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KR100831756B1 - 그레인 방향성 전기 강 스트립의 제조시 억제제 분포를조절하는 방법 - Google Patents

그레인 방향성 전기 강 스트립의 제조시 억제제 분포를조절하는 방법 Download PDF

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KR100831756B1
KR100831756B1 KR1020037001806A KR20037001806A KR100831756B1 KR 100831756 B1 KR100831756 B1 KR 100831756B1 KR 1020037001806 A KR1020037001806 A KR 1020037001806A KR 20037001806 A KR20037001806 A KR 20037001806A KR 100831756 B1 KR100831756 B1 KR 100831756B1
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South Korea
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strip
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furnace
annealing
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포르투나티스테파노
씨쌀레'스테파노
록치클라우디아
압브루쩨세기우셉페
Original Assignee
티센크룹 악키아이 스페시알리 테르니 에스. 피. 에이.
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Abstract

전기강 스트립의 제조에 있어서, 로로부터 토출되기 전에 로에서의 최대 온도에 도달될 수 있도록 열간 압연 전에 특별한 슬래브 재가열 처리를 수행한다. 가열 단계 및 상기 열 싸이클의 가장 높은 온도에서의 처리 동안, 2차 재결정 입자들이 용해되고, 편석된 요소들이 금속 기지에 분산되며, 한편, 냉각 및 상기 로에서의 온도 동일화 단계 동안, 작은 제 2상 입자들의 조절된 양이 상기 금속 기지로부터 균질하게 재석출된다. 일반적인 전기 강 제조 방법과 달리, 상기 슬래브 재가열 로는 연속적인 제조 단계 동안 그레인 성장 조절에 필요한 제 2상 입자들의 조절된 양의 석출이 이루어지는 장소가 된다.
전기강, 그레인, 방향성

Description

그레인 방향성 전기 강 스트립의 제조시 억제제 분포를 조절하는 방법{Process for the control of inhibitors distribution in the production of grain oriented electrical steel strips}
본 발명은 그레인 방향성 전기 강 스트립의 제조에 있어, 그레인 성장 억제제 분포를 조절하는 방법에 관한 것으로, 더욱 상세하게는, 열간 압연용 슬래브들의 고온 가열로부터 시작하여, 로(furnace)로부터의 토출부에서의 슬래브의 온도 차로 인한 비편평성을 피하고, 2차 재결정이 일어나는 소망 두께의 스트립으로 변형시키는 후속 변형 공정에 보다 유리하도록, 상기 억제제들의 최적화된 분포를 얻는 방법에 관한 것이다.
그레인 방향성 전기 강은 일반적으로, 제품 등급에 의해 결정되는 자성특성, 예컨대, 최고 제품이 1.9T보다 높은 자계 투자율(magnetic permeability)치를 갖고, 1W/kg보다 낮은 철손(core loss)을 갖는 것을 특징으로 하는, 0.18 내지 0.50mm 의 두께를 갖는 스트립과 같은 산업용 레벨로 제조된다. 그레인 방향성 규소 강 스트립(실제, Fe-Si 합금)의 고품질은 이론상으로는 모든 그레인들이 그 조직에서 스트립 표면에 평행한 자신의 {110}결정면과 압연 방향에 평행한 자신의 <001> 결정축을 갖는 소위 고스(Goss) 조직에 해당하는 매우 예리한 결정 조직을 얻는 능력에 의해 결정된다. 이는 <001>축이 Fe-Si 합금의 체심입방결정(body-centered cubic crystal)에서 자속 전달이 가장 쉬운 방향이라는 사실에 주로 기인한 것이다; 그러나, 실제 제품에 있어서, 인접한 그레인들의 001 축 사이에서의 다소간의 무방향성이 항상 존재하고, 상기 무방향성이 높아질수록 제품의 자계 투자율이 낮아지며, 상기 제품을 채용한 전기 기기에서의 전압 손실이 높아진다.
고스 조직에 가능한 한 가까운 강의 그레인의 방향성을 얻기 위해서는 실제 "2차 재결정"이라고 불리는 금속공학적 현상의 제어에 기초를 둔 보다 복잡한 과정이 필요하다. 최초 재결정화를 위한 어닐링 후, 최종 박스 어닐링(box annealing) 전인 제품 제조의 마지막 부분에서 일어나는 상기 현상이 발생하는 동안, 상기 고스 조직에 가까운 방향성을 가진 소수의 그레인들이 최초 재결정된 생성물의 다른 그레인들을 희생시켜 성장한다. 이 현상이 발생되도록 하기 위해서, 비금속 불순물들(제2상)이 사용되고, 최초 재결정된 그레인들의 바운더리(boundary:粒界)에서 미세하고 균일한 입자들로 석출된다. 소위 그레인 성장 억제제(grain growth inhibitor) 또는 짧은 억제제(short inhibitor)라 불리는 이러한 입자들은 그레인 바운더리 이동을 늦추는 데 사용되고, 또한, 상기 고스 조직에 가까운 방향성을 갖는 그레인들이, 일단 제 2 상의 고상화 온도에 도달되면 다른 그레인들을 희생시키면서 빠르게 성장하는, 상기와 같은 차원의 장점을 얻을 수 있도록 하기 위해 사용된다.
가장 많이 사용되는 억제제는 설파이드(sulphide), 셀레나이드(selenide: 예컨대, 망간 및/또는 구리의) 및 나이트라이드(nitride), 특히, 알루미늄이나, 일반 적으로 알루미늄 나이트라이드로 불리는 알루미늄과 다른 금속의 나이트라이드이고; 상기 나이트라이드들은 고품질을 얻을 수 있게 한다.
그레인 성장 억제의 고전적인 메카니즘은, 철의 고상화, 실제 연속주조에서의 고상화동안 형성되는 석출물들을 이용한다. 그러나, 이러한 석출물들은 강의 비교적 느린 냉각 온도때문에, 금속 기지(matrix)에 불규칙적으로 분포된 조대립(coarse particle)으로 생성되고, 이에 따라 상기 그레인 성장을 효과적으로 억제할 수 없다. 따라서, 상기 석출물들은 열간 압연 전의 슬래브의 열처리 동안 용해되어, 하나 또는 그 이상의 후속 공정에서 올바른 형태로 재석출되어야 한다. 그러한 열처리의 일률성은 제품의 후속 변형 공정으로부터 좋은 결과를 얻기 위한 필수적인 요소이다.
상술한 내용은 이러한 석출물들이 실제 2차 재결정을 조절할 수 있고, 그레인 재결정이 열간 압연된 스트립이므로 모두 나타나는 전자강 스트립 제조방법(예를 들면 US 1,956,559, US 4,225,366, EP 8,385, EP 17,830, EP 202,339, EP 219,181, EP 314876의 특허들에 기술된)에도 마찬가지이고, 이러한 석출물들이 냉간 압연 후나, 2차 재결정 직전에 적어도 부분적으로 형성되는 방법(예를 들면 US 4,225,366, US 4,473,416, US 5,186,762, US 5,266,129, EP 339,474, EP 477,384, EP 391,335의 특허들에 기술된)에서도 마찬가지이다.
PCT출원 EP/97/04088, EP97/04005, EP97/04007, EP97/04009, EP97/040089에서는, 2차 재결정을 조절하기에 충분하지는 않지만, 공정의 첫째 파트 전 구간(열간 압연된 스트립 어닐링, 탈탄 어닐링)에서 그레인 바운더리의 이동도를 조절하는 데 중요한 어느 정도 수준의 억제가 열간 압연된(이하, "열연"이라 한다) 제품에서 얻어지는 방법이 개시되어 있다. 이것은 확실히 산업 공정의 어닐링 시간/온도 파라미터들의 엄격한 제어의 중요성을 저감시킨다(PCT/EP/97/04009 참조).
그러나, 조대한 석출물들이 재용해되는 동안 (상술한 바와 같은 제조방법에 따라 전체적으로 또는 부분적으로,) 슬래브의 가열을 위해 사용되어 온 지금까지의 방법 및 설비들은 상기 슬래브 내에서의 고온 균일성을 보장할 수 없다. 이러한 균일성의 결여는 상기 슬래브 가열 온도가 비교적 낮은 최근의 제조방법에서 매우 높아졌다.
사실, 석출물들의 용해가 온도에 따라 열역학적 및 싸이네틱(cynetic) 법칙들에 의해 조절되기 때문에, 50~100℃ 범위의 온도차라도 매우 현저한 특성 차를 초래할 수 있다는 것은 명백하다. 더욱이, 또한 다른 요소들(공정온도에서, 어떤 기지 영역(matrix zone)에서 페라이트 조직으로부터 오스테나이트 조직으로의 상변태와 같은)로 인해, 억제제들의 형성에 필요한 요소들의 분포가 다소 균일하지 않게 되고, 이에 따라, 낮은 분포 균일성 및 석출 억제제의 비최적화된 크기 등 바람직하지 않은 효과의 증대를 초래한다. 게다가, 다른 엄격한 기술적 요소들이 가열로에서 나오는 슬래브의 온도 균일성의 양상을 더욱 복잡하게 하는 데 기여한다. 사실, 소망 온도까지 가열하는 공정 동안, 매우 실제적인 요소들로 인해 슬래브에 온도 구배가 형성된다: 푸싱(pushing) 및 유동 빔(walking beam) 타잎의 로에서의 슬래브의 지지 영역이 급격히 냉각되고, 이에 따라 슬래브에서의 온도 구배를 가중시킨다.
이러한 온도 구배, 특히, 유동 빔으로 인한 온도구배들은 또한 슬래브의 서로 다른 영역 사이에서의 기계적 저항 차이, 및 압연 스트립에 대략 0.1밀리미터까지의 두께 변화를 야기하며, 이는 다시 최종 스트립에 스트립 길이의 15%까지 미세구조 변화를 일으킨다.
이러한 문제들은 모든 공지의 전기 규소강 스트립 제조 기술에 공통적인 것이고, 특히 고품질 제품에 있어 높은 산출 손실(yield loss)을 유발한다.
상기 문제는, 열간 압연 전의 슬래브의 열처리 동안에 그레인 성장의 억제에 유용한 석출물(즉, 억제제)들의 적정한 양의 형성과, 전체 강 중 이러한 석출물들의 균일한 분포 등이 해결되지 않은 채 남아 있으며, 이러한 조건들의 결여가 높고 일정한 품질의 최종 제품을 보다 얻기 어렵게 만든다.
본 발명은 이러한 단점들을 제거하기 위해, 특히, 그레인 방향성 전기 강 스트립 제조기술에서 우수한 특성의 균일성을 갖는 최종 제품을 얻을 수 있도록 하고, (ⅰ) 주조 과정에서 얻어지는 조대 석출물(제2상)의 용해를 전체적 또는 부분적으로 피하기 위해 종래의 기술에 대해 슬래브 가열 온도를 낮추고, (ⅱ) 열간 압연 단계 이후에 방향성 2차 재결정을 조절할 수 있는 데 필요한 양의 억제제를 생성하는 방법을 제안하는 것을 목적으로 한다.
본 발명에 의하면, 실리콘 강이 연속적으로 주조, 열간 압연, 냉간 압연되어 냉간 압연된(이하, "냉연"이라 한다) 스트립을 얻은 다음, 이 냉연 스트립이 1차 재결정, 필요한 경우 탈탄을 위해 연속 어닐링 되고, 이어서 상기 1차 재결정 온도 보다 높은 온도에서 2차 재결정 어닐링 되는 그레인 방향성 전기 강 스트립의 제조 공정에서, 다음과 같은 작동 단계가 연속하여 수행된다:
·열간압연 전의 복수개의 단계로 이루어진 것으로, 상기 단계들 중 최종 단계 동안의 처리 온도가 상기 최종 단계 이전의 단계들의 처리 온도들 중 적어도 하나 보다 낮은 슬래브 가열 처리 단계;
·중간 어닐링에 의해 분리되고, 그 단계들 중 적어도 하나에서 75%보다 높은 감소가 행해지는 하나 또는 그 이상의 감소 단계로 이루어진 냉간 압연 단계;
·800 내지 950℃ 사이의 온도에서 상기 냉연 스트립의 연속 1차 재결정 어닐링 단계.
상기 슬래브 가열 단계에서, 상기 슬래브의 최종 처리 영역들 각각에의 잔류 시간 뿐 아니라, 최종 처리 영역들의 온도가 조절되어, 슬래브 코어(core)와 슬래브 표면 사이에서 열전달이 이루어 지고, 이에 따라 슬래브 표면 및 코어의 온도가 최종 처리 영역으로부터 나오기 전에 동일해진다. 이 때의 온도는 상기 슬래브 표면에 의해 로에서 얻어지는 최대 온도보다 낮은 온도가 된다. 보다 높은 온도에서의 처리 동안에는 상기 억제제들을 형성하는 데 필요한 요소들의 용해와 확산이 허용되는 한편, 슬래브 표면과 코어 온도가 균일화된 후의 상기 최종 처리 동안에는, 먼저 용해된 요소들이 상기 그레인 성장의 제어에 알맞은 형상과 분포로 재석출된다.
상기 슬래브들은 20 내지 40분 사이의 시간 간격을 두고 끝에서 두 번째 열 처리 영역을 통과하고, 15 내지 40분 사이에의 시간 간격을 두고 상기 최종 영역을 통과하는 것이 바람직하다. 도달되는 상기 최대 가열 온도는 1200 내지 1400℃ 사 이인 것이 바람직하고, 상기 최종 처리 영역의 온도는 1100 내지 1300℃ 사이인 것이 바람직하다.
바람직하게는, 상기 최대 슬래브 가열 온도가 상기 슬래브 표면에서 액상 슬래그의 형성을 위한 온도보다 낮아야 한다.
더욱이, 본 발명에 의하면, 상기 최대 온도에서의 상기 슬래브 가열 영역과 보다 낮은 온도에서의 최종 영역과의 사이에서 슬래브 두께를 감소시킬 수 있는 데, 바람직하게는 15 내지 40% 감소시킬 수 있다. 이 두께 감소는 냉각 속도의 조절을 향상시킬 뿐 아니라, 상기 슬래브 금속 기지를 균질화하고, 이에 따라 상기 슬래브 온도 균일화를 가능하게 한다.
상기 두께 감소는 매우 높은 온도로 가열된 슬래브의 열간 압연에서 주로 사용되는 소위, "예비 압연(prerolling)"에 해당되지 않음을 주목해야 한다; 사실, 상기 예비 압연은 상기 슬래브가 최고 처리 온도에 다다르기 전에 행해지는 반면, 본 발명에 따라 두께를 저감시키는 것은 최고 처리 온도와 상기 로(爐)로부터 슬래브를 추출하는, 보다 낮은 온도와의 사이에서의 상기 슬래브 냉각 과정에서 일어난다. 만일 이 두께 저감 기술이 적용된다면, 서로 다른 온도에서 두 개의 서로 다른 로를 사용해 불연속적으로 작업을 하거나, 예컨대, 상기 최종 처리 영역 전에 보다 낮은 온도에서 중간 압연 장치를 갖는 터널로(tunnel furnace)를 사용해 연속적으로 작업을 할 수 있다. 이 마지막 방법은 특히 박형 슬래브 주조 기술을 사용해 제조되는 슬래브의 처리에 적용된다.
상기 그레인 성장 억제제들의 적어도 일부의 석출이 이미 이루어진 슬래브들 은 열간 압연되고, 이에 따라 얻어진 상기 열연 스트립들은 순차로 어닐링되고 최종 두께로 냉간 압연된다; 이미 언급한 바와 같이, 상기 냉간 압연 공정은 하나 또는 그 이상의 단계로 수행될 수 있는 데, 이는 중간 어닐링, 적어도 75%의 두께 감소율을 갖도록 수행되는 적어도 하나의 압연 단계가 그것이다.
또한, 본 발명에 따르면, 탈탄 처리가, 1차 재결정 어닐링동안에, 1 내지 10 초 사이의, 상기 1차 재결정 온도까지의 가열시간으로 수행된다.
후에 그레인 성장 억제제를 형성하게 되는, 사용 가능한 석출물들을 완전히 용해하기에 불충분한 슬래브 가열 온도를 채택하는 경우, 이러한 억제제들은 냉간 압연 후의 열처리 및 2차 재결정의 시작 전 중 어느 하나의 기간 동안에 상기 스트립과 적당한 액상, 고상, 또는 기상의 요소들과의 반응에 의해 제조되는 것이 바람직하다. 상기 스트립의 질소 함량은 해리되지 않은 암모니아와의 반응에 의해 최종 두께를 갖는 스트립의 연속 어닐링 동안 증대되는 것이 바람직하다.
이 마지막 경우에, 알루미늄, 티타늄, 바나듐, 니오븀 등과 같은, 나이트라이드(nitride: 질화물) 형성에 유용한 요소들의 초기 함량을 참고하여 강의 조성을 엄격하게 조절하는 것이 바람직하다. 특히, 강에서 용해 가능한 알루미늄의 함량이 80 내지 500ppm, 바람직하게는 250 내지 350ppm 인 것이 바람직하다.
질소가 관련되는 한, 그것은 예컨대 50 내지 100ppm의 비교적 낮은 농도에서 슬래브에 나타나게 된다.
일단 상기 냉연 스트립이 질화되어, 그레인 성장을 억제하기 쉬운 양과 분포 형태의 나이트라이드 석출물들을 직접 형성하면, 상기 스트립 그 자체는 고온 연속 어닐링을 거치게 되며, 그 동안 2차 재결정 어닐링이 행해지거나 적어도 시작된다.
본 발명에 따른 상기 슬래브 온도의 동일화 효과는 첨부된 도면에 나타나 있다.
도 1은 상기 로로부터의 추출 온도가 도달되는 최대 온도인 일반적인 슬래브 가열 개략도를 나타내고;
도 2는 본 발명에 따른 슬래브 가열 개략도를 나타내고;
도 3은 일반적인 슬래브 가열을 이용한 것으로, 열간 압연 후의 스트립 길이(가로축)에 따른 스트립 두께(세로축)의 변화의 그래프를 나타내고(세로축의 각 분할은 0.01mm이다);
도 4는 본 발명에 따른 슬래브 가열을 사용한 것으로, 열간 압연 후의 스트립 길이(가로축)에 따른 스트립 두께(세로축)의 변화의 그래프를 나타낸다(세로축의 각 분할은 0.01mm이다).
도 1에서 볼 수 있는 바와 같이, 종래의 기술에서, 슬래브 표면의 연속적인 온도 변화 커브는 가열 동안에 점선 커브로 나타낸 코어 온도보다 항상 높고, 이러한 온도차는 로의 마지막 부분에서 여전히 남아있다.
반면, 본 발명(도 2)에 따르면, 연속선으로 나타낸 상기 슬래브 표면 온도는 최대치에 도달한 후에 감소해 점선으로 나타낸 코어 온도에 근접해지고, 실질적으로 로의 마지막 부분에서 일치하게 된다.
이에 따라 상기 억제제 형성 요소들의 매우 균일한 분포를 얻을 수 있고, 결과적으로, 연이은 냉각 과정에서 동일한 억제제의 최적의 분포를 얻을 수 있다. 상기 온도 균일화는 또한, 로의 냉각된 지지 영역으로 인해 적어도 부분적으로는 상기 슬래브 표면에서의 온도차에 관련된다; 도 3 및 도 4에서, 본 발명에 따르면 상기 냉각된 슬래브 지지 영역에 의해 야기된 냉점(cold spot)으로 인해 열연 스트립에서의 두께 변화를 저감할 수 있음을 볼 수 있다.
본 발명은 이제, 다음의 실시예들에서 설명될 것이나, 하기 실시예들이 본 발명의 범위와 의미를 제한하는 것은 아니다.
실시예 1
스크랩으로부터 용융된 것으로, 전기로에서 제조되고, 주조 상태에서 Si 3.15 중량 %(이하, %로 한다), C 0.035%, Mn 0.16%, S 0.006%, Alsol 0.030%, N 0.0080%, Cu 0.25% 및 제강과정에서의 불순물들을 포함하는 규소 강을 18 t짜리 슬래브로 연속 주조하었다. 8개의 슬래브들을 선택하여, 유동 빔 로에서 서로 다른 슬래브 가열 싸이클로 특정된 실험용 산업 냉간 압연 프로그램에 쌍으로 제공하였다. 상기 네 개의 실험용 싸이클을 수행하여 표 1에 나타나 있는 바와 같이, 상기 로의 최종 두 영역에서의 온도 셋팅을 결정하였다. 상기 슬래브가 상기 로를 통과하는 통과 속도는 끝에서 두 번째(예비 동일화) 로 영역을 35분동안 통과하도록 하고, 최종(동일화) 영역을 22분동안 통과하도록 하고, 이를 유지시켰다.
예비 동일화 영역 T℃ 동일화 영역 T℃
조건 A 1200 1230 비교예
조건 B 1150 1180 비교예
조건 C 1330 1230 본 발명
조건 D 1330 1180 본 발명
상기와 같이 가열된 슬래브들은 압연 대를 지나 거친 압연기(roughing mill)로 보내져 여기서 5회 통과하는 동안 전체 79%의 두께 감소율을 얻었고, 이에 따라 얻어진 바아(bar)들은 연속 다듬질 압연기(continuous finishing mill)에서 7회 통과로 열간 압연되어, 2.10mm의 최종 두께까지 되었다.
다음으로, 이렇게 얻어진 열연 스트립들은 1단-냉간 압연(single-stage cold-rolling)시켜(6회 통과), 0.285mm의 평균 두께로 하였다. 각 냉연 스트립을 각각 대략 8 톤의 중량을 갖는 두 개의 코일로 나누었다. 상기 각 조건(표 1)에 대해 하나씩 네 개의 코일들을 그 다음으로, 실험용 연속 탈탄 및 질화(nitriding) 라인에서 컨디셔닝(conditioning) 처리하였다. 각 스트립을 세 개의 다른 탈탄과, 최초 재결정 온도로 처리하였다. 각 경우에, 이 탈탄 단계의 끝에서, 상기 스트립들을 암모니아를 함유한 습한 수소-질소 혼합물에 의해, 930℃의 온도에서, 연속하여 질화시켜, 상기 스트립의 질소 함량을 90-120ppm 올렸다. 각 스트립의 샘플들을 MgO로 코팅한 다음, 1200℃까지 20℃/h의 가열 속도로, 건조 수소에 1200℃에서 20시간동안 침적하는, 그 제품에 흔히 사용되는 최종 박스 어닐링을 하고, 그 다음으로, 제어된 조건으로 냉각시켰다. 표 2에서는, 800A/m에서 자계 유도 치(테슬라:TESLA)를 나타내었다.
탈탄온도. 830℃ 탈탄온도. 850℃ 탈탄온도. 870℃
조건 A 1.83T 1.89T 1.87T
조건 B 1.89T 1.89T 1.75T
조건 C 1.88T 1.93T 1.94T
조건 D 1.92T 1.94T 1.89T

실시예 2
실시예 1의 서로 다른 네 개의 슬래브 가열 조건으로 사용되고 남은 네 개의 코일들을 850℃의 산업용 연속 탈탄 라인에서 처리하고, 연속하여 930℃에서 실험용 라인(실시예 1)과 동일한 조건으로 질화한 다음, 실시예 1에서 설명된 것과 동일한 온도 싸이클에 따른 산업용 박스 어닐링에 의해 최종 제품으로 변형하었다. 그 다음, 상기 스트립들을 연속하여 열편평화시키고, 인장된 절연 코팅재에 의해 코팅한 후, 퀄리파이(qualify)하였다. 상기 네 개의 스트립들의 자성의 평균치를 표 3에 나타내었다.
B800(TESLA) P17(W/kg)
조건 A 1.90 1.04
조건 B 1.88 1.05
조건 C 1.94 0.95
조건 D 1.93 0.93
여기서, B800은 800A/m에서 측정된 자계 유도치이고, P17은 1.7T에서 측정된 철손치(core loss value)이다.
실시예 3
Si 3.10 중량 %(이하, %로 한다), C 0.028%, Mn 0.150%, S 0.010%, Al 0.0350%, N 0.007%, Cu 0.250%를 포함하는 용융 규소강을 제조하였다. 이 용융 금속을 산업용 연속 주조기를 이용해 240 mm 두께를 갖는 18t 슬래브로 고상화하였다.
그 다음, 상기 슬래브들을 유동 빔 로에서 약 200분 동안 열처리하고, 1220℃의 온도에서 40분 동안 상기 로의 최종 영역을 통과시킴으로써 1340℃의 최대 온도에 도달되도록 한 후에 열간 압연하였다.
다음으로, 이러한 슬래브들 중 여섯 개를 50mm의 두께로 거친 압연(roughening)하고, 압연기로 3.0 내지 1.8mm 의 최종 두께로 연속 압연하였다. 이렇게 제조된 스트립을 1100℃의 최대 온도에서 연속 어닐링하고, 0.23mm의 최종 두께로 냉간 압연하였다. 표 4에서는 관련된 감소율 뿐 아니라, 서로 다른 두께도 나타내었다. 모든 스트립들을 동일한 산업용 제조 싸이클(특히, 865℃의 탈탄 온도가 적용되었다)을 사용하여 최종 제품으로 변형시켰고, 100 내지 130ppm의 질소가 첨가되도록 연속 어닐링 질화한 다음, 40℃/h의 가열 속도로 1200℃까지 박스 어닐링하였다. 표 4에서 볼 수 있는 바와 같이, 그 자성 특성은 냉각 감소율과 최종 제품의 자성 특성 사이의 관계를 보여준다. 상기 사용된 조건에서는, 89% 내지 91.5%의 냉간 압연 감소의 경우에 최상의 결과가 얻어진다. 그러나, 1단 냉간 압연 방식과 함께, 전개된 전체 냉각 감소 구역에서, 그레인 방향성 전기 강 스트립의 서로 다른 상업적 등급에 적합한 자성 특성을 갖는 제품들이 얻어짐을 알아야 한다.
열연 스트립 두께 (mm) 냉연 스트립 두께 (mm) 변형 % B800 (T) P17 (W/kg)
3 0.23 92.7 1.88 1.03
2.7 0.23 91.5 1.93 0.89
2.5 0.23 90.8 1.91 0.95
2.1 0.23 90.0 1.90 0.97
2.1 0.23 89.0 1.89 1.00
1.8 0.23 87.2 1.87 1.05

실시예 4
Si 3.180 중량 %(이하, %로 한다), C 0.025%, Mn 0.150%, S 0.012%, Cu 0.150%, Al 0.028%, N 0.008%를 함유하는 용융 강을 산업용 연속 주조 설비로 240 mm 두께의 18t짜리 슬래브들로 주조하었다.
다음으로, 상기 슬래브들 중 일부를 유동 빔 로에서 약 200분간 최대 온도 1320℃로 가열하였고, 1150℃의 온도에서 40분 동안 상기 로의 최종 영역을 통과시킨 후에 열간 압연하였다.
상기 슬래브들을 40mm의 두께로 거친 압연한 다음, 압연기에서 2.8mm의 일정한 두께를 갖는 스트립으로 연속 열간 압연하였다. 다음으로, 상기 스트립들을 1000℃의 최대 온도에서 연속 어닐링하고, 2.3 내지 0.76mm 의 중간 두께로 냉간 압연하였다. 그 다음, 모든 스트립들을 900℃에서 연속 어닐링하고, 0.29mm의 최종 두께로 다시 냉간 압연하였다. 표 5는 이렇게 얻어진 두께와, 관련 냉각 감소율을 나타낸다.
다음으로, 모든 스트립들을 연속적으로 어닐링해 탈탄 및 질화시키고, MgO계 어닐링 세퍼레이터(annealing separator)로 코팅한 후, 최대 온도 1210℃까지 박스 어닐링해서 스트립 표면에 포스테라이트(forsterite) 층을 형성시키고, 2차 재결정을 진행시키며, 강에서 황(S) 및 질소(N)를 제거하였다. 표 5에 기재된 최종 자성 특성들은 상업적으로 요구되는 자성 특성들을 산업적으로 얻기 위해, 실시예 3에서 나타난 냉각 감소율에 대한 의존성을 뒷받침해 주고, 75%보다 높은 최종 냉각 감소율을 적용하도록 해 준다.
스트립 두께 (mm) 1차 냉간압연 감소 (%) 최종 두께 (mm) 최종 냉간압연 감소 (%) B800(T) P17(W/kg)
열간압연 1차 냉간압연
2.8 2.30 17.9 0.29 87.4 1.91 0.96
2.8 2.00 28.6 0.29 85.5 1.89 1.02
2.8 1.70 39.3 0.29 82.9 1.88 1.08
2.8 1.40 50.0 0.29 79.3 1.86 1.15
2.8 1.15 58.9 0.29 74.8 1.83 1.30
2.8 0.90 67.9 0.29 67.8 1.79 1.42
2.8 0.76 72.9 0.29 61.8 1.73 1.61

실시예 5
Si 3.30 중량 %(이하, %로 한다), C 0.050%, Mn 0.160%, S 0.010%, Alsol 0.029%, N 0.0075%, Sn 0.070%, Cu 0.300%, Cr 0.080%, Mo 0.020%, P 0.010%, Ni 0.080%, B 0.0020% 를 포함하는 강 조성물로부터 60 mm 두께의 얇은 슬래브들을 연속 주조하였다. 그 다음, 상기 슬래브들 중 여섯 개를 다음의 싸이클에 따라 열간 압연하였다: 1210℃에서 가열, 1100℃에서 후속 동일화 및 2.3mm 두께 스트립으로 직접 열간 압연(싸이클 A). 다른 여섯 개의 슬래브들도 동일한 두께로 열간 압연하였지만, 1100℃에서 직접 가열하고, 보다 높은 온도에서 예열하지는 않았다(싸이클 B).
다음으로, 상기 모든 열연 스트립들을 동일한 싸이클을 사용하여 최종 제품으로 변형하였다: 산세(pickling), 0.29mm로 1단 냉간 압연, 탈탄 및 질화용 연속 어닐링, MgO계 어닐링 세퍼레이터로 코팅, 최종 박스 어닐링, 열편평화 및 절연 코팅재로 코팅. 각 스트립에 따른 자성 특성의 평균치로서 표현된 최종 결과를 표 6에 나타내었다.
스트립 No. 가열 싸이클 B800 (T) P17 (W/kg)
1 A 1.92 0.97 본 발명
2 A 1.93 0.95 본 발명
3 A 1.93 0.96 본 발명
4 A 1.92 0.97 본 발명
5 A 1.92 0.97 본 발명
6 A 1.93 0.96 본 발명
7 B 1.87 1.20 비교예
8 B 1.92 0.98 비교예
9 B 1.88 1.15 비교예
10 B 1.87 1.15 비교예
11 B 1.90 1.03 비교예
12 B 1.89 1.05 비교예
본 발명에 따른 슬래브 가열 싸이클을 사용하는 경우, 특히, 그 균일화와 관련하여 보다 좋은 결과를 얻을 수 있음을 알 수 있다. 도 3 및 도 4에서, 열간 압연기의 출구에서 측정된 열연 스트립의 두께 변화가 상기 스트립 7 및 1에 각각 나타나 있다.
실시예 6
Si 3.30 중량 %(이하, %로 한다), C 0.015%, Mn 0.100%, S 0.010%, Cu 0.200%, Al 0.032%, N 0.007%,를 함유한 강을 산업용 주조 기계에서 240 mm 두께의 슬래브들로 연속적으로 주조하였다.
그 다음, 일부 슬래브들을 다음의 열-기계적 싸이클(싸이클 A) 후에 압연하였다:
1360℃의 최대 온도로 푸싱 로(pushing furnace)에서 가열;
거친 압연기에서 240mm에서 160mm까지 고온 두께 감소;
1220℃의 최대 온도로 유동 빔 로(walking-beam furnace)에서 가열.
이에 비해, 나머지 슬래브들은 예열 및 거친 압연 없이 1220℃의 최대 온도로 유동 빔 로에서 가열된 후 압연되었다(싸이클 B).
상기 열연 스트립들의 두께는 2.1 내지 2.3mm 사이가 되었다.
상기 열연 스트립들 모두를 최대 1000℃의 온도로 연속하여 어닐링한 다음, 0.29mm의 평균 두께로 1단 냉간 압연하여 상기 스트립들이 2차 압연 공정 후에 210℃의 온도에 도달되도록 하였다. 그 다음, 탈탄 및 질화용 연속 어닐링해, 상기 냉연 스트립들을 10 내지 30ppm의 탄소 함량과, 100 내지 130ppm의 질소 함량을 얻었다.
MgO로 코팅한 후에, 상기 스트립들을 박스 어닐링해 2차 재결정 및 포스테라이트 (forsterite) 표면층을 형성시켰다. 이렇게 얻어진 자성 특성을 표 7에 나타내었다.
스트립 No. 가열 싸이클 B800(T) P17(W/kg)
1 A 1.94 0.93 본 발명
2 A 1.93 0.92 본 발명
3 A 1.94 0.92 본 발명
4 A 1.94 0.93 본 발명
5 B 1.88 1.03 실시예
6 B 1.88 1.04 실시예
7 B 1.87 1.10 실시예
8 B 1.89 1.02 실시예
상술한 각 실시예들에서 이루어진 모든 시험에서, 본 발명에 따른 작용으로, 이미 알려진 슬래브 가열 방법들에 따른 작용에 의해 얻어진 것보다 우수한 자계 투자율 및 철손치가 일관되게 얻어지고, 상기 로로부터의 출구에서의 슬래브 온도가 상기 슬래브들에 의해 도달되는 최대 온도와 관련된다는 것을 알게 되었다. 더욱이, 본 발명에 따른 작용으로, 상기 스트립들을 따른 자성 특성의 변화가 통상적인 슬래브 가열 방법으로 얻을 수 있는 것에 비해 훨씬 더 제한되었다(약 50-60%로).
결과적으로, 본 발명에 따른 강 스트립을 따라 매 1m마다 측정된 투자율과 철손의 최대 변화는 각각 2% 및 6% 이내이다.
본 발명은 각종 전자 기기 등에 사용이 가능하다.

Claims (13)

  1. 실리콘 강이 연속적으로 주조, 열간 압연, 냉간 압연되어 냉연 스트립을 얻은 다음, 이 냉연 스트립이 1차 재결정, 필요한 경우 탈탄을 위해 연속 어닐링 되고, 이어서 상기 1차 재결정 온도보다 높은 온도에서 2차 재결정 어닐링되는 그레인 방향성 전기 강 스트립의 제조 방법에 있어서,
    ·열간압연 전의 복수개의 단계로 이루어진 것으로, 상기 단계들 중 최종 단계 동안의 처리 온도가 상기 최종 단계 이전의 단계들의 처리 온도들 중 적어도 하나 보다 낮은 슬래브 가열 처리 단계;
    ·중간 어닐링에 의해 분리되고, 그 단계들 중 적어도 하나에서 75%보다 높은 감소가 행해지는 하나 또는 그 이상의 감소 단계로 이루어진 냉간 압연 단계;
    ·800 내지 950℃의 온도에서 상기 냉연 스트립의 연속 1차 재결정 어닐링 단계;를 포함하는 방법.
  2. 제 1항에 있어서,
    상기 슬래브 가열 처리 단계에서, 고온의 가열 단계와 이 보다 낮은 온도에서의 상기 최종 단계와의 사이에서 열간압연 단계가 수행되는 것을 특징으로 하는 방법.
  3. 제 1항 또는 제 2항에 있어서,
    상기 슬래브 가열 처리 단계는 1200 내지 1400℃의 온도로 이루어지는 제1가열 단계와, 1100 내지 1300℃의 온도로 이루어지는 제2가열 단계를 포함하는 것을 특징으로 하는 방법.
  4. 제 3항에 있어서,
    상기 제1가열단계에서의 가열 온도는 상기 슬래브의 표면에 액상 슬래그가 형성되는 온도를 초과하지 않는 것을 특징으로 하는 방법.
  5. 제 1항 또는 제 2항에 있어서,
    상기 1차 재결정동안 탈탄 처리가 이루어지는 것을 특징으로 하는 방법.
  6. 제 1항 또는 제 2항에 있어서,
    상기 냉간 압연 후 및 2차 재결정 시작 전의 열처리 중의 어느 하나에서, 상기 스트립에서의 억제제 함량의 증대가 상기 스트립이 고상, 액상, 또는 기상의 물질과 반응함으로써 이루어지는 것을 특징으로 하는 방법.
  7. 제 1항 또는 제 2항에 있어서,
    상기 강에 용해 가능한 알루미늄의 함량은 80 내지 500 ppm인 것을 특징으로 하는 방법.
  8. 제 7항에 있어서,
    상기 강에 용해 가능한 알루미늄의 함량은 250 내지 350 ppm인 것을 특징으로 하는 방법.
  9. 제 6항에 있어서,
    상기 억제제 함량의 증대는 최종 두께를 갖는 스트립의 연속 어닐링 처리에서 해리되지 않은 암모니아와의 반응에 의해 이루어지는 것을 특징으로 하는 방법.
  10. 제 9항에 있어서,
    상기 억제제 함량의 증대 후에, 상기 스트립은, 상기 2차 재결정 어닐링을 수행하거나, 적어도 시작하기 위한 연속 어닐링 처리를 더 받는 것을 특징으로 하는 방법.
  11. 제 1항 또는 제 2항에 있어서,
    상기 열간 압연되어 얻어진 열연 스트립의 어닐링은 상기 냉간 압연의 전에 이루어지는 것을 특징으로 하는 방법.
  12. 제 1항 또는 제 2항에 있어서,
    상기 1차 재결정 온도에 도달하기 위한 상기 냉연 스트립의 가열 시간은 1 내지 10 초인 것을 특징으로 하는 방법.
  13. 삭제
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