WO2024136105A1 - 방향성 전기강판 및 그의 제조 방법 - Google Patents

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김우신
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Definitions

  • It relates to grain-oriented electrical steel sheets and their manufacturing methods. More specifically, it relates to a method of manufacturing grain-oriented electrical steel sheets with excellent iron loss characteristics while preventing surface damage by irradiating overlapping lasers with different wavelengths on the surface of electrical steel sheets that have undergone secondary recrystallization.
  • Grain-oriented electrical steel has excellent magnetic properties and is used as an iron core material for transformers.
  • This grain-oriented electrical steel sheet undergoes a rolling and annealing process unique to the electrical steel manufacturing process to form a Goss texture recrystallized in the ⁇ 110 ⁇ ⁇ 001> orientation throughout the steel sheet.
  • the world is strengthening the calculation levels of greenhouse gas emissions day by day.
  • the factor affecting the greenhouse gas emissions calculation level is related to the improvement in efficiency when using electrical steel sheets.
  • the iron loss and magnetic flux density of the electrical steel sheet i.e., magnetic properties, are important factors in the efficiency of the transformer iron core.
  • the magnetic flux density of an electrical steel sheet can be significantly affected by the manufacturing process of the electrical steel sheet because the degree to which crystal axes that are easy to magnetize are gathered in the crystal structure, that is, the higher the crystal orientation, the higher the magnetic flux density.
  • the W17/50 [W/kg] value measured when a magnetic field with a frequency of 50 Hz is applied at a maximum magnetic flux density of 1.7 T is called the guaranteed iron loss value of the iron core material, and this value is a measure of the iron loss of the electrical steel sheet. It is generally used as However, when designing a transformer, the W15/50 [W/kg] value measured when a magnetic field with a frequency of 50 Hz is applied at a lower maximum magnetic flux density of 1.5 T is sometimes used. In transformers, the lower the core loss value, the better the efficiency.
  • iron loss is evaluated as a more important indicator because the process technology for securing high magnetic flux density through upward standardization of the manufacturing process of electrical steel sheets has been developed to the extent that it can support the efficiency of transformers.
  • This iron loss is divided into eddy current loss and hysteresis loss, and hysteresis loss tends to decrease when the magnetic flux density is high, so eddy current loss plays an important role in controlling the overall iron loss in grain-oriented electrical steel sheets.
  • eddy current loss is divided into classical eddy current loss and abnormal eddy current loss.
  • Classical eddy current loss is proportional to the thickness of the steel sheet, so the thinner the steel sheet is, the classical eddy current loss decreases. Therefore, controlling abnormal eddy current loss has become an important technology for reducing iron loss.
  • Refining the magnetic domains in electrical steel means the process of dividing crystal particles with one magnetic domain into multiple magnetic domains by applying physical stimulation to them.
  • Methods for refining the magnetic domain include laser irradiation, electron beam irradiation, plasma processing, etching, or roll press fitting. And, depending on whether the magnetic domain refinement effect is maintained even after stress relief annealing (SRA) is performed after such magnetic domain refinement treatment, it is divided into permanent magnetic domain refinement and temporary magnetic domain refinement.
  • SRA stress relief annealing
  • the magnetic domain refinement process may be performed before the decarburization process or after the insulation coating.
  • Corrosion occurring in areas that have been physically stimulated on the surface of an electrical steel sheet means that the insulating film on the surface has been peeled off and the base material of the electrical steel sheet has been exposed. If this is laminated as an iron core and used as is, the insulating film formed on the surface of the electrical steel sheet is destroyed, destroying the top and bottom surfaces. The laminated iron core becomes electrically conductive, and in this case, there is a possibility that the transformer may explode.
  • It relates to grain-oriented electrical steel sheets and their manufacturing methods. More specifically, it relates to a method of manufacturing grain-oriented electrical steel sheets that prevent surface damage and at the same time have excellent iron loss characteristics by irradiating overlapping lasers with different wavelengths on the surface of electrical steel sheets that have undergone secondary recrystallization.
  • the magnetic domain refinement method of a grain-oriented electrical steel sheet includes a first beam spot formed by irradiating a first laser beam of a first wavelength, and a spot formed by irradiating a second laser beam of a second wavelength.
  • a deformed portion is formed by irradiating an overlapping laser beam, which is made up of two beam spots and is formed by controlling the first beam spot so that part or all of it is located inside the second beam spot, to the surface of the electrical steel sheet.
  • the first laser of the overlapping laser beam is a short-wavelength laser and the second laser is a long-wavelength laser with a longer wavelength than the short-wavelength laser.
  • the magnetic domain refinement method of a grain-oriented electrical steel sheet according to another embodiment of the present invention applies an overlapped laser beam of a first laser and a second laser simultaneously to the surface of an electrical steel sheet on which secondary recrystallization has been performed in a direction perpendicular to or inclined to the rolling direction. is irradiated to form a linear deformation part.
  • the beam shape of the first laser or the second laser is preferably either elliptical or circular.
  • the first laser is preferably one of an optical fiber laser, a YAG laser, or a disk laser
  • the second laser is a CO 2 laser
  • the beam spot is preferably 10 to 200 ⁇ m in width and elliptical or circular in length less than or longer than the length of the CO 2 laser beam spot.
  • the beam spot is preferably an elliptical beam spot with a width of 100 to 400 ⁇ m and a length of 0.4 to 20 mm.
  • the irradiation interval is preferably 2 to 10 mm, and the scanning speed is preferably 0.1 to 300 m/sec.
  • the inclination direction of these overlapping laser beams is ⁇ 10° or less.
  • the output of the fiber laser, which is the first laser is preferably 10 to 150 W
  • the output of the YAG laser is 10 to 250 W
  • the output of the CO 2 laser, which is the second laser is preferably 200 to 500 W.
  • a grain-oriented electrical steel sheet according to another embodiment of the present invention includes an electrical steel sheet base material;
  • It includes an insulating film layer located on the electrical steel sheet base, one or more linear deformation parts are formed on the surface of the electrical steel sheet base, and the natural corrosion potential of the electrical steel sheet is (-) 350 mv or more.
  • a glass film layer may be further formed between the electrical steel sheet substrate and the insulating film layer.
  • this electrical steel sheet is (-) 50 to (-) 300 mV.
  • a re-solidified layer is formed on the surface of the insulating film layer.
  • the thickness of this re-solidified layer is preferably within 20% of the cross-sectional thickness of the insulating film layer.
  • the W15/50 iron loss improvement rate of the electrical steel sheet according to an embodiment of the present invention is preferably 6% or more, and the W17/50 iron loss improvement rate is preferably 9% or more.
  • a grain-oriented electrical steel sheet includes an electrical steel sheet base material; and an insulating film layer located on the electrical steel sheet base, wherein one or more linear deformation parts are formed on the surface of the electrical steel sheet, and a re-solidification layer is formed on the surface of the insulating film layer on top of the linear deformation part.
  • a glass film layer may be further formed between the electrical steel sheet substrate and the insulating film layer.
  • the thickness of the insulating film layer on the top of the deformed part is 60% or more of the thickness of the insulating film layer on the top of the area where the deformed part is not formed.
  • the re-solidification layer is mainly composed of silicon oxide, and the insulating film layer is mainly composed of phosphate or colloidal silica.
  • the thickness of the re-solidified layer is preferably within 20% of the cross-sectional thickness of the insulating film layer.
  • magnetism by performing optimal magnetic domain refinement using overlapping lasers with different wavelengths, magnetism can be further improved and damage to the surface of the steel sheet can be sufficiently suppressed.
  • the magnetic domain refinement method uses a CO 2 laser as a long-wavelength laser to stably preheat a steel sheet without destroying the film layers, and uses a fiber laser as a short-wavelength laser to heat the steel sheet without considering the thickness of the film layer. Residual stress due to thermoelastic deformation of the steel sheet can be induced to exactly the width required to form the looped domain, making it possible to precisely refine the magnetic domain.
  • the magnetic domain refinement method simultaneously irradiates the surface of a steel sheet on which secondary recrystallization has been completed with lasers with different wavelengths in an overlapping state to maximize thermal shock in the thickness direction even under low laser power conditions, thereby achieving low and high magnetic fields. It is possible to provide a directional magnetic domain refinement product with excellent iron loss.
  • Figure 1 is a graph showing the light absorption rate of a steel sheet according to the laser wavelength.
  • Figure 2 is a schematic diagram showing the concept of magnetic domain refinement for forming deformed parts using overlapping lasers with different wavelengths according to an embodiment of the present invention.
  • Figure 3 is a schematic diagram showing a case where beam spots of overlapping lasers with different wavelengths are scanned on a steel plate according to an embodiment of the present invention.
  • Figure 4 is a schematic diagram showing the energy density when beam spots of overlapping lasers with different wavelengths are scanned on a steel plate according to an embodiment of the present invention.
  • Figure 5 is a diagram showing a working electrode of a device for measuring the natural corrosion potential of a steel plate according to an embodiment of the present invention.
  • Figure 6 is a diagram showing a device for measuring the natural corrosion potential of a steel plate according to an embodiment of the present invention.
  • first, second, and third are used to describe, but are not limited to, various parts, components, regions, layers, and/or sections. These terms are used only to distinguish one portion, component, region, layer or section from another portion, component, region, layer or section. Accordingly, the first part, component, region, layer or section described below may be referred to as the second part, component, region, layer or section without departing from the scope of the present invention.
  • the purpose is to prevent surface damage and at the same time provide excellent iron loss characteristics by irradiating overlapping lasers with different wavelengths on the surface of an electrical steel sheet.
  • the method of refining magnetic domains using a laser is preferred.
  • the magnetic domain refinement process of the grain-oriented electrical steel sheet is performed along the vertical or inclined direction of the rolling direction (RD direction) of the steel sheet over the entire length of the electrical steel sheet, that is, along the width direction (TD direction) of the steel sheet.
  • a deformed part 10 or a line-shaped deformed part is formed by irradiating a laser.
  • the linear deformation part includes not only solid lines but also intermittent ones such as dotted or broken lines, and includes all deformation parts that are substantially linear, including zigzag shapes when viewed microscopically but straight lines when viewed macroscopically.
  • the formation of a deformed zone in a steel sheet by a laser refers to the deformation of the crystal lattice caused by thermal shock from laser irradiation, and this deformation of the crystal lattice is formed in the process of locally rapidly heating and immediately cooling the steel sheet by the laser. At this time, the heating rate of the steel sheet is proportional to the energy density (power density) per unit time of the laser.
  • the deformation of the crystal lattice due to thermal shock during laser irradiation increases as the total laser irradiation energy increases, so when energy exceeding the amount required for magnetic domain refinement is irradiated to the steel sheet, the heat source exceeding that required for forming the looped domain spreads to the surrounding area, causing magnetic deformation. It gets bigger. Therefore, the deformation of the crystal lattice due to thermal shock during laser irradiation requires exactly the amount of lattice strain energy required to form the looped domain, and in order to suppress heat diffusion, it is desirable to irradiate the laser incident energy to a narrow area for a shorter period of time.
  • the interaction conditions between the laser beam and the steel sheet are affected by the characteristics of the laser and the absorption rate of the laser beam on the steel sheet.
  • the absorption rate of the laser beam is affected by the surface roughness of the steel sheet, the temperature of the steel sheet, the absorption characteristics of the film on the surface of the steel sheet, and the laser wavelength.
  • the manufacturing conditions of the grain-oriented electrical steel sheet that forms the film are kept constant, the surface roughness of the steel sheet, the temperature of the steel sheet, and the absorption characteristics of the surface film of the steel sheet will be constant, and in this case, the absorption rate of the steel sheet of the laser beam depends on the wavelength of the laser. .
  • the laser absorption rate of the steel sheet is approximately 35 to 40% when the wavelength is short (e.g., YAG or Fiber laser with 1.06 ⁇ m), while for long wavelength (e.g., CO 2 laser with 10.6 ⁇ m) In this case, it appears relatively low, approximately 5 to 10%.
  • an insulating film composed mainly of phosphate and silica with a thickness of several to several tens of micrometers is formed on the surface of the electrical steel sheet subject to magnetic domain refinement treatment.
  • These films absorb relatively little laser beams for short-wavelength lasers (e.g., 1.06 ⁇ m YAG or fiber lasers), but show large absorption for long-wavelength lasers (e.g., 10.6 ⁇ m CO 2 lasers).
  • the thickness of the insulating film must be considered in a long-wavelength laser, but the thickness of the insulating film needs to be considered less in a short-wavelength laser than in a long-wavelength laser.
  • short-wavelength lasers and long-wavelength lasers have different characteristics. Therefore, when using a short-wavelength laser and a long-wavelength laser simultaneously, only the advantages of each laser applied to magnetic domain refinement are exerted preferentially without side effects, causing a mutual synergy effect.
  • overlapping use of heterogeneous lasers means that two or more lasers with different wavelengths are used to irradiate the laser beam on the surface of the steel sheet, and the spot of one laser beam formed on the surface of the steel sheet is partially within the spot of the other laser beam. Or it means that everything is located. Accordingly, in one embodiment of the present invention, overlapping lasers with different wavelengths include not only those where the spots of different laser beams are completely overlapped within the spot of one laser beam but also partially overlapped.
  • the short-wavelength laser is the main laser and is called the first laser (A)
  • the long-wavelength laser is the first laser.
  • the auxiliary laser which has a longer wavelength, is called the second laser (B).
  • the first laser (A) which is a short-wavelength laser, can use a laser with a relatively short wavelength, for example, optical fiber (Er-Fiber, Yb-Fiber, Tm-Fiber) laser, YAG (Nd:YAG, Yb:YAG) laser. , ruby laser and sapphire laser can be used.
  • a disk laser (1.03 ⁇ m), a diode laser (0.808 ⁇ 0.980 ⁇ m), or a UV laser (0.150 ⁇ 0.355 ⁇ m) can be used as the first laser (A).
  • the second laser (B) which is a long-wavelength laser
  • a laser with a relatively longer wavelength than a short-wavelength laser is used.
  • a CO 2 laser is preferred as the second laser.
  • any laser with a longer wavelength than the first laser can be used as the second laser.
  • a UV laser (0.150-0.355 ⁇ m) is used as the first laser
  • a YAG laser may be used as the second laser.
  • the magnetic domain refinement method using the overlapping laser 30 will be described in more detail, taking as an example the case of using a fiber laser as the first laser (A) with a short wavelength and a CO 2 laser as the second laser (B) with a long wavelength. .
  • the first laser (A) uses a short laser wavelength with a relatively high laser absorption rate for the steel plate, so the incidence is sufficient to cause residual stress due to lattice deformation and thermoelastic deformation exactly as required to form the looped domain. It is possible to irradiate energy to a narrow area for a shorter period of time.
  • the optical fiber laser used as the first laser (A) has a narrow incident energy range, so heat diffusion to the surroundings can be suppressed and unnecessary thermal deformation can be minimized.
  • the CO 2 laser which is the second laser (B)
  • the CO 2 laser can be used with an average output of hundreds of W to several KW or more depending on the speed of the steel sheet, and can easily induce thermoelastic deformation in the irradiated portion of the steel sheet.
  • the CO 2 laser, which is the second laser (B) has a high absorption rate for the insulating film made of phosphate and silica, so it can stably pass through the film layers. Therefore, the CO 2 laser, which is the second laser (B), can stably induce thermoelastic deformation of the steel sheet without destroying the insulating film layers, making it suitable for serving as a kind of preheating.
  • the CO 2 laser which is the second laser (B)
  • the CO 2 laser has a low laser absorption rate for the steel sheet
  • the area that provides thermal shock to the steel sheet is too wide and magnetic domain refinement does not occur easily, so a fiber laser with a relatively short wavelength is used as the first laser.
  • A is used as the main laser for magnetic domain refinement, and the CO 2 laser with a relatively long wavelength is used as an auxiliary laser that acts as a kind of preheating to the extent of inducing thermoelastic deformation of the steel sheet.
  • a short-wavelength fiber laser was selected as the first laser (A) and used as the main laser for magnetic domain refinement is that the laser absorption rate on the surface of the steel plate is high, so a strong compressive stress zone is formed in the laser irradiated area, and in this compressive stress zone, the magnetic field is This is because lancet domains (reflux domains) can be easily formed to reduce elastic energy.
  • a 180° magnetic domain (opposite magnetic pole of the lancet magnetic domain) is formed by magnetoelastic energy in the surface direction, and a 90° magnetic domain is formed to reduce the magnetic elastic energy in the direction of the plate thickness. As the gap narrows, abnormal eddy current loss is consequently reduced.
  • the magnetic domain refinement method uses a short-wavelength optical fiber laser as the first laser to induce residual stress due to thermoelastic deformation of the steel sheet with a width exactly as required for forming the looped domain.
  • accurate magnetic domain refinement is possible, and by using a long-wavelength CO 2 laser as the second laser, it is possible to stably preheat the steel sheet without destroying the coating layers.
  • the short-wavelength fiber laser which is the first laser (A)
  • the CO 2 laser which is the second laser (B) with a long wavelength
  • the CO 2 laser has the advantage of having a wide final beam width and a relatively low laser absorption rate in the steel plate, but a deep depth of focus. Therefore, when these two laser beams are overlapped and irradiated at the same time, the laser absorption rate within the steel sheet can be further increased.
  • the beam spot of the optical fiber laser which is the short-wavelength first laser (A) irradiated to the surface of the steel plate, preferably has a shape close to a circle, and its diameter is preferably 10 to 200 ⁇ m.
  • the beam spot of the fiber laser has a width (length in the “RD direction” in FIG. 2) of 10 to 200 ⁇ m and a length (length in the “TD direction” in FIG. 2) of the CO 2 laser, which is the second laser (B). It can be used less than or longer than the beam spot length.
  • the beam width of the optical fiber, which is the first laser (A) decreases to less than 10 ⁇ m, energy density is concentrated in a narrow area, which may lead to inferiority in magnetic flux density and iron loss, and the optical system structure becomes complicated.
  • the beam width of the optical fiber, which is the first laser (A) increases by more than 200 ⁇ m, the thermal effect in the longitudinal direction of the steel sheet increases and the magnetic flux density may decrease, which is not desirable.
  • the beam spot of the CO 2 laser which is the long-wavelength second laser (B) irradiated to the surface of the steel sheet, has a beam width (length in the “RD direction” in FIG. 2) of 100 to 400 ⁇ m and a beam length (in FIG. 2).
  • An oval shape with a length in the “TD direction” of 0.4 to 20 mm is preferred.
  • the beam spot of the long-wavelength CO 2 laser can be used as a circular shape with a radius of 100 ⁇ m or more.
  • the mirror optical system becomes complicated like that of a fiber laser, and if it becomes larger than 400 ⁇ m, the thermal effect in the longitudinal direction of the steel sheet increases and the magnetic flux density decreases. Not desirable.
  • the reason for limiting the size of the beam spot of the CO 2 laser, which is the long-wavelength second laser (B), is that when the laser is scanned at high speed on the surface of a high-speed moving steel sheet, the thermal deformation effect of the laser beam acting on the steel sheet is maintained. This takes into account the scope.
  • a CO 2 laser using the first laser (A), a fiber laser, and the second laser (B), a CO 2 laser, means that the first laser (A) with a small beam spot irradiates the surface of the steel sheet.
  • the beam spot is controlled to be located within the range of the large second laser beam (B). That is, the different types of laser beam spots 20 irradiated on the surface of the steel sheet are visible from a planar view as shown in FIG. 3, and the first laser beam is anywhere within the range of the CO2 laser beam, which is the second laser B with a large beam spot.
  • the beam is said to be “overlapping,” and furthermore, the fiber laser beam (the first laser (A)) is partially located within the range of the CO 2 laser beam (the second laser (B)). This means that the beams are “overlapping”.
  • the position of (b) among the Gaussian shapes (a, b, c) of the short-wavelength first laser beam (A) is simultaneously located at a place where the intensity of the long-wavelength second laser beam (B) is high. It is preferable, and in this case, in the present invention, it means that the overlapping lasers 20 of different wavelengths irradiated on the surface of the steel plate are “simultaneously overlapped.”
  • the oscillation mode of the laser beam used in one embodiment of the present invention is preferably a continuous wave laser that generates laser light continuously for both the first laser (A) and the second laser (B).
  • a pulse laser can also be used.
  • the quality of the laser beam used is preferably the Gaussian mode of TEM 00 for both the first laser (A) and the second laser (B), but the multi transverse mode of TEM0i can also be used.
  • the overlapping laser beam 20 of different wavelengths irradiated on the surface of the steel sheet according to an embodiment of the present invention can minimize the thermal effect in the longitudinal direction of the steel sheet while maximizing the thermal shock in the thickness direction, so the beam shape of each laser There is no specific limitation on beam quality.
  • the output of the first laser (A), a fiber laser, is preferably 10 to 150 W
  • the output of the second laser (B), CO 2 is preferably 200 to 500 W
  • its output is preferably 10 to 250 W.
  • the output range of each laser specifies the laser output conditions when the steel sheet progresses at a speed of 15 mpm, and it is desirable to optimally control the laser output value according to the steel sheet progress speed.
  • the spacing is preferably 2 to 10 mm, and the inclination angle in the rolling direction is ⁇ 10° or less is preferable, and the scanning speed is preferably 0.1 to 300 m/sec.
  • the irradiation interval of the overlapping laser beams 20 irradiated to the surface of the steel sheet is too narrow to less than 2 mm, the influence of the heat-affected zone increases, resulting in inferior magnetic flux density and iron loss, and if the irradiation interval is 10 mm or more, it is difficult to secure the magnetic domain refinement effect. It is not easy to exert the effect due to the poor thermal shock effect.
  • the overlapping laser beam 20 on the surface of the steel sheet when irradiating the overlapping laser beam 20 on the surface of the steel sheet, it can be irradiated at a right angle or in an inclined direction to the rolling direction of the steel sheet, and the inclined angle in the rolling direction is preferably ⁇ 10° or less. If overlapping laser beams are irradiated at an angle inclined beyond this angle, the necessary magnetic domain refinement effect may not appear.
  • the scanning speed of the overlapping laser is the same as the moving speed of the steel sheet. As the progressing speed increases, the scanning speed must become faster, so 0.1 to 300 m/sec is preferable, and this speed refers to the value exemplified under the 15mpm condition.
  • Another embodiment of the present invention includes an electrical steel sheet base and an insulating film layer located on the electrical steel sheet base, one or more linear deformation parts are formed on the surface of the electrical steel sheet base, and the natural corrosion potential value of the steel sheet is ( -) Provides grain-oriented electrical steel with a rating of 350 mV or higher.
  • a glass film layer may be further formed between the electrical steel sheet base and the insulating film layer.
  • the glass film layer is mainly composed of forsterite
  • the insulating film layer is mainly composed of phosphate and colloidal silica.
  • the main ingredient means that forsterite contains 0.7 g/m2 or more in terms of the amount of oxygen applied to one side of the surface of the steel sheet, and in the case of phosphate in the insulating film, it means that it contains 0.1 g/m2 based on the amount applied to one side of the surface of the steel sheet.
  • the colloidal silica in the insulating film contains more than 0.1 g/m2 based on the amount applied to one side of the steel sheet surface.
  • the natural corrosion potential value measures the potential of an open circuit, and is measured by the open circuit potential measurement method commonly used by ordinary engineers.
  • the natural corrosion potential value is measured according to the Open Circuit Potential (OCP) method.
  • OCP Open Circuit Potential
  • the measurement conditions for the natural corrosion potential value are preferably expressed as the results measured after maintaining the temperature for 600 seconds (10 minutes) in a 3.5% NaCl solution maintained at a constant temperature of 30°C.
  • the natural corrosion potential value of the steel plate on which the linear deformation portion 10 according to the present invention is formed is (-) 350 mV or more, which means that corrosion does not occur easily with a value between “0” and (-) 350 mV. means that At this time, the linear deformation formed in the electrical steel sheet means that at least one linear deformation part is formed on the exposed surface of the specimen to be measured that is exposed to the electrolyte.
  • the more preferable natural corrosion potential value of the electrical steel sheet is (-) 50 to (-) 300 mV. In this way, if the natural corrosion potential value of the electrical steel sheet is more than (-) 50 mV, the formation of the linear deformation zone is incomplete and the necessary iron loss characteristics may not be secured. In addition, if the natural corrosion potential of the electrical steel sheet is less than (-) 300 mV, the corrosion characteristics may be slightly reduced even if a linear deformation zone is formed.
  • the linear deformation portion 10 is irradiated by a long-wavelength second laser B.
  • the part with a large beam width by the short-wavelength first laser (A) and the part with a small beam width by the short-wavelength first laser (A) refer to a deformed part formed by the commonly overlapping beam spot 20, and the width of this deformed part is the short-wavelength first laser beam (A). It has a value equal to or close to the beam width or beam diameter of A).
  • the insulating film layer is partially melted and then re-solidified on the upper part of the linear deformation part 10 formed on the steel sheet, that is, on the surface of the insulating film layer directly contacted by the overlapping laser beam. This is formed.
  • the re-solidification layer formed on the surface of this insulating film layer is mainly formed directly below the portion irradiated by the overlapping laser beam 20, and this re-solidification layer is intermittently or continuously along the trajectory along which the overlapping laser beam 20 is scanned. It may appear in a linear form.
  • Such a partial re-solidification layer is a phenomenon that does not occur when each of the second lasers (CO 2 laser) or the first laser (fiber laser) constituting the overlapping laser beam is irradiated separately.
  • the first laser (fiber laser) is irradiated alone at a high power enough to secure effective iron loss, some re-solidification layer appears, but even in this case, the surface is peeled off and damaged, such as blisters on the surface of the insulating film layer, resulting in a natural appearance.
  • the corrosion potential value appears to be very low.
  • the natural corrosion potential value in the deformed part is (-) 700 mV or less, so it is easily corroded. It can happen.
  • a partial re-solidification layer can be formed with only approximately 70% of the output of the first laser (fiber laser) constituting the overlapping laser.
  • a partial re-solidification layer appears on the insulating film layer when irradiating overlapping laser beams like this is because the vaporization point of phosphate constituting the insulating film is low, phosphorus is vaporized first when irradiating overlapping laser beams, and silicon oxide composed of Si and O It is believed that they are re-solidified in an amorphous state. In this way, when an amorphous re-solidification layer is formed on the surface of the insulating film layer, corrosion characteristics are believed to be improved due to the inherent properties of the amorphous state.
  • the thickness of the re-solidification layer of the insulating film layer formed by irradiating the overlapping laser beam 20 on the surface of the steel sheet is preferably within 20% of the average cross-sectional thickness of the insulating film layer.
  • the absolute thickness of the insulating film layer becomes thin, which may adversely affect corrosion resistance, and the tension effect caused by the insulating film layer may be reduced, resulting in inferior iron loss. It is desirable to limit it to a range.
  • the partial re-solidified layer is formed on more than 20% of the entire surface of the insulating film layer, it is undesirable because the damage to the insulating film layer is further expanded and the tension effect of the insulating film layer is lost.
  • a partial re-solidification layer is formed in the insulating film layer, it can be seen that the energy absorption rate by the laser is sufficiently provided to the steel sheet.
  • the thickness of the insulating film layer on the top of the deformed part of the steel sheet is 60% or more of the thickness of the insulating film layer on the top of the area where the deformed part is not formed.
  • the thickness of the film layer in the deformed area formed on the steel plate is less than 60%, iron loss may be deteriorated due to corrosion resistance deterioration and tension reduction effect due to the decrease in film thickness.
  • the W15/50 iron loss improvement rate of this steel sheet is preferably 6% or more. If the W15/50 improvement rate is lower than this, it is difficult to expect the desired iron loss reduction effect because the laser absorption rate of the steel sheet is low.
  • the W17/50 iron loss improvement rate of this steel sheet is 9% or more. If the W17/50 iron loss improvement rate is lower than this, it is difficult to expect the desired iron loss reduction effect because the laser absorption rate of the steel sheet is low.
  • the chemical composition and metal structure of the slab are not separately limited as long as the easy axis of magnetization is aligned in a certain direction to function as an electrical steel sheet.
  • the chemical composition of the slab is as follows.
  • C 0.08% or less (excluding 0%), Si: 1.0 to 6.5%, Mn: 0.005 to 3.0%, (sum of any one or more of Nb, V, and Ti); 0.070% or less, (sum of any one or more of Cr, Sn, Sb): 2.5% or less, Al: 2.0% or less (excluding 0%), (sum of any one or more of P, S): 0.100% or less (0 % is excluded), (Total of Cu and Sn): 1.0% or less, total rare earth elements and other impurities include 0.2% or less, and the balance consists of Fe.
  • Carbon (C) is an element that is inevitably mixed in steel, but it deteriorates magnetic properties due to self-aging, so it is desirable to control its content to an appropriate level. If the content of C in the steel sheet is too small, phase transformation does not occur sufficiently during the manufacturing process, which can cause the microstructure of the steel sheet to become non-uniform and eventually cause the secondary recrystallization pattern to become unstable. If too much C is included, carbides become coarse and precipitate during the manufacturing process. If the amount is excessive, as a result, sufficient decarburization is not achieved, which may reduce the degree of integration of the Goss texture and damage the secondary recrystallization texture. Therefore, the C content of the steel sheet is 0.08% or less, more preferably 0.001 to 0.040%.
  • Silicon (Si) is the basic composition of grain-oriented electrical steel and plays a role in lowering iron loss by increasing the resistivity of the steel sheet. If it is less than 1.0%, the specific resistance decreases, the eddy current loss increases, and the iron loss characteristics deteriorate, so the effect of adding Si cannot be expected. If it is more than 6.5%, the brittleness of the steel sheet increases and the toughness decreases, which may cause sheet fracture during the rolling process. In addition, nitrides are not sufficiently formed during the manufacturing process, making it impossible to secure sufficient grain suppression required for secondary recrystallization during the final high-temperature annealing process. Therefore, 1.0 to 6.5% of Si is preferable.
  • Manganese (Mn) has the effect of reducing total iron loss by increasing resistivity and reducing eddy current loss. It not only reacts with S in a lull state to create Mn-based sulfide, but also reacts with nitrogen introduced through nitriding treatment with Si. By forming precipitates of (Al, Si, Mn) N, it not only suppresses the growth of primary recrystallized grains and causes secondary recrystallization, but is also an important element that affects the surface quality of the final product. However, if too little Mn is included, the surface quality of the final product may deteriorate.
  • Mn is preferably 0.005 to 3.0%.
  • Niobium (Nb), vanadium (V), and titanium (Ti) are elements that react with C and N during the manufacturing process to form precipitates, but if too much is added, they remain in the steel sheet even after secondary recrystallization annealing, deteriorating the magnetic properties of the steel sheet. Therefore, it is desirable to control the total of one or more elements selected from Nb, V, and Ti to 0.05% or less.
  • Total of one or more of Cr, Sn, and Sb 2.5% or less
  • Chromium (Cr) is added to reduce iron loss by promoting the formation of Goss texture, and Sn is added to suppress grain growth and ultimately improve magnetic flux density.
  • antamone (Sb) has the effect of stabilizing secondary recrystallization by segregating at grain boundaries and suppressing the growth of grains. Since these three elements are all related to the formation of a secondary recrystallization structure, it is desirable to control Sn, Sb, and Cr to a total of 2.5% or less.
  • Aluminum (Al) in addition to the Al-based nitride precipitated during the manufacturing process, combines with N introduced through nitriding during the primary recrystallization process and Al, Si, and Mn present in solid solution in the steel to form (Al, Si, Mn)N. And it acts as a strong grain growth inhibitor by forming nitride in the form of AlN.
  • Al Al
  • Si Si
  • Mn metal-organic nitride
  • it acts as a strong grain growth inhibitor by forming nitride in the form of AlN.
  • Total of at least one of P and S 0.1% or less (0% is excluded)
  • Phosphorus (P) segregates at grain boundaries and plays an auxiliary role in hindering the movement of grain boundaries and suppressing grain growth, and if too much S is added, it makes secondary recrystallization formation unstable.
  • P and S are elements that are inevitably added in the process of manufacturing electrical steel sheets, and it is desirable to control the total of P and S to 0.1% or less.
  • Copper (Cu) plays a role in improving the texture by being partially dissolved within the crystal grains. If the Cu + Sn content is excessive, it can segregate at the grain boundaries and form a liquid phase at high temperatures, so the total amount of Cu and Sn should be less than 0.1%. Control is desirable.
  • Total rare earth elements and other impurities are less than 0.2%)
  • the grain-oriented electrical steel sheet according to an embodiment of the present invention may contain rare earth elements such as cerium (Ce) or praseodymium (Pr) and other impurities, and no matter what rare earth elements and impurities are included, the total amount is preferably 0.2% or less.
  • Rare earth elements and unavoidable impurities refer to impurities that are intentionally added or unavoidably mixed during the manufacturing process of steelmaking and grain-oriented electrical steel sheets. Since the inevitable impurities are widely known, detailed descriptions are omitted.
  • the addition of elements other than the above-described alloy components is not excluded, and various elements may be included within a range that does not impair the technical spirit of the present invention. If additional elements are included, they are included by replacing the remaining Fe.
  • the steel sheet having the above composition is manufactured into a slab by continuous casting and hot rolled by heating in a conventional manner.
  • the hot rolled sheet is selectively annealed as needed and then cold rolled to produce cold rolled steel sheet with a thickness in the range of 0.1 to 0.5 mm.
  • cold rolling can be performed once or at least twice with intermediate annealing in between.
  • Primary recrystallization annealing is performed on the cold-rolled steel sheet described above through a simultaneous decarburization or post-decarburization process.
  • the structure of the cold rolling deformed during the annealing process includes recrystallization and becomes decarbonitized.
  • steel sheets are decarbonized and annealed in a mixed gas atmosphere containing nitrogen, hydrogen, and moisture.
  • nitriding treatment to introduce nitrogen ions into the steel sheet using ammonia gas may be performed after decarburization.
  • the dew point temperature of the atmospheric gas is set to 40 ⁇ 70°C in the range of 700 ⁇ 900°C for the cold rolled steel sheet charged into the furnace, and the Fe 2 SiO 4 /SiO 2 ratio on the surface is controlled to 0.5 ⁇ 3.0 to produce electrical steel sheets. Forms an oxide layer on the surface.
  • an annealing separator based on MgO is applied to the surface of the electrical steel sheet.
  • the steel sheet coated with the annealing separator is heated to over 1,000°C and subjected to crack annealing for a long period of time to cause secondary recrystallization, so that the ⁇ 110 ⁇ plane of the steel sheet is parallel to the rolling surface and the ⁇ 001> direction is parallel to the rolling direction in the Goss orientation.
  • a collective organization is formed.
  • a glass film layer containing forsterite is formed on the surface of the steel sheet, and secondary recrystallization is formed inside the steel sheet.
  • the steel sheet on which secondary recrystallization has been performed is coated with a single or combined insulating coating solution of colloidal silica and metal phosphate, and then annealed to form an insulating film layer on the surface of the electrical steel sheet on which the glass film layer has been formed.
  • the method of forming such an insulating film layer can be used without particular limitation.
  • the insulating film layer can be formed by applying an insulating coating solution containing phosphate. It is preferable to use such an insulating coating solution containing colloidal silica and metal phosphate.
  • the metal phosphate may be Al phosphate, Mg phosphate, or a combination thereof, and the content of Al, Mg, or a combination thereof relative to the weight of the insulating coating liquid may be 15% by weight or more.
  • the irradiation angle of the overlapping laser beam, the quality of the laser beam used, and the type of laser mode are the same as previously described, so detailed explanations will be omitted.
  • An overlapping laser beam 20 is irradiated to the surface of the manufactured electrical steel sheet to form a deformed part 10, and then a portion of the steel sheet is cut into a circle to measure the natural corrosion potential value.
  • Figures 5 and 6 show a device for measuring natural corrosion potential.
  • the manufactured electrical steel sheet is cut to a thickness of 0.2 mm or 0.23 mm and a diameter of 15 mm.
  • at least one linear deformation part is formed in the circular specimen to be cut, and this linear deformation part is cut so that it is located in the center of the specimen.
  • the specimen cut in this way is prepared to measure the natural corrosion potential value by grinding and cleaning in a conventional manner.
  • the prepared specimen 55 for measuring potential value includes an electrode plate 56 exposed inside the specimen holder 51 formed at the end of the working electrode 50 (Working Electrode, WE) of the potential value measuring instrument, and Attach it tightly. Then, this specimen (55) is fixed to the specimen holder (51) using the specimen holder lid (53) with the sealing ring (54) in between. At this time, an opening 58 is formed in the front of the specimen holder lid 53 so that the specimen 55 to be measured can directly contact the electrolyte solution.
  • the size of the opening 58 is 10 mm in diameter. Therefore, when measuring the actual potential value, one side of the specimen 55 with a diameter of about 10 mm is in direct contact with the electrolyte 85.
  • Figure 6 shows a natural corrosion potential value measuring device used in one embodiment of the present invention.
  • This measuring instrument consists of a measuring body (40), a reaction tank (80), and a working electrode (50, WE), a reference electrode (60, Reference Electrode, RE), and an auxiliary electrode (70, Counter Electrode, CE) installed in this reaction tank. .
  • the reaction tank 80 has a constant temperature water inlet 81 and an outlet 83 so that the electrolyte 85 contained therein can maintain a constant temperature, and the inside is sealed.
  • the working electrode (50, WE) uses a high-density carbon electrode
  • the reference electrode (60, RE) uses a caromel electrode
  • the auxiliary electrode (70, CE) uses a platinum electrode. It is desirable to use .
  • the electrolyte (85) used when measuring the natural corrosion potential value is a 3.5% NaCl solution, the electrolyte (85) is maintained at a constant temperature of 30°C, and the specimen is installed to stabilize the initial state between the specimen (55) and the electrolyte (85). It is advisable to maintain it for 600 seconds (10 minutes) and then measure the natural corrosion potential value.
  • the natural corrosion potential value can be measured by referring to open-circuit natural corrosion potential measurement methods known to those skilled in the art, such as KS D 0279 and 0238, for other conditions and characteristics related to measurement.
  • This cold-rolled steel sheet was maintained at a temperature of 840°C for 150 seconds in a humid mixed gas atmosphere of hydrogen, nitrogen, and ammonia (dew point temperature 69°C, Fe 2 SiO 4 /SiO 2 ratio was controlled to 1.2) and primary recrystallization annealing was performed. Including decarbonization and nitriding.
  • An annealing separator containing MgO was applied to the surface of the steel sheet that had undergone primary recrystallization, and final high temperature annealing was performed. At this time, the final high-temperature annealing was done in a mixed atmosphere of 25% by volume nitrogen and 75% by volume hydrogen up to 1,150°C. After reaching 1,150°C, it was maintained in a 100% by volume hydrogen atmosphere for about 8 hours and then furnace cooled.
  • a coating solution mixed with colloidal silica nanoparticles and metal phosphate was applied to the surface of the steel sheet that had completed secondary recrystallization annealing through the final high-temperature annealing process above, and heat treated for 55 seconds at a temperature of 870°C to form an insulating coating layer for grain-oriented electrical steel sheets. formed.
  • a laser beam 20 in which the first laser (optical fiber) and the second laser (CO 2 ) overlap is simultaneously irradiated to form a linear deformed portion 10 on the surface of the steel sheet.
  • the laser used for magnetic domain refinement was a fiber laser with an output of 52 to 150 W as the first laser (A), and a CO 2 laser with an output of 260 to 500 W as the second laser (B).
  • the scanning speed of the overlapping laser beam 20 was varied within the range of 0.1 to 300 m/s, and the irradiation angle was set to 1° or less.
  • Table 2 shows the test conditions and measured magnetic values for a 0.2 mm thick steel sheet
  • Table 3 shows the test conditions and measured magnetic values for a 0.23 mm thick steel sheet.
  • the iron loss improvement rates W15/50 and W17/50 respectively mean the iron loss improvement rates for the magnetically treated specimen compared to the original plate.
  • the laser irradiation method of Comparison 1 is “sequential overlap”, which means that the CO 2 laser, which is the second laser (B), is first irradiated, and then the steel sheet is cooled to room temperature after a certain period of time, and then the first laser (A) is applied.
  • the phosphorus fiber laser was sequentially irradiated.
  • the natural corrosion potential value was measured for the manufactured grain-oriented electrical steel sheet, and a salt spray test was also performed.
  • the natural potential corrosion value was measured by cutting the manufactured grain-oriented electrical steel sheet to a diameter of 15 mm for each of 0.2 mm and 0.23 mm thick, and then using the natural corrosion potential value meter shown in Figures 5 and 6.
  • the specimens with a thickness of 0.2 mm of grain-oriented electrical steel are shown in Table 4 below, and the specimens with a thickness of 0.23 mm are shown in Table 5 below.
  • Tables 4 and 5 The corrosion characteristics shown in Tables 4 and 5 below are distinguished based on natural corrosion potential values and salt spray tests.
  • the “ ⁇ ” mark indicates that the natural corrosion potential value is over -200 mV and that corrosion did not occur even after salt spray for 8 hours.
  • the “ ⁇ ” sign indicates that the natural corrosion potential value is -200 to -350mV and that corrosion did not occur even after 8 hours of salt water spray. Additionally, the “ ⁇ ” mark indicates that the natural corrosion potential value is over -200 mV and that corrosion did not occur even after salt spray for 8 hours.
  • the “ ⁇ ” sign indicates that the natural corrosion potential value is -200 to -350mV and that corrosion did not occur even after 8 hours of salt water spray. Additionally, the “ ⁇ ” mark indicates that the natural corrosion potential value is over -200 mV and that corrosion did not occur even after salt spray for 8 hours.
  • the “ ⁇ ” sign indicates that the natural corrosion potential value is -200 to -350mV and that corrosion did not occur even after 8 hours of salt water spray
  • the measured natural corrosion potential value is low at -650 mV or less, indicating that the corrosion characteristics are not good.
  • the natural corrosion potential value appears as low as -700 mV or less when the output increases to 72 W or more, which is the power that can secure a certain degree of iron loss improvement, showing that this also has poor corrosion characteristics.
  • the present invention is not limited to the embodiments, but can be manufactured in various different forms, and a person skilled in the art will understand that the present invention can be manufactured in other specific forms without changing the technical idea or essential features of the present invention. You will understand that it can be done. Therefore, the embodiments described above should be understood in all respects as illustrative and not restrictive.

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Abstract

본 발명의 일 실시예에 의한 방향성 전기강판은 전기강판 기재;와 상기 전기강판 기재 상에 위치하는 유리 피막층 및 상기 유리 피막층 상에 위치하는 절연 피막층을 포함하고, 상기 전기강판의 표면에 선형의 변형부가 형성되고 상기 변형부가 형성된 상기 전기강판의 자연부식 전위 값은 (-) 350 mv 이상이다.

Description

방향성 전기강판 및 그의 제조 방법
방향성 전기강판 및 그 제조 방법에 관한 것이다. 더욱 구체적으로 2차 재결정이 이루어진 전기강판의 표면에 파장이 서로 다른 중첩 레이저를 조사하여 표면 손상을 방지하면서 동시에 우수한 철손 특성을 갖는 방향성 전기강판을 제조하는 방법에 관한 것이다.
방향성 전기강판은 우수한 자기적 특성을 가지고 있어 변압기의 철심 재료로 사용된다. 이러한 방향성 전기강판은 전기강판 제조 공정만이 가지고 있는 고유의 압연 및 소둔 공정을 거쳐 {110} <001> 방위로 재결정되어 있는 Goss 집합조직을 강판 전체에 형성시킨다.
기후 변화에 대응하기 위해 세계는 온실가스 배출량의 산정등급을 나날이 강화하고 있다. 변압기 철심의 경우, 온실가스 배출량 산정등급에 영향을 주는 요인은 전기강판을 사용할 때의 효율성 향상과 관련이 되어 있다. 그리고 변압기 철심의 효율성은 전기강판의 철손과 자속밀도 즉, 자성 특성이 중요한 요소로 작용하고 있다.
전기강판의 자속밀도는 결정 구조에서 자화가 용이한 결정축이 모인 정도, 즉 결정 방위성이 높을수록 자속밀도가 높게 나타나므로 전기강판의 제조 공정이 중요하게 영향을 미칠 수 있다.
그리고 전기강판의 철손은 최대 자속밀도 1.7 T에서 50 Hz 주파수의 자기장을 인가하였을 때 측정되는 W17/50 [W/kg] 값을 철심소재의 보증 철손값이라고 하고 이 값을 전기강판의 철손의 척도로 일반적으로 사용한다. 그러나 변압기를 설계할 때에는 이 보다 낮은 최대 자속밀도 인 1.5 T에서 50 Hz 주파수의 자기장을 인가하였을 때 측정되는 W15/50 [W/kg] 값을 사용하기도 한다. 변압기에서 효율은 이러한 철손 값이 낮을수록 그 효율이 우수하다고 평가한다.
따라서 전기강판의 경우 강판의 자속밀도가 높고 철손이 낮을수록 효율이 우수한 변압기 철심으로 사용될 수 있다. 이 중에서 자속밀도는 전기강판의 제조 공정의 상향 평준화로 고 자속밀도를 확보하는 공정기술은 변압기의 효율을 뒷받침할 수 있는 정도로 발달되어 왔기 때문에 철손이 보다 중요한 지표로 평가되고 있다.
이러한 철손은 와전류손과 히스테리시스손으로 구분되고 히스테리시스손은 자속밀도가 높으면 낮아지는 경향이 있어서 방향성 전기강판에서 와전류손이 전체 철손을 제어하는 데 중요한 위치를 차지한다. 철손 중 와전류손은 고전적 와전류손과 이상 와전류손으로 구분되고 고전적 와전류손은 강판의 두께에 비례하므로 강판을 얇게 하면 할수록 고전적 와전류손은 감소한다. 따라서 이상 와전류손을 제어하는 것이 철손을 저감시키는 중요한 기술로 자리 잡고 있다.
이러한 철손 중의 와전류손은 압연 방향 자구인 180°자구의 자벽 간격이 좁을 수록 감소되는 것이어서 전기강판의 자구(magnetic domain)를 미세화 시켜 철손을 저감 시킬 수 있다.
전기강판에서 자구를 미세화 한다는 것은 하나의 자구적 특성을 갖는 결정입자에 물리적 자극을 부여하여 여러 개의 자구로 분리하는 과정을 의미한다. 자구를 미세화는 방법으로는 레이저 조사, 전자빔 조사, 플라즈마 처리, 에칭 또는 롤 압입등의 방법을 이용할 수 있다. 그리고 이러한 자구 미세화 처리를 한 다음 응력 완화소둔(SRA)을 행한 다음에도 자구 미세화 효과가 유지되는지 여부에 따라 영구자구 미세화와 일시자구 미세화로 구분된다.
일련의 전기강판의 제조 공정상 자구 미세화 공정은, 탈탄공정 이전에 수행될 수도 있고 절연코팅 이후에 수행되는 경우도 있다.
한편, 생산된 전기강판을 코일상태로 출하하여 최종 철심으로 가공될 때까지 제품의 운송 등의 이유로 많은 시간이 필요하다. 이러한 운송기간 동안이나 또는 철심으로 가공하는 동안에 전기강판에 자구미세화를 위하여 물리적으로 자극을 받은 부분이 부식이 될 가능성이 있다.
전기강판의 표면에 물리적 자극을 받은 부분에서 부식이 발생한다는 것은 표면의 절연피막이 벗겨져서 전기강판의 기재가 노출되었다는 것을 의미하고, 이를 그대로 철심으로 적층하여 사용할 경우 전기강판 표면에 형성된 절연피막이 파괴되어 상하 적층 철심이 전기적으로 통전하게 되며, 이 경우 변압기가 폭발할 가능성까지 존재하게 된다.
따라서 자구미세화를 위해 전기강판의 표면에 물리적 자극을 부여하더라도 절연피막에 손상을 가하지 않는 범위 이내로 자극을 부여할 필요가 있다.
방향성 전기강판 및 그 제조 방법에 관한 것이다. 더욱 구체적으로 2차 재결정이 이루어진 전기강판의 표면에 파장이 서로 다른 중첩 레이저를 조사하여 표면 손상을 방지하면서 동시에 우수한 철손 특성을 갖는 방향성 전기강판의 제조 방법에 관한 것이다.
본 발명의 일 실시예에 의한 방향성 전기강판의 자구미세화 방법은 제1 파장의 제1 레이저 빔이 조사되어 형성되고 있는 제1 빔스팟과 제2 파장의 제2 레이저 빔이 조사되어 형성되고 있는 제2 빔스팟으로 이루어지고, 상기 제1 빔스팟이 상기 제2 빔스팟의 내부에 일부 또는 전부가 위치하도록 제어되어 형성되고 있는 중첩 레이저빔을 전기강판의 표면에 조사하여 변형부를 형성하는 것이다.
이 때 중첩 레이저빔의 제1 레이저는 단파장 레이저이고 제2 레이저는 상기 단파장 레이저의 파장 보다 긴 파장의 장파장 레이저인 것이 바람직하다.
본 발명의 또 다른 실시예에 의한 방향성 전기강판의 자구미세화 방법은 제1 레이저와 제2 레이저를 동시에 중첩한 중첩 레이저빔을 2차 재결정이 이루어진 전기강판의 표면에 압연방향의 직각 또는 경사진 방향으로 조사하여 선상의 변형부를 형성하는 것이다.
여기서 제1 레이저 또는 제2 레이저의 빔 형상은 타원형 또는 원형 중 어느 하나인 것이 바람직하다.
그리고 제1 레이저는 광섬유 레이저, YAG 레이저 또는 디스크 레이저 중 어느 하나이고, 제2 레이저는 CO2 레이저인 것이 바람직하다.
이 때 제1 레이저로 광섬유 레이저를 적용할 경우 그 빔 스팟은 폭이 10 내지 200 ㎛이고, 길이는 상기 CO2 레이저 빔 스팟의 길이 이하 또는 그 이상의 타원형 또는 원형인 것이 바람직하다.
또한 제2 레이저로 CO2 레이저를 적용할 경우 그 빔 스팟은 폭이 100 내지 400 ㎛ 이고, 길이는 0.4 내지 20 mm 인 타원형 빔 스팟인 것이 바람직하다.
이상의 중첩 레이저빔을 강판의 표면에 조사할 경우 그 조사 간격은 2 ~ 10 mm이고, 주사 속도는 0.1 내지 300 m/sec인 것이 바람직하다
그리고 이러한 중첩 레이저 빔의 경사 방향은 ±10°이하인 것이 바람직하다.
여기서 제1 레이저인 광섬유 레이저의 출력은 10 내지 150 W이고, YAG 레이저의 출력은 10 내지 250 W이며, 제2 레이저인 CO2 레이저의 출력은 200 내지 500 W 인 것이 바람직하다.
본 발명의 또 다른 실시예에 의한 방향성 전기강판은 전기강판 기재; 와
이 전기강판 기재 상에 위치하는 절연 피막층을 포함하고, 이 전기강판 기재의 표면에 하나 이상의 선형의 변형부가 형성되고 이러한 전기강판의 자연부식 전위값이 (-) 350 mv 이상이다.
이 때 전기강판 기재와 절연 피막층 사이에 유리 피막층이 더 형성될 수 있다.
그리고 이러한 전기강판의 자연부식 전위값은 (-) 50 내지 (-) 300 mV 인 것이 더욱 바람직하다.
한편, 상기 절연 피막층의 표면에 재응고층이 형성되어 있다.
이러한 재응고층의 두께는 절연 피막층 단면 두께의 20% 이내인 것이 바람직하다.
그리고 본 발명의 일 실시예에 따른 전기강판의 W15/50 철손 개선율은 6 % 이상인 것이 바람직하고, W17/50 철손 개선율은 9 % 이상인 것이 바람직하다.
본 발명의 또 다른 실시예에 의한 방향성 전기강판은 전기강판 기재; 와 상기 전기강판 기재 상에 위치하는 절연 피막층을 포함하고, 상기 전기강판의 표면에 하나 이상의 선형의 변형부가 형성되며, 상기 선형의 변형부 상부의 상기 절연 피막층 표면에 재응고층이 형성되어 있다.
이 때 전기강판 기재와 절연 피막층 사이에 유리 피막층이 더 형성될 수 있다.
그리고 이러한 변형부 상부의 절연 피막층의 두께는 변형부가 미형성된 영역 상부의 절연 피막층의 두께의 60% 이상인 것이 바람직하다.
또한 재응고층은 규소 산화물을 주성분으로 하고, 절연 피막층은 인산염 또는 콜로이달 실리카를 주성분으로 하는 것이 바람직하다. 여기서 재응고층의 두께는 절연 피막층 단면 두께의 20% 이내인 것이 바람직하다.
본 발명의 일 구현예에 따르면, 파장이 서로 다른 중첩 레이저를 사용하여 최적의 자구 미세화를 수행함으로써, 자성을 더욱 향상시킬 수 있으면서 동시에 강판 표면의 손상을 충분히 억제할 수 있다.
본 발명의 또 다른 구현예에 따르면, 장파장 레이저를 사용하여 평균출력의 고출력화가 용이하게 가능하고 처리 라인의 신뢰성을 확보할 수 있으며, 동시에 단파장의 레이저를 함께 조사하여 자구를 최소한으로 형성하여 자성을 효과적으로 개선할 수 있다.
방향성 전기강판의 철손 개선에 있어서 CO2 레이저만을 이용할 경우 절연 피막의 두께에 따라 철손 특성의 개선효과에 편차가 발생할 수 있지만, 본 발명에 의한 이 종 레이저를 중첩하여 사용할 경우 철손 개선 효과를 유지하면서도 피막에 의한 자성 편차를 억제하는 것이 가능하다.
본 발명의 일실시예에 따른 자구 미세화 방법은 장파장 레이저로 CO2 레이저를 사용하여 피막층들을 파괴하지 않고도 안정적으로 강판을 예열할 수 있으며, 단파장 레이저로 광섬유 레이저를 사용하여 피막층의 두께를 고려하지 않고 정확히 환류자구 형성에 필요한 만큼의 폭으로 강판의 열 탄성 변형에 따른 잔류 응력을 유발시킬 수 있어서 정확한 자구 미세화가 가능하다.
본 발명의 또 다른 실시예에 따른 자구 미세화 방법은 2차 재결정이 완료한 강판 표면에 파장이 서로 다른 레이저를 겹쳐진 상태로 동시에 조사하여 낮은 레이저 출력 조건에서도 두께 방향 열충격을 극대화함으로써 저 자장 및 고 자장 철손이 우수한 방향성 자구미세화 제품을 제공할 수 있다.
도 1은 레이저 파장에 따른 강판의 광 흡수율을 나타내는 그래프이다.
도 2는 본 발명의 일 실시예에 따른 파장이 다른 중첩 레이저를 이용하여 변형부를 형성하는 자구 미세화의 개념을 나타낸 모식도이다.
도 3은 본 발명의 일 실시예에 따른 파장이 다른 중첩 레이저의 빔 스팟을 강판위에 주사한 경우를 나타내는 모식도이다.
도 4는 본 발명의 일 실시예에 따른 파장이 다른 중첩 레이저의 빔 스팟을 강판위에 주사한 경우의 에너지 밀도를 나타내는 모식도이다.
도 5는 본 발명의 일 실시예에 따른, 강판의 자연부식 전위값을 측정하는 장치의 작업전극을 나타낸 도면이다.
도 6은 본 발명의 일 실시예에 따른, 강판의 자연부식 전위값을 측정하는 장치를 나타내는 도면이다.
제1, 제2 및 제3 등의 용어들은 다양한 부분, 성분, 영역, 층 및/또는 섹션들을 설명하기 위해 사용되나 이들에 한정되지 않는다. 이들 용어들은 어느 부분, 성분, 영역, 층 또는 섹션을 다른 부분, 성분, 영역, 층 또는 섹션과 구별하기 위해서만 사용된다. 따라서, 이하에서 서술하는 제1 부분, 성분, 영역, 층 또는 섹션은 본 발명의 범위를 벗어나지 않는 범위 내에서 제2 부분, 성분, 영역, 층 또는 섹션으로 언급될 수 있다.
여기서 사용되는 전문 용어는 단지 특정 실시예를 언급하기 위한 것이며, 본 발명을 한정하는 것을 의도하지 않는다. 여기서 사용되는 단수 형태들은 문구들이 이와 명백히 반대의 의미를 나타내지 않는 한 복수 형태들도 포함한다. 명세서에서 사용되는 "포함하는"의 의미는 특정 특성, 영역, 정수, 단계, 동작, 요소 및/또는 성분을 구체화하며, 다른 특성, 영역, 정수, 단계, 동작, 요소 및/또는 성분의 존재나 부가를 제외시키는 것은 아니다.
어느 부분이 다른 부분의 "위에" 또는 "상에" 있다고 언급하는 경우, 이는 바로 다른 부분의 위에 또는 상에 있을 수 있거나 그 사이에 다른 부분이 수반될 수 있다. 대조적으로 어느 부분이 다른 부분의 "바로 위에" 있다고 언급하는 경우, 그 사이에 다른 부분이 개재되지 않는다.
다르게 정의하지는 않았지만, 여기에 사용되는 기술용어 및 과학용어를 포함하는 모든 용어들은 본 발명이 속하는 기술분야에서 통상의 지식을 가진 자가 일반적으로 이해하는 의미와 동일한 의미를 가진다. 보통 사용되는 사전에 정의된 용어들은 관련기술문헌과 현재 개시된 내용에 부합하는 의미를 가지는 것으로 추가 해석되고, 정의되지 않는 한 이상적이거나 매우 공식적인 의미로 해석되지 않는다.
이하, 본 발명의 실시예에 대하여 본 발명이 속하는 기술분야에서 통상의 지식을 가진 자가 용이하게 실시할 수 있도록 상세히 설명한다. 그러나 본 발명은 여러 가지 상이한 형태로 구현될 수 있으며 여기에서 설명하는 실시예에 한정되지 않는다.
본 발명의 일 실시예에서는 전기강판의 표면에 파장이 서로 다른 중첩 레이저를 조사하여 표면 손상을 방지하면서 동시에 우수한 철손 특성을 부여하고자 하는 것을 목적으로 한다.
방향성 전기강판에서 철손을 향상시키는 방법 중 하나로 레이저를 이용하여 자구를 미세화 하는 방법이 선호되고 있다.
방향성 전기강판의 자구 미세화 공정은 도 2에서 예시한 바와 같이, 전기강판 전장(全長)에 걸쳐 강판의 압연 방향(RD방향)의 수직 또는 경사진 방향, 즉 강판의 폭 방향(TD방향)을 따라 레이저를 조사하여 변형부(10) 또는 선(線)상의 변형부를 형성하게 된다. 여기서 선상의 변형부란 실선 뿐만 아니라 점선이나 파선과 같이 단속적으로 이어지는 것을 포함하고, 아울러 미시적으로 보면 지그재그 형태이지만 거시적으로 보면 직선형태도 포함하여, 실질적으로 선형을 형성하는 모든 변형부를 포함한다.
레이저에 의한 강판에서의 변형부 형성은 레이저 조사로 열충격을 받아 발생한 결정격자의 변형을 의미하고, 이러한 결정격자의 변형은 레이저에 의하여 강판이 국부적으로 급속하게 가열되고 바로 냉각되는 과정에서 형성된다. 이때 강판의 가열 속도는 레이저 단위 시간당 에너지 밀도(파워밀도)에 비례한다.
그러나 레이저 조사시 열충격에 의한 결정격자의 변형은 레이저 총 조사 에너지가 클 수록 커지므로, 자구 미세화에 필요한 크기 이상의 에너지가 강판에 조사될 경우 환류자구 형성에 필요한 이상의 열원이 주변으로 확산하여 자기 변형이 커진다. 따라서 레이저 조사시 열충격에 의한 결정격자의 변형은 정확히 환류자구 형성에 필요한 만큼만의 격자 변형 에너지가 필요하고, 열 확산을 억제하기 위해서는 레이저 입사 에너지를 좁은 영역에 보다 단시간 동안만 조사하는 것이 바람직하다.
그리고 레이저 빔과 강판의 상호 작용 조건은 레이저의 특성과 강판에 대한 레이저 빔의 흡수율에 영향을 받는다. 레이저 빔의 흡수율은 강판의 표면거칠기, 강판의 온도, 강판 표면의 피막 흡수 특성 그리고 레이저 파장에 영향을 받는다. 그러나 피막을 형성하는 방향성 전기강판의 제조 조건을 일정하게 하였을 때 강판의 표면 거칠기, 강판의 온도 그리고 강판 표면 피막의 흡수 특성은 일정할 것이고, 이 경우 레이저 빔의 강판 흡수율은 레이저의 파장에 따르게 된다.
즉 강판의 제조조건이 일정할 경우 레이저 흡수율은 레이저의 파장에 영향을 받는다. 도 1에서 나타낸 바와 같이, 강판의 레이저 흡수율은 파장이 단파장 (예; 1.06 ㎛인 YAG 또는 Fiber 레이저)인 경우 대략 35 ~ 40% 정도인 한편, 파장이 장파장 (예; 10.6 ㎛인 CO2 레이저)인 경우 대략 5 ~ 10% 정도로 상대적으로 낮게 나타난다.
이와 같이 방향성 전기강판의 레이저에 의한 자구를 미세화 시키는 공정에서 안정적인 철손 특성을 확보하기 위하여 단파장의 레이저를 사용하는 것이 장파장의 레이저를 사용하는 것 보다 더 효율적이다.
한편, 자구미세화 처리 대상이 되는 전기강판의 표면에는 수 내지 수십 ㎛ 두께의 인산염과 실리카를 주성분으로 하는 절연피막이 형성되어 있다. 이들 피막은 단파장의 레이저(예; 1.06 ㎛인 YAG 또는 Fiber 레이저)에 대해서는 레이저 빔을 상대적으로 작게 흡수하지만 장파장의 레이저 (예; 10.6 ㎛인 CO2 레이저)에 대해서는 큰 흡수를 나타낸다. 그 결과 장파장 레이저에서는 절연피막의 두께를 고려하여야 하지만 단파장 레이저에서는 장파장 레이저 보다는 절연피막 두께를 덜 고려하여도 된다.
이상과 같이 단파장 레이저와 장파장 레이저는 그 특성이 서로 다르다. 따라서 단파장의 레이저와 장파장의 레이저를 동시에 중첩하여 사용할 경우, 각 레이저들이 자구 미세화에 적용되는 장점들만 부작용 없이 우선적으로 발휘되어 상호 상승(시너지) 효과를 유발시킬 수 있게 된다.
여기서 이종 레이저를 중첩하여 사용한다는 것은 강판의 표면에 조사되는 레이저 빔을 파장이 다른 2가지 이상의 레이저를 사용하고, 강판의 표면에 형성되고 있는 하나의 레이저 빔의 스팟이 다른 레이저 빔의 스팟 내에 일부 또는 전부가 위치하는 것을 의미한다. 따라서 본 발명의 일실시예에서 파장이 다른 중첩 레이저라 함은 하나의 레이저 빔의 스팟 내에 다른 레이저 빔의 스팟이 완전히 포개어져서 겹쳐 진 것 뿐만이 아니라 일부 부분적으로 겹쳐진 것을 모두 포함한다.
도 2 내지 도 4에서와 같이, 본 발명의 일실시예 따른 자구 미세화에 사용하는 중첩 레이저(30)에서 단파장의 레이저는 주력 레이저로 제1 레이저(A)라고 하고, 장파장의 레이저는 제1 레이저보다 파장이 긴 레이저로 보조 레이저로 제2 레이저(B)라 한다.
단파장 레이저인 제1 레이저(A)는 파장이 상대적으로 짧은 레이저를 사용할 수 있으며 예를 들면 광섬유(Er-Fiber, Yb-Fiber, Tm-Fiber) 레이저, YAG (Nd:YAG, Yb:YAG) 레이저, 루비 레이저 및 사파이어 레이저 등을 사용할 수 있다. 이 뿐만이 아니라 이러한 제 1 레이저(A)로는 Disk 레이저 (1.03㎛), Diode 레이저 (0.808~0.980㎛) 또는 UV 레이저(0.150~0.355㎛) 를 사용할 수도 있다.
그리고 장파장 레이저인 제2 레이저(B)로는 단파장 보다 상대적으로 파장이 긴 레이저를 사용한다. 예를 들어 제2 레이저로는 CO2 레이저가 바람직하다. 그러나 만약 단파장 레이저인 제1 레이저로 UV 레이저 (0.150~0.355㎛) 를 사용할 경우 제2 레이저는 제1 레이저 보다 파장이 긴 레이저라면 어느 레이저라도 사용할 수 있다. 이러한 경우의 예를 들면, 제1 레이저로 UV 레이저 (0.150~0.355㎛) 를 사용한 경우 제2레이저로 YAG 레이저를 사용할 수도 있다.
이하에서는 단파장인 제1 레이저(A)로 광섬유 레이저를 사용하고 장파장인 제2 레이저(B)로 CO2레이저를 사용한 경우를 예로 들어 중첩 레이저(30)를 사용한 자구 미세화 방법에 대하여 보다 자세히 설명한다.
제1 레이저(A)인 광섬유 레이저는 강판에 대한 레이저 흡수율이 상대적으로 높은 단파장의 레이저 파장을 사용하므로, 정확히 환류자구 형성에 필요한 만큼만의 격자 변형 및 열 탄성 변형에 의한 잔류 응력을 유발할 정도의 입사 에너지를 좁은 영역에 보다 단시간 동안만 조사하는 것이 가능하다. 또한 제1 레이저(A)로 사용하는 광섬유 레이저는 입사 에너지 범위가 좁기 때문 주변으로의 열 확산을 억제할 수 있어서 불필요한 열변형을 최소화할 수 있다.
한편 제2 레이저(B)인 CO2 레이저는 평균 출력을 강판 속도에 따라 수백W에서 수KW 이상의 고출력으로 사용하는 것이 가능하고, 강판의 조사 부분에 열탄성 변형을 용이하게 유도할 수 있다. 또한 제2 레이저(B)인 CO2레이저는 인산염과 실리카로 이루어진 절연피막에 대한 흡수율이 높아 피막층들을 안정적 통과할 수 있다. 따라서 제2 레이저(B)인 CO2 레이저는 절연피막층들을 파괴하지 않고도 안정적으로 강판의 열탄성 변형을 유도할 수 있어서 일종의 예열 역할을 하는데 적합하다. 그러나 제2 레이저(B)인 CO2 레이저는 강판에 대한 레이저 흡수율이 낮기 때문에 강판의 열탄성 변형은 유도 하지만 영구변형을 유발하지 않을 정도로 레이저를 조사하는 것이 바람직하다.
즉, 제2 레이저(B)인 CO2 레이저와 같이 장파장의 레이저를 사용할 경우 강판에 열충격을 부여하는 부분이 너무 넓게 이루어져 자구 세분화가 잘 발생하지 않기 때문에 파장이 상대적으로 짧은 광섬유 레이저를 제1 레이저(A)로 하여 자구 미세화를 위한 주 레이저로 사용하고, 파장이 상대적으로 긴 CO2 레이저는 강판의 열탄성 변형을 유도하는 정도의 일종의 예열 역할을 하는 보조 레이저로 사용한다.
이와 같이 제1 레이저(A)로 단파장인 광섬유 레이저를 선택하여 자구 미세화를 위한 주 레이저로 사용한 이유는 강판 표면에서의 레이저 흡수율이 높아서 레이저 조사부에 강한 압축응력부를 형성되며, 이러한 압축응력부에서 자기탄성에너지 감소를 위해 란셋자구(환류자구)를 용이하게 형성시킬 수 있기 때문이다.
이 경우 자구미세화에 의해 표면방향으로 자기탄성에너지(magnetoelastic energy)에 의해 180°자구(란셋자구의 반대자극)를 형성하고, 판두께 방향으로 자기탄성에너지를 감소하기 위해 90°자구를 형성시킴으로써 자구의 간격이 좁아지면서 결과적으로 이상 와전류손을 감소시키게 된다.
이상과 같이 본 발명의 일실시예에 따른 자구 미세화 방법은 제1 레이저로 단파장인 광섬유 레이저를 사용하여 정확히 환류자구 형성에 필요한 만큼의 폭으로 강판의 열 탄성 변형에 따른 잔류 응력을 유발시킬 수 있어서, 정확한 자구 미세화가 가능하는 한편, 제 2 레이저로 장파장인 CO2 레이저를 사용하여 피막층들을 파괴하지 않고도 안정적으로 강판을 예열할 수 있게 된다.
또한 제1 레이저(A)인 단파장의 광섬유 레이저는 최종 빔 폭(beam width)을 작게 형성시킬 수 있고, 강판내 레이저 흡수율을 향상시키는 장점이 있으나, 초점심도(depth of field)는 상대적으로 짧다. 그러나 파장이 긴 제2 레이저(B)인 CO2 레이저는 최종 빔의 폭이 넓고, 강판내 레이저 흡수율이 상대적으로 낮으나, 초점심도가 깊다는 장점을 갖고 있다. 따라서 이들 두 레이저 빔을 동시에 중첩하여 조사할 경우 강판내의 레이저 흡수율을 보다 상승시킬 수 있게 된다.
이 때 강판의 표면에 조사되는 단파장 제1 레이저(A)인 광섬유 레이저의 빔 스팟은 원형에 근사한 모양이 바람직하며 그 직경은 10 내지 200 ㎛ 이 바람직하다. 또한 광섬유 레이저의 빔 스팟은 그 폭(도 2에서 “RD방향”의 길이)이 10 내지 200 ㎛이고 그 길이(도 2에서 “TD 방향”의 길이)는 제2 레이저(B)인 CO2 레이저 빔 스팟의 길이 이하 이거나 그 이상으로도 사용이 가능하다.
제1 레이저(A)인 광섬유의 빔 폭이 10㎛ 미만으로 감소하게 되면 좁은 영역에 에너지밀도가 집적이 됨에 따라 자속밀도 및 철손 열위가 나타날 수 있으며, 광학계 구조가 복잡해지는 문제점이 있다. 그리고 제1 레이저(A)인 광섬유의 빔폭이 200㎛ 이상 커지면 강판 길이방향 열영향이 커져서 자속밀도의 저하가 나타날 수 있어서 바람직하지 않는다.
한편, 강판의 표면에 조사되는 장파장의 제2 레이저(B)인 CO2레이저의 빔 스팟은 그 빔폭(도 2에서 “RD방향”의 길이)이 100 내지 400 ㎛ 이고, 빔 길이(도 2에서 “TD 방향”의 길이)가 0.4 내지 20 mm 인 타원형이 바람직하다. 또한 장파장 CO2레이저의 빔 스팟은 반경이 100 ㎛ 이상의 원형으로도 사용이 가능하다.
제2 레이저(B)인 CO2 빔폭이 100㎛ 이내로 형성시키기 위해서는 광섬유 레이저와 같이 미러 광학계가 복잡해지기 때문에 바람직하지 않으며, 400㎛ 이상 커지면 강판 길이방향 열영향이 커지기 때문에 자속밀도의 저하가 나타나기 때문에 바람직하지 않는다.
이와 같이 장파장 제2 레이저(B)인 CO2레이저의 빔 스팟의 크기를 한정한 이유는 고속으로 이동하는 강판의 표면에 고속으로 레이저를 주사하는 경우 강판에 작용하는 레이저 빔의 열적 변형 효과가 유지되는 범위를 고려한 것이다.
본 발명의 일실시예에 따른 파장이 서로 다른 이 종 레이저를 동시에 중첩하여 사용하는 경우에 대하여 좀 더 자세히 설명한다.
도 2 내지 도 4 에서와 같이 제1 레이저(A)인 광섬유 레이저와 제2 레이저(B)인 CO2레이저를 중첩하여 사용한다는 것은 빔 스팟이 작은 제1 레이저(A)가 강판의 표면에 조사되면서 빔 스팟이 큰 제2 레이저 빔(B)의 범위 내에서 위치하도록 제어된다는 것을 의미한다. 즉, 강판 표면에 조사되는 이 종 레이저 빔 스팟(20)들이, 도 3에서와 같이 평면상으로 보아서, 빔 스팟이 큰 제2 레이저(B)인 CO2레이저 빔의 범위 내의 어느 곳에서도 제1 레이저(A)인 광섬유 레이저 빔이 온전히 위치하는 것을 빔이 “중첩”된다고 하고, 더 나아가 제2 레이저(B)인 CO2레이저 빔의 범위 내에 제1 레이저(A)인 광섬유 레이저 빔이 부분적으로 위치하는 것까지 포함하여 빔이 “중첩”된다는 것을 의미한다.
그리고 도 4에서와 같이, 단파장의 제1 레이저 빔(A)의 가우시안 형상(a, b, c)중 (b)의 위치가 장파장의 제2 레이저 빔(B)의 세기가 높은 곳에 동시에 위치하는 것이 바람직하고 이 경우를 본 발명에서는 강판 표면에 조사되는 이 종 파장의 중첩 레이저(20)가 “동시에 중첩”된다는 것을 의미한다.
본 발명의 일실시예에서 사용하는 레이저 빔의 발진 모드는, 제1 레이저(A)와 제2 레이저(B) 모두, 레이저 광을 연속적을 발생시키는 연속파 레이저(Continuous Wave Laser)를 사용하는 것이 바람직하지만, 펄스 레이저 (Pulse Laser)를 사용할 수도 있다.
또한 사용하는 레이저 빔의 품질은, 제1 레이저(A)와 제2 레이저(B) 모두, TEM 00의 가우시안 모드(Gaussian mode)가 바람직하지만 TEM0i의 멀티 모드(multi transverse mode)도 사용할 수 있다.
그러나 본 발명의 일실시예에 따른 강판 표면에 조사되는 이종 파장의 중첩 레이저빔(20)은 강판의 길이 방향으로 열영향을 최소화하는 반면 두께 방향으로 열충격을 극대화할 수 있으므로 각 레이저의 빔 형상이나 빔 품질을 구체적으로 한정하는 것은 아니다.
한편, 제1 레이저(A)인 광섬유 레이저의 출력은 10 내지 150 W가 바람직하고, 제2 레이저(B)인 CO2의 출력은 200 내지 500 W 가 바람직하다. 그리고 제1 레이저(A)로 YAG 레이저를 사용할 경우 그 출력은 10 내지 250 W가 바람직하다. 이러한 각 레이저의 출력 범위는 강판 진행속도가 15mpm 속도로 진행할 때 레이저 출력조건을 적시한 것으로 레이저의 출력값은 강판의 진행속도에 따라 최적으로 제어하는 것이 바람직하다.
이상과 같은 제1 레이저(A)와 제2 레이저(B)가 중첩된 레이저 빔(30)을 강판의 표면에 조사할 때 그 간격은 2 ~ 10 mm 가 바람직하고, 압연방향에 경사진 각도는 ±10°이하가 바람직하며, 주사 속도는 0.1 내지 300 m/sec 가 바람직하다.
이 때 사용하는 전기강판은 2차 재결정이 이루어진 전기강판을 사용하는 것이 바람직하다.
그리고 강판 표면에 조사되는 중첩 레이저 빔(20)의 조사간격이 2mm 미만으로 너무 좁아지면, 열영향부의 영향이 커져서 자속밀도와 철손이 열위하게 되며, 조사간격이 10mm 이상에서는 자구미세화 효과를 확보하기 위한 열충격 효과가 떨어져서 효과를 발휘하기 쉽지 않다.
또한 강판 표면에 조사되는 중첩레이저 빔(20)을 조사할 때 강판 압연방향의 직각 또는 경사진 방향으로 조사할 수 있고 압연방향에 경사진 각도는 ±10°이하가 바람직하다. 이 각도 이상으로 경사진 각도로 중첩 레이저 빔을 조사할 경우 필요한 자구 미세화 효과가 나타나지 않을 수 있다.
그리고 중첩 레이저의 주사속도는 강판 진행속도와 동일하게 진행속도가 빨라지면 해당 주사속도는 더 빨라져야 하므로, 0.1 내지 300 m/sec 가 바람직하며, 이 속도는 15mpm 조건에서 예시한 값을 의미한다.
본 발명의 또 다른 일실시예는 전기강판 기재와 상기 전기강판 기재 상에 위치하는 절연 피막층을 포함하고, 상기 전기강판 기재의 표면에 하나 이상의 선형 변형부가 형성되며 상기 강판의 자연부식 전위값이 (-) 350 mV 이상인 방향성 전기강판을 제공한다.
이러한 방향성 전기강판은 전기강판 기재와 절연 피막층 사이에는 유리 피막층이 더 형성될 수 있다.
여기서 유리 피막층은 포스테라이트(Forsterite)를 주성분으로 하고 절연피막층은 인산염과 콜로이달 실리카를 주성분으로 한다. 그리고 본 발명에서 주 성분이라 함은 포스테라이트의 경우 강판 표면의 산소 편면 도포량으로 0.7 g/㎡ 이상을 포함하는 것을 의미하고, 절연피막에서 인산염의 경우 강판 표면의 편면 도포량 기준으로 0.1 g/㎡ 이상을 포함하고 절연피막에서 콜로이달 실리카는 강판 표면의 편면 도포량 기준으로 0.1 g/㎡ 이상을 포함한다는 것을 의미한다.
그리고 자연부식 전위값은 개방회로의 전위를 측정하는 것으로 통상의 기술자들에게 통용되고 있는 것과 같이 개방회로 전위 측정법으로 측정한다.
자연부식 전위값은 개방회로 전위(Open Circuit Potential, OCP)법에 따라 전위값을 측정하는 것으로 자연부식 전위값이 “ 0 ” 일 경우 부식이 일어나지 않는 것을 의미하고 (- ) 음의 값이 커질수록 부식이 잘 발생하는 것을 의미한다. 그리고 자연부식 전위값의 측정조건은 30℃로 항온이 유지되는 3.5% NaCl 용액 중에서 600 초 (10분) 유지후 측정한 결과로 표시하는 것이 바람직하다.
또한 본 발명에 의한 선상의 변형부(10)가 형성된 강판에서 자연부식 전위값이 (-) 350 mV 이상이라 함은 “ 0 ” 에서 (-) 350 mV 사이의 값으로 부식이 잘 발생하지 않는 다는 것을 의미한다. 이 때 전기강판에 형성된 선상의 변형부는 측정하고자 하는 시편에 대하여 전해액에 노출되는 노출면에 적어도 하나 이상의 선상 변형부가 형성되어 있는 것을 의미한다.
본 발명의 일실시예에서 보다 바람직한 전기강판의 자연부식 전위값은 (-) 50 내지 (-) 300 mV이다. 이와 같이 전기강판의 자연부식 전위값이 (-) 50 mV 이상일 경우 선상의 변형부를 형성이 불완전하게 이루어져서 필요한 철손 특성을 확보할 수 없을 수 있다. 그리고 전기강판의 자연부식 전위값이 (-) 300 mV 이하일 경우 선상의 변형부가 형성되어도 부식특성이 다소 저하될 수 있다.
한편, 본 발명의 일실시예에서 선상의 변형부(10)는 파장이 서로 다른 레이저 빔들이 중첩된 중첩 레이저빔(20)을 강판의 표면에 조사할 경우, 장파장의 제2 레이저(B)에 의한 빔 폭이 큰 부분과 단파장의 제1 레이저(A)에 의한 빔폭이 작은 부분이 공통으로 중첩된 빔 스팟(20)에 의하여 형성되는 변형부를 의미하고 이 변형부의 폭은 단파장 제1 레이저 빔(A)의 빔폭 또는 빔 직경에 같거나 근사한 값을 가지게 된다.
또한 이러한 중첩 레이저빔(30)을 조사하여 강판에 형성된 선상의 변형부(10)의 상부, 즉 중첩 레이저 빔이 직접 맞 닫는 절연 피막층의 표면에 절연 피막층이 부분적으로 용융한 다음 재응고된 재응고층이 형성된다.
이러한 절연 피막층의 표면에 형성되는 재응고층은 중첩 레이저빔(20)이 조사된 부분의 직하부에 주로 형성되며, 이러한 재응고층은 중첩 레이저빔(20) 이 주사된 궤적을 따라 단속적으로 또는 연속적으로 선상 형태로 나타날 수 있다.
이와 같이 절연피막이 형성된 강판의 표면에 중첩 레이저(20)를 조사할 경우 절연 피막층을 형성하고 있는 일부 인산염이 중첩 레이저에 의하여 용융되고 중첩 레이저빔이 지나간 다음 바로 응고하게 되는 것으로 추정된다.
이러한 부분 재응고층이 형성되는 것은 중첩 레이저빔을 구성하는 각각의 제2 레이저 (CO2 레이저) 또는 제1 레이저(광섬유 레이저)를 단독으로 조사한 경우에는 나타나지 않는 현상이다. 다만 제1 레이저(광섬유 레이저)를 단독으로 조사하여 유효한 철손을 확보할 수 있을 정도의 고출력으로 조사한 경우 일부 재응고층이 나타나지만 이 경우에도 절연 피막층 표면에 수포가 발생하는 등 표면이 벗겨지고 손상되어 자연부식 전위값이 매우 낮게 나타난다.
즉, 제1 레이저(광섬유 레이저)를 단독으로 강판의 표면을 조사하여 유효한 철손값을 갖는 변형부를 형성하더라도, 그 변형부에서의 자연부식 전위값은 (-) 700 mV 이하를 나타내고 있어서 부식이 잘 발생할 수 있다.
또한 중첩 레이저를 구성하는 제1 레이저(광섬유 레이저)와 단독 광섬유 레이저를 비교하였을 때에 중첩 레이저를 구성하는 제1 레이저(광섬유 레이저)의 출력을 대략 70% 만으로도 부분 재응고층이 형성될 수 있다.
이와 같이 중첩 레이저빔을 조사한 경우에 절연 피막층에 부분 재응고층이 나타나는 이유는 절연 피막을 구성하고 있는 인산염의 기화점이 낮기 때문에 중첩 레이저 조사시 인(Phosphorus)이 먼저 기화되고 Si와 O로 이루어진 규소 산화물들은 비정질 상태로 재응고 되는 것으로 본다. 이와 같이 절연 피막층의 표면에 비정질 상태의 재응고 층이 형성될 경우 비정질 고유 특성에 의하여 부식 특성이 향상되는 것으로 본다.
한편 강판의 표면에 중첩 레이저빔(20)을 조사하여 형성된 절연 피막층의 재응고층의 두께는 절연 피막층 평균 단면 두께의 20% 이내인 것이 바람직하다.
절연 피막의 재응고층의 두께가 평균 단면 두께의 20% 이상 커지면 절연 피막층의 절대 두께가 얇아지므로 내식성에 불리하게 작용할 수 있으며, 절연 피막층에 의한 장력효과를 감소시켜 철손이 열위할 수 있기 때문에 이와 같은 범위로 제한하는 것이 바람직하다.
이상과 같이 절연 피막층에 부분 재응고층이 형성될 경우, 절연 피막층의 물성이 변화하여 절연 피막층이 전체적으로 안정되어 부분적으로 벗겨지고 손상되지 않게 된다. 절연 피막층 두께의 20% 이내 두께 내에서 부분용융층이 형성될 경우, 절연 피막층의 더 큰 손상없이 강판에 레이저의 입사에너지 대비 충분한 레이저를 강판에 부여하고 있다는 반증이 된다.
또한 부분 재응고층이 절연 피막층의 전면에 20% 이상 형성된다면 절연 피막층의 손상이 더 확대되어 절연 피막층에 의한 장력효과를 잃어버리기 때문에 바람직하지 않다. 그러나, 절연 피막층에 부분 재응고층이 형성된 경우 레이저에 의한 에너지 흡수율이 충분히 강판에 부여하고 있다고 볼 수 있다.
그리고 이상과 같이 중첩 레이저의 조사에 의하여 전기강판에 변형부가 형성되고 강판의 상부 절연 피막층에 부분 재응고층이 형성될 경우, 재응고층 형성에 의하여 절연 피막층에 수축이 발생하여 강판의 변형부가 형성된 절연 피막층의 두께가 변화할 수 있다.
이때 강판에 형성되는 변형부 상부의 절연 피막층의 두께는 변형부가 미형성된 영역 상부의 절연 피막층의 두께의 60% 이상인 것이 바람직하다.
강판에 형성되는 변형부의 피막층 두께가 60% 이하일 경우, 피막 두께 저하에 따라 내식성 열화 및 장력감소효과로 철손이 열화 될 수 있다.
본 발명의 일실시예에서 중첩 레이저빔을 이용하여 열변형에 의한 자구미세화 처리한 이후 강판간의 절연성을 확보하기 위하여 절연 피막이 박리되는 경우 뿐만이 아니라 유리 피막이 박리되는 것을 방지한다는 것을 의미한다.
한편, 본 발명의 일실시예에 의한 전기강판의 표면에 중첩 레이저를 조사하여 변형부를 형성할 경우 이러한 강판의 W15/50 철손 개선율은 6 % 이상인 것이 바람직하다. W15/50 개선율이 이 보다 낮은 경우 강판의 레이저 흡수율이 낮기 때문에 원하는 철손 저감 효과를 기대하기 어렵다.
그리고 본 발명의 일실시예에 의한 전기강판의 표면에 중첩 레이저를 조사하여 변형부를 형성할 경우 이러한 강판의 W17/50 철손 개선율이 9 % 이상 것이 바람직하다. W17/50 철손 개선율이 이 보다 낮을 경우 역시 강판의 레이저 흡수율이 낮기 때문에 원하는 철손 저감 효과를 기대하기 어렵다.
이하에서는 본 발명의 일실시예에 따른 방향성 전기강판의 제조 방법 및 자구미세화 방법에 대하여 자세히 설명한다.
[냉연강판의 제조]
방향성 전기강판을 제조하기 위하여 먼저 전기강판 기재의 슬라브를 제조한다.
슬라브의 화학조성 및 금속조직은 자화 용이축이 일정 방향으로 정렬되어 전기강판으로 기능하는 것이면 그 성분과 조직은 별도로 한정하지 아니한다. 다만 예를 들어 설명하면 슬라브의 화학조성은 아래와 같다.
질량 %로 C : 0.08 % 이하(0%는 제외한다), Si : 1.0 ~ 6.5 %, Mn: 0.005 ~ 3.0%, (Nb, V, Ti 중 어느 하나 이상의 합계); 0.070% 이하, (Cr, Sn, Sb 중 어느 하나 이상의 합계): 2.5% 이하, Al : 2.0% 이하(0%는 제외한다), (P, S 중 어느 하나 이상의 합계): 0.100%이하(0%는 제외한다), (Cu 와 Sn은 합계): 1.0% 이하, 희토류 및 기타 불순물 총합은 0.2%이하를 포함하고 잔부는 Fe로 이루어 진다.
(C: 0.08%이하(0%는 제외한다))
탄소(C )는 강 중에 불가피하게 혼입되는 원소이나, 자기 시효에 의한 자기 특성을 악화시키므로 적정한 함량으로 제어되는 것이 바람직하다. 강판내에 C의 함량이 너무 적을 경우 제조 공정에서 상변태가 충분히 일어나지 않아서 강판의 미세조직을 불균일화하여 결국 2차 재결정 조식이 불안정해질 수 있고, C 가 너무 많이 포함되면 제조공정 중에 탄화물이 조대해지고 석출량이 과도하여 그 결과로 탈탄이 충분히 이루어지지 않아서 Goss 집합 조직의 집적도가 저하되어 2차 재결정 집합조직을 훼손할 수 있다. 따라서 강판의 C 함유량은 0.08%이하, 더 바람직하게는 0.001 ~ 0.040 %를 함유한다.
(Si:1.0 ~ 6.5 %)
규소(Si) 는, 방향성 전기강판의 기본 조성으로 강판의 비저항을 증가시켜 철손을 낮추는 역할을 한다. 1.0 ％ 미만일 경우 비저항이 감소하게 되어 와전류손이 증하여 철손 특성이 열화되어 Si 첨가 효과를 기대할 수 없고, 6.5 ％ 이상일 경우, 강판의 취성이 증가하고 인성이 감소하여 압연과정에서 판파단이 발생할 수 있고, 제조공정 중 질화물을 충분히 형성하지 못하여 최종고온소둔 과정에서 2차 재결정 형성에 필요한 충분한 결정립 억제력을 확보할 수 없게 된다. 따라서 Si 는 1.0 ∼ 6.5 ％ 가 바람직하다.
(Mn: 0.005 ~ 3.0%)
망간(Mn)은, 비저항을 증가시켜 와전류손을 감소시킴으로써 전체 철손을 감소시키는 효과가 있으며, 소강상태에서 S와 반응하여 Mn계 황화물을 만들 뿐만 아니라 Si과 함께 질화처리에 의해서 도입되는 질소와 반응하여 (Al,Si,Mn)N의 석출물을 형성함으로써 1차재결정립의 성장을 억제하여 2차재결정을 일으킬 뿐만 아니라 최종 제품의 표면품질에 영향을 미치는 중요한 원소이다. 그러나 Mn이 너무 적게 포함될 경우 최종 제품의 표면 품질이 나빠질 수 있다. 또한 Mn이 너무 많이 포함될 경우 오스테나이트 상분율이 매우 증가하여 Goss 집합조직이 훼손되고 자속밀도가 감소하며 탈탄소둔시 산화층이 너무 과하게 형성되어 탈탄을 방해할 수 있다. 따라서 Mn 은 0.005 ∼ 3.0 ％ 가 바람직하다.
(Nb, V, Ti 중 어느 하나 이상의 합계: 0.05% 이하)
니오븀(Nb), 바나듐(V), 티타늄(Ti)은 제조공정 중에 C와 N과 반응하여 석출물을 형성하는 원소이나 너무 많이 첨가할 경우 2차 재결정 소둔 이후에도 강판에 잔존하여 강판의 자기적 특성을 저하시키므로, Nb, V, Ti 중에서 선택된 원소 1종 이상이 합계로 0.05% 이하로 제어하는 것이 바람직하다.
(Cr, Sn, Sb 중 어느 하나 이상의 합계: 2.5%이하)
크롬(Cr)은 Goss 집합조직의 형성을 촉진하여 철손을 저감시킬 목적으로 첨가하고 Sn은 결정립 성장을 억제하여 궁극적으로 자속밀도를 향상시킬 목적으로 첨가한다. 그리고 안타몬(Sb)는 결정립계에 편석하여 결정립의 성장을 억제하여 2차 재결정을 안정화시키는 효과가 있다. 이 들 세 원소는 모두 2차 재결정 조직의 형성과 상호 관계가 있으므로 Sn, Sb, Cr는 합계로 2.5 % 이하로 제어하는 것이 바람직하다.
(Al: 2.0% 이하(0%는 제외한다))
알루미늄(Al)은 제조공정 중에서 석출된 Al계 질화물 이외에 1차 재결정 공정중에 질화처리에 의하여 도입된 N과 강중에 고용상태로 존재하는 Al, Si, Mn과 결합하여 (Al, Si, Mn)N 및 AlN 형태의 질화물을 형성하여 강한 결정립 성장 억제제로 역할을 한다. 그러나 Al을 너무 많이 포함할 경우 석출물이 불균일하여 2차 재결정의 형성이 불안정하여 강판의 자기적 특성이 저하되므로 2.0 % 이하로 첨가하는 것이 바람직하다.
(P, S 중 어느 하나 이상의 합계: 0.1% 이하(0%는 제외한다))
인(P)은 결정립계에 편석하여 결정립계의 이동을 방해하고 동시에 결정립 성장을 억제하는 보조적인 역할을 하며, S는 너무 많이 첨가되면 2차 재결정 형성을 불안정하게 한다. 또한 P와 S는 전기강판을 제조하는 과정에 불가피하게 첨가되는 원소로서 P, S 합계로 0.1% 이하로 제어하는 것이 바람직하다.
(Cu + Sn 합계: 0.1% 이하)
구리(Cu)는 결정립내 일부 고용됨에 따라 집합조직을 개선하는 역할을 하며, Cu + Sn 함량이 과다하면 결정립계에 편석하여 고온에서 액상을 형성할 수 있기 때문에 Cu 와 Sn 은 총량으로 0.1% 이하로 제어하는 것이 바람직하다.
(희토류 및 기타 불순물 총합이 0.2% 이하)
본 발명의 일 실시예에 의한 방향성 전기강판은 세륨(Ce)이나 프라세오디뮴(Pr)과 같은 희토류 및 기타 불순물을 포함할 수 있고 어떤 희토류 및 불순물이 포함되더라도 그 종합은 0.2%이하인 것이 바람직하다. 희토류 및 불가피한 불순물은 제강 및 방향성 전기강판의 제조 과정에서 의도적으로 투입되거나 불가피하게 혼입되는 불순물을 의미한다. 불가피한 불순물에 대해서는 널리 알려져 있으므로, 구체적인 설명은 생략한다. 본 발명의 일 실시예예서 전술한 합금 성분 외에 원소의 추가를 배제하는 것은 아니며, 본 발명의 기술 사상을 해치지 않는 범위 내에서 다양하게 포함될 수 있다. 추가 원소를 더 포함하는 경우 잔부인 Fe를 대체하여 포함한다.
다음은 상기 조성을 갖는 강판을 연속주조법으로 슬라브를 제조하고 통상적인 방법으로 가열하여 열간압연을 한다. 열간압연 후 필요에 따라 선택적으로 열연판 소둔을 한 다음 냉간압연을 하여 두께 0.1 ~ 0.5 mm 범위의 냉연 강판을 제조한다. 여기서 냉간압연은 1회 냉간압연 또는 중간소둔을 사이에 두는 2회 이상의 냉간압연을 실시할 수 있다.
[1차 재결정 소둔]
앞서 설명한 냉연 강판을 동시 탈탄질화 또는 탈탄후질화 공정을 통하여 1차 재결정 소둔을 실시한다. 동시 탈탄질화에 의한 1차 재결정 소둔의 경우 소둔 공정 중에 변형된 냉간압연의 조직이 재결정을 포함하여 탈탄소둔하게 된다. 이를 위해 강판은 질소, 수소, 수분이 혼합되어 있는 혼합 가스 분위기에서 탈탄소둔을 실시하게 된다. 그리고 탈탄후 질화의 경우 탈탄 후 암모니아 가스를 사용하여 강판에 질소이온을 도입하는 질화 처리를 실시할 수도 있다.
동시 탈탄질화를 할 경우 로내에 장입된 냉연 강판을 700 ~ 900 ℃ 구간에서 분위기 가스의 이슬점온도를 40~70℃로 하고, 표면의 Fe2SiO4/SiO2비가 0.5~3.0으로 제어하여 전기강판의 표면에 산화층을 형성한다.
[2차 재결정 소둔]
그 다음 이러한 전기 강판의 표면에 MgO를 기본으로 하는 소둔분리제를 도포한다. 그리고 소둔분리제가 도포된 강판을 1,000℃ 이상으로 승온하여 장시간 균열 소둔하여 2차 재결정을 일으킴으로써 강판의 {110}면이 압연면에 평행하고, <001>방향이 압연방향에 평행한 Goss 방위의 집합조직을 형성하게 된다. 이와 같은 최종 고온소둔 공정에 의하여 강판의 표면에는 포스테라이트가 포함된 유리 피막층을 형성하며 강판의 내부에는 2차 재결정이 형성된다.
[절연 피막 형성]
2차 재결정이 이루어진 강판에 대하여 콜로이달 실리카와 금속인산염의 단독 혹은 복합 절연 코팅액으로 코팅한 다음 소둔하여 유리 피막층이 형성된 전기강판의 표면에 절연 피막층을 형성한다.
이러한 절연 피막층을 형성하는 방법은 특별히 제한 없이 사용할 수 있으며, 일예로, 인산염을 포함하는 절연 코팅액을 도포하는 방식으로 절연 피막층을 형성할 수 있다. 이러한 절연 코팅액은 콜로이달 실리카와 금속인산염을 포함하는 코팅액을 사용하는 것이 바람직하다. 이 때 금속인산염은 Al 인산염, Mg 인산염, 또는 이들의 조합일 수 있으며, 절연 코팅액의 중량 대비 Al, Mg, 또는 이들의 조합의 함량은 15 중량% 이상일 수 있다.
[자구 미세화 처리]
이상과 같은 공정에 의하여 유리 피막과 절연 피막이 순차적으로 형성된 전기강판의 표면에 제1 레이저(A)와 제2 레이저(B)가 중첩된 레이저 빔(20)을 동시에 조사하여 강판의 표면에 선상의 변형부(10)를 형성한다.
이 때 중첩 레이저 빔의 조사 각도나 사용하는 레이저 빔의 품질 그리고 레이저 모드의 종류는 앞서 설명한 바와 같으므로 자세한 설명은 생략한다.
[자연부식 전위값의 측정]
제조된 전기강판의 표면에 중첩 레이저 빔(20)을 조사하여 변형부(10)를 형성한 다음 강판의 일부를 원형으로 절단하여 자연부식 전위값을 측정한다.
도 5 과 도 6에는 자연부식 전위값을 측정하는 장치를 나타내고 있다.
먼저 자연부식 전위값을 측정하기 위하여, 제조된 전기강판을 두께 0.2mm 또는 0.23 mm이고 지름이 15 mm 가 되도록 절단한다. 이때 절단하는 원형의 시편에 적어도 1 개 이상의 선상의 변형부가 형성되어 있고 이러한 선상의 변형부는 시편의 중앙에 위치하도록 절단한다. 이와 같이 절단된 시편은 통상의 방법으로 연마 및 세척하여 자연부식 전위값을 측정할 수 있게 준비한다.
준비된 전위값 측정용 시편(55)은 도 5에 나타낸 바와 같이, 전위값 측정기의 작업전극(50, Working Electrode, WE)의 끝단에 형성된 시편 홀더(51) 내부에 노출 형성된 전극판(56)과 맞 닫게 부착한다. 그리고 이 시편(55)을 밀폐링(54)을 사이에 두고 시편홀더뚜껑(53)을 이용하여 시편 홀더(51)에 고정시킨다. 이 때 측정하는 시편(55)이 전해액과 직접 접촉할 수 있도록 시편홀더뚜껑(53)의 전면에는 개방구(58)가 형성되어 있다. 개방구(58)의 크기는 직경 10 mm이다. 따라서 실제 전위값 측정시 시편(55)의 일면 중 직경 10 mm 정도가 전해액(85)과 직접 접촉을 하게 된다.
도 6에는 본 발명의 일실시예에서 사용한 자연부식 전위값 측정기를 나타내고 있다.
이러한 측정기는 측정기 본체(40)와 반응조 (80) 그리고 이 반응조에 설치된 작업전극(50, WE), 기준전극(60, Reference Electrode, RE) 그리고 보조전극(70, Counter Electrode, CE)로 이루어 진다. 반응조 (80)는 내부에 담기는 전해액(85)이 일정한 온도를 유지할 수 있도록 정온수 유입구(81)과 유출구(83)가 형성되어 있고, 내부는 밀폐되어 있다.
각 전극의 재질은 작업전극(50, WE)의 경우 고밀도 탄소 전극을 사용하고, 기준전극(60, RE)은 카로멜 전극 (Calomel Electrode)을 사용하며, 보조전극(70, CE)은 백금전극을 사용하는 것이 바람직하다.
그리고 자연부식 전위값 측정기 본체(40)는 GAMRY INSTUMENTS사의 Reference 600 모델을 사용하는 것이 바람직하며, 측정 조건은 Voltage Range: ±0.5V 와 Scan Rate: 0.333mV/s 으로 설정하여 측정하는 것이 바람직하다.
자연부식 전위값 측정시 사용한 전해액(85)은 3.5 % NaCl 용액을 사용하고, 전해액(85)은 30 ℃ 항온으로 유지하며, 시편(55)과 전해액(85)간의 초기 상태를 안정화하기 위하여 시편 설치후 600 초 (10 분)동안 유지한 다음 자연부식 전위값을 측정하는 것이 바람직하다.
자연부식 전위값은 측정과 관련하여 기타 다른 조건 및 특징은 KS D 0279, 0238 와 같이 통상의 기술자에게 알려진 개방회로 자연부식 전위 측정법을 참고하여 측정할 수 있다.
이하에서는 구체적인 실시예를 통하여 본 발명을 좀더 상세하게 설명한다. 그러나 이러한 실시예는 단지 본 발명을 예시하기 위한 것이며, 본 발명이 여기에 한정되는 것은 아니다.
실험예
아래 표 1의 조성을 갖는 슬라브를 이용하고 열간압연과 냉간압연하여 0.20 mm와 0.23mm 두께의 냉연강판을 제조하였다. 표 1에서 원소 %는 중량 %를 의미한다.
C
(%)		 Si
(%)		 Mn
(%)		 Cr
(%)		 Sn
(%)		 Sb
(%)		 Al
(%)		 잔부
0.05 3.518 0.103 0.113 0.0699 0.019 0.003 Fe
이러한 냉연강판에 대하여 840℃의 온도로 습한 수소와 질소 및 암모니아 혼합가스 분위기 (이슬점 온도 69℃, Fe2SiO4/SiO2 비는 1.2로 제어하였다) 속에서 150초간 유지하였고 1차재결정 소둔을 포함한 탈탄소둔과 질화처리를 하였다.
1차 재결정 처리된 강판의 표면에 MgO를 포함하는 소둔분리제를 도포하여 최종 고온소둔하였다. 이때 최종 고온소둔은 1,150℃까지 25 부피% 질소 및 75 부피% 수소의 혼합분위기로 하였으며, 1,150℃ 도달 후에는 100 부피% 수소분위기에서 8시간 가량 유지후 노냉하였다.
이상의 최종 고온소둔 공정에 의하여 2차 재결정 소둔을 완료한 강판의 표면에 콜로이달 실리카 나노입자와 금속 인산염을 혼합한 코팅용액을 도포하고 870 ℃ 온도 조건에서 55 초간 열처리하여 방향성 전기강판용 절연코팅 층을 형성하였다.
그 다음 제1 레이저(광섬유)와 제2 레이저(CO2)가 중첩된 레이저 빔(20)을 동시에 조사하여 강판의 표면에 선상의 변형부(10)를 형성한다.
이 때 강판의 표면에 조사되는 중첩 레이저 빔(20)의 조사 간격을 4.0 ~ 7.0 mm 로 변화시키면서 강판의 표면에 압연방향과 교차하는 방향으로 선상의 변형부(10)를 형성하였다.
자구미세화에 사용한 레이저는 52 ~ 150W 출력을 갖는 광섬유 레이저를 제1 레이저(A)로 사용하였고, 260 ~ 500 W의 CO2레이저를 제2 레이저(B)로 사용하였다. 이 때 중첩 레이저빔(20)의 주사속도는 0.1 ~ 300 m/s 범위 내에서 속도를 변화시키면서 주사하였고 조사각도는 1 ° 이하로 하였다.
아래 표 2에 0.2 mm 두께의 강편에 대한 시험 조건과 측정된 자성 값을 나타내고 있고, 표 3에서는 0.23 mm 두께의 강판에 대한 시험 조건과 측정된 자성 값을 나타내고 있다.
그리고 표2와 표3에서 철손 개선율은 W15/50와 W17/50은 각각 원판 대비 자구처리한 시편에 대한 철손 개선 비율을 의미한다.

구분		 시험 조건 에너지 밀도
(J/mm2)		 모강판의 자성 자구미세화후 자성 철손
개선율
(W17/50,
W15/50)
조사방식 Fiber
출력(W)		 CO2
출력(W)		 조사
간격(mm)		 W15/50 W17/50 상대
투자율		 W15/50 W17/50 상대
투자율
실험 1 중첩 30 400 5 0.28 0.539 0.768 19820 0.492 0.695 19250 9.5/8.7
실험 2 52 260 5 0.32 0.539 0.776 19845 0.476 0.666 14582 14.1/11.7
실험 3 92 260 5 0.48 0.548 0.809 15887 0.487 0.696 13076 14.0/11.1
실험 4 100 220 5 0.51 0.539 0.775 18890 0.486 0.676 15153 12.8/9.8
실험 5 150 200 5 0.71 0.535 0.774 19120 0.481 0.679 14525 12.3/10.1
비교 1 순차
중첩		 52 260 5 0.32 0.553 0.820 14238 0.529 0.773 13917 5.7/4.2
비교 2 CO2
단독		 - 260 5 0.10 0.536 0.775 18650 0.526 0.758 18268 2.1/1.9
비교 3 360 5 0.14 0.529 0.767 18660 0.515 0.713 16238 7.0/2.6
비교 4 - 400 5 0.15 0.526 0.768 18670 0.489 0.701 14238 8.7/7.0
비교 5 460 5 0.17 0.528 0.766 18675 0.495 0.703 14110 8.2/6.3
비교 6 560 5 0.21 0.529 0.768 18665 0.505 0.715 14025 6.9/4.5
비교 7 660 5 0.25 0.527 0.767 18660 0.515 0.730 13875 4.8/2.3
비교 8 Fiber
단독		 52 - 5 0.22 0.502 0.734 18703 0.492 0.706 18565 3.8/2.0
비교 9 62 5 0.26 0.521 0.761 18780 0.497 0.703 18580 7.6/4.6
비교 10 72 5 0.30 0.519 0.746 18410 0.490 0.687 17433 7.9/5.6
비교 11 82 5 0.34 0.521 0.751 19949 0.485 0.685 17284 8.8/6.9
비교 12 96 - 5 0.40 0.521 0.763 20516 0.489 0.696 16625 8.8/6.1
비교 13 150 5 0.63 0.522 0.751 20066 0.495 0.693 13999 7.7/5.2
표 2에서 비교 1의 레이저 조사방식이 “순차 중첩”인 것은 먼저 제 2 레이저(B)인 CO2레이저를 조사하고 난 다음 일정 시간이 지나서 강판이 상온으로 냉각된 다음, 제 1 레이저(A)인 광섬유 레이저를 순차적으로 조사한 것이다.

구분		 시험 조건 에너지 밀도
(J/mm2)		 모강판의 자성 자구미세화후 자성 철손
개선율
(W17/50,
W15/50)
조사방식 Fiber
출력(W)		 CO2
출력(W)		 조사
간격(mm)		 W15/50 W17/50 상대
투자율		 W15/50 W17/50 상대
투자율
실험 6 중첩 30 400 5 0.28 0.572 0.801 19567 0.535 0.726 18452 9.4/6.5
실험 7 52 260 4 0.25 0.571 0.804 19364 0.531 0.732 16910 9.0/7.0
실험 8 5 0.32 0.572 0.799 19276 0.511 0.709 17366 11.3/10.7
실험 9 6 0.38 0.571 0.801 19286 0.517 0.705 16287 12.0/9.5
실험 10 7 0.44 0.570 0.810 19350 0.527 0.736 16154 9.1/7.5
실험 11 92 260 5 0.48 0.571 0.805 19370 0.508 0.698 16054 13.3/11.0
실험 12 100 230 5 0.51 0.572 0.804 19365 0.505 0.696 15956 13.4/11.7
실험 13 150 200 5 0.71 0.572 0.806 19368 0.503 0.693 15756 14.0/12.1
비교 14 CO2
단독		 - 260 5 0.10 0.587 0.813 19450 0.573 0.787 17250 3.2/2.4
비교 15 360 5 0.14 0.578 0.815 19554 0.539 0.743 17100 8.8/6.7
비교 16 400 4 0.08 0.575 0.802 19567 0.558 0.77 18762 4.0/3.0
비교 17 5 0.10 0.572 0.805 19685 0.538 0.74 19012 8.1/5.9
비교 18 6 0.12 0.572 0.808 19376 0.538 0.741 17265 8.3/5.9
비교 19 7 0.14 0.575 0.805 18635 0.542 0.742 15458 7.8/5.7
비교 20 460 5 0.17 0.571 0.805 19354 0.536 0.736 14254 8.6/6.1
비교 21 560 5 0.21 0.572 0.806 19452 0.54 0.745 12354 7.6/5.6
비교 22 660 5 0.25 0.571 0.805 19387 0.538 0.742 11456 7.8/5.8
비교 23 Fiber
단독		 52 - 5 0.22 0.568 0.798 21547 0.557 0.772 21410 3.3/1.9
비교 24 62 5 0.26 0.571 0.802 19575 0.553 0.767 19025 4.4/3.2
비교 25 72 5 0.30 0.572 0.806 19565 0.552 0.765 18957 5.1/3.5
비교 26 82 5 0.34 0.575 0.805 19454 0.548 0.756 17898 6.1/4.7
비교 27 96 4 0.32 0.575 0.805 19321 0.548 0.743 16693 7.7/4.7
비교 28 5 0.40 0.572 0.802 19558 0.542 0.738 16452 8.0/5.2
비교 29 6 0.48 0.576 0.806 19548 0.534 0.736 16152 8.7/7.3
비교 30 7 0.56 0.573 0.804 19654 0.542 0.745 15897 7.3/5.4
비교 31 150 5 0.63 0.572 0.801 19875 0.554 0.752 15325 6.1/3.1
제조된 방향성 전기강판에 대하여 자연부식 전위값을 측정하고 아울러 염수 분무 시험을 하였다.
자연전위 부식값은 제조된 방향성 전기강판의 두께 0.2mm 와 두께 0.23 mm 각각에 대하여 지름이 15 mm 가 되도록 절단한 다음 도 5와 도 6에 나타난 자연부식 전위값 측정기를 이용하여 측정하였다.
측정된 자연부식 전위값에 대하여 방향성 전기강판의 두께 0.2mm인 시편은 아래 표 4에 그리고 두께 0.23 mm인 시편은 아래 표 5에 각각 나타내고 있다.
아래 표 4와 표 5에서 나타낸 부식특성은 자연부식 전위값과 염수 분무시험을 근거로 구별한 것이다. 표 4와 표 5에서 “◎” 표시는 자연부식 전위값이 - 200 mV 이상이고 8시간 염수 분무후에도 부식이 발생하지 않았다는 것을 나타낸다. 그리고 “○” 표시는 자연부식 전위값이 - 200 내지 - 350mV이고, 8시간 염수 분무후에도 부식이 발생하기 않은 것을 나타낸다. 또한 “ X ” 표시는 자연부식 전위값이 - 350 내지 -850mV이고, 8시간 염수 분무후에 부식이 발생한 것을 나타낸다.
여기서 염수 분무 시험은 KS D 9502의 측정기준에 따라 시험한 것이다.

구분		 시험 조건 에너지 밀도
(J/mm2)		 부식
전위값
mV		 부식
육안
관찰
조사방식 Fiber
출력(W)		 CO2
출력(W)		 조사
간격(mm)
실험 14 중첩 30 400 5.0 0.28 -120 ◎
실험 15 52 260 5.0 0.32 -140 ◎
실험 16 92 260 5.0 0.48 -160 ◎
실험 17 100 230 5.0 0.51 -200 ◎
실험 18 150 200 5.0 0.71 -345 ○
비교 32 순차
중첩		 52 260 5.0 0.32 -720 X
비교 33 CO2
단독		 - 260 5.0 0.10 -210 ○
비교 34 360 5.0 0.14 -660 X
비교 35 400 5.0 0.15 -680 X
비교 36 460 5.0 0.17 -685 X
비교 37 560 5.0 0.21 -670 X
비교 38 660 5.0 0.25 -690 X
비교 39 Fiber
단독		 52 - 5.0 0.22 -120 ◎
비교 40 62 5.0 0.26 -740 X
비교 41 72 5.0 0.30 -735 X
비교 42 82 5.0 0.34 -750 X
비교 43 96 5.0 0.40 -800 X
비교 44 150 5.0 0.63 -820 X

구분		 시험 조건 에너지 밀도
(J/mm2)		 부식
전위값
mV		 부식
육안
관찰
조사방식 Fiber
출력(W)		 CO2
출력(W)		 조사
간격(mm)
실험 19 중첩 30 400 5.0 0.28 -110 ◎
실험 20 52 260 4 0.25 -145 ◎
실험 21 52 260 5 0.32 -158 ◎
실험 22 52 260 6 0.38 -142 ◎
실험 23 52 260 7 0.44 -160 ◎
실험 24 92 260 5.0 0.48 -165 ◎
실험 25 100 230 5.0 0.51 -220 ○
실험 26 150 200 5.0 0.71 -340 ○
비교 45 CO2
단독		 - 260 5 0.10 -205 ○
비교 46 360 5.0 0.14 -658 X
비교 47 400 4 0.12 -675 X
비교 48 5 0.15 -685 X
비교 49 6 0.18 -680 X
비교 50 7 0.21 -689 X
비교 51 460 5.0 0.17 -680 X
비교 52 560 5.0 0.21 -695 X
비교 53 660 5.0 0.25 -679 X
비교 54 Fiber
단독		 52 - 5.0 0.22 -115 ◎
비교 55 62 5.0 0.26 -725 X
비교 56 72 5.0 0.30 -745 X
비교 57 82 5.0 0.34 -755 X
비교 58 96 4 0.32 -840 X
비교 59 96 5 0.40 -810 X
비교 60 6 0.48 -815 X
비교 61 7 0.56 -830 X
비교 62 150 5.0 0.63 -850 X
표 2에서와 같이 강판의 두께가 0.2 mm이고 중첩 레이저의 주사 간격이 5 mm 으로 동일한 상태에서 각 레이저의 출력값이 동일한 경우 실험 2에서 알 수 있듯이, 중첩레이저에 의한 철손 개선율은 비교 8의 Fiber 단독 및 비교 2의 CO2 단독에 비하여 현저하게 개선되었음을 알 수 있다.
더 나아가 표 2에서 알 수 있듯이 단독 CO2레이저의 출력값을 중첩 레이저의 CO2 레이저 출력값 (260 W) 보다 400 W 로 크게 높인 비교 4의 경우에도 출력값이 작은 실험 1 내지 실험 5의 철손개선율 보다 낮게 나타나고 있다는 것을 알 수 있으며, 광섬유 레이저의 출력을 높인 비교 13의 경우에도 실험 1 내지 실험 4의 철손개선율 보다 낮게 나타나고 있다는 것을 알 수 있다.
그리고 표 3에서 알 수 있듯이 강판의 두께가 0.23 mm이고 중첩 레이저의 주사 간격을 4 mm, 5 mm, 6 mm, 7 mm로 변경하여 주사한 경우에도 각 주사 간격 별로 본 발명에 의한 중첩 레이저를 조사한 각 실험예의 경우에 철손 개선율이 많이 개선되었다는 것을 알 수 있다.
표 2에서 알 수 있듯이 단독 CO2인 비교 2내지 비교 7의 경우, 본 발명의 범위 내의 출력(W; 200~500) 임에도 불구하고 철손 개선율이 매우 좋지 않게 나타나지만, 표 4의 비교예 33에서와 같이 부식특성은 조금 있는 것으로 나타났다. 그리고 단독 CO2인 비교 6과 비교 7의 경우, 본 발명의 출력 값이 벗어나지만 (W 500 이상) 철손 개선율도 낮고 표 4의 비교 37과 비교 38에서와 같이 부식특성 또한 매우 좋지 않게 나타나고 있다.
또한 표 2에서 단독 Fiber인 비교 9 내지 비교 13의 경우, 본 발명의 범위 내의 출력(W; 10~150)의 경우 철손 개선율도 매우 좋지 않게 나타나고, 표 4의 비교 40 내지 비교 44에서와 같이 부식특성 또한 좋지 않게 나타나고 있다.
다만 예외적으로 표 2의 단독 Fiber의 출력이 52 W로 낮은 비교 8의 경우 철손 개선율이 현저히 낮지만, 표 4의 비교 39에서와 같이 부식특성은 양호하게 나타나고 있다.
이러한 경향은 강판 두께 0.23 mm 의 실험 결과인 표 3에서도, 단독 CO2 와 단독 Fiber인 경우에는 표 5 에서와 같이 유사한 결과를 나타내고 있다.
그리고 표 2에서 이종 레이저를 순차 중첩한 비교 1의 경우 철손 개선율이 좋지 않게 나타나고 있다.
한편 표 4와 표 5에서 알 수 있듯이, 자연부식 전위값을 측정한 결과를 보면, 전기강판의 두께가 0.20 mm나 0.23mm 모두 아래와 같은 특성이 나타남을 알 수 있다.
즉, CO2 레이저를 단독으로 조사한 경우, 철손 개선율이 비교적 높게 나타나는 400W 이상의 출력으로 높일 경우, 측정된 자연부식 전위값은 -650 mV 이하로 낮게 나타나서 부식 특성이 좋지 않다는 것을 알 수 있다.
또한 Fiber 레이저를 단독으로 조사한 경우, 철손 개선율을 어느 정도 확보가 가능한 출력인 72 W 이상으로 증가할 경우 자연부식 전위값은 -700 mV 이하로 낮게 나타나서 이 역시 부식 특성이 좋지 않다는 것을 알 수 있다.
그러나 Fiber 레이저와 CO2 레이저를 중첩하여 조사한 경우, 철손 개선율을 충분히 확보할 수 있을 뿐만이 아니라 자연부식 전위값이 중분히 확보되어 부식 특성 또한 우수하다는 것을 알 수 있다.
이러한 결과에 더하여 Fiber 레이저를 단독으로 조사한 비교 39와 비교 54 경우에, 자연부식 전위값이 -120mV 이상으로 나타나고 있어서 부식에 대한 저항성이 높아 졌다는 것을 알 수 있다. 이러한 결과는 CO2를 260 W 출력에서 단독으로 레이저를 조사한 비교 33과 비교 45에서도 알 수 있다.
본 발명은 실시예들에 한정되는 것이 아니라 서로 다른 다양한 형태로 제조될 수 있으며, 본 발명이 속하는 기술분야에서 통상의 지식을 가진 자는 본 발명의 기술적 사상이나 필수적인 특징을 변경하지 않고서 다른 구체적인 형태로 실시될 수 있다는 것을 이해할 수 있을 것이다. 그러므로 이상에서 기술한 실시예들은 모든 면에서 예시적인 것이며 한정적이 아닌 것으로 이해해야만 한다.

Claims (22)

  1. 제1 파장의 제1 레이저 빔이 조사되어 형성되고 있는 제1 빔스팟과
    제2 파장의 제2 레이저 빔이 조사되어 형성되고 있는 제2 빔스팟으로 이루어지고
    상기 제1 빔스팟이 상기 제2 빔스팟의 내부에 일부 또는 전부가 위치하도록 제어되어 형성되고 있는 중첩 레이저빔을
    전기강판의 표면에 조사하여 변형부를 형성하는, 방향성 전기강판의 자구 미세화 방법.
  2. 제1항에 있어서,
    상기 중첩 레이저빔의 제1 레이저는 단파장 레이저이고 제2 레이저는 상기 단파장 레이저의 파장 보다 긴 파장의 장파장 레이저인, 방향성 전기강판의 자구 미세화 방법.
  3. 제2항에 있어서,
    상기 제1 레이저와 상기 제2 레이저를 동시에 중첩한 상기 중첩 레이저빔을 2차 재결정이 이루어진 상기 전기강판의 표면에 압연방향의 직각 또는 경사진 방향으로 조사하여 선상의 변형부를 형성하는, 방향성 전기강판의 자구 미세화 방법.
  4. 제2항에 있어서,
    상기 제1 레이저 또는 상기 제2 레이저의 빔 형상은 타원형 또는 원형 중 어느 하나인, 방향성 전기강판의 자구 미세화 방법.
  5. 제2항에 있어서,
    상기 제1 레이저는 광섬유 레이저, YAG 레이저 또는 디스크 레이저 중 어느 하나이고, 상기 제2 레이저는 CO2 레이저인, 방향성 전기강판의 자구 미세화 방법.
  6. 제5항에 있어서,
    상기 제1 레이저인 광섬유 레이저의 빔 스팟은 폭이 10 내지 200 ㎛이고, 길이는 상기 CO2 레이저 빔 스팟의 길이 이하 또는 그 이상의 타원형 또는 원형인, 방향성 전기강판의 자구 미세화 방법.
  7. 제5항에 있어서,
    상기 제2 레이저인 CO2 레이저의 빔 스팟은 폭이 100 내지 400 ㎛ 이고, 길이는 0.4 내지 20 mm 인 타원형 빔 스팟인, 방향성 전기강판의 자구 미세화 방법.
  8. 제1항에 있어서,
    상기 중첩 레이저빔의 조사 간격은 2 ~ 10 mm이고, 주사 속도는 0.1 내지 300 m/sec인, 방향성 전기강판의 자구 미세화 방법.
  9. 제3항에 있어서,
    상기 중첩 레이저 빔의 경사 방향은 ±10°이하인, 방향성 전기강판의 자구 미세화 방법.
  10. 제5항에 있어서,
    상기 제1 레이저인 광섬유 레이저의 출력은 10 내지 150 W이고, 상기 YAG 레이저의 출력은 10 내지 250 W이며, 상기 제2 레이저인 CO2 레이저의 출력은 200 내지 500 W 인, 방향성 전기강판의 자구 미세화 방법.
  11. 전기강판 기재; 와
    상기 전기강판 기재 상에 위치하는 절연 피막층을 포함하고,
    상기 전기강판 기재의 표면에 하나 이상의 선형의 변형부가 형성되고 상기 전기강판의 자연부식 전위값이 (-) 350 mv 이상인, 방향성 전기강판.
  12. 제11항에 있어서,
    상기 전기강판 기재와 상기 절연 피막층 사이에 유리 피막층이 형성된, 방향성 전기강판.
  13. 제11항에 있어서,
    상기 전기강판의 자연부식 전위값이 (-) 50 내지 (-) 300 mV 인, 방향성 전기강판.
  14. 제11항에 있어서,
    상기 절연 피막층의 표면에 재응고층이 형성되어 있는, 방향성 전기강판.
  15. 제14항에 있어서,
    상기 재응고층의 두께는 상기 절연 피막층 단면 두께의 20% 이내인, 방향성 전기강판.
  16. 제11에 있어서,
    상기 전기강판의 W15/50 철손 개선율이 6 % 이상인, 방향성 전기강판.
  17. 제11에 있어서,
    상기 전기강판의 W17/50 철손 개선율이 9 % 이상인, 방향성 전기강판.
  18. 전기강판 기재; 와
    상기 전기강판 기재 상에 위치하는 절연 피막층을 포함하고,
    상기 전기강판의 표면에 하나 이상의 선형의 변형부가 형성되고, 상기 선형의 변형부 상부의 상기 절연 피막층 표면에 재응고층이 형성되어 있는 방향성 전기강판.
  19. 제18항에 있어서,
    상기 전기강판 기재와 상기 절연 피막층 사이에 유리 피막층이 형성된, 방향성 전기강판.
  20. 제18항에 있어서,
    상기 변형부 상부의 상기 절연 피막층의 두께는 변형부가 미형성된 영역 상부의 절연 피막층의 두께의 60% 이상인, 방향성 전기강판.
  21. 제18항에 있어서,
    상기 재응고층은 규소 산화물을 주성분으로 하고, 상기 절연 피막층은 인산염 또는 콜로이달 실리카를 주성분으로 하는, 방향성 전기강판.
  22. 제18항에 있어서,
    상기 재응고층의 두께는 상기 절연 피막층 단면 두께의 20% 이내인 방향성 전기강판.
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