WO2021125680A1 - 방향성 전기강판 및 그 자구미세화 방법 - Google Patents

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thermal shock
grain
electrical steel
groove
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박세민
김창호
민기영
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Definitions

  • It relates to a grain-oriented electrical steel sheet and a magnetic domain refining method thereof. More specifically, it relates to a grain-oriented electrical steel sheet capable of reducing the amount of thermal shock while improving iron loss by combining the permanent domain refining method and the temporary domain refining method, and a magnetic domain refining method thereof.
  • grain-oriented electrical steel sheet is used as an iron core material for electronic products such as transformers, in order to improve energy conversion efficiency by reducing power loss in equipment, a steel sheet with excellent iron loss and a high space factor during lamination and winding is required. .
  • Grain-oriented electrical steel sheet refers to a functional steel sheet having a texture (also called "Goss Texture”) in which crystal grains secondary recrystallized through hot rolling, cold rolling and annealing processes are oriented in the ⁇ 110 ⁇ 001> direction in the rolling direction.
  • a texture also called "Goss Texture”
  • crystal grains secondary recrystallized through hot rolling, cold rolling and annealing processes are oriented in the ⁇ 110 ⁇ 001> direction in the rolling direction.
  • a magnetic domain refining method As a method of lowering the iron loss of a grain-oriented electrical steel sheet, a magnetic domain refining method is known. That is, the size of the large magnetic domain of the grain-oriented electrical steel sheet is miniaturized by scratching the magnetic domain or applying an energy impact. In this case, when the magnetic domain is magnetized and its direction is changed, energy consumption can be reduced compared to when the size of the magnetic domain is large.
  • the magnetic domain refining method there are permanent domain refining, which maintains the improvement effect after heat treatment, and temporary domain refining, which is not.
  • the permanent magnetic domain refining method that shows the iron loss improvement effect even after the stress relief heat treatment above the heat treatment temperature at which recovery occurs can be classified into an etching method, a roll method, and a laser method. Since the etching method forms a groove (groove) on the surface of the steel sheet through a selective electrochemical reaction in a solution, it is difficult to control the shape of the groove, and it is difficult to uniformly secure the iron loss characteristics of the final product in the width direction. In addition, it has a disadvantage that it is not environmentally friendly due to an acid solution used as a solvent.
  • the permanent magnetic domain refining method using a roll forms a groove having a certain width and depth on the surface of the plate by processing the protrusion on the roll and pressing the roll or plate, and then annealing to improve iron loss by partially causing recrystallization at the bottom of the groove. It is a magnetic domain refinement technique that represents The roll method has disadvantages in that it is difficult to obtain stability against machining and stable iron loss according to thickness, and the process is complicated, and the iron loss and magnetic flux density characteristics deteriorate immediately after groove formation (before stress relief annealing).
  • the permanent magnetic domain refining method by laser uses a method of irradiating a high-power laser to the surface of an electrical steel sheet moving at high speed, and forming a groove accompanied by melting of the base portion by laser irradiation.
  • a high-power laser to the surface of an electrical steel sheet moving at high speed
  • a groove accompanied by melting of the base portion by laser irradiation it is difficult to refine the magnetic domain to the minimum size even in this permanent magnetic domain refining method.
  • the current technology is focused on not applying the laser once more after applying the laser in the coated state, so it is not intended to irradiate the laser with an intensity higher than a certain level. This is because it is difficult to properly exert the tension effect due to damage to the coating if applied over a certain level.
  • a grain-oriented electrical steel sheet and a magnetic domain refining method thereof are provided.
  • an object of the present invention is to provide a grain-oriented electrical steel sheet capable of reducing the amount of thermal shock while improving iron loss by combining the permanent magnetic domain refining method and the temporary magnetic domain refining method, and a magnetic domain refining method thereof.
  • a grain-oriented electrical steel sheet according to an embodiment of the present invention includes a linear groove formed on one or both sides of the electrical steel sheet in a direction crossing the rolling direction; and a linear thermal shock portion formed on one or both surfaces of the electrical steel sheet in a direction crossing the rolling direction.
  • the angle between the longitudinal direction of the groove and the longitudinal direction of the thermal shock portion is 1 to 5°.
  • a plurality of grooves and the thermal shock portion are formed along the rolling direction, and a ratio (D2/D1) of the interval D2 between the thermal shock portions to the interval D1 between the grooves may be 1.7 to 2.3.
  • the ratio (D2/D1) of the spacing D2 between the thermal shock parts to the spacing D1 between the grooves may be 1.7 to 1.9 or 2.1 to 2.3.
  • the interval D1 between the grooves may be 2.0 to 3.0 mm, and the interval D2 between the thermal shock portions may be 4.0 to 6.0 mm.
  • the groove and the thermal shock portion may be formed on one surface of the steel sheet.
  • the groove may be formed on one surface of the steel sheet, and the thermal shock portion may be formed on the other surface of the steel sheet.
  • the depth of the groove may be 3 to 5% of the thickness of the steel sheet.
  • the thermal shock part may have a Vickers hardness (Hv) difference of 10 to 120 from the surface of the steel sheet on which the thermal shock part is not formed.
  • the solidification alloy layer may have a thickness of 0.1 ⁇ m to 3 ⁇ m.
  • It may include an insulating film layer formed on the upper portion of the groove.
  • the longitudinal direction of the groove and the thermal shock portion and the rolling direction may form an angle of 75 to 88°.
  • Two to ten grooves or the thermal shock portion may be intermittently formed along a vertical rolling direction of the steel sheet.
  • a magnetic domain refining method of a grain-oriented electrical steel sheet comprises the steps of preparing a grain-oriented electrical steel sheet; Forming a linear groove by irradiating a laser on one or both surfaces of the grain-oriented electrical steel sheet in a direction crossing the rolling direction; and irradiating a laser on one or both surfaces of the grain-oriented electrical steel sheet in a direction crossing the rolling direction to form a linear thermal shock portion.
  • An angle between the longitudinal direction of the groove and the longitudinal direction of the thermal shock portion is 1 to 5°.
  • the step of forming the groove and the step of forming the thermal shock portion are performed a plurality of times to form a plurality of the grooves and the thermal shock portion along the rolling direction, and the ratio of the interval D2 between the thermal shock portions to the interval D1 between the grooves. (D2/D1) may be formed to be 1.7 to 2.3.
  • the energy density of the laser is 0.5 to 2 J/mm 2
  • the energy density of the laser is 0.02 to 0.2 J/mm 2 .
  • a beam length in a vertical direction of the steel sheet rolling of the laser may be 50 to 750 ⁇ m, and a beam width of the laser in a steel sheet rolling direction may be 10 to 30 ⁇ m.
  • the beam length in the vertical direction of the steel sheet rolling of the laser may be 1,000 to 15,000 ⁇ m, and the beam width in the steel sheet rolling direction of the laser may be 80 to 300 ⁇ m.
  • the method may further include forming an insulating film layer on the surface of the steel sheet.
  • the step of forming an insulating film layer on the surface of the steel sheet may be performed.
  • the step of forming a thermal shock portion may be performed.
  • FIG. 1 is a schematic diagram of a rolled surface (ND surface) of a grain-oriented electrical steel sheet according to an embodiment of the present invention.
  • FIG. 2 is a schematic diagram of a rolled surface (ND surface) of a grain-oriented electrical steel sheet according to an embodiment of the present invention.
  • FIG 3 is a schematic diagram of a cross-section (TD surface) of a grain-oriented electrical steel sheet according to an embodiment of the present invention.
  • FIG. 4 is a schematic diagram of a cross-section (TD surface) of a grain-oriented electrical steel sheet according to another embodiment of the present invention.
  • FIG. 5 is a schematic diagram of a groove according to an embodiment of the present invention.
  • FIG. 6 is a schematic diagram showing the shape of a laser beam 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 part, component, region, layer or section from another part, component, region, layer or section. Accordingly, a first part, component, region, layer or section described below may be referred to as a second part, component, region, layer or section without departing from the scope of the present invention.
  • FIG. 1 and 2 show a schematic diagram of a grain-oriented electrical steel sheet 10 that has been refined into a magnetic domain according to an embodiment of the present invention.
  • the grain-oriented electrical steel sheet 10 is on one side 11 or both sides 11 and 12 of the electrical steel sheet, in a direction crossing the rolling direction (RD direction)
  • a linear groove 20 formed of; and a linear thermal shock portion 30 formed on one surface 11 or both surfaces 11 and 12 of the electrical steel sheet in a direction crossing the rolling direction.
  • An angle between the longitudinal direction of the groove 20 and the longitudinal direction of the thermal shock portion 30 may be 1 to 5°.
  • the magnetic domain can be miniaturized to a minimum size, and as a result, the iron loss can be improved.
  • the groove 20 is formed with a laser, since energy strong enough to generate iron powder is focused, the temperature in the vicinity rises very high.
  • the laser for forming the thermal shock portion 30 is irradiated in the vicinity of this, the peripheral portion of the groove 20 receives heat and thermal contraction occurs during cooling. Tensile stress is applied to the steel plate 10 due to thermal contraction. As a result, this tension reduces the size of the magnetic domain.
  • the free surface generated by the formation of the groove 20 generates a surface charge of static magnetism to make a closed curve, two effects by different mechanisms are simultaneously formed, and iron loss is additionally caused by the synergy of the two effects. will decrease
  • the insulation film layer 50 is prevented from being damaged to maximize the corrosion resistance. can do.
  • the thermal shock part 30 By also forming , this reduction in iron loss is compensated.
  • the groove 20 and the thermal shock portion 30 may or may not intersect.
  • the angle at the intersection is 1 to 5°. If they do not intersect, the angle at the intersection of the imaginary line 21 that moves the groove 20 in parallel in the rolling direction RD and the thermal shock unit 30 may be 1 to 5 ⁇ .
  • Iron loss may be inferior. If the angle ⁇ between the longitudinal direction of the groove 20 and the longitudinal direction of the thermal shock portion 30 is too large, rather than exceeding the angular distribution of the texture of the steel sheet, magnetic domains that are bad for iron loss are generated around the laser line. can be inferior More specifically, the angle between the longitudinal direction of the groove 20 and the longitudinal direction of the thermal shock portion 30 may be 1 to 3 ⁇ .
  • FIG. 3 shows a schematic diagram of a cross-section (TD surface) of a grain-oriented electrical steel sheet according to an embodiment of the present invention.
  • the interval between the grooves 20 is denoted by D1
  • the interval between the thermal shock units 30 is denoted by D2.
  • the arbitrary groove 20 and the groove 20 closest to the arbitrary groove 20 are spaced between the grooves (D1). ) is defined as
  • an arbitrary thermal shock part 30 and the closest thermal shock part 30 are defined as a distance D2 between the thermal shock parts.
  • the interval is defined based on the centerline of the groove 20 and the thermal shock portion 30 . do.
  • the average value of each interval D1 and D2 that is, the sum of the intervals D1 and D2 divided by the total number is the above-mentioned value. range can be satisfied.
  • a ratio (D2/D1) of the interval D2 between the thermal shock portions 30 to the interval D1 between the grooves 20 may be 1.7 to 2.3.
  • D2/D1 is about 1, but this is for explaining the definitions of D1 and D2, and the ratio may be 1.7 to 2.3.
  • the ratio (D2/D1) of the spacing D2 between the thermal shock parts 30 to the spacing D1 between the grooves 20 may be 1.7 to 1.9 or 2.1 to 2.3.
  • the ratio (D2/D1) is 2.0, the gap ratio perfectly matches, and the maximum point of the thermal shock portion 30 coincides with the minimum point of the groove 20 . Due to the formation of the groove 20, too strong a thermal shock is applied to the lowest point of the groove 20 where the formation of a base coating or the like is insufficient, and cracks or deterioration of the portion may occur. Therefore, the laser can be applied so that the D2/D1 ratio does not become an integer multiple.
  • the distance D1 between the grooves 20 is 2.0 to 3.0 mm, and the distance D2 between the thermal shock units 30 may be 4.0 to 6.0 mm. More specifically, the interval D1 between the grooves 20 is 2.2 to 2.7 mm, and the distance D2 between the thermal shock units 30 may be 4.2 to 5.7 mm.
  • the interval between the grooves (D1) and the interval (D2) between the thermal shock parts may be uniform in the entire electrical steel sheet.
  • the interval D1 between all grooves and the interval D2 between the thermal shock portions in the entire electrical steel sheet may correspond to within 10% of the interval D1 between the average grooves and the interval D2 between the average thermal shock portions. More specifically, it may correspond to within 1%.
  • the groove 20 and the thermal shock portion 30 are formed on one surface 11 of the steel plate, but is not limited thereto.
  • the groove 20 may be formed on one surface 11 of the steel sheet, and the thermal shock portion 30 may be formed on the other surface 12 of the steel sheet. Since it is the same as described in the embodiment of the present invention except that the thermal shock portion 30 is formed on the other surface 12 , the overlapping description will be omitted.
  • the groove 20 refers to a portion in which a portion of the surface of the steel sheet is removed by laser irradiation.
  • the shape of the groove 20 is expressed in a wedge shape, but this is only an example, and may be formed in various shapes such as a square, trapezoidal shape, a U shape, a semicircle shape, and a W shape.
  • the depth (H G ) of the groove 20 may be 3 to 5% of the thickness of the steel sheet. If a too shallow depth of the groove (H G), it is difficult to obtain an appropriate effect of improving iron loss. If too deep, the depth of the groove (H G), due to strong laser irradiation as to significantly alter the tissue properties of the steel sheet 10, or may form a large amount of spatter hileop and can degrade the magnetic properties. Therefore, the depth of the groove 20 can be controlled within the above-described range.
  • the solidified alloy layer 40 includes a solidified alloy layer 40 formed under the groove 20 , and the solidified alloy layer 40 may have a thickness of 0.1 ⁇ m to 3 ⁇ m.
  • the thickness of the solidified alloy layer 40 By appropriately controlling the thickness of the solidified alloy layer 40, only the spike domain is formed in the groove after the final insulating coating without affecting the formation of secondary recrystallization. If the thickness of the solidified alloy layer 40 is too thick, since it affects recrystallization during primary recrystallization, the Goss density of secondary recrystallization after secondary recrystallization annealing is poor. characteristics may not be obtained.
  • the solidified alloy layer includes recrystallization having an average particle diameter of 1 to 10 ⁇ m, and is distinguished from other steel sheet portions.
  • an insulating film layer 50 may be formed on the groove 20 .
  • the longitudinal direction of the groove 20 and the thermal shock portion 30 and the rolling direction are shown to form a right angle, but is not limited thereto.
  • the longitudinal direction and the rolling direction of the groove 20 and the thermal shock portion 30 may form an angle of 75 to 88 °.
  • it can contribute to improving the iron loss of the grain-oriented electrical steel sheet.
  • groove 20 and the thermal shock portion 30 are continuously formed along the rolling vertical direction (TD direction), but is not limited thereto.
  • 2 to 10 grooves 20 or thermal shock portions 30 may be intermittently formed along the rolling vertical direction (TD direction) of the steel sheet. When formed intermittently in this way, it can contribute to improving the iron loss of the grain-oriented electrical steel sheet.
  • the thermal shock portion 30 is indistinguishable from the surface of other steel plates.
  • the thermal shock portion 30 is a portion etched in a groove shape when immersed in hydrochloric acid concentration of 5% or more for 10 minutes or more, and can be distinguished from other surface portions of the steel sheet.
  • the thermal shock portion 30 can be distinguished in that it has a Vickers hardness (Hv) difference of 10 to 120 from the surface of the steel sheet on which the groove 20 or the thermal shock portion 30 is not formed.
  • the hardness measurement method may measure the hardness of the thermal shock portion and the portion not subjected to thermal shock with micro-hardness by the nanoindenter. That is, it means the nano Vickers hardness (Hv).
  • a magnetic domain refining method of a grain-oriented electrical steel sheet comprises the steps of preparing a grain-oriented electrical steel sheet (10); forming a groove 20 on one or both surfaces of the grain-oriented electrical steel sheet 10 by irradiating a laser in a direction crossing the rolling direction (RD direction); and irradiating a laser on one or both surfaces of the grain-oriented electrical steel sheet 10 in a direction crossing the rolling direction (RD direction) to form a thermal shock portion 30 .
  • a grain-oriented electrical steel sheet 10 is prepared.
  • the magnetic domain refining method and the shape of the groove 20 and the thermal shock portion 30 to be formed have its characteristics, and a grain-oriented electrical steel sheet to be subjected to domain refining can be used without limitation.
  • the effect of the present invention is expressed regardless of the alloy composition of the grain-oriented electrical steel sheet. Therefore, a detailed description of the alloy composition of the grain-oriented electrical steel sheet will be omitted.
  • the grain-oriented electrical steel sheet may be a grain-oriented electrical steel sheet rolled from a slab to a predetermined thickness through hot rolling and cold rolling.
  • the groove 20 is formed.
  • the energy density (Ed) of the laser may be 0.5 to 2J/mm 2 .
  • the groove 20 of an appropriate depth is not formed, and it is difficult to obtain an effect of improving iron loss.
  • the groove 20 having a too thick depth is formed, so it is difficult to obtain an effect of improving iron loss.
  • the beam length L in the vertical direction (TD direction) of the steel sheet rolling of the laser may be 50 to 750 ⁇ m.
  • the beam length L in the rolling vertical direction (TD direction) is too short, the laser irradiation time is too short, an appropriate groove cannot be formed, and it is difficult to obtain an effect of improving iron loss.
  • the beam length L in the rolling vertical direction (TD direction) is too long, the laser irradiation time is too long, the groove 20 having a too thick depth is formed, and it is difficult to obtain an effect of improving iron loss.
  • the laser beam width (W) in the steel sheet rolling direction (RD direction) may be 10 to 30 ⁇ m. If the beam width W is too short or long, the width of the groove 20 may be short or long, and it may not be possible to obtain an appropriate magnetic domain refinement effect.
  • the beam shape is shown in an elliptical shape in FIG. 6 , it is not limited by a shape such as a sphere or a rectangle.
  • a laser having an output of 1 kW to 100 kW may be used, and a laser of Gaussian Mode, Single Mode, and Fundamental Gaussian Mode may be used. It is a TEMoo type beam, and the M2 value may have a value ranging from 1.0 to 1.2.
  • the thermal shock portion 30 is formed.
  • the above-described steps of forming the groove 20 and the step of forming the thermal shock portion 30 may be performed without time line or limitation. Specifically, after the step of forming the groove 20 , the thermal shock portion 30 may be formed. In addition, after the step of forming the thermal shock portion 30, the groove 20 may be formed. In addition, it is also possible to form the groove 20 and the thermal shock portion 30 at the same time.
  • the energy density (Ed) of the laser may be 0.02 to 0.2 J/mm 2 .
  • the energy density is too small, an appropriate thermal shock portion 30 is not formed, and it is difficult to obtain an effect of improving iron loss.
  • the energy density is too large, the surface of the steel sheet is damaged, and it is difficult to obtain an effect of improving iron loss.
  • the beam length (L) in the vertical direction (TD direction) of the steel sheet rolling of the laser is 1,000 to 15,000 ⁇ m
  • the beam width (W) in the steel sheet rolling direction (RD direction) of the laser is It may be 80 to 300 ⁇ m.
  • the magnetic domain refining method of a grain-oriented electrical steel sheet according to an embodiment of the present invention may further include forming an insulating film layer.
  • the step of forming the insulating film layer may be included after the step of preparing the grain-oriented electrical steel sheet, after the step of forming the groove, or after the step of forming the thermal shock portion. More specifically, it may be included after the step of forming the groove.
  • a step of forming a thermal shock portion may be performed. In the case of the thermal shock part, since damage to the insulating coating layer is not applied, damage to the insulating coating layer is minimized, thereby maximizing corrosion resistance.
  • a method of forming the insulating film layer may be used without particular limitation, and for example, the insulating film layer may be formed by applying an insulating coating solution containing a phosphate.
  • the insulating coating solution it is preferable to use a 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 solution may be 15% by weight or more.
  • a cold-rolled grain-oriented electrical steel sheet having a thickness of 0.30 mm was prepared.
  • the electrical steel sheet was irradiated with a 1.0kW Gaussian mode continuous wave laser to form a groove at an angle of 86° to the RD direction.
  • the width W of the laser beam is 20 ⁇ m, and the length L of the laser beam is 600 ⁇ m.
  • the energy density of the laser was 1.5 J/mm 2 , and the depth of the groove was 12 ⁇ m.
  • the interval D1 between the grooves was adjusted as shown in Table 1 below to form grooves on one surface of the steel sheet, and an insulating film was formed.
  • the electrical steel sheet was irradiated with a 1.0 kW Gaussian mode continuous wave laser to form a thermal shock part.
  • the width W of the laser beam is 200 ⁇ m, and the length L of the laser beam is 10,000 ⁇ m.
  • the energy density of the laser was 0.16 J/mm 2 .
  • the distance (D2) between the thermal shock parts was adjusted as shown in Table 1 below to form the thermal shock part, and the angle ( ⁇ ) formed with the groove is summarized in Table 1.
  • the irradiation surface of the thermal shock part is summarized in Table 1 as one side / the other side.
  • the iron loss improvement rate and magnetic flux density deterioration rate are shown in Table 1 below.
  • the iron loss improvement is the iron loss (W 1) and after the laser irradiation forms a thermal shock by measuring the iron loss (W 2) around the electrical steel sheet to laser irradiation was calculated as (W 1 W 2) / W 1.
  • the iron loss was measured as the iron loss value (W 17/50 ) when the magnetic flux density value was 1.7 Telsa and the frequency was 50 Hz.
  • the iron loss improvement rate is excellent in the case of D2/D1 of 1.8 and 2.2 compared to the example of 2.0.
  • the iron loss improvement rate is excellent compared to the case where the thermal shock portion is formed on one surface.

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Abstract

본 발명의 일 실시예에 의한 방향성 전기강판은 전기강판의 일면 또는 양면에, 압연방향과 교차하는 방향으로 형성된 선상의 그루브; 및 전기강판의 일면 또는 양면에, 압연방향과 교차하는 방향으로 형성된 선상의 열충격부를 포함한다. 그루브의 길이 방향 및 열충격부의 길이 방향 간의 각도는 1 내지 5˚이다.

Description

방향성 전기강판 및 그 자구미세화 방법
방향성 전기강판 및 그 자구미세화 방법에 관한 것이다. 더욱 구체적으로 영구자구미세화법 및 일시자구미세화법을 조합하여, 철손을 개선함과 동시에 열충격량을 감소시킬 수 있는 방향성 전기강판 및 그의 자구미세화 방법에 관한 것이다.
방향성전기강판은 변압기 등의 전자기제품의 철심재료로 사용되기 때문에 기기기의 전력손실을 줄임으로써 에너지 변환효율을 향상시키기 위해서는 철심소재의 철손이 우수하고 적층 및 권취시 점적율이 높은 강판이 요구된다.
방향성 전기강판은 열연, 냉연 및 소둔공정을 통해 2차재결정된 결정립이 압연방향으로 {110}<001> 방향으로 배향된 집합조직(일명 "Goss Texture" 라고도 함)을 갖는 기능성 강판을 말한다.
방향성 전기강판의 철손을 낮추는 방법으로서, 자구미세화 방법이 알려져 있다. 즉 자구를 스크레치나 에너지적 충격을 주어서 방향성 전기강판이 가지고 있는 큰 자구의 크기를 미세화 시키는 것이다. 이 경우 자구가 자화되고 그 방향이 바뀔 때 에너지적 소모량을 자구의 크기가 컸을 때 보다 줄일 수 있게 된다. 자구미세화 방법으로는 열처리 후에도 개선효과 유지되는 영구자구미세화와 그렇지 않은 일시자구미세화가 있다.
회복 (Recovery)이 나타나는 열처리 온도 이상의 응력완화열처리 후에도 철손개선 효과를 나타내는 영구자구미세화 방법은 에칭법, 롤법 및 레이저법으로 구분할 수 있다. 에칭법은 용액 내 선택적인 전기화학반응으로 강판 표면에 홈(그루브, groove)을 형성시키기 때문에 홈 형상을 제어하기 어렵고, 최종 제품의 철손특성을 폭 방향으로 균일하게 확보하는 것이 어렵다. 더불어, 용매로 사용하는 산용액으로 인해 환경친화적이지 못한 단점을 갖고 있다.
롤에 의한 영구자구미세화방법은 롤에 돌기모양을 가공하여 롤이나 판을 가압함으로써 판 표면에 일정한 폭과 깊이를 갖는 홈을 형성한 후 소둔함으로써 홈 하부의 재결정을 부분적으로 발생시키는 철손 개선효과를 나타내는 자구미세화기술이다. 롤법은 기계가공에 대한 안정성, 두께에 따른 안정적인 철손 확보를 얻기 힘든 신뢰성 및 프로세스가 복잡하며, 홈 형성 직후(응력완화소둔전) 철손과 자속밀도 특성이 열화되는 단점을 갖고 있다.
레이저에 의한 영구 자구미세화 방법은 고출력의 레이저를 고속으로 이동하는 전기강판 표면부에 조사하고 레이저 조사에 의해 기지부의 용융을 수반하는 그루브(groove) 를 형성시키는 방법을 사용한다. 그러나, 이러한 영구 자구미세화 방법도 자구를 최소 크기로 미세화 시키기는 어렵다.
일시자구미세화의 경우 코팅된 상태에서 레이저를 가한 후 코팅을 한번 더 하지 않는 것에 현재 기술은 집중하고 있기 때문에 레이저를 일정 이상의 강도로 조사하려 하지 않는다. 일정 이상으로 가할 경우 코팅의 손상으로 인해 장력 효과를 제대로 발휘하기 어렵기 때문이다.
영구자구미세화의 경우 홈을 파서 정자기에너지를 받을 수 있는 자유전하 면적을 넓히는 것이기 때문에 최대한 깊은 홈 깊이가 필요하다. 물론 깊은 홈깊이로 인하여 자속밀도의 저하 등의 부작용 또한 발생한다. 그렇기 때문에 자속밀도 열화를 줄이기 위해서 적정 홈깊이로 관리하게 된다.
방향성 전기강판 및 그의 자구미세화 방법을 제공한다. 구체적으로, 영구자구미세화법 및 일시자구미세화법을 조합하여, 철손을 개선함과 동시에 열충격량을 감소시킬 수 있는 방향성 전기강판 및 그의 자구미세화 방법을 제공하는 것을 목적으로 한다.
본 발명의 일 실시예에 의한 방향성 전기강판은 전기강판의 일면 또는 양면에, 압연방향과 교차하는 방향으로 형성된 선상의 그루브; 및 전기강판의 일면 또는 양면에, 압연방향과 교차하는 방향으로 형성된 선상의 열충격부를 포함한다.
그루브의 길이 방향 및 열충격부의 길이 방향 간의 각도는 1 내지 5˚이다.
그루브 및 상기 열충격부는 압연방향을 따라 복수개 형성되고, 그루브 간의 간격(D1)에 대한 상기 열충격부 간의 간격(D2)의 비율(D2/D1)은 1.7 내지 2.3일 수 있다.
그루브 간의 간격(D1)에 대한 열충격부 간의 간격(D2)의 비율(D2/D1)은 1.7 내지 1.9 또는 2.1 내지 2.3일 수 있다.
그루브 간의 간격(D1)이 2.0 내지 3.0 mm이고, 열충격부 간의 간격(D2)은 4.0 내지 6.0 mm일 수 있다.
그루브 및 열충격부는 강판의 일면에 형성될 수 있다.
그루브는 강판의 일면에 형성되고, 열충격부는 강판의 타면에 형성될 수 있다.
그루브의 깊이는 강판 두께의 3 내지 5%일 수 있다.
열충격부는 상기 열충격부가 형성되지 않은 강판 표면과 10 내지 120의 비커스 경도(Hv) 차이를 가질 수 있다.
그루브의 하부에 형성된 응고합금층을 포함하고, 상기 응고합금층은 두께가 0.1㎛ 내지 3㎛일 수 있다.
그루브의 상부에 형성된 절연피막층을 포함할 수 있다.
그루브 및 열충격부의 길이 방향과 압연방향은 75 내지 88°의 각도를 이룰 수 있다.
그루브 또는 상기 열충격부는 상기 강판의 압연 수직 방향을 따라 2개 내지 10개 단속적으로 형성될 수 있다.
본 발명의 일 실시예에 의한 방향성 전기강판의 자구미세화 방법은 방향성 전기강판을 준비하는 단계; 방향성 전기강판의 일면 또는 양면에, 압연방향과 교차하는 방향으로 레이저를 조사하여, 선상의 그루브를 형성하는 단계; 및 방향성 전기강판의 일면 또는 양면에, 압연방향과 교차하는 방향으로 레이저를 조사하여, 선상의 열충격부를 형성하는 단계를 포함한다.
그루브의 길이 방향 및 상기 열충격부의 길이 방향 간의 각도는 1 내지 5˚이다.
그루브를 형성하는 단계 및 상기 열충격부를 형성하는 단계를 복수회 수행하여, 상기 그루브 및 상기 열충격부를 압연방향을 따라 복수개 형성하고, 그루브 간의 간격(D1)에 대한 상기 열충격부 간의 간격(D2)의 비율(D2/D1)은 1.7 내지 2.3이 되도록 형성할 수 있다.
그루브를 형성하는 단계에서, 상기 레이저의 에너지 밀도는 0.5 내지 2 J/mm2이고, 상기 열충격부를 형성하는 단계에서 상기 레이저의 에너지 밀도는 0.02 내지 0.2 J/mm2인일 수 있다.
그루브를 형성하는 단계에서, 상기 레이저의 강판 압연 수직 방향의 빔 길이가 50 내지 750㎛이고, 상기 레이저의 강판 압연 방향의 빔 폭이 10 내지 30㎛일 수 있다.
열충격부를 형성하는 단계에서, 레이저의 강판 압연 수직 방향의 빔 길이가 1,000 내지 15,000 ㎛이고, 레이저의 강판 압연 방향의 빔 폭이 80 내지 300 ㎛일 수 있다.
강판의 표면에 절연 피막층을 형성하는 단계를 더 포함할 수 있다.
그루브를 형성하는 단계 이후, 강판의 표면에 절연 피막층을 형성하는 단계를 수행할 수 있다.
강판의 표면에 절연 피막층을 형성하는 단계 이후, 열충격부를 형성하는 단계를 수행할 수 있다.
본 발명의 일 실시예에서, 영구자구미세화법 및 일시자구미세화법을 조합하여, 철손을 개선함과 동시에 열충격량을 감소시킬 수 있다.
도 1은 본 발명의 일 실시예에 의한 방향성 전기강판의 압연면(ND면)의 모식도이다.
도 2는 본 발명의 일 실시예에 의한 방향성 전기강판의 압연면(ND면)의 모식도이다.
도 3은 본 발명의 일 실시예에 의한 방향성 전기강판의 단면(TD면)의 모식도이다.
도 4는 본 발명의 또 다른 일 실시예에 의한 방향성 전기강판의 단면(TD면)의 모식도이다.
도 5는 본 발명의 일 실시예에 의한 그루브의 모식도이다.
도 6은 본 발명의 일 실시예에 의한 레이저 빔의 형상을 나타낸 모식도이다.
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.
도 1 및 도 2에서는 본 발명의 일 실시예에 의해 자구미세화된 방향성 전기강판(10)의 모식도를 나타낸다.
도 1 및 도 2에서 나타나듯이, 본 발명의 일 실시예에 의한 방향성 전기강판(10)은 전기강판의 일면(11) 또는 양면(11, 12)에, 압연방향(RD방향)과 교차하는 방향으로 형성된 선상의 그루브(20); 및 전기강판의 일면(11) 또는 양면(11, 12)에, 압연방향과 교차하는 방향으로 형성된 선상의 열충격부(30)를 포함한다.
그루브(20)의 길이 방향 및 열충격부(30)의 길이 방향 간의 각도는 1 내지 5˚일 수 있다.
본 발명의 일 실시예에 의하면 그루브(20) 및 열충격부(30)를 동시에 형성하여, 자구를 최소 크기로 미세화시킬 수 있고, 그 결과 철손을 개선할 수 있다. 레이저로 그루브(20)를 형성시 쇳가루가 발생할 만큼 강한 에너지가 집속되기 때문에 부근의 온도는 매우 높이 상승하게 된다. 이 부근에 열충격부(30) 형성을 위한 레이저를 조사하게 되면, 그루브(20) 주변부는 열을 받게 되고 냉각시 열 수축이 일어나게 된다. 열 수축으로 인해서 강판(10)에 인장응력이 작용하게 된다. 결과적으로 이러한 장력은 자구의 크기를 감소시키게 된다. 또한, 그루브(20) 형성으로 인해 발생된 자유면은 폐곡선을 만들기 위해서 정자기 에너지적 표면 전하를 생성하게 되고, 다른 기작에 의한 두 효과가 동시에 형성되고, 두 가지 효과의 시너지로 철손이 추가로 감소하게 된다.
특히, 그루브(20)를 형성하여, 열충격부(30)의 다량 형성으로 인한 열충격을 감소시킬 수 있고, 열충격부(30)를 형성하여, 절연피막층(50)의 손상을 방지하여 내식특성을 극대화할 수 있다.
특히, 그루브(20)를 단독으로 형성할 시, 적정 Grain size와 내부 자구 형성 모양 때문에 그루브(20) 주변에 철손에 비효율적인 영역이 존재하게 되나, 본 발명의 일 실시예에서는 열충격부(30)를 또한 형성함으로써, 이러한 철손 감소를 보완한다.
도 2에서 나타나듯이, 그루브(20)의 길이 방향 및 열충격부(30)의 길이 방향 간의 각도(θ)가 존재하며, 그 각도 범위는 1 내지 5˚이다.
그루브(20) 및 열충격부(30)는 교차하거나, 교차하지 않을 수 있다. 그루브(20) 및 열충격부(30)가 교차하는 경우, 교차 지점에서의 각도가 1 내지 5 ˚이다. 교차하지 않는 경우, 그루브(20)를 압연 방향(RD)으로 평행이동 시킨 가상의 선(21)과 열충격부(30)가 교차하는 지점에서의 각도가 1 내지 5˚일 수 있다.
그루브(20)의 길이 방향 및 열충격부(30)의 길이 방향 간의 각도(θ)가 너무 작은 경우, 즉 평행에 가까운 경우, 강판의 집합조직의 각도 분포가 ± 5˚내에서 분포되어 있기 때문에, 전체 범위를 모두 커버할 수 없어,
철손이 열위될 수 있다. 그루브(20)의 길이 방향 및 열충격부(30)의 길이 방향 간의 각도(θ)가 너무 큰 경우, 강판의 집합조직의 각도 분포를 초과하여 오히려 레이저 선 주변에 철손에 안좋은 자구들이 생겨나, 철손이 열위될 수 있다. 더욱 구체적으로 그루브(20)의 길이 방향 및 열충격부(30)의 길이 방향 간의 각도는 1 내지 3˚일 수 있다.
도 3에서는 본 발명의 일 실시예에 의한 방향성 전기강판의 단면(TD면)의 모식도를 나타낸다.
도 3에서는 그루브(20) 간의 간격을 D1으로 표시하였고, 열충격부(30) 간의 간격을 D2로 표시하였다.
도 3과 같이, 복수의 그루브(20) 및 복수의 열충격부(30)가 형성된 경우, 임의의 그루브(20) 및 그 임의의 그루브(20)와 가장 가까운 그루브(20)를 그루브 간의 간격(D1)으로 정의한다. 또한, 임의의 열충격부(30)와 가장 가까운 열충격부(30)를 열충격부 간의 간격(D2)으로 정의한다.
또한 본 발명의 일 실시예에서 그루브(20) 및 열충격부(30)에 압연방향(RD방향)으로 두께가 존재하므로, 그루브(20) 중심선과 열충격부(30)의 중심선을 기준으로 간격을 정의한다. 또한, 복수의 그루브(20) 및 복수의 열충격부(30)가 형성된 경우, 각각의 간격(D1, D2)의 평균 값, 즉 간격(D1, D2)의 총합을 전체 개수로 나눈 값이 전술한 범위를 만족할 수 있다.
그루브(20) 간의 간격(D1)에 대한 열충격부(30) 간의 간격(D2)의 비율(D2/D1)은 1.7 내지 2.3일 수 있다.
도 3 및 도 4에서는 D2/D1이 약 1 정도인 예를 기재하였으나, 이는 D1, D2의 정의를 설명하기 위한 것이고, 그 비율이 1.7 내지 2.3인 것일 수 있다. 단위 면적 내에 형성되는 스파이크 도메인의 밀도를 극대화하여 철손 개선 효과를 극대화 할 수 있다. D2/D1이 너무 작으면, 스파이크 자구형성에 의한 자구이동 용이성에도 불구하고 철손 개선 효과를 확보할 수 없는 문제가 발생할 수 있다. D2/D1이 너무 크면, 의도한 철손의 추가 감소 효과 보다는 오히려 좋지 않은 자구 (자구 이동을 원활히 할 수 있는 스파이크 자구 형성이 되지 않아)를 만들어 철손 감소를 저해하는 요소가 될 수 있다. 더욱 구체적으로 그루브(20) 간의 간격(D1)에 대한 열충격부(30) 간의 간격(D2)의 비율(D2/D1)은 1.7 내지 1.9 또는 2.1 내지 2.3일 수 있다. 그 비율(D2/D1)이 2.0인 경우, 완벽히 간격 비율이 일치하여, 열충격 부(30)의 최대점이 그루브(20)의 최저 점과 일치하게 된다. 그루브(20) 형성으로 인해 베이스 코팅 등의 형성이 부족한 그루브(20)의 최저 점에 너무 강한 열충격이 가해져 그 부위의 균열 또는 열화가 발생할 수 있다. 따라서, D2/D1 비율이 정수배가 되지 않도록 레이저를 가할 수 있다.
더욱 구체적으로, 그루브(20) 간의 간격(D1)은 2.0 내지 3.0 mm이고, 열충격부(30) 간의 간격(D2)는 4.0 내지 6.0mm일 수 있다. 더욱 구체적으로 그루브(20) 간의 간격(D1)은 2.2 내지 2.7 mm이고, 열충격부(30) 간의 간격(D2)는 4.2 내지 5.7 mm일 수 있다.
간격(D1, D2)이 너무 클 경우, 의도한 철손의 추가 감소 효과 보다는 자구 이동을 원활히 할 수 있는 스파이크 자구 형성이 되지 않아 철손 감소를 저해하는 요소가 될 수 있다. 간격(D1, D2)이 너무 작을 경우, 스파이크 자구형성에 의한 자구이동 용이성에도 불구하고 레이저 조사에 의한 열영향부가 너무 커서 철손 개선 효과를 확보할 수 없는 문제가 발생할 수 있다.
그루브 간의 간격(D1) 및 열충격부 간의 간격(D2)는 전체 전기강판 내에서 그 간격이 일정할 수 있다. 구체적으로 전체 전기강판 내의 모든 그루브 간의 간격(D1) 및 열충격부 간의 간격(D2)이 평균 그루브 간의 간격(D1) 및 평균 열충격부 간의 간격(D2)의 10% 이내에 해당할 수 있다. 더욱 구체적으로 1% 이내에 해당할 수 있다.
도 3에서는 그루브(20) 및 열충격부(30)가 강판의 일면(11)에 형성된 것을 나타내었으나, 이에 제한되는 것은 아니다. 예컨데, 도 4에서 나타나듯이, 그루브(20)는 강판의 일면(11)에 형성되고, 열충격부(30)는 강판의 타면(12)에 형성되는 것도 가능하다. 열충격부(30)를 타면(12)에 형성하는 것을 제외하고는 본 발명의 일 실시예에서 설명한 것과 동일하므로, 중복되는 설명을 생략한다.
도 3에 및 도 4에 나타나듯이, 그루브(20)는 강판의 표면 일부가 레이저 조사에 의해 제거된 부분을 의미한다. 도 3 및 도 4에서는 그루브(20)의 형상이 쐐기형으로 표현되어 있으나, 이는 일 예에 불과하고, 사각형, 사다리꼴형, U자형, 반원형, W형 등 다양한 형태로 형성될 수 있다.
도 5에서는 본 발명의 일 실시예에 의한 그루브(20)의 모식도를 나타낸다. 그루브(20)의 깊이(HG)는 강판 두께의 3 내지 5%일 수 있다. 그루브의 깊이(HG)가 너무 얕으면, 적절한 철손 개선효과를 얻기 어렵다. 그루브의 깊이(HG)가 너무 깊으면, 강한 레이저 조사로 인하여 강판(10)의 조직 특성을 크게 변화시키거나, 다량의 힐업 및 스패터를 형성하여 자성을 열화시킬 수 있다. 따라서 전술한 범위로 그루브(20)의 깊이를 제어할 수 있다.
도 5에 나타나듯이, 그루브(20)의 하부에 형성된 응고합금층(40)을 포함하고, 응고합금층(40)은 두께가 0.1㎛ 내지 3㎛일 수 있다. 응고합금층(40)의 두께를 적절히 제어함으로써, 2차 재결정 형성에는 영향을 미치지 않고 최종 절연코팅 후 홈 부에 스파이크 도메인(spike domain)만을 형성하게 한다. 응고합금층(40) 두께가 너무 두꺼우면, 1차 재결정시 재결정에 영향을 미치기 때문에 2차 재결정 소둔 후 2차 재결정의 고스 집적도가 열위함으로 2차 재결정 강판에 레이저 조사를 실시하여도 철손개선효과 특성을 확보하지 못할 수 있다. 응고합금층은 평균 입경이 1 내지 10㎛인 재결정을 포함하며, 다른 강판 부분과 구분된다.
도 5에 나타나듯이, 그루브(20)의 상부에는 절연피막층(50)이 형성될 수 있다.
도 1 및 도 2에서는 그루브(20) 및 열충격부(30)의 길이 방향과 압연방향(RD방향)이 직각을 형성하는 것으로 나타나 있으나, 이에 제한되는 것은 아니다. 예컨데, 그루브(20) 및 열충격부(30)의 길이 방향과 압연방향은 75 내지 88°의 각도를 이룰 수 있다. 전술한 각도를 형성할 시, 방향성 전기강판의 철손을 개선하는 데에 기여할 수 있다.
도 1 및 도 2에서는 그루브(20) 및 열충격부(30)가 압연 수직 방향(TD방향)을 따라 연속적으로 형성된 것으로 나타나 있으나, 이에 제한되는 것은 아니다. 예컨데, 그루브(20) 또는 열충격부(30)는 강판의 압연 수직 방향(TD방향)을 따라 2개 내지 10개 단속적으로 형성될 수 있다. 이처럼 단속적으로 형성할 시, 방향성 전기강판의 철손을 개선하는 데에 기여할 수 있다.
열충격부(30)는 그루브(20)와는 달리 외관상으로는 다른 강판 표면과 구별할 수 없다. 열충격부(30)는 염산 농도 5%이상에서 10분 이상 침지시 홈형태로 식각되는 부분으로서, 다른 강판 표면 부분과 구별이 가능하다. 또는 열충격부(30)는 그루브(20)나 열충격부(30)가 형성되지 않은 강판 표면과 10 내지 120의 비커스 경도(Hv) 차이를 갖는 점에서 구별이 가능하다. 이 때, 경도 측정 방법은 나노인덴터에 의한 미소경도로 열충격부와 열충격을 받지 않는 부위의 경도를 측정할 수 있다. 즉, 나노 비커스 경도(Hv)를 의미한다.
본 발명의 일 실시예에 의한 방향성 전기강판의 자구미세화 방법은 방향성 전기강판(10)을 준비하는 단계; 방향성 전기강판(10)의 일면 또는 양면에, 압연방향(RD방향)과 교차하는 방향으로 레이저를 조사하여, 그루브(20)를 형성하는 단계; 및 방향성 전기강판(10)의 일면 또는 양면에, 압연방향(RD방향)과 교차하는 방향으로 레이저를 조사하여, 열충격부(30)를 형성하는 단계를 포함한다.
먼저 방향성 전기강판(10)을 준비한다. 본 발명의 일 실시예에서는 자구미세화 방법 및 형성되는 그루브(20) 및 열충격부(30)의 형상에 그 특징이 있는 것으로서, 자구미세화의 대상이 되는 방향성 전기강판은 제한 없이 사용할 수 있다. 특히, 방향성 전기강판의 합금 조성과는 관계 없이 본 발명의 효과가 발현된다. 따라서, 방향성 전기강판의 합금 조성에 대한 구체적인 설명은 생략하기로 한다.
본 발명의 일 실시예에서 방향성 전기강판은 슬라브로부터 열간 압연 및 냉간 압연을 통해 소정의 두께로 압연된 방향성 전기강판을 사용할 수 있다.
다음으로, 방향성 전기강판의 일면(11)에, 압연방향(RD방향)과 교차하는 방향으로 레이저를 조사하여, 그루브(20)를 형성한다.
이 때, 레이저의 에너지 밀도(Ed)는 0.5 내지 2J/mm2일 수 있다. 에너지 밀도가 너무 작은 경우, 적절한 깊이의 그루브(20)가 형성되지 않고, 철손 개선 효과를 얻기 어렵다. 반대로 에너지 밀도가 너무 큰 경우에도, 너무 두꺼운 깊이의 그루브(20)가 형성되어, 철손 개선 효과를 얻기 어렵다.
도 6에서는 레이저 빔의 형상에 대한 모식도를 나타내었다. 그루브를 형성하는 단계에서, 레이저의 강판 압연 수직 방향(TD방향)의 빔 길이(L)가 50 내지 750 ㎛일 수 있다. 압연 수직 방향(TD방향)의 빔 길이(L)가 너무 짧으면, 레이저가 조사되는 시간이 너무 짧아, 적절한 그루브를 형성할 수 없고, 철손 개선 효과를 얻기 어렵다. 반대로 압연 수직 방향(TD방향)의 빔 길이(L)가 너무 길면, 레이저가 조사되는 시간이 너무 길어, 너무 두꺼운 깊이의 그루브(20)가 형성되어, 철손 개선 효과를 얻기 어렵다.
레이저의 강판 압연 방향(RD방향)의 빔 폭(W)는 10 내지 30㎛일 수 있다. 빔 폭(W)이 너무 짧거나 길면, 그루브(20)의 폭이 짧거나 길어지고, 적절한 자구 미세화 효과를 얻을 수 없게 될 수 있다.
도 6에서는 빔 형상을 타원형으로 나타내었으나, 구형, 혹은 직사각형 등 형상의 제한을 받지 않는다.
레이저로는 1kW 내지 100 kW 출력을 갖는 레이저를 사용할 수 있으며, Gaussian Mode, Single Mode, Fundamental Gaussian Mode의 레이저를 사용할 수 있다. TEMoo 형태 빔이며, M2값은 1.0 내지 1.2 범위 값을 가질 수 있다.
다음으로, 방향성 전기강판(10)의 일면 또는 양면에, 압연방향(RD방향)과 교차하는 방향으로 레이저를 조사하여, 열충격부(30)를 형성한다.
전술한, 그루브(20)를 형성하는 단계 및 열충격부(30)를 형성하는 단계는 시간 선, 후의 제한 없이, 수행될 수 있다. 구체적으로, 그루브(20)를 형성하는 단계 이후, 열충격부(30)를 형성할 수 있다. 또한 열충격부(30)를 형성하는 단계 이후, 그루브(20)를 형성할 수 있다. 또한, 그루브(20) 및 열충격부(30)를 동시에 형성하는 것도 가능하다.
열충격부(30)를 형성하는 단계에서, 레이저의 에너지 밀도(Ed)는 0.02 내지 0.2 J/mm2일 수 있다. 에너지 밀도가 너무 작은 경우, 적절한 열충격부(30)가 형성되지 않고, 철손 개선 효과를 얻기 어렵다. 반대로 에너지 밀도가 너무 큰 경우, 강판 표면이 손상되어, 철손 개선 효과를 얻기 어렵다.
열충격부(30)를 형성하는 단계에서, 레이저의 강판 압연 수직 방향(TD방향)의 빔 길이(L)가 1,000 내지 15,000 ㎛이고, 레이저의 강판 압연 방향(RD방향)의 빔 폭(W)이 80 내지 300 ㎛일 수 있다.
그루브(20) 및 열충격부(30)의 형상에 대해서는 전술한 것과 동일하므로, 중복되는 설명은 생략한다.
본 발명의 일 실시예에 의한 방향성 전기강판의 자구미세화 방법은 절연 피막층을 형성하는 단계를 더 포함할 수 있다. 절연 피막층을 형성하는 단계는 방향성 전기강판을 준비하는 단계 이후, 그루브를 형성하는 단계 이후, 또는 열충격부를 형성하는 단계 이후에 포함될 수 있다. 더욱 구체적으로 그루브를 형성하는 단계 이후 포함될 수 있다. 그루브를 형성한 이후, 절연 피막층을 형성할 시, 절연코팅을 1회만 진행하여도 된다는 점에서 장점이 있다. 절연 피막층을 형성한 이후, 열충격부를 형성하는 단계를 수행할 수 있다. 열충격부의 경우, 절연 피막층에 손상을 가하지 않으므로, 절연 코팅층의 손상을 최소화함으로써, 내식특성을 극대화할 수 있다.
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.
이하에서는 실시예를 통하여 본 발명을 좀더 상세하게 설명한다. 그러나 이러한 실시예는 단지 본 발명을 예시하기 위한 것이며, 본 발명이 여기에 한정되는 것은 아니다.
실험예 1 : 그루브 및 열충격부의 각도
냉간압연한 두께 0.30mm의 방향성 전기강판을 준비하였다. 이 전기강판에 1.0kW의 Gaussian mode의 연속파 레이저를 조사하여, RD방향과 86° 각도의 그루브를 형성하였다. 레이저 빔의 폭(W)는 20㎛ 이고, 레이저 빔의 길이(L)는 600㎛이다. 레이저의 에너지 밀도는 1.5 J/mm2, 그루브의 깊이는 12㎛였다.
그루브 간의 간격(D1)을 하기 표 1과 같이 조절하여 강판의 일면에 그루브를 형성하고, 절연 피막을 형성하였다.
이후, 전기강판에 1.0kW의 Gaussian mode의 연속파 레이저를 조사하여, 열충격부를 형성하였다. 레이저 빔의 폭(W)는 200㎛ 이고, 레이저 빔의 길이(L)는 10,000㎛이다. 레이저의 에너지 밀도는 0.16J/mm2였다.
열충격부 간의 간격(D2)을 하기 표 1과 같이 조절하여 열충격부를 형성하였으며, 이때 그루브와 이루는 각도(θ)를 표 1에 정리하였다. 또한 열충격부의 조사면을 일면/타면으로 표 1에 정리하였다.
하기 표 1에 철손 개선율 및 자속밀도 열화율을 표시하였다. 철손 개선율은 레이저를 조사하기 전 전기강판의 철손(W1)과 레이저를 조사하여 열충격부를 형성한 후 철손(W2)을 측정하여 (W1 - W2)/W1으로 계산하였다. 철손은 자속밀도의 값이 1.7 Telsa 일 때 주파수가 50Hz인 경우의 철손 값(W17/50)으로 측정하였다.
그루브 및 열충격부 간 각도(θ, ˚) 그루브 간 간격(D1, mm) 열충격부 간 간격(D2, mm) D2/D1 열충격부
조사면		 철손
개선율
(%)
비교예 1 - - - - - 0
비교예 2 - 2.5 - - - 8.3
비교예 3 - - 4.5 - - 9.8
비교예 4 0 2.5 4.5 1.8 타면 9.9
실시예 1 1 2.5 4.5 1.8 타면 10.3
실시예 2 3 2.5 4.5 1.8 타면 10.9
실시예 3 5 2.5 4.5 1.8 일면 10.2
비교예 5 8 2.5 4.5 1.8 일면 8.4
비교예 6 0 2.5 5.0 2.0 일면 9.7
실시예 4 1 2.5 5.0 2.0 타면 9.8
실시예 5 3 2.5 5.0 2.0 타면 10.0
실시예 6 5 2.5 5.0 2.0 일면 9.8
비교예 7 8 2.5 5.0 2.0 일면 9.1
비교예 8 0 2.5 5.5 2.2 일면 9.8
실시예 7 1 2.5 5.5 2.2 타면 10.4
실시예 8 3 2.5 5.5 2.2 타면 11.2
실시예 9 5 2.5 5.5 2.2 일면 10.8
비교예 9 8 2.5 5.5 2.2 일면 9.9
비교예 10 0 3.0 6.0 2 타면 9.2
비교예 11 0 4.0 4.0 1 타면 8.5
표 1에서 나타나는 것과 같이, 그루브 및 열충격부 간 각도를 적절히 제어한 경우, 철손 개선율이 우수함을 확인할 수 있다. 반면, 그루브 및 열충격부가 평행하게 형성되거나, 각도가 너무 큰 경우, 철손 개선율이 열위함을 확인할 수 있다.
또한, 실시예 중에서도 D2/D1이 1.8, 2.2인 경우가 2.0인 실시예에 비해 철손 개선율이 우수함을 확인할 수 있다.
또한, 실시예 중에서도 열충격부를 타면에 형성한 경우, 열충격부를 일면에 형성한 경우에 비해 철손 개선율이 우수함을 확인할 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.
부호의 설명
10: 방향성 전기강판, 11: 강판의 일면,
12: 강판의 타면, 20 : 그루브,
21: 가상 그루브, 30 : 열충격부,
40: 응고합금층, 50 : 절연피막층

Claims (20)

  1. 전기강판의 일면 또는 양면에, 압연방향과 교차하는 방향으로 형성된 선상의 그루브; 및
    상기 전기강판의 일면 또는 양면에, 압연방향과 교차하는 방향으로 형성된 선상의 열충격부를 포함하고,
    상기 그루브의 길이 방향 및 상기 열충격부의 길이 방향 간의 각도는 1 내지 5˚인 방향성 전기강판.
  2. 제1항에 있어서,
    상기 그루브 및 상기 열충격부는 압연방향을 따라 복수개 형성되고,
    상기 그루브 간의 간격(D1)에 대한 상기 열충격부 간의 간격(D2)의 비율(D2/D1)은 1.7 내지 2.3인 방향성 전기강판.
  3. 제2항에 있어서,
    상기 그루브 간의 간격(D1)에 대한 상기 열충격부 간의 간격(D2)의 비율(D2/D1)은 1.7 내지 1.9 또는 2.1 내지 2.3인 방향성 전기강판.
  4. 제1항에 있어서,
    상기 그루브 간의 간격(D1)이 2.0 내지 3.0 mm이고, 상기 열충격부 간의 간격(D2)은 4.0 내지 6.0mm 인 방향성 전기강판.
  5. 제1항에 있어서,
    상기 그루브 및 상기 열충격부는 강판의 일면에 형성되는 방향성 전기강판.
  6. 제1항에 있어서,
    상기 그루브는 강판의 일면에 형성되고, 상기 열충격부는 강판의 타면에 형성되는 방향성 전기강판.
  7. 제1항에 있어서,
    상기 그루브의 깊이는 강판 두께의 3 내지 5%인 방향성 전기강판.
  8. 제1항에 있어서,
    상기 열충격부는 상기 열충격부가 형성되지 않은 강판 표면과 10 내지 120의 비커스 경도(Hv) 차이를 갖는 방향성 전기강판.
  9. 제1항에 있어서,
    상기 그루브의 하부에 형성된 응고합금층을 포함하고, 상기 응고합금층은 두께가 0.1㎛ 내지 3㎛인 방향성 전기강판.
  10. 제1항에 있어서,
    상기 그루브의 상부에 형성된 절연피막층을 포함하는 방향성 전기강판.
  11. 제1항에 있어서,
    상기 그루브 및 열충격부의 길이 방향과 상기 압연방향은 75 내지 88°의 각도를 이루는 방향성 전기강판.
  12. 제1항에 있어서,
    상기 그루브 또는 상기 열충격부는 상기 강판의 압연 수직 방향을 따라 2개 내지 10개 단속적으로 형성된 방향성 전기강판.
  13. 방향성 전기강판을 준비하는 단계;
    상기 방향성 전기강판의 일면 또는 양면에, 압연방향과 교차하는 방향으로 레이저를 조사하여, 선상의 그루브를 형성하는 단계; 및
    상기 방향성 전기강판의 일면 또는 양면에, 압연방향과 교차하는 방향으로 레이저를 조사하여, 선상의 열충격부를 형성하는 단계를 포함하고,
    상기 그루브의 길이 방향 및 상기 열충격부의 길이 방향 간의 각도는 1 내지 5˚인 방향성 전기강판의 자구미세화 방법.
  14. 제13항에 있어서,
    상기 그루브를 형성하는 단계 및 상기 열충격부를 형성하는 단계를 복수회 수행하여, 상기 그루브 및 상기 열충격부를 압연방향을 따라 복수개 형성하고,
    상기 그루브 간의 간격(D1)에 대한 상기 열충격부 간의 간격(D2)의 비율(D2/D1)은 1.7 내지 2.3이 되도록 형성하는 방향성 전기강판의 자구미세화 방법.
  15. 제13항에 있어서,
    상기 그루브를 형성하는 단계에서, 상기 레이저의 에너지 밀도는 0.5 내지 2 J/mm2이고, 상기 열충격부를 형성하는 단계에서 상기 레이저의 에너지 밀도는 0.02 내지 0.2 J/mm2인 방향성 전기강판의 자구미세화 방법.
  16. 제13항에 있어서,
    상기 그루브를 형성하는 단계에서, 상기 레이저의 강판 압연 수직 방향의 빔 길이가 50 내지 750㎛이고, 상기 레이저의 강판 압연 방향의 빔 폭이 10 내지 30㎛인 방향성 전기강판의 자구미세화 방법.
  17. 제13항에 있어서,
    상기 열충격부를 형성하는 단계에서, 상기 레이저의 강판 압연 수직 방향의 빔 길이가 1,000 내지 15,000 ㎛이고, 상기 레이저의 강판 압연 방향의 빔 폭이 80 내지 300 ㎛인 방향성 전기강판의 자구미세화 방법.
  18. 제13항에 있어서,
    상기 강판의 표면에 절연 피막층을 형성하는 단계를 더 포함하는 방향성 전기강판의 자구미세화 방법.
  19. 제18항에 있어서,
    상기 그루브를 형성하는 단계 이후, 상기 강판의 표면에 절연 피막층을 형성하는 단계를 수행하는 방향성 전기강판의 자구미세화 방법.
  20. 제19항에 있어서,
    상기 강판의 표면에 절연 피막층을 형성하는 단계 이후, 상기 열충격부를 형성하는 단계를 수행하는 방향성 전기강판의 자구미세화 방법.
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