribución del 15% se ha mejorado en un 21% aproximadamente.
<Ejemplo 9>
Como otro ejemplo del transformador de la presente realización configurado con los núcleos de hierro y los bobinados como se muestra en la FIG. 34, la Tabla 17 muestra las características principales y el peso de un transformador sumergido en aceite trifásico de 60 Hz de la presente divulgación con una capacidad nominal de 100 kVA que cumple con la norma JIS C 4304: 2013 (en adelante en la presente memoria, Ejemplo 9) en comparación con el Ejemplo 6 convencional.
Las cintas de aleación amorfa a base de Fe utilizadas en el Ejemplo 9 fueron las mismas que las utilizadas en el Ejemplo 6; y las cintas de aleación amorfa a base de Fe utilizadas en el Ejemplo Convencional 6 fueron las mismas que las utilizadas en el Ejemplo Convencional 3. En el Ejemplo 9 y en el Ejemplo Convencional 6, los núcleos circulares de hierro 21 tenían cada uno 2.895 capas de las cintas. El peso de los núcleos de hierro 21 se indica en la Tabla 17.
El bobinado primario y el bobinado secundario de este transformador eran los mismos que los del Ejemplo 8 y el Ejemplo 5 convencional.
[Tabla 17]
La Tabla 17 muestra que la pérdida en vacío del núcleo de hierro por peso fue de 0,238 W/kg en el Ejemplo 9, lo que supuso una reducción de aproximadamente el 30% con respecto a los 0,339 W/kg del Ejemplo 6 convencional.
En respuesta a esto, la proporción de eficiencia de consumo de energía comparado con el valor estándar de eficiencia de consumo de energía definido en JIS C 4304: 2013 mejoró a 0,76 en el Ejemplo 9 desde 0,81 en el Ejemplo 6 convencional. También se ha descubierto que la emisión anual deCO<2>con un factor de carga equivalente promedio de un transformador de distribución del 15% se ha mejorado en un 21% aproximadamente.
<Ejemplo 10>
Como otro ejemplo del transformador de la presente realización configurado con los núcleos de hierro y los bobinados como se muestra en la FIG. 34, la Tabla 18 muestra las características principales y el peso de un transformador sumergido en aceite trifásico de 50 Hz de la presente divulgación con una capacidad nominal de 500 kVAque cumple con la norma JIS C 4304: 2013 (en adelante en la presente memoria, Ejemplo 10) en comparación con el Ejemplo 7 convencional.
Las cintas de aleación amorfa a base de Fe utilizadas en el Ejemplo 10 fueron las mismas que las utilizadas en el Ejemplo 6; y las cintas de aleación amorfa a base de Fe utilizadas en el Ejemplo Convencional 7 fueron las mismas que las utilizadas en el Ejemplo Convencional 3.
En el Ejemplo 10 y el Ejemplo Convencional 7, los núcleos circulares de hierro 21 tenían 5.685 capas de las cintas y 5.955 capas de las cintas, respectivamente. El peso de los núcleos de hierro 21 (peso total de los tres núcleos de hierro circulares) se indica en la Tabla 18.
El bobinado primario del Ejemplo 10 se formó con un hilo de cobre rectangular con un tamaño de 3,5 mm*4,5 mm que se bobinó 399 vueltas mediante conexión en estrella. El bobinado secundario se formó con un hilo de aluminio rectangular de 1,3 mm*438 mm al que se le dieron 22 vueltas mediante conexión en triángulo. El bobinado primario del ejemplo convencional 7 se formó con un hilo de cobre rectangular con un tamaño de 3,2 mmx5,0 mm al que se le dieron 381 vueltas mediante conexión en estrella. El bobinado secundario se formó con un hilo de aluminio rectangular de 1,4 mmx383 mm al que se le dieron 21 vueltas mediante conexión en triángulo.
[Tabla 18]
La Tabla 18 muestra que la pérdida en vacío del núcleo de hierro por peso fue de 0,163 W/kg en el Ejemplo 10, lo que supuso una reducción de aproximadamente el 34% con respecto a los 0,246 W/kg del Ejemplo 7 convencional.
En respuesta a esto, la proporción de eficiencia de consumo de energía comparado con el valor estándar de eficiencia de consumo de energía definido en JIS C 4304: 2013 mejoró a 0,90 en el Ejemplo 10 desde 0,93 en el Ejemplo 7 convencional. También se ha descubierto que la emisión anual deCO<2>con un factor de carga equivalente promedio de un transformador de distribución del 15% también mejoró en torno a un 18%. Además, la pérdida en vacío del núcleo de hierro por peso fue de 0,163 W/kg en el Ejemplo 10, mejorando 0,025 W/kg desde 0,188 W/kg en el Ejemplo 8. La razón de esta mejora era que un aumento del tamaño del núcleo de hierro hacía que la longitud de la curva del núcleo de hierro fuera pequeña en proporción a la longitud del trayecto magnético del núcleo de hierro, lo que inhibía un aumento de la pérdida en vacío debido a la tensión residual en la curva del núcleo de hierro.
<Ejemplo 11>
Otro ejemplo de configuración de los núcleos de hierro y los bobinados de la presente realización se muestra en la FIG. 35. El transformador comprende núcleos de hierro bobinados trifásicos de cinco patas formados combinando los núcleos de hierro circulares 21 preparados doblando y bobinando, de forma superpuesta, las cintas de aleación amorfa a base de Fe estratificadas, y tres conjuntos de los bobinados 22 bobinados alrededor de los núcleos de hierro.
La Tabla 19 muestra las características principales y el peso de un transformador trifásico, 50 Hz, sumergido en aceite de la presente divulgación con una capacidad nominal de 1000 kVA que utiliza los núcleos de hierro de la presente realización y cumple con JIS C 4304: 2013 (en adelante en la presente memoria, Ejemplo 11) en comparación con el Ejemplo 8 convencional.
Las cintas de aleación amorfa a base de Fe usadas en el Ejemplo 11 fueron las mismas que las usadas en el Ejemplo 6; y las cintas de aleación amorfa a base de Fe usadas en el Ejemplo Convencional 8 son las mismas que las usadas en el Ejemplo Convencional 3.
En el Ejemplo 11 y el Ejemplo Convencional 8, los núcleos circulares de hierro 21 tenían cada uno 2.610 capas de las cintas. Los núcleos circulares de hierro 21 incluían cada uno dos núcleos de hierro apilados en dirección vertical de la FIG. 35. El peso de los núcleos de hierro 21 (peso total de los ocho núcleos de hierro circulares) se indica en la Tabla 19.
El bobinado primario del Ejemplo 11 se formó con un hilo de cobre rectangular con un tamaño de 2,8 mmx7,0 mm que se bobinó 377 vueltas mediante conexión en triángulo. El bobinado secundario se formó con un hilo de aluminio rectangular de 3,0 mm^305 mm al que se le dieron 12 vueltas mediante conexión en triángulo. El bobinado primario del ejemplo convencional 8 se formó con un hilo de cobre rectangular con un tamaño de 2,8 mmx7,0 mm al que se le dieron 377 vueltas mediante conexión en triángulo. El bobinado secundario se formó con un hilo de aluminio rectangular de 3,2 mm^306 mm al que se le dieron 12 vueltas mediante conexión en triángulo.
[Tabla 19]
La Tabla 19 muestra que la pérdida en vacío del núcleo de hierro por peso fue de 0,179 W/kg en el Ejemplo 11, lo que supuso una reducción de aproximadamente el 33% con respecto a los 0,269 W/kg del Ejemplo 8 convencional. En respuesta a esto, la proporción de eficiencia de consumo de energía comparado con el valor estándar de eficiencia de consumo de energía definido en JIS C 4304: 2013 mejoró a 0,99 en el Ejemplo 11 desde 1,00 en el Ejemplo 8 convencional. También se ha descubierto que la emisión anual deoo<2>con un factor de carga equivalente promedio de un transformador de distribución del 15% también mejora en un 16% aproximadamente.
Como se ha descrito anteriormente, el transformador de la presente divulgación puede reducir la pérdida en vacío y, por lo tanto, es particularmente eficaz para reducir la pérdida de, por ejemplo, transformadores de distribución con factores de carga equivalentes promedio bajos, y para reducir la emisión de CO<2>. Los ejemplos de la presente divulgación proporcionan explicaciones detalladas sobre aplicaciones de transformadores de núcleo de hierro bobinado; no obstante, cabe señalar que el efecto de reducción de la pérdida en vacío también puede obtenerse en aplicaciones de transformadores de núcleo de hierro laminado.
[Tabla 1]
[Tabla 2]
[Tabla 3]
[Tabla 4]
[Tabla 6]
[Tabla 7]
[Tab la 9]
[Tabla 10]
[Tabla 11]
[Tab la 12]
[Tabla 13]
[Tab la 14]
[Tabla 15]
[Tab la 16]
[Tabla 17]
[Tab la 18]
[Tabla 19]

Claims (16)

REIVINDICACIONES
1. Una cinta de aleación amorfa a base de Fe que tiene una primera superficie y una segunda superficie,
caracterizada por quela cinta de aleación amorfa a base de Fe tiene marcas lineales continuas de irradiación láser en al menos la primera superficie,
las marcas de irradiación láser lineal se forman en una línea continua mediante un procedimiento de oscilación de onda continua, CW, a lo largo de una dirección ortogonal a una dirección de colada de la cinta de aleación amorfa a base de Fe, y
cada marca de irradiación láser lineal presenta irregularidades en su superficie, evaluándose las irregularidades en la dirección de colada, y una diferencia de altura HL*anchura WA calculada a partir de una diferencia de altura HL entre un punto más alto y un punto más bajo a lo largo de una dirección de espesor de la cinta de aleación amorfa a base de Fe en un perfil obtenido a lo largo de la dirección de colada de las marcas de irradiación láser lineal y una anchura Wa a lo largo de la dirección de colada de la marca de irradiación lineal en la primera superficie es de 6,0 a 180|jm2
2. La cinta de aleación amorfa a base de Fe de acuerdo con la reivindicación 1, en la que la anchura WA es de 28 jm o más.
3. La cinta de aleación amorfa a base de Fe de acuerdo con la reivindicación 1, en la que la diferencia de altura HL es de 0,20 jm o más.
4. La cinta de aleación amorfa a base de Fe de acuerdo con la reivindicación 1, en la que la marca de irradiación láser lineal es una porción solidificada por fusión que se solidifica por fusión mediante irradiación láser en la primera superficie, la marca de irradiación láser lineal se extiende desde la primera superficie hasta la segunda superficie, y una relación de anchura WB/WA de la anchura WA y una anchura WB a lo largo de la dirección de fundición de la marca de irradiación láser lineal en la segunda superficie es 0,57 o inferior.
5. La cinta de aleación amorfa a base de Fe de acuerdo con una cualquiera de las reivindicaciones 1 a 4, en la que un intervalo de línea, cuando el intervalo de línea se define como un intervalo entre marcas de irradiación láser lineales mutuamente adyacentes de las marcas de irradiación láser lineales, es de 2 mm a 200 mm.
6. La cinta de aleación amorfa a base de Fe de acuerdo con una cualquiera de las reivindicaciones 1 a 5, en la que una proporción de la longitud de la marca de irradiación láser lineal con respecto a una longitud total de la cinta de aleación amorfa a base de Fe en una dirección de anchura, cuando la dirección de anchura se define como una dirección ortogonal a la dirección de colada, está en un intervalo del 10% al 50% cada una en ambas direcciones desde un punto medio de la cinta de aleación amorfa a base de Fe en la dirección de anchura hacia los extremos de la dirección de anchura.
7. La cinta de aleación amorfa a base de Fe de acuerdo con una cualquiera de las reivindicaciones 1 a 6, que tiene una superficie solidificada libre y una superficie de rodillo como primera superficie y segunda superficie, en la que una altura transversal máxima Rt medida para la superficie solidificada libre, excepto para una porción en la que se forman las marcas de irradiación láser lineal, con una longitud de evaluación de 4,0 mm, un valor de corte de 0,8 mm, un tipo de corte que es 2RC (compensación de fase), y la longitud de evaluación que es la dirección de colada, es de 3,0 jm o inferior.
8. La cinta de aleación amorfa a base de Fe de acuerdo con una cualquiera de las reivindicaciones 1 a 7, en la que una composición de aleación de la cinta de aleación amorfa a base de Fe consiste en Fe, Si, B, y una impureza, y un contenido de Fe es de 78 átomos % o más, un contenido de B es de 10 átomos % o más, y un contenido total de B y Si es de 17 átomos % a 22 átomos % cuando un contenido total de Fe, Si, y B es de 100 átomos %.
9. La cinta de aleación amorfa a base de Fe de acuerdo con una cualquiera de las reivindicaciones 1 a 7, que tiene una pérdida de hierro de 0,150 W/kg o menos en condiciones de una frecuencia de 60 Hz y una densidad de flujo magnético de 1,45 T
10. La cinta de aleación amorfa a base de Fe de acuerdo con una cualquiera de las reivindicaciones 1 a 9, en la que las marcas lineales de irradiación láser son líneas continuas de al menos 5 mm o más.
11. Un núcleo de hierrocaracterizado porestar formado por estratificación y doblado y enrollado de al menos una cinta de aleación amorfa a base de Fe de acuerdo con una cualquiera de las reivindicaciones 1 a 10.
12. El núcleo de hierro de acuerdo con la reivindicación 11 formado por doblado y bobinado, de manera superpuesta, de las cintas de aleación amorfa a base de Fe en capas, en el que el núcleo de hierro tiene una pérdida de hierro de 0,240 W/kg o menos bajo una condición de una frecuencia de 60 Hz y una densidad de flujo magnético de 1,45 T
13. Un transformadorcaracterizado por quecomprende:
un núcleo de hierro formado con una cinta de aleación amorfa a base de Fe de acuerdo con una cualquiera de las reivindicaciones 1 a 10; y
una bobina enrollada alrededor del núcleo de hierro.
14. El transformador de acuerdo con la reivindicación 13, en el que el núcleo de hierro se forma doblando y bobinando, de manera superpuesta, las cintas de aleación amorfa a base de Fe estratificadas, y tiene una pérdida de hierro de 0,240 W/kg o menos bajo una condición de una frecuencia de 60 Hz y una densidad de flujo magnético de 1,45 T 15. El transformador de acuerdo con la reivindicación 13, en el que el transformador es un transformador monofásico, y una pérdida en vacío por peso del núcleo de hierro a 50 Hz es de 0,
15 W/kg o inferior, o una pérdida en vacío por peso del núcleo de hierro a 60 Hz es de 0,19 W/kg o inferior.
16. El transformador de acuerdo con la reivindicación 13, en el que el transformador es un transformador trifásico, y una pérdida en vacío por peso del núcleo de hierro a 50 Hz es de 0,19 W/kg o inferior, o una pérdida en vacío por peso del núcleo de hierro a 60 Hz es de 0,24 W/kg o inferior.
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