wpływ wycinania laserem na właściwości magnetyczne blach

Transkrypt

Dominika GAWORSKA-KONIAREK
Bronisław SZUBZDA
Wiesław WILCZYŃSKI
Jerzy DROSIK
Kazimierz KARAŚ
WPŁYW WYCINANIA LASEREM
NA WŁAŚCIWOŚCI MAGNETYCZNE
BLACH ELEKTROTECHNICZNYCH
STRESZCZENIE
W artykule przedstawiono wpływ metody
wycinania blach elektrotechnicznych na ich właściwości magnetyczne. Badania wykonano dla blachy elektrotechnicznej niezorientowanej. Zbadano wpływ zastosowanej atmosfery ochronnej (powietrza
oraz azotu) na charakterystyki magnesowania i stratność blach elektrotechnicznych. Wyniki badań wykazały, że zastosowanie atmosfery
ochronnej powietrza ma bardziej niekorzystny wpływ na właściwości
magnetyczne blach niż atmosfera azotu.
Słowa kluczowe: materiały magnetycznie miękkie, blachy elektrotechniczne, właściwości magnetyczne, wykrawanie, cięcie laserem
mgr inż. Dominika GAWORSKA-KONIAREK, dr inż. Bronisław SZUBZDA
e-mail: [email protected], [email protected]
Instytut Elektrotechniki, Oddział Technologii i Materiałoznawstwa
Elektrotechnicznego we Wrocławiu,
Zakład Materiałoznawstwa i Diagnostyki
dr hab. Wiesław WILCZYŃSKI
e-mail: w.wilczyń[email protected]
Instytut Elektrotechniki w Warszawie
mgr inż. Jerzy DROSIK, mgr inż. Kazimierz KARAŚ
e-mail: jerzy.drosik@ power.alstom.com, [email protected]
ALSTOM Power Sp. z o.o. Oddział we Wrocławiu
PRACE INSTYTUTU ELEKTROTECHNIKI, zeszyt 241, 2009
140
D. Gaworska-Koniarek, B. Szubzda, W. Wilczyński, J. Drosik, K. Karaś
1. WSTĘP
Wykrawanie mechaniczne jest najbardziej powszechnym sposobem
nadawania kształtu wykrojom, które po scaleniu tworzą rdzeń magnetyczny
maszyny elektrycznej. Wprowadza ono jednak na krawędziach cięcia naprężenia, które pogarszają właściwości magnetyczne materiału wyjściowego.
Jako alternatywę wykrawania mechanicznego coraz częściej stosuje się cięcie
laserem, które jest procesem bardziej czasochłonnym i drogim. Stwarza jednak
możliwość dokonywania zmian kształtu i wymiarów wykroju bez ponoszenia
dodatkowych kosztów. Wymaga to bowiem jedynie zmiany w programie komputera sterującego pracą lasera. Ponadto, ze względu na bezkontaktowy efekt
cięcia, w procesie tym unika się powstawania zadziorów na krawędziach cięcia,
które mogą powodować zwarcia między blachami w pakiecie, a tym samym
przyczyniać się do wzrostu strat z prądów wirowych. Niemniej, działanie
w krótkim czasie impulsowej wiązki laserowej o dużej gęstości mocy powodujące
topienie i częściowe odparowywanie materiału, może zmieniać mikrostrukturę
blachy elektrotechnicznej wzdłuż linii cięcia. Wycinanie laserowe stali jest
powszechnie używane w przemyśle, ale jego wpływ na właściwości magnetyczne blach elektrotechnicznych nie jest jeszcze dobrze rozpoznane, mimo
wieloletnich badań. Prezentowane w literaturze wyniki często są rozbieżne
i zależą w znacznym stopniu od użytego do badań typu blachy elektrotechnicznej, wymiarów próbek, mocy wiązki laserowej, typu lasera itp. W [2], na przykład,
wykazano, że cięcie laserowe nieorientowanych blach elektrotechnicznych
prowadzi do wzrostu strat całkowitych w granicach od 3 do 17%. Jednakże,
wzrost ten jest niższy od obserwowanego po wykrawaniu mechanicznym. Badania Lanotta [4] na blachach orientowanych 3% Si również potwierdziły
przewagę cięcia laserowego nad mechanicznym w kwestii przyrostu strat całkowitych. Natomiast Belhadj w [1] wykazał, że cięcie laserem pogarsza właściwości magnetyczne blach elektrotechnicznych w większym stopniu niż ich wykrawanie. Szczególnie wpływa ono na wzrost strat i koercji. Podobne rezultaty
otrzymał Dupre, który w [3] pokazał, że cięcie laserowe powoduje największy
przyrost strat z histerezy w blachach elektrotechnicznych w porównaniu do
wykrawania.
Zagadnienie wpływu obróbki mechanicznej blach elektrotechnicznych,
jaka ma miejsce podczas wytwarzania obwodu magnetycznego, na właściwości
magnetyczne tych blach od wielu lat stanowi również jedno z głównych
zagadnień badawczych Pracowni Materiałów Magnetycznych i Stykowych
Instytutu Elektrotechniki we Wrocławiu. Prace te obejmowały także porównanie
Wpływ wycinania laserem na właściwości magnetyczne blach elektrotechniczne
141
sposobu wykrawania blach na wyjściowe właściwości magnetyczne. Dotychczasowe prace przeprowadzone w Pracowni wskazują na znaczący wpływ
obszarów o zdegradowanej po wycinaniu laserowym strukturze na właściwości
magnetyczne blach elektrotechnicznych [9, 10]. Uzyskane wyniki wskazują, że
wykrawanie w mniejszym stopniu wpływa niekorzystnie na właściwości magnetyczne blach niż wycinanie laserowe.
Wszystkie wspomniane wyżej publikacje rozpatrują wpływ różnych parametrów procesu wycinania laserowego na właściwości magnetyczne blach
elektrotechnicznych, lecz żadna z nich nie uwzględnia wpływu gazu towarzyszącego stosowanego podczas tego procesu, którego skład i rodzaj może
wpływać na końcowe właściwości magnetyczne wykroju. Artykuł ten, w którym
przedstawiono wpływ dwóch najczęściej stosowanych atmosfer towarzyszących: powietrza i azotu na właściwości magnetyczne blachy elektrotechnicznej
wycinanej laserowo, częściowo uzupełnia tą lukę.
2. BADANIA MAGNETYCZNE
Badania magnetyczne miały na celu określenie wpływu cięcia i rodzaju
zastosowanie gazu towarzyszącego na podstawowe właściwości magnetyczne
blach elektrotechnicznych − krzywą magnesowania, przenikalność magnetyczną oraz stratność. Pomiary wykonano za pomocą skomputeryzowanego stanowiska pomiarowego MAG-RJJ-3.0 z użyciem przyrządu do badań pojedynczego
arkusza tzw. SST (ang. Single Sheet Tester) wg normy PN-EN 10280:2003 [8]
na dwóch kompletach próbek blachy M330-50A wycinanych laserowo w dwóch
różnych atmosferach towarzyszących. Były to: 1) próbki cięte laserowo w atmosferze ochronnej powietrza, 2) próbki cięte laserowo w atmosferze ochronnej azotu. Próbki magnesowane były w kierunku prostopadłym do kierunku
walcowania. W skład kompletu wchodziły próbki o następujących wymiarach:
• arkusz 500x500 mm – 2 krawędzie cięcia,
• arkusz 500x500 mm przecięty na 2 równe części w kierunku prostopadłym do kierunku walcowania (wymiar 250x500 mm) – 4 krawędzie
cięcia,
• arkusz 500x500 mm przecięty na 4 równe części w kierunku prostopadłym do kierunku walcowania (wymiar 125x500 mm) – 8 krawędzi
cięcia,
• arkusz 500x500 mm przecięty na 8 równych części w kierunku prostopadłym do kierunku walcowania (wymiar ok. 62,5x500 mm) – 16 krawędzi cięcia,
142
• arkusz 500x500 mm przecięty na 16 równych części w kierunku prostopadłym do kierunku walcowania (wymiar ok. 31,25x500 mm) – 32 krawędzie cięcia.
Arkusze 500 x 500 mm stanowiły tzw. próbkę odniesienia. Wraz ze zmniejszaniem się wymiaru arkusza wzrasta wpływ zdeformowanej i ewentualnie utlenionej strefy cięcia na właściwości magnetyczne materiału. W przypadku arkuszy 500 x 500 mm, z uwagi na duże oddalenie krawędzi wykrawania, a tym samym mały udział strefy zdeformowanej w całkowitej masie i objętości próbki,
można przyjąć że pozbawione są one naprężeń związanych z przygotowaniem
próbki.
Zmierzono krzywą magnesowania, przenikalność magnetyczną oraz
stratność. Wykonano również rozdział strat całkowitych Pc na poszczególne składowe: straty histerezowe Ph, straty wiroprądowe klasyczne Pw i straty dodatkowe Pd. Rozdziału na straty histerezowe oraz łączne straty wiroprądowe i dodatkowe dla danej szczytowej wartości indukcji Bm wykonano metodą dwóch
częstotliwości (10 Hz i 50 Hz). Klasyczne straty wiroprądowe obliczono ze
wzoru:
Pw = 0,1645
d 2 f 2 Bm2
ργ
[W/kg]
(1)
gdzie:
f – częstotliwość podstawowa – 50 Hz,
Bm – szczytowa wartość indukcji [T],
d – grubość blachy – 0,5 mm,
ρ – rezystywność blachy – 48 μΩcm,
γ
– gęstość blachy – 7650 kg/m3 (wg normy PN-EN 10106:2007).
Ponieważ metoda wykrawania oraz wymiary próbki nie mają wpływu na
składowe wzoru (1) przyjęto, że wartość klasycznych strat wiroprądowych jest
taka sama dla wszystkich badanych próbek blach. Straty dodatkowe zostały
wyznaczone jako różnica strat całkowitych i sumy strat wiroprądowych klasycznych i histerezowych.
W tabeli 1 zamieszczono wybrane wyniki pomiarów. Przebieg krzywych
magnesowania badanych próbek pokazano na rysunku 2. Względne zmiany
mierzonych właściwości magnetycznych przedstawiono na rysunkach 3 – 6.
W celach porównawczych na wykresach przedstawiono również wyniki otrzymane dla 16 wykrawanych pasków o wymiarach 31,25x500 mm blachy M330-50A.
Wygląd powierzchni bocznych blachy M330-50A ciętej wykrojnikiem i laserem
przedstawia rysunek 1.
143
TABELA 1a, b
Wybrane właściwości magnetyczne blach wycinanych laserowo w atmosferze azotu i powietrza
a)
Próbka
Szerokość
paska [mm]
μmax
Bm [T] dla
100 A/m
500 A/m
1000 A/m
[-]
Hμmax
[A/m]
Bazowa
500
0,82
1,40
1,46
6548
100
Laser –
atmosfera
azotu
250
0,79
1,40
1,46
6318
100
125
0,74
1,40
1,46
5886
100
62,5
0,62
1,39
1,465
5108
150
31,25
0,40
1,37
1,45
3713
150
250
0,79
1,40
1,46
6242
100
125
0,70
1,39
1,46
5572
100
62,5
0,54
1,38
1,46
4683
150
31,25
0,33
1,35
1,44
3258
200
31,25
0,70
1,35
1,44
5569
100
Laser –
atmosfera
powietrza
Wykrojnik
b)
Próbka
Szerokość
paska [mm]
Pc [W/kg]
1,0 T
1,5 T
Ph [W/kg]
1,0 T
1,5 T
Pd [W/kg]
1,0 T
1,5 T
Bazowa
500
1,36
3,19
0,88
2,15
0,20
0,41
Laser –
atmosfera
azotu
250
1,38
3,21
0,90
2,17
0,20
0,41
125
1,42
3,30
0,93
2,26
0,20
0,42
62,5
1,50
3,42
1,01
2,37
0,21
0,42
31,25
1,73
3,72
1,19
2,57
0,26
0,53
250
1,38
3,21
0,89
2,17
0,21
0,41
125
1,44
3,33
0,96
2,28
0,20
0,42
62,5
1,57
3,59
1,07
2,39
0,22
0,45
31,25
1,83
3,83
1,28
2,65
0,28
0,55
31,25
1,48
3,44
0,99
2,34
0,21
0,47
Laser –
atmosfera
powietrza
Wykrojnik
Rys. 1. Krawędzie blachy po cięciu wykrojnikiem i laserem
144
Widoczne na rysunku 1 zdegradowane termicznie obszary powierzchni
bocznych blach wycinanych laserem uzasadniają podejrzenie o możliwym wpływie na stopień tej degradacji składu chemicznego atmosfery gazu ochronnego
w jakim odbywa się ten proces. Zwłaszcza przy zastosowaniu atmosfery utleniającej – powietrza, przy zastosowaniu której można się spodziewać obcych
warstw na powierzchniach, powstałych na skutek wysokoenergetycznego cięcia
laserem.
a)
b)
1,6
1,6
Bm = f(Hm)
Laser - azot
1,4
Indukcja magnetyczna, Bm [T]
Indukcja magnetyczna, Bm [T]
1,4
1,2
1,0
liczba krawędzi - 2,
szerokość paska - 500 mm
0,8
0,6
0,4
liczba krawędzi -16,
szerokość paska 62,5 mm
0,2
1,2
Bm = f(Hm)
Laser - powietrze
M330-50A
1,0
liczba krawędzi - 2, szerokość
paska - 500 mm
paska - 250 mm
paska - 125 mm
liczba krawędzi -16,
0,8
0,6
0,4
0,2
0,0
0,0
0
200
400
600
800
1000
Natężenie pola magnetycznego, Hm [A/m]
0
200
400
600
800
1000
Natężenie pola magnetycznego, Hm [A/m]
Rys. 2. Przebieg krzywych magnesowania dla różnych szerokości pasków wycinanych
laserem w atmosferze azotu, laserem w atmosferze powietrza
55
50
45
−Δ μmax, [%]
40
Laser - azot
Laser - powietrze
Wykrojnik
35
30
25
20
15
10
5
0
250
125
62,5
Szerokość paska, w [mm]
31,25
Rys. 3. Względna zmiana maksymalnej
przenikalności magnetycznej dla różnych
szerokości pasków wycinanych laserem
w atmosferze azotu, laserem w atmosferze powietrza oraz wykrojnikiem
a)
145
b)
20
44
40
36
M330-50A
B = 1,0 T
16
M330-50A
B = 1,5 T
32
24
Laser - azot
Laser - azot
12
Laser - powietrze
ΔPc [%]
ΔPc [%]
28
Wykrojnik
20
16
Laser - powietrze
Wykrojnik
8
12
4
8
4
0
0
250
125
62,5
31,25
250
125
62,5
31,25
Rys. 4. Względna zmiana strat całkowitych ΔPc dla różnych szerokości pasków wycinanych laserem w atmosferze azotu, laserem w atmosferze powietrza oraz wykrojnikiem,
a) Bm = 1,0 T, b) Bm = 1,5 T
a)
b)
48
28
44
40
M330-50A
B = 1,0 T
24
20
32
Laser - azot
28
Laser - powietrze
24
Wykrojnik
Laser - azot
ΔPh [%]
ΔPh [%]
36
M330-50A
B = 1,5 T
20
16
Laser - powietrze
Wykrojnik
12
16
8
12
8
4
4
0
0
250
125
62,5
31,25
250
125
62,5
31,25
Rys. 5. Względna zmiana strat histerezowych ΔPh dla różnych szerokości pasków wycinanych laserem w atmosferze azotu, laserem w atmosferze powietrza oraz wykrojnikiem,
a) Bm = 1,0 T, b) Bm = 1,5 T
146
a)
b)
36
40
36
32
32
M330-50A
B = 1,0 T
28
24
20
Laser - powietrze
ΔPd [%]
ΔPd [%]
Laser - azot
24
M330-50A
B = 1,5 T
28
Wykrojnik
16
Laser - azot
Laser - powietrze
20
Wykrojnik
16
12
12
8
8
4
4
0
0
250
125
62,5
250
31,25
125
62,5
31,25
Rys. 6. Względna zmiana strat dodatkowych ΔPd dla różnych szerokości pasków wycinanych laserem w atmosferze azotu, laserem w atmosferze powietrza oraz wykrojnikiem,
a) Bm = 1,0 T, b) Bm = 1,5 T
3. BADANIA RENTGENOWSKIE
Pomiary rentgenowskie wykonano na dyfraktometrze DRON-2 prom.
Co/Fe na próbkach sklejonych w pakiet sześciu blach ustawionych czołowo.
Dyfraktogramy rentgenowskie próbek przedstawiono zbiorczo na rysunku 7,
a wyniki analizy w tabelach 2 − 4.
TABELA 2
Wyniki analizy rentgenowskiej próbki ciętej w atmosferze ochronnej azotu
FP
3.52
6.55
1.21
FPd
1.24
1.09
0.30
FPI
1.00
1.00
1.00
ML/SL
Skala
26/40
8/12
2/ 2
.80
.53
.93
I/Ic
Q
Faza
2.60
.00
.00
d
*
*
5- 448
36- 450
6- 696
Wzór chemiczny
(nazwa związku)
BaSO4 siarczan baru
ZnS, wurcyt
Fe, żelazo
TABELA 3
Wyniki analizy rentgenowskiej próbki ciętej w atmosferze ochronnej powietrza
FP
FPd
FPI
ML/SL
Skala
I/Ic
Q
Faza
11.86
3.56
8.22
44.61
1.91
1.12
1.71
2.65
1.00
1.00
1.00
1.00
19/40
3/ 3
2/ 2
4/ 9
.61
.75
.50
.52
2.60
.00
.00
4.90
d
i
*
*
5- 448
6- 615
6- 696
19- 629
Wzór chemiczny
(nazwa związku)
BaSO4 siarczan baru
FeO, wustyt
Fe, żelazo
Fe3O4 magnetyt
147
Obecny w próbkach siarczan baru BaSO4 oraz siarczek cynku ZnS
pochodzi z powierzchniowej warstwy izolacyjnej blach elektrotechnicznych.
W próbce ciętej w atmosferze ochronnej powietrza dodatkowo stwierdzono
obecność tlenków żelaza. Pod względem magnetycznym szczególnie niekorzystne jest tworzenie się magnetytu Fe3O4, który wykazuje właściwości
magnetycznie twarde (koercja Hc rzędu kilku kA/m).
5000
4000
I
Laser - azot - N
Laser - powietrze - P
3000
2000
1000
0
10
15
20
25
30
35
40
45
50
55
60
65
70
75
80
2θ
Rys. 7. Dyfraktogramy powierzchni cięcia badanych blach
elektrotechnicznych
TABELA 4a,b
Dane krystalograficzne zidentyfikowanych faz krystalicznych: I – intensywność
piku, Θ – kąt pomiaru, D – wielkość krystalitów, d - odległość miedzypłaszczyznowa
a)
Dane krystalograficzne zidentyfikowanej fazy
hkl
Próbka
112
022
I
2θ D [Å] a [Å]
I
2θ
D [Å] a [Å]
2 430 99.90 639 1.169 3583 124.15 552 1.013
Azot
16,0
23,7
3 855 99.88 588 1.169 5124 124.10 522 1.013
Powietrze 23,9
31,8
b)
Dane krystalograficzne zidentyfikowanej fazy
hkl
Próbka
011
002
I
2θ D [Å] a [Å]
I
2θ D [Å] a [A]
15 139 52.42 640 2.026 Azot
100
16 112 52.43 606 2.026 1396 77.46 585 1.431
Powietrze 100
8,6
148
Próbki cięte laserem w atmosferze powietrza wykazują również mniejszy
rozmiar krystalitów niż blachy cięte w atmosferze azotu. Wynikać to może
większego zdefektowania struktury. Wymiary komórki krystalicznej nie uległy
zmianie.
3. ANALIZA WYNIKÓW BADAŃ
Wyniki badań pokazują, że szerokość pasków wchodzących w skład
badanej próbki czyli zwiększanie udziału strefy zdegradowanej na skutek
cięcia/wykrawania ma wpływ na właściwości magnetyczne blachy. Zwiększanie
udziału strefy zdegradowanej powoduje spłaszczenie charakterystyk magnesowania badanych próbek – rysunek 2 , a tym samym spadek przenikalności
magnetycznej – rysunek 3. Efekt ten jest szczególnie widoczny dla próbek
najwęższych (w = 31,25 mm). Podzielenie próbki wyjściowej na 16 pasków
składowych o szerokości 31,25 mm przy pomocy wykrojnika spowodowało 15%
spadek przenikalności magnetycznej. Dla pasków ciętych laserem w atmosferze azotu maksymalna przenikalność magnetyczna zmniejszyła się o 43%,
natomiast dla pasków ciętych w atmosferze towarzyszącej powietrza o 50%.
Szerokość pasków składowych, a tym samym udział strefy cięcia w objętości próbki, ma także wpływ na stratność badanych blach elektrotechnicznych
– rysunki 4–6. Straty całkowite po cięciu laserem w atmosferze powietrza wzrosły
o 35% dla indukcji 1,0 T i o około 20% dla 1,5 T. Zastosowanie atmosfery
ochronnej azotu przy cięciu ograniczyło przyrost strat całkowitych do 27% dla
indukcji 1,0 T i 17% dla indukcji 1,5 T. Po wykrawaniu przyrost strat jest
znacznie mniejszy i wynosi około 9% dla indukcji 1,0 T i około 5% dla indukcji 1,5 T.
W przypadku pasków ciętych laserem o szerokości od 500 mm do 62,5 mm
wzrost strat całkowitych nie przekracza 10%, w przypadku zastosowania atmosfery powietrza oraz 6% w przypadku atmosfery ochronnej azotu. Duży przyrost
strat całkowitych dla pasków ciętych laserowo do szerokości 31,25 mm wynika
zarówno ze wzrostu strat histerezowych (o 46% dla B = 1,0 T i 23% dla B = 1,5 T –
– w powietrzu i o 36% dla B = 1,0 T i 19% dla B = 1,5 T – w azocie) jak
i dodatkowych (o 37% dla B = 1,0 T i 34% dla B = 1,5 T – w powietrzu, o 27% dla
B = 1,0 T i 29% dla B = 1,5 T – w azocie). Dla pasków o szerokości do 62,5 mm
na wzrost strat główny wpływ mają straty histerezowe.
Powodem pogorszenia właściwości magnetycznych są naprężenia ściskające powstałe podczas wycinania/wykrawania, na skutek których zmienia się
struktura magnetyczna materiału i wzrasta objętość domen 90° kosztem domen
180° [5]. W związku z tym proces przemagnesowywania wymaga zastosowania
większego zewnętrznego pola magnesującego by przebudować strukturę
149
domenową w obszarze naprężonym wzdłuż linii wykrawania. Jest to powodem
wzrostu strat histerezowych i strat pozostałych [5]. Ruchy ścian domen mają
miejsce przy niższych indukcjach (stroma część krzywej magnesowania)
i w tym zakresie są one głównie odpowiedzialne za straty histerezowe. Przy
indukcjach wyższych w procesie przemagnesowywania dominują procesy związane z obrotami wektorów magnetyzacji domen i wpływ ich na straty histerezowe jest mniejszy. Stąd większy procentowo przyrost stratności widoczny jest
dla niższych wartości indukcji.
Duży wzrost strat histerezowych po cięciu laserem w porównaniu do
przyrostu strat po wykrawaniu wskazuje, że podczas tego procesu do materiału
wprowadzane są większe naprężenia i/lub w większej objętości próbki niż
w przypadku próbek wykrawanych.
Po wykrawaniu, na skutek odkształceń plastycznych powstaje strefa
materiału zdeformowanego (szerokość strefy mierzona od krawędzi wynosi od
0,1 mm dla ostrych ostrzy, do 0,23 mm dla tępych [7]) oraz strefa naprężona,
w której brak jest widocznych odkształceń ziaren. Natomiast po cięciu laserem
wskutek najpierw gwałtownego nagrzania, a następnie równie szybkiego studzenia strumieniem gazu ochronnego lub powietrza powstaje skurcz materiału.
Działanie w krótkim czasie impulsowej wiązki laserowej o dużej gęstości mocy,
wytwarza wzdłuż linii cięcia niestacjonarne pole temperaturowe, o bardzo dużym gradiencie. Bardzo szybkie nagrzewanie doprowadza materiał do wrzenia,
który natychmiast jest chłodzony z dużą szybkością za pomocą gazu towarzyszącego, który wydmuchuje ciekły metal i jego pary ze szczeliny. W tak wysokiej temperaturze w warstwie tej mają miejsce przemieszczenia atomów. W ziarnach wzdłuż linii cięcia, przemieszczanie się atomów powodować może spinanie się dyslokacji krawędziowych. Natomiast na granicach ziaren może powodować ślizganie się jednego ziarna po drugim. Może to doprowadzić nawet
do powstania mikropęknięć. Zjawiska te mogą być powodem znacznego wzrostu dyslokacji i naprężeń przy krawędzi materiału, zmniejszenia się krystalitów
i w efekcie tego, pogorszenia właściwości magnetycznych [1].
Całkowita szerokość stref zdeformowanej i naprężonej zarówno w przypadku wykrawania jak i wycinania jest znacznie szersza i tworzy tzw. strefę
słabo magnetyczną. Dla blachy niezorientowanej wynosi ona ok. 0,6 mm po
wykrawaniu [9], aż do 6,0 mm po cięciu laserem [6]
W przypadku blach ciętych laserem w atmosferze powietrza, proces magnesowania dodatkowo utrudnia tworzący się na skutek chłodzenia powietrzem tlenek żelaza (Fe3O4)– magnetyt, na którego obecność wskazują przeprowadzone badania rentgenowskie (tab. 3). Ponieważ jest on materiałem magnetycznie twardym, do przebudowania jego struktury domenowej potrzebna jest
większa energia zewnętrznego pola magnetycznego, co skutkuje spłaszczeniem charakterystyki magnesowania, spadkiem przenikalności magnetycznej
150
oraz wzrostem strat histerezowych i dodatkowych. Ponadto obce wtrącenia
jakimi są tworzące się na krawędziach cięcia tlenki, mogą działać jak centra
kotwiczące hamujące ruch ścian domenowych, zwiększając dodatkowo koercje
materiału i straty histerezowe.
4. PODSUMOWANIE
Wykonane badania jednoznacznie wskazują, że udział strefy zdegradowanej w wyniku cięcia badanych blach elektrotechnicznych, mierzony liczbą
krawędzi cięcia, ma znaczący wpływ na właściwości magnetyczne blach elektrotechnicznych. Zmniejszanie szerokości pasków wchodzących w skład badanej próbki, a tym samym zwiększanie udziału strefy zdegradowanej, powoduje spłaszczanie krzywych magnesowania oraz spadek maksymalnej przenikalności magnetycznej. Widoczny jest również wzrost strat histerezowych
i dodatkowych.
Negatywny wpływ cięcia/wykrawania na właściwości magnetyczne blach
elektrotechnicznych jest bardziej dostrzegalny w przypadku próbek ciętych laserem niż w przypadku próbek wykrawanych. Ponadto, zauważyć można wpływ
zastosowanej atmosfery osłonowej przy wycinaniu laserowym na stopień pogorszenia właściwości magnetycznych blachy elektrotechnicznej – zastosowanie atmosfery powietrza ma bardziej niekorzystny wpływ na właściwości
magnetyczne blachy niż atmosfera azotu. Najprawdopodobniej wynika to
z tworzenia się na krawędziach cięcia tlenków żelaza, które mogą działać jak
centra kotwiczące hamujące ruch ścian domenowych. Ponadto tlenek żelaza
Fe3O4 wykazuje właściwości magnetycznie twarde, co dodatkowo zwiększa
koercje materiału i straty histerezowe.
Przedstawione wyniki badań jednoznacznie wskazują, że pomimo wielu
zalet wycinanie laserem w większym stopniu pogarsza właściwości magnetyczne blach elektrotechnicznych niż dotychczas masowo stosowane wkrawanie mechaniczne za pomocą wykrojników.
LITERATURA
1. Belhaldj A., Baudouin P., Breaban F., Deffontaine A., Dewulf M., Houbaert Y., Effect of laser
cutting on microstructure and on magnetic properties of grain non-oriented electrical steels,
J. Magn. Magn. Mater. 256, 20 -31, 2003.
2. Dickmann K., Influence of laser cutting process on the magnetic properties of electrical
sheets, Anales de Fisica B, 86, 82, 1990.
151
3. Dupre L.R., Van Kerr R., Melkebeek J.A.A, A study of the influence of laser cutting and
punching on the electromagnetic behaviour of electrical steel sheets using a combined
finite element-dynamic Preisach model., Fourth International Workshop on Electric and
Magnetic Fields, Marseille, France, 12-15 May, 195 - , 1998.
4. Lanotte L., Luponio C., De Iorio I., Tagliaferii V., Tammaro G, Effect of laser cutting on
magnetic properties of grain oriented Fe-Si ribbons, Mater. Sci. Technol., 8, 252-256, 1998.
5. LoBue M., Sasso C., Basso V., Fiorillo F., Bertotti G., Power losses and magnetization
process in Fe -Si non-oriented steels under tensile and compressive stress, J. Magn.
Magn. Mater. 215 - 216, 124-126, 2000.
6. Loisos G., Moses A.J., Effect of mechanical and Nd:YAG laser cutting on magnetic flux
distribution near the cut edge of non-oriented steels, Journal of materials processing
technology, 161, 151-155, 2003.
7. Matheisel Z., Blachy elektrotechniczne walcowano na zimno, WNT Warszawa, 1973.
8. PN-EN 10280:2003 Materiały magnetyczne – Metody pomiaru własności magnetycznych
blach i taśm elektrotechnicznych przy użyciu przyrządu do badań pojedynczego arkusza.
9. Wilczyński W.: Wpływ technologii na właściwości magnetyczne
elektrycznych, Prace Instytutu Elektrotechniki, zeszyt 215/2003.
rdzeni
maszyn
10. Wilczyński W., Szubzda B., Talik S., Lipiec W., Aspects of the punching and laser cutting
effect on the power losses and flux density distribution in electrical steel, Proceedings
of SMM16, 499, Dusseldolf 2003.
Rękopis dostarczono dnia, 15.09.2009 r.
Opiniował: dr hab. inż. Antoni Cieśla
EFFECT OF LASER CUTTING
ON MAGNETIC PROPERTIES
OF ELECTRICAL STEELS
D. GAWORSKA-KONIAREK, B. SZUBZDA,
W. WILCZYŃSKI, J. DROSIK, K. KARAŚ
ABSTRACT
The paper presents the influence of laser cutting
of electrical steels on their magnetic properties. The research was made
on an non-oriented electrical steels M330-50A type. The influence of
applied technological atmosphere during laser cutting on magnetization
characteristics and losses of electrical steels was tested. Measurements
results indicated that application of air as atmosphere has more
destructive effect on magnetic properties of electrical steels than
nitrogen one.
152
Mgr inż. Dominika GAWORSKA–KONIAREK – absolwentka Politechniki Wrocławskiej Wydziału Podstawowych Problemów Techniki. Po ukończeniu studiów pracowała na Politechnice Wrocławskiej w Instytucie Maszyn, Napędów i Pomiarów Elektrycznych przy realizacji dwóch projektów UE: „Mikromaszyny, kompozyty i materiały na bazie nowej generacji dielektromagnetyków” i „Wysokonapięciowe silniki asynchroniczne pracujące w ciekłych gazach naturalnych”. Od 2008 r. pracownik Instytutu Elektrotechniki we Wrocławiu, gdzie zajmuje się badaniami
materiałów magnetycznie miękkich oraz ich zastosowaniem w elektrotechnice.
Dr inż. Bronisław SZUBZDA kierownik Pracowni Materiałów Magnetycznych i Stykowych w Instytucie Elektrotechniki
Oddział we Wrocławiu. Zajmuje się inżynierią materiałową, technikami proszkowymi, elektrochemią. Aktualnie prowadzi prace
z zakresu materiałów do elektrochemicznych magazynów energii
i ich zastosowań. Jest autorem ok. 60 prac z zakresu materiałów
elektrotechnicznych. Brał udział w organizacji wielu naukowych
konferencji krajowych i zagranicznych. Jest Sekretarzem Zarządu
Polskiego Komitetu Materiałów Elektrotechnicznych SEP.
Doc. dr hab. Wiesław WILCZYŃSKI jest pracownikiem naukowym w Instytucie Elektrotechniki. Od początku do
chwili obecnej zajmuje się materiałami magnetycznie miękkimi
(blachami, taśmami amorficznymi i nanokrystalicznymi, ferrytami) ich badaniami, sposobami wytwarzania oraz wpływem
technologii wytwarzania rdzeni magnetycznych na ich właściwości magnetyczne. Jest autorem ok. 100 prac z zakresu materiałów magnetycznych i zastosowania pól magnetycznych oraz
trzech patentów. Brał udział czynny na wielu konferencjach
zagranicznych i krajowych. Obecnie jest Dyrektorem, Instytutu
Elektrotechniki w Warszawie.

wpływ wycinania laserem na właściwości magnetyczne blach

Transkrypt

Podobne dokumenty

Centrum Leczenia Laserem i Medycyna Estetyczna

usługi - Lepsod

SigmaNEST to kompleksowe oprogramowanie CAD/CAM, które

MODEL LJ - uchwyt ze szczęką chroniącą powierzchnię blachy

Strona 7