退火溫度和Si含量對無取向電工鋼磁特性的影響

歐陽頁先，劉 靜，付 兵，程朝陽

(武漢科技大學省部共建耐火材料與冶金國家重點實驗室，湖北 武漢，430081)

近年來，隨著國家對節能環保重視程度的增加，作為電能消耗大戶的電機行業，機電產品朝小型化、高精度化、高效率化方向發展勢在必行，而提升電機鐵芯用軟磁材料(如應用最廣泛的無取向電工鋼)的磁性能則是提高電機效率的重要途徑之一[1-2]。電機損耗主要包括鐵芯損耗(鐵損)和由導線電阻引起的銅損。通常而言，電機功率越低，銅損占比越大，且銅損與勵磁電流的平方成正比，與磁導率成反比。由此可見，提高無取向電工鋼的磁導率和磁感應強度，也是降低電機銅耗的有效途徑之一。

目前，提升無取向電工鋼磁性能的方式主要包括：①提高無取向電工鋼鋼液純凈度，即降低C、S、N和O等雜質元素的含量[3-4]；②優化熱軋工藝，實現熱軋工藝的“三低一高”，即低溫加熱、低溫粗軋、低溫精軋和高溫卷取[5-6]。隨著冶煉水平的不斷提高，國產無取向電工鋼的磁性水平已取得長足進步，產品質量已接近日本新日鐵和JFE公司的水平。然而，高鋼水純凈度必然會造成無取向電工鋼冶煉成本的增加，熱軋工藝“三低一高”則會導致鋼板軋制困難，板形難以保證，進而影響成品板的競爭力。有研究表明，再結晶退火工藝對無取向電工鋼的磁性能也有重要影響[7-8]。另一方面，無取向電工鋼成分、組織及生產工藝等參數對成品板的鐵損、磁感應強度以及磁導率的影響往往是相互矛盾的，尤其在電機全服役磁通密度范圍內。為滿足不同類型電機設計的要求，需要對無取向電工鋼的鐵損、磁感應強度和磁導率進行合理匹配，但目前有關這方面的研究還報道較少。

為此，本文設計了兩組不同含Si量的無取向電工鋼，并在不同溫度下對熱軋板進行再結晶退火，借助磁性能測試和微觀組織表征手段，分析了退火溫度和Si含量對無取向電工鋼的鐵損、磁感應強度和磁導率的影響，研究結果可為電機鐵芯選材設計提供參考。

1 試驗

本研究采用鐵水脫硫、RH真空冶煉、澆鑄成坯、熱軋、酸洗和五道次冷軋工藝，得到0.50 mm厚的無取向電工鋼冷軋板，其化學成分如表1所示，可以看出，試驗鋼A和B除了Si含量不同外，其他元素成分接近。

分別沿垂直于和平行于鋼板軋向的方向截取

表1 試驗鋼的化學成分(wB/%)

若干樣品，置于電阻爐中進行退火處理，溫度范圍為680～940 ℃(每隔20 ℃取一個溫度作為試驗點)，氣氛為體積比為1∶1的N2和H2混合氣體，退火時間為3 min。

參照GB/T 3655—2008，采用Epstain方圈法測試退火試樣的磁性能，為減輕磁各向異性影響，取不同截取方向的試樣各8片(30 mm×300 mm)，測試頻率為50 Hz。采用OLYMPUS GX71金相顯微鏡(OM)觀察退火試樣的微觀組織，并借助Image-Pro Plus 6.0軟件(截距法)測定各試樣所選視場的平均晶粒尺寸。

2 結果與分析

圖1為試驗鋼經不同溫度退火后的磁特性曲線。由圖1可見，兩種Si含量不同的無取向電工鋼的磁化曲線(B-H曲線)、磁導率曲線(μ-B曲線)及鐵損曲線(P-B曲線)形貌相似，且隨著退火溫度的變化規律大致相同。B-H曲線表征了磁化過程磁疇結構變化的三個階段：第一階段為磁疇可逆移動階段(瑞利區，Rayleigh region)，對應的磁化曲線較為平緩，此時磁化較緩慢，當外加磁場強度H較小時，與H方向相近的磁疇開始長大，而與H方向相差較大的磁疇縮小，H減至0時，磁疇結構恢復原狀并失去磁性；第二階段為磁疇不可逆移動階段，即快速磁化階段，磁感應強度B急劇增加，此階段磁疇不連續移動，當H減至0時，磁疇結構不再恢復原狀；第三階段為磁疇轉動階段，即磁疇移動已結束，只能依賴磁疇轉動才能使B增高，直到磁疇方向與磁場方向完全一致時達到磁飽和。由圖1(a)和圖1(d)可知，當退火溫度較低時，試驗鋼的B-H曲線更緩和，磁化速率相對較低，但不同溫度退火樣品的飽和磁感應強度趨于相同。μ-B曲線反映了磁化的快慢程度，不同溫度退火成品的磁導率隨著磁感應強度的增加，均呈現先升高后降低的趨勢，最終趨近于0，且退火溫度越高，成品的起始磁導率和最大磁導率越大，見圖1(b)和圖1(e)。P-B曲線反映了磁化過程的能量損耗，由圖1(c)和圖1(f)可以看出，不同溫度退火樣品的鐵損均隨磁感應強度的增加而增加，且退火溫度越高，鐵損隨磁感應強度的增幅越大，其與材料成分、微觀組織和外加磁場強度等因素有關。

(a)B-H曲線，試驗鋼A (b)μ-B曲線，試驗鋼A (c)P-B曲線，試驗鋼A

(d)B-H曲線，試驗鋼B (e)μ-B曲線，試驗鋼B (f)P-B曲線，試驗鋼B

圖1 試驗鋼的磁特性曲線

Fig.1 Magnetic characteristic curves of the tested steels

試驗鋼的各項磁性能隨退火溫度的變化趨勢如圖2所示。圖2(a)為磁感應強度B為1.5 T時，樣品鐵損值隨退火溫度的變化曲線，可以看出，盡管兩組鋼Si含量不同，但其鐵損P1.5/50均隨退火溫度的升高而降低，且退火溫度低于760 ℃時，試驗鋼A和B的鐵損值相近，隨著退火溫度進一步升高，Si含量更高的試驗鋼B的鐵損值低于試驗鋼A。由圖2(b)所示的磁感應強度B5000與退火溫度的關系曲線可知，隨著退火溫度的升高，兩組試驗鋼的磁感應強度大致呈先增加后降低的趨勢，且Si含量更低的試驗鋼A的磁感應強度明顯要高于試驗鋼B。圖2(c)和圖2(d)分別為試驗鋼最大磁導率μmax和磁導率μ1.5/50與退火溫度的關系曲線，可以看出，試驗鋼A和B的最大磁導率均隨退火溫度的升高而線性增加，低溫下退火時，Si含量高的試驗鋼B的最大磁導率μmax相對較低，隨著退火溫度的升高(820 ℃以上)，Si含量高的試驗鋼B的最大磁導率反而高于試驗鋼A；兩組鋼的磁導率μ1.5/50開始隨退火溫度的升高而增加，到約800 ℃時達到最大值，隨后隨之逐漸降低，且Si含量高的試驗鋼B的磁導率μ1.5/50整體低于試驗鋼A。

(a)P1.5/50-T(b)B5000-T

(c)μmax-T(d)μ1.5/50-T

圖2 試驗鋼磁性能與退火溫度的關系

Fig.2 Relationship between magnetic properties and annealing temperature of the tested steels

圖3所示為試驗鋼經不同溫度退火后的金相組織，試驗鋼晶粒尺寸與退火溫度的關系曲線見圖4。結合圖3和圖4可知，退火溫度越高，兩種鋼的晶粒尺寸越大，且Si含量較低的試驗鋼A的晶粒尺寸略大于試驗鋼B。無取向電工鋼磁化過程包括磁疇的移動和轉動，此過程受到點陣畸變、晶界和夾雜物等因素的影響。在成分相同、冶煉與軋制工藝一致的情況下，退火工藝是影響無取向電工鋼微觀組織結構的重要原因之一。另一方面，鐵芯損耗包括磁滯損耗、渦流損耗和異常損耗，而對于中、低Si含量無取向電工鋼而言，磁滯損耗占比較大，晶粒尺寸作為影響磁滯損耗的主要原因之一，亦為影響中、低Si無取向電工鋼鐵損的重要因素。

(a)試驗鋼A，680 ℃ (b)試驗鋼A，760 ℃ (c)試驗鋼A，940 ℃

(d)試驗鋼B，680 ℃ (e)試驗鋼B，760 ℃ (f)試驗鋼B，940 ℃

圖3 不同溫度退火后試驗鋼的金相組織

Fig.3 Microstructure of the tested steels annealed at different temperatures

圖4 試驗鋼晶粒直徑與退火溫度的關系

Fig.4 Relationship between grain size and annealing temperature of the tested steels

圖5為試驗鋼的各項磁性能與晶粒尺寸的關系。由圖5(a)中鐵損P1.5/50與晶粒尺寸d的關系曲線可知，隨著晶粒尺寸的增加，試驗鋼鐵損P1.5/50逐漸降低，且鐵損降幅隨之減小，這主要是由于晶粒尺寸的增大會導致磁滯損耗降低和渦流損耗增加所致；另外，Si含量更低的試驗鋼A的鐵損值高于同條件下的試驗鋼B，這是因為Si含量越高，試驗鋼電阻率越大，矯頑力Hc越低，進而渦流損耗和磁滯損耗也就更低[9]。

(a) P1.5/50-d

(b) B5000-d

(c) μmax-d

(d) μ1.5/50-d

Fig.5 Relationship between magnetic properties and grain size of the tested steels

圖5(b)為試驗鋼的磁感應強度B5000隨晶粒尺寸的變化曲線，可以看出，在外磁場強度5000A/m作用下，試驗鋼的磁感應強度B趨于飽和，即處于磁化第三階段(磁疇轉動階段)，這主要受磁晶各向異性和鋼成分的影響，隨著退火溫度的升高，晶粒尺寸越大，有利織構(100)和(110)越少，B5000越低[7]；同時，試驗鋼A(0.71%Si)的磁感應強度B5000明顯高于同條件下的試驗鋼B(1.02%Si)，因為Si含量越高，電子磁矩越低，飽和磁感應強度相應地也越低[10]。

圖5(c)和圖5(d)分別為最大磁導率μmax和磁導率μ1.5/50與晶粒尺寸的關系曲線，其中μmax對應的B-H曲線上磁化速率最大值，如圖1(b)和圖1(e)所示，不同溫度退火后，無取向電工鋼最大磁導率μmax對應的磁感應強度在1.0 T左右，處于磁化第二階段(磁疇不可逆移動階段)，該階段與晶粒大小有關，對應的μmax隨晶粒尺寸的增加而增大，這是因為晶粒越大，晶界相應越少，故而磁疇移動阻力越小，無取向電工鋼越容易被磁化；另一方面，當晶粒尺寸相同時，Si含量越高，鋼的矯頑力Hc越低，磁化速率越大，這使得試驗鋼A的最大磁導率μmax要低于試驗鋼B。而磁感應強度為1.5 T時，磁化處于第三階段(磁疇轉動階段)，磁化過程的主要阻力為磁晶各向異性，試驗鋼的磁導率μ1.5/50隨著晶粒尺寸增加，大致呈現先增加后降低的趨勢。這是因為當晶粒尺寸較小時，晶粒越大，晶界越少，磁疇轉動阻力相對較小，對應的磁導率μ1.5/50越高，而隨著晶粒尺寸進一步增大，磁疇面積增加，轉動所需要的轉矩增大，試驗鋼的磁化難度增加，對應的磁導率μ1.5/50也就越小。因此，欲獲得較高的μ1.5/50，應選取合適的退火溫度，以得到適宜的晶粒尺寸范圍。另一方面，當晶粒尺寸大于15 μm時，試驗鋼A的μ1.5/50高于試驗鋼B，這與飽和磁感應強度相關；而晶粒尺寸小于15 μm時，試驗鋼A的μ1.5/50要低于試驗鋼B，這與退火溫度低導致試驗鋼再結晶不充分有關，主要是由于微觀組織和內應力狀態不均勻所造成的。

電機馬達設計過程中，鐵芯用無取向電工鋼的選擇至關重要。電機額定工作磁通密度，一般選擇磁感應強度為1.0 T的最大磁導率附近，這可以降低勵磁電流和線圈電阻銅損，從而提高電機效率；無取向電工鋼再結晶退火過程中，可以適當提高退火溫度以增大晶粒尺寸，以獲得較高的最大磁導率。然而，在電機啟動階段，啟動電流相比額定電流大4～7倍，從而獲得較高的啟動轉矩。在較高電流下，可獲得1.5 T甚至更高的磁通密度。由此可見，高磁通密度的磁導率μ1.5/50對電機的啟動性影響較大，故可以選擇合適的退火溫度來獲得最佳的晶粒尺寸范圍，從而得到較高的磁導率μ1.5/50。

3 結論

(1)本研究用無取向電工鋼的磁導率開始隨磁感應強度的增大而增加，到磁感應強度為1.0 T附近后開始降低，最終趨近于0，鐵損則隨磁感應強度的增大而增大。

(2)隨著再結晶退火溫度的升高，無取向電工鋼的晶粒尺寸增大，最大磁導率μmax增加，鐵損P1.5/50降低，磁導率μ1.5/50則呈現先增加后降低的趨勢。由此可見，若想提高無取向電工鋼的磁導率μ1.5/50，應選擇合適的退火溫度，來獲得最佳晶粒尺寸。

(3)當無取向電工鋼中Si含量更高時，相同退火溫度下，其鐵損P1.5/50、磁感應強度B5000和磁導率μ1.5/50相對較低，只有當退火溫度高于800 ℃時，其最大磁導率μmax也相應的更大。

(4)根據電機類型與實際工作狀況，應選擇不同磁特性的無取向電工鋼。對于頻繁啟動的電機，應選擇Si含量低、晶粒尺寸合適且磁導率μ1.5/50較高的無取向電工鋼制作鐵芯；對于不頻繁啟動且功率較大的電機，應選擇Si含量高、大晶粒、鐵損低且最大磁導率μmax高的無取向電工鋼制作鐵芯。