KR0184240B1 - 전자장을 사용한 강 슬래브의 연속주조방법 - Google Patents

Abstract

강 슬래브의 연속 주조에 있어서, 산소 함유량이 30ppm 이하, 바람직하게는 20ppm 이하의 용강을 사용하여, 스트레이트 침지 노즐을 사용하고, 노즐에 불활성 가스를 불어넣지 않고, 또 주형의 배면에 정자장 발생기를 배치하여 주형내의 용강에 강력한 정자장을 작용시켜서 용강 흐름을 제동하면서 연속 주조한다. 이에 따라, 노즐의 막힘이 발생하지 않고, 표면 및 내부 품질이 뛰어난 강 슬래브를 제조할 수 있다.

Description

[발명의 명칭]

전자장을 사용한 강슬래브의 연속주조방법

[발명의 상세한 설명]

[기술분야]

본 발명은 연속 주조에 의하여 얻어진 강슬래브의 표면 및 내부 품질을 한층 더 개선하기 위한 강슬래브의 연속주조방법에 관한 것이다.

[배경기술]

폭이 넓은 강판의 제조에 사용되는 슬래브와 같은 강편의 연속 주조에 있어서는, 용강을 수용한 턴디시와 연주 주형과의 사이의 용강 유로로서, 통상 내화물제의 침지 노즐이 사용되고 있다. 이 침지 노즐은, 특히 알루미 킬드강의 연속 주조시에 노즐 내면에 알루미나가 부착되기 쉽기 때문에, 주조시간의 경과에 수반하여 용강 유로가 좁아져, 소망하는 용강 유량을 얻을 수 없는 문제가 있었다.

이 때문에 통상은 용강을 공급하는 동안 내내, 노즐내에 Ar 등의 불활성 가스를 공급하여 알루미나 부착을 방지하고 있었다. 그러나 고 드루풋트(through put)의 고속 주조에 있어서 용강의 토출 속도가 큰 경우에는, 불활성 가스가 용강 흐름에 빨려 들어가게 되어, 주형내의 탕면에 부상되지 못하고 응고 쉘에 갇힌다. 강중에 불활성 가스에 의하여 최종 제품에 슬리버, 기포 등의 결함이 생가는 일이 있다.

또한, 침지 노즐의 하단부에 좌우 대칭인 토출구를 구비한 2공 노즐 형식의 침지 노즐에 있어서는, 토출구의 좌우의 비대칭인 폐쇄에 의하여 주형내의 용탕의 흐름이 불균일해지고, 제품의 품질저하를 초래하는 문제가 있었다. 이 경우에, 단지 가스 트랩의 문제뿐만 아니라, 노즐 토출구의 폐쇄에 의하여 발생하는 편류에 의한 개재물의 혼입 및 몰드 파우더의 혼입도 있다.

본 발명자들은 주로 A1으로 탈산한, 탄소농도가 500ppm 이하의 저탄소 알루미 킬드강을 사용하여, 연속 주조에 있어서의 노즐 막힘에 대해서, 조사, 검토를 거듭했다. 그 결과, 용강중의 산소농도를 30ppm 이하, 더욱 바람직하게는 20ppm이하로 조정하고, 침지 노즐의 선단을 개방하여 용강의 토출구로 한 파이프상의 스트레이트 노즐을 사용하면, 노즐 막힘이 거의 없는 것이 명백해졌다. 그러나, 이와같은 스트레이트 노즐에 있어서는, 용강의 토출류가 주형의 아래쪽으로 향하기 때문에, 용강중의 개재물 및 가스 기포 등이 용강 풀의 깊숙한 곳까지 침입하는 문제가 있다.

이와 같은 개재물 등의 침입방지를 위하여 연속 주조용 주형에 정자장을 작용시키는 정자장 발생장치를 배치하여 아래쪽으로 향하는 용강 흐름에 제동을 가하는 기술이 있다. 예를 들면, 일본국 특개소 58-55157호 공보에는, 연속 주종용 주형의 주위의 메니스커스 근방 레벨에 있어서 직류자계를 발생시키고, 그 강도 및 방향을 조절함으로써, 용융금속 주입흐름의 침입 깊이 및 침입 방향을 제어하는 기술이 개시되어 있다. 이 기술에서는 메니스커스 근방 레벨에 자계를 설치하는 것 뿐이므로, 제동력이 불충분하다.

본 발명자들은, 용강중의 산소 농도를 낮은 값으로 조정하고, 노즐내에 Ar 가스를 불어넣지 않고, 스트레이트 노즐을 사용함으로써, 노즐의 폐쇄를 방지하고, 한편, 강력한 제동력에 의하여 용강의 하강흐름을 제어하고, 품질이 우수한 강슬래브를 주조하는 기술을 확립했다.

또한, 본 발명자들은, 용강 하강흐름의 제동 효과에 의해 메니스커스 방향으로의 용강의 흐름이 발생하고, 이 흐름에 기인하는 메니스커스 변동에 대해서도, 메니스커스부로의 정자장을 작용시켜서 제동하는 것이 유효하다는 지견을 얻었다.

본 발명의 목적은, 표면 및 내부 품질이 양호한 강슬래브를 얻을 수 있는 연속주조방법을 제안하는 것이다.

본 발명의 또 다른 목적은, Ar가스를 사용하지 않고, 연속 주조에 있어서의 노즐 막힘을 해소함에 있다.

또한, 본 발명의 목적은, 용강 하강 흐름에 적절한 제동력을 가하는 동시에, 그 결과 발생하는 메니스커스 변동도 방지한 강슬래브의 연속 주조 기술을 제공함에 있다.

[발명의 개시]

본 발명은 상기 목적을 달성하기 위하여 상기의 지견에 의거하여 이루어진 것으로서, 그 기술적 수단은 하기와 같다. 즉, 본 발명은, 용강중의 산소 함유량이 30ppm 이하의 용강을 사용하고, 스트레이트 침지 노즐을 사용하여, 노즐에 불활성 가스를 불어넣지 않고, 턴디시에서 연속 주조 주형내로 용강을 공급하는 것을 기본으로 하고, 연주 주형에 부가하는 자장의 조건을 한정한다.

그 한정은, 스트레이트 침지 노즐 토출구 수준을 포함하는 높이 위치의 상기 주형 장변벽(배면에 정자장 발생기를 배치하고, 노즐 토출구로부터의 토출 유속 V(m/sec)[용강 유량 (㎥/sec)/노즐 단면적(㎡)]에 따라서, 노즐 토출구 연직하의 자속 밀도 B(T) 및 자장 인가 높이 범위 L(mm)의 관계를

V0.9(m/sec)에서 B×L25, 단, B0.07 T, L80mm

V1.5(m/sec)에서 B×L27, 단, B0.08 T, L90mm

V2.0(m/sec)에서 B×L30, 단, B0.09 T, L100mm

V2.5(m/sec)에서 B×L33, 단, B0.09 T, L110mm

V3.0(m/sec)에서 B×L35, 단, B0.1 T, L110mm

V3.8(m/sec)에서 B×L36, 단, B0.11 T, L120mm

Vf4.8(m/sec)에서 B×Lg38, 단, Bg0.12 T, Lg120mm

Vf5.5(m/sec)에서 B×Lg40, 단, Bg0.13 T, Lg130mm 로 설정하고, 주형의 한쪽의 장변벽으로부터 다른 쪽의 장변벽으로 향하는 정자장을 발생시키면서 주조하는 것이다.

또한, 자장의 한정으로서, 스트레이트 침지 노즐 토출구 수준을 포함하는 높이 위치의 상기 주형 장변벽 배면에 정자장 발생기를 배치하고, 추가로 간극을 설치하여 아래쪽에 적어도 1단 이상의 정자장 발생기를 배치하고, 주형의 한쪽의 한쪽의 장변벽으로부터 다른 쪽의 장변벽으로 향하는 정자장을 발생시키면서 주조하는 것을 특징으로 하는 강슬래브의 연속주조방법을 제공한다.

또한, 스트레이트 침지 노즐 토출구 수준 보다 높은 높이 위치의 상기 주형 장변벽 배면에 정자장 발생기를 배치하고, 추가로 간극을 설치하여 주형 하부에 적어도 1단 이상의 정자장 발생기를 배치하고, 주형의 한쪽의 장변벽으로부터 다른 쪽의 장변벽으로 향하는 정자장을 발생시키면서 주조한다.

또한, 스트레이트 침지 노즐 토출구 수준 보다 아래 쪽의 높이 위치의 상기 주형 장변벽 배면에, 주변 폭방향의 중앙부 부근에만, 주편의 장변면에 직교하는 방향의 정자장을 인가하는 동시에, 주편의 단변면과 직교하는 방향으로 직류 전압을 인가한다.

또한, 스트레이트 침지 노즐 토출구 수준을 포함하는 높이 위치의 상기 주형 장변벽 배면에 정자장 발생기를 배치하여 주형의 한쪽의 장변벽으로부터 다른 쪽의 장변벽으로 향하는 정자장을 발생시키는 동시에 스트레이트 침지 노즐 토출구 근방에 주편 단변벽면과 직교하는 방향으로 직류 전압을 인가하면서 주조하는 것을 특징으로 하는 강슬래브의 연속주조방법이다.

[도면의 간단한 설명]

제1도는 실험예 1의 1단 정자장 발생기를 구비한 연속 주조 장치의 요부 구성을 나타내는 개략 단면도이다.

제2도는 실험예 1의 1단 정자장 발생기를 사용한 경우의 결함 발생률을 표시하는 그래프이다.

제3도는 실험예 2의 연속 주조 장치의 구성을 나타내는 다면도이다.

제4도는 실험예 2에 관계되는 연속 주조 장치의 구성을 주요 치수와 함께 나타내는 단면도이다.

제5도는 실험예 2의 결과를 표면 결함 발생률(지수)에 대해서 비교한 막대 그래프이다.

제6도는 실험예 4, 5에 관계되는 연속 주조 장치의 구성을 나타내는 단면도이다.

제7도는 실험예 4, 5에 관계되는 연속 주조 장치의 배치를 치수와 함께 나타내는 단면도이다.

제8도는, 실험예 4, 5의 결과를 표면 결함 발생률(지수)에 대해서 비교한 막대 그래프이다.

제9도는 실험예 6의 2단 정자장 발생기를 구비한 연속 주조 장치의 요부 구성을 나타내는 개략 단면도이다.

제10도는 2단 정자장 발생기를 사용한 경우의 결함 발생률을 표시하는 그래프이다.

제11도는 실험예 7의 2단 정자장 발생기를 구비한 연속 주조 장치의 요부 구성을 나타내는 개략 단면도이다.

제12도는 부분 정자장 발생기(실험예 7)와 전폭 정자장 발생기(실험예 6)와 무자장(비교예)과의 실험 결과를 비교하여 표시하는 막대 그래프이다.

제13도는 정자장 발생기에 탕면을 포함하는 경우와 포함하지 않는 경우와 무자장의 경우의 실험 결과를 비교하여 표시하는 막대 그래프이다.

제14도는 가스 블로우가 있는 경우와 가스 블로우가 없는 경우와 무자장의 경우와의 실험 결과를 비교하여 표시하는 막대 그래프이다.

제15도는 실험예 10, 11의 정자장 발생기를 상하 2단으로 설치한 연속 주조 장치의 단면도이다.

제16도는 정자장 발생기를 1단만 설치하는 비교예에 관계되는 연속 주조 장치의 단면도이다.

제17도는 상하 2단이고 또한 폭방향으로 부분적으로 정자장 발생기를 설치하는 연속 주조 장치의 단면도이다.

제18도는 실험예 10, 11과 종래의 표면 결함 발생률(지수)을 비교하여 표시하는 그래프이다.

제19도는 실험예 12의 각각의 비교예에 관하여 결함 발생률(지수)과의 관계를 비교하여 표시하는 그래프이다.

제20도는 실험예 13에 나타내는 정자장 발생기를 전폭에 설치하는 경우와, 부분적으로 설치하는 경우와의 결함 발생률(지수)을 비교하여 표시하는 그래프이다.

제21도는 실험예 14에 관계되는 연속 주조 장치의 구성을 나타내는 단면도이다.

제22도는 실험예 14, 15의 결과를 표면 결함 발생률(지수)에 대해서 비교한 막대 그래프이다.

제23도는 실험예 16을 나타내는 개략도이다.

제24도는 실험예 17의 설명도이다.

제25도는 실험예 17의 주편 폭방향에 있어서의 자속 밀도 분포의 도면이다.

제26도는 실험예 18의 설명도이다.

제27도는 실험예 18의 주편 폭방향에 있어서의 자속 밀도 분포의 도면이다.

제28도는 실험예 19의 개략도이다.

제29도는 실험예 20의 설명도이다.

제30도는 실험예 21의 설명도이다.

[발명을 실시하기 위한 최량의 형태]

슬래브 연주기의 주형에 전자석을 설치하고, 주형내 용강중에 정자계를 작용시킴으로써, 용강중에 유도되는 전류와 자계와의 상호 작용에 의하여 발생하는 로렌츠력으로 용강 유동을 제어하고, 침지 노즐로부터의 토출 흐름이 용강 풀중에 깊게 침입하는 것을 억제하는 데에는, 메니스커스 근방에만 정자계를 적용하는 것만으로는 불충분하다.

제1도(a), (b)에 본 발명의 실시예에 사용하기에 최적한 연속 주조장치의 요부의 구성예를 나타냈다. 한 쌍의 단변벽(12, 12)과 한쌍의 장변벽(14, 14)으로 이루어지는 연속 주형(10)에는, 턴디시로부터 스트레이트 침지 노즐(18)이 매달려 있다. 이 스트레이트 침지 노즐(18)은 노즐의 하단부에 스트레이트로 토출구(20)를 개방한 파이프상의 구조로 되어 있다.

정자장 발생기(22)는, 연주 주형(10)의 장변 벽(14)의 배면에 배치되고, 스트레이트 침지 노즐(18)의 토출구(20) 근방 및 메니스커스(24)를 포함하는 높이 위치에 각각 설치되고, 한쪽의 장변벽(14)으로부터 다른 쪽의 장변벽(14)으로 단변벽(12)과 평행한 정자장을 발생한다. 이 정자장은, 스트레이트 침지 노즐(18)로부터 토출한 용강을 감속하는 동시에 메니스커스(24)의 변동을 억제하고, 몰드 파우더의 용탕중으로의 혼입을 방지한다.

이 주형(10)을 사용하여, 드루풋트를 변화시킴으로써 스트레이트 노즐로부터의 용강의 토출 유속 v를 변화시키고, 인가 자장 강도 B와 인가 자장범위(높이 방향의 치수) L을 변화시켜, 제품 냉연재에 발생하는 결함을 관찰했다. 노즐 토출구로부터의 노출 유속 V (m/sec)와 인가 자장 범위 L(mm)와 자속 밀도 B(T)와의 관계에 대한 실험결과를 제2도에 나타냈다. 자속 밀도와 인가 자장 범위를 변화시켜서 얻어진 냉연재에 관하여, 자기 탐상법으로 얻어진 결함 발생률이 무자장의 주조법에 있어서의 결함 발생률을 1로 하여, 0.45미만은 ○표로, 0.45∼0.7은 △표로, 0.7 이상은 ×표로 표시했다.

제2도의 결과에서, 결함 발생률이 무자장 주조법에 비교하여 자속 밀도 B(×좌표)와 인가 자장 범위 L(y 좌표)에 의하여 얻어지는 계수 k=B·L이 25이상이고, 또한 인가 거리 L이 80mm이상에서, 자속 밀도 B가 0.07T 이상인 영역에서 결함 발생률이 0.45 이하가 되어 있다.

다음에 제9도의 구성예에 대해서 설명한다. 제9도에서는, 스트레이트 침지 노즐(18)을 사용하는 동시에, 상, 하에 정자장 발생기(26, 28)를 배치하고, 상하단 자장 발생기(26, 28) 사이에는 감속된 용강의 흐름을 균일화시키는 무자장에 가까운 간극부(30)를 형성하고 있다. 이 간극부(30)와 아래쪽에 있는 정자장 발생기(28)에 의하여 발생한 한쪽의 장변벽(14)으로부터 다른 장변벽(14)으로 향하여 단변벽(12)으로 평행하게 나아가는 정자장에 의하여, 정자장 발생기(26)에 의하여 감속된 용강은 단변벽(12) 방향으로 진행하면서 하강하게 된다. 이 결과 충분히 감속되고, 균일화된 용강의 하강흐름을 얻을 수 있다.

토출 유속 v를 변화시켜서 자속 밀도 B 와 인가 자극 범위 L을 변화시킨 결과를 제10도에 나타냈다. 무자장에 있어서의 주조법으로 얻어진 냉연재의 결함 발생률을 1로 하여, 비교를 하고, 0.45미만을 ○표로, 0.45∼0.7 미만을 △표, 그 이상을 ×표로 표시했다.

제10도에 명백한 바와 같이 자속밀도 B와 인가 자장 범위 L에 의하여 얻어지는 계수 k=B·L이 16이상이고 결함 발생률이 0.45 미만이 되어 있다. 이 결과 인가 자극 범위가 1단 자장에 비교해도 우수하다. 이와 같이, 2단 정자장을 인가함으로써, 인가 자장 범위 및 인가 자장 강도가 작아도 현격하게 품질의 향상을 도모할 수 있는 것이 명백해졌다.

이들의 결과에서 다음과 같이 말할 수 있다. 스트레이트 침지 노즐과 정자장을 사용함으로써 노즐 막힘이 없고 연속 주조를 달성하는 것이 가능해지고, 그 사실에 의하여 생산성이 향상된다. 더욱 중요한 사실은 노즐 막힘이 없음으로 인해 용강흐름의 편류를 억제하는 것이 가능해지고, 청정한 슬래브를 제조하는 것이 가능해졌다. 특히, 자속 밀도 및 인가 자장 범위를 규정함으로써 결함 발생률이 매우 적은 냉연재를 얻은 것이 가능해졌다.

또한, 연속 주조 주형내의 탕면을 포함하는 위치에 정자장을 가함으로써 탕면의 변동을 억제할 수 있고, 또한 침지 노즐 토출구 근방에 정자장을 가하고, 또한 간극을 형성하여 아래 방향으로 정자장을 가함으로써 균일한 용강의 하강흐름을 얻을 수 있다. 따라서, 몰드 파우더의 혼입이 없는 더욱 청정한 강슬래브의 제조가 가능해졌다.

특히, 메니스커스 근방에서는 탕면 전면을 덮도록 정자장을 발생시키는 것이 중요하다. 예를 들면, 용강의 탕면에 정자장을 가하지 않고, 단지 탕면 하부에만 자장을 발생시킨 경우에는, 탕면하의 흐름을 제동하는 것은 가능하지만 용강의 탕면의 진동은 억제할 수는 없다. 따라서, 탕면 진동에 의한 탕면의 몰드 파우더 혼입이 발생한다.

그리고, 본 발명에서 자장이 중요한 역할을 맡고 있지만, 이 자장의 영역에 있어서는 이하와 같이 하는 것이 긴요하다. 먼저, 정자장에 관하여, 그것은 노즐의 선단부를 포함하고, 그것 보다도 아래쪽에 적용하는 것이다. 특히, 노즐 선단부의 토출구부가 자장내에 존재한 경우에, 용강 토출 흐름이, 자장에 의하여 충분히 감속된 완만한 하강 흐름이 된다. 다음에, 감속된 토출 흐름은 간극 및 아래쪽의 자장에 의하여, 더욱 균일한 하강 흐름이 되고, 내부 및 표면 품질이 좋은 주편을 주조하는 것이 가능해진다.

또한, 노즐 토출구로부터 용강이 분출하고 있는 하부는 연주주형을 전면에 걸쳐 덮도록 정자장을 발생시키는 편이 부분적으로 정자장을 발생시켜 주조하는 것 보다 좋다.

다음에 본 발명은, 통전에 의한 자장을 부가할 수 있다. 제23도는 이와 같은 예를 표시하는 것으로, 주형(10)의 바로 아래에 주편의 장변면에 직교하는 방향으로 정자계를 발생시키는 정자계 발생용 코일(60)을 설치한 외에, 주편 단변면과 직교하는 방향으로 직류 전압을 인가하는 통전용 롤(62)을 구비하고 있다. 자계 발생용 코일(60)에 의한 정자계는, 침지 노즐 토출구(20)보다도 하부의 적소, 예를 들면 주형(10)의 바로 아래의 위치에, 주편(2)의 폭방향 중앙부에만 인가할 수 있도록 한다. 제23도중에 용강중의 자계 B의 방향, 전류 I의 방향, 전자력 F의 방향을, 각각 1점 쇄선, 점선, 2점 쇄선으로 표시했다. 이 경우에, 정자장 통전을 침지노즐 토출구(20) 보다도 아래쪽에서 작용시킴으로써, 주편내의 하강 흐름 속도를 효과적으로 저감시키고, 개재물 및 기포의 침입을 방지할 수 있다. 스트레이트 침지 노즐(18)을 사용하는 정자장 통전 연속주조방법에서는, 노즐로부터의 토출 흐름이 항상 균일한 아래 방향 용강 흐름이 되므로, 상기 정자장 통전은 침지 노즐 토출(20) 보다도 아래쪽의 위치에서 용강 흐름에 제동을 가한다.

본 발명에서는, 스트레이트 침지 노즐의 토출구로부터의 용강 흐름을 제동하기 위하여, 노즐의 토출구 근방의 용강중에 통전에 의한 제동력을 가할 수도 있다. 제29도(a), (b)에 그 예를 나타냈다. 연주 주형(10)의 장변벽(14)의 배면에 설치한 정자장 발생기(82) 외에, 주편 단변면에 직교하는 방향으로 직류 전류를 인가하기 위한 통전 단자(84)가 노즐 토출구 바로 가까이에 설치되어 있다. 제29도중에, 용강중의 자계 B의 방향, 전류 I의 방향, 전자력 F의 방향을, 각가 1점 쇄선, 점선, 2점 쇄선으로 표시했다. 이와 같은 설비 구성으로 함으로써, 본 발명에 있어서는, 주편의 장변면과 직교하는 방향의 정자계를 주형내 용강에 발생시키는 동시에, 주편 단변면과 직교하는 방향으로 통전 단자(84)로부터 직류 전류를 흘려 보내기 때문에, 주조 방향에 대해서 위로 향하는 전자력 F를 형성할 수 있고, 그러므로 노즐에서의 아래로 향한 흐름을 분산시키고, 개재물, 기포의 주편내로의 침입을 억제할 수 있게 된다. 이 통전 단자는 스트레이트 침지 노즐(18)의 내화물중에 묻어도 좋다.

[실험예 1]

제1도에 표시하는 연속 주조 장치를 구비한 2스트랜드 연주가를 사용하여, 산소 농도 28∼30ppm의 저탄소 알루미 킬드강을 본 발명의 스트레이트 침지 노즐을 사용하여 3번의 차지(charge)의 연속 주조 실험을 실시했다. 이 때의 주조 조건을 이하에 나타냈다. 이 때의 노즐 막힘 방지 가스의 불어넣는 양을 12N l/min으로 했다.

주조 주형의 사이즈：두께 방향 220mm, 폭 방향 1600mm, 높이 방향 800mm

턴디시에서의 용강의 슈퍼 히트：29∼34℃

드루폿트(throughput)：1.5 ton/min

한쪽의 스트랜드에서는, 본 발명의 스트레이트 노즐을 사용하면서 1단만의 정자장을 인가하여 주조를 행하고, 다른 쪽의 스트랜드에서는 무자장에서 주조를 했다. 제1도(a), (b)에 1단 정자장 인가의 개략도를 나타냈다. 이하에 정자장 발생기(22)의 사양을 표시했다.

1단 정자장 발생기：폭 방향 1700mm

높이 방향 50∼650mm(L)

최대 자속 밀도 0.05∼0.5T

드루풋트를 변화시킴으로써, 용강의 토출 유속 v를 변화시키면서, 더욱 인가 자장 강도와 인가 자장 범위 L을 변화시키고, 그 때에 냉연재에 발생하는 결함을 관찰함으로써 무자장에 있어서의 주조법과 비교했다. 노즐 토출구로부터의 유속을 0.9m/sec 까지로 한정하였을 때의 인가 자장 범위 L(mm)와 자속 밀도 B(T)의 관계에 대해서 제2도의 실험 결과를 얻었다.

제2도의 결과에서, 결함 발생률이 무자장 주조법에 비교해서 자속 밀도 B(×좌표)와 자장 인가범위 L(y 좌표)에 의하여 얻어지는 계수 k=B·L이 25이상이고 또한 인가 거리 L이 80mm 이상에서 자속 밀도 B 가 0.07T 이상인 영역에서 결함 발생률이 0.45 이하로 매우 좋아진 것이 명백하다. 또한, 토출 유속을 0.9m/sec 이상으로 한 경우에도 표 1의 결과가 얻어졌다.

[실험예 2]

제3도(a), (b)는 I자형 정자장 발생기(32)를 구비한 연속 주조 장치이다. I자형 정자장 발생기 (32)는 스트레이트 침지 노즐(18)로부터의 토출 용강 흐름 영역에 정자장이 작용하고, 그후 폭방향으로 퍼진 아래 방향의 흐름과 탕면 변동을 형성하는 메니스커스 방향으로 퍼진 용강 흐름을 제동한다.

스트레이트 침지 노즐(18)을 사용하고, 제3도(a), (b)에 나타내는 바와 같이 연주 주형(10)내로 공급하는 용강에 대해서, 연주 주형(10)에 배치한 I자형의 정자장 발생기(32)의 자극 영역에서 제동을 가하면서, 연속 주조했다. 정자장 발생기(32)의 구체적인 치수는 제4도에 표시한 바와 같다.

2 스트랜드 연주기를 적용하여 래들 정련을 거친 C 농도는 360∼450ppm, Al 농도 450∼620ppm, 산소 농도 27∼30ppm의 용강을 하기의 조건으로 3차지(280t/차지) 분을 계속하여 연속 주조하고, 침지 노즐내의 알루미나의 부착 상황을 조사했다. 2 스트랜드중, 한쪽의 스트랜드에서는 종래의 2 공형의 침지 노즐을 사용하고, 다른 쪽의 스트랜드에서는 본 발명의 스트레이트 침지 노즐(18)을 사용하여, 스트레이트 침지 노즐(18)을 사용한 스트랜드에만 상기 정자장 발생기(32)를 설치했다.

주조 조건은 이하와 같다.

주형 사이즈：단변 220mm, 장변 방향 1600mm

주조 속도：1.7m/min

턴디시내 용강과열도：25∼30℃

정자장 발생기의 최대자속：3000 가우스

그 결과, 노즐내에 10N l/min의 노즐 막힘 방지용 가스로서 Ar 가스를 불어넣은 종래의 2공형의 침지 노즐을 사용한 연속 주조에 있어서는, 노즐 토출구 근방에 최대로 10mm 두께의 알루미나 부착물의 두께가 인정되었다. 스트레이트 침지 노즐을 사용하고, I자형 정자계 발생기(32)를 사용한 연속 주조에 있어서는, Ar 가스를 노즐내에 불어넣지 않았음에도 불구하고, 알루미나의 부착물층은 최대로 2mm 정도로, 노즐 막힘이 극히 작은 것이 확인되었다.

[실험예 3]

실험예 2와 동일 조성의 래들(ladle) 내의 용강의 욕면상의 슬러그에, Al분말을 첨가하여 래들내 용강면상의 슬러그중의 FeO를 환원하고, FeO 농도를 3% 이하로 한 래들 정련을 실시하여 용강중의 산소 농도를 15∼18ppm으로 했다. 이 용강을 사용하여, 실험예 2와 동일한 주조 조건하에 3차지(280t/차지) 연속적으로 연속 주조하고, 그 때의 침지 노즐의 알루미나의 부착 상황을 조사했다. 또, 이 실험예에서는, 양 스트랜드 모두 침지 노즐내에는 노즐 막힘 방지용의 가스는 불어넣지 않았다.

그 결과, 2공 침지 노즐을 사용하는 종래법을 따른 경우에는, 3차지째에 있어서 노즐 막힘 때문에 소정의 주입 속도가 달성될 수 없고, 주조 속도가 1.7m/min에서 1.2m/min으로 저하했다. 스트레이트 침지 노즐을 사용한 연속 주조에 있어서는, 주조 속도가 저하하는 일은 없고, 주조 종료후에 스트레이트 침지 노즐을 회수하여 그 내면을 관찰한 바, 1∼2mm 정도의 알루미나가 부착되어 있을 뿐이었다.

또한 스트레이트 침지 노즐을 사용하여, 정자장을 적용하지 않은 실험을 별도로 했지만, 이 조건에서는, 노즐 선단으로부터 토출하는 온도가 높은 용강분류가 강한 흐름이 되어 연직 아래 쪽으로 흘러 응고 쉘을 씻기 때문에, 그 부분의 응고 진행이 방해될 수 있다. 이 때문에, 소위 브레이크 아웃이 발생하고, 주조가 불가능했다. 이에 대해서, 스트레이트 침지 노즐을 사용한 실험예 2, 3에서는 정자장의 적용에 의하여 이미 설명한 바와 같이 안정된 주조가 가능했다.

실험예 2, 3에서 얻어진 연주 슬래브를, 다음에 열간 압연, 냉간 압연하여 두께 0.7mm의 냉연판으로 하고, 얻어진 강판의 표면 결함(기포성 결함과 슬리버 결함의 합계)의 발생률에 대해서 조사했다. 그 결과를 제5도에 나타낸다.

제5도에 있어서, 본 발명에 따르는 연속 주조를 행한 경우에는, 표면 결함의 발생률이 매우 작은 것을 알 수 있다. 그 이유는, 연속 주조용 주형에 있어서의 정자장의 적용에 의하여 용강의 주입흐름이 크레이터의 깊숙한 곳까지 침입하는 일이 없는 것과, 메니스커스의 용강 유동이 억제되어 몰드 파우더의 혼입이 없기 때문이라고 생각된다. 또, 실험예 3에서 있어서의 적합예의 결과가 실험예 2의 적합예 보다도 양호한 것은, 용강의 산소 농도가 낮고, 기포성 결함의 주원인이 되는 Ar 가스의 불어넣기를 하지 않았기 때문으로 생각된다. 또한, 이 실험예 3에 있어서의 비교예에서도 상당히 좋은 결과가 얻어지고 있지만, 노즐내에 노즐 막힘 방지용의 가스를 불어넣지 않기 때문에, 노즐 막힘이 발생하여 소망의 주조 속도가 얻어지지 않고, 생산성의 점에서 문제가 있다.

[실험예 4]

제6도에 표시하는 T자형 정자장 발생장치를 구비한 2스트랜드 연주기를 적용하여, 래들 정련을 거친 C농도는 380∼500ppm, Al 농도 450∼550ppm, 산소농도 25∼28ppm의 용강을 하기의 조건으로 3차지(300t/차지) 분을 계속해서 연속 주조하고, 스트레이트 침지 노즐내의 알루미나의 부착 상황을 조사했다.

T자형 정자장 발생기(34)를 제7도에 나타내는 바와 같은 치수 관계로 배치하고, 스트레이트 침지 노즐(18)을 사용한 스트랜드와, 종래의 2공형의 침지노즐을 사용한 스트랜드의 2스트랜드를 사용했다.

주조조건은 이하와 같다.

주형 사이즈：단변 245mm, 장변 1600mm

주조 속도：1.6m/min

턴디시내 용강과열도：20∼25℃

정자장 발생기의 최대자속：3200 가우스

그 결과, 노즐내에 10N l/min의 노즐 막힘 방지용 가스를 불어넣은 종래의 2공형의 침지 노즐을 사용한 연속 주조에 있어서는, 노즐 토출구 근방에 최대로 10mm 두께의 알루미나 부착물의 층이 인정되었지만, 스트레이트 침지 노즐과 정자장을 사용한 실험예의 연속 주조에 있어서는, Ar 가스를 노즐내에 불어 넣지 않았음에도 불구하고 알루미나의 부착물층은 최대로 2mm 정도였고, 노즐 막힘은 극히 작은 것이 확인되었다.

[실험예 5]

실험예 4와 동일한 조성의 래들내의 용강의 욕면상의 슬러그에, Al 분말을 첨가하여 래들내 용강 욕면상의 슬러그중의 FeO를 환원하고, FeO 농도를 2% 이하로 한 래들 정련을 실시하여 용강증의 산소 농도를 12∼18ppm으로 했다. 이 용강을 실험예 4와 동일한 주조 조건하에, 3차지(300t 차지) 연속적으로 연속 주조를 행하고, 그 때의 침지노즐내의 알루미나의 부착 상황을 조사했다. 또한, 이 실험예에서는 양 스트랜드 모두 침지 노즐내에는 일체 노즐 막힘 방지용의 가스는 불어넣지 않았다.

그 결과, 2 공 침지 노즐을 사용하는 종래법에서는, 3 차지째에 있어서 노즐 막힘 때문에 소정의 주입 속도가 달성될 수 없고, 주조속도가 1.6m/min에서 1.1m/min으로 저하했다. 실험예의 연속 주조에 있어서는, 주조 속도가 저하하는 일은 없고, 주조 종료후에 스트레이트 침지 노즐(18)을 회수하여 그 내면을 관찰한 바, 1∼2mm 정도의 알루미나가 부착되어 있을 뿐이었다.

또한, 스트레이트 침지 노즐(18)을 사용하여, 정자계를 적용하지 않는 실험을 별도로 실시했지만, 이 조건에서는, 노즐 선단으로부터 토출하는 온도가 높은 용강 흐름이 강한 흐름이 되어 연직 아래쪽으로 흘러서 응고 쉘을 씻기 때문에 그 부분의 응고 진행이 방해되었다. 그 때문에, 소위 브레이크 아웃이 발생하고 주조가 불가능했다. 이에 대해서, 정자장 발생기 (34)를 사용한 실험예 4, 5에서는 정자계의 적용에 의하여 이미 설명한 바와 같이 안정된 주조가 가능했다.

실험예 4, 5에서 얻어진 연주 슬래브를, 다음에 열간압연, 냉간압연하여 두께 0.8mm의 냉연판으로 하고, 얻어진 강판의 표면 결함(기포성 결함과 줄모양 결함의 합계)의 발생률에 관하여 조사했다. 그 결과를 제8도에 나타낸다.

제8도에 있어서 적합예에서는 표면 결함의 발생률이 매우 작은 것을 알 수 있다. 그 이유는, 연속 주조용 주형에 있어서의 정자계의 적용에 의하여, 용강의 주입흐름이 용강 풀의 깊숙히까지 침입하는 일이 없다는 것과, 메니스 커스의 용강 유동이 억제되고 몰드파우더의 혼입이 없기 때문이라고 생각된다. 또, 실험예 5에 있어서의 적합예의 결과가 실험예 4의 적합예 보다도 양호한 것은, 용강의 산소 농도가 낮고, 또 기포성 결함의 주원인이 되는 Ar 가스의 불어넣기를 행하지 않았기 때문이라고 생각된다. 또한 이 실험예 5에 있어서의 비교예에서도 상당히 좋은 결과가 얻어지고 있지만, 노즐내에 노즐 막힘 방지용의 가스를 불어 넣지 않기 때문에, 노즐 막힘이 발생하여 소망하는 주조 속도를 얻을 수 없고, 생산성의 점에서 문제가 있다.

[실험예 6]

다음에, 제9도에 나타내는 바와 같이, 한쪽의 스트랜드에 스트레이트 침지 노즐(18)을 사용하는 동시에 상하에 정자장 발생기(26, 28)를 배치하고, 이에 의하여 상하 2단에 정자장을 걸어서 주조 실험을 행하고, 다른 쪽의 스트랜드에 비교예로서 종래의 2공식 침지 노즐을 사용하여 주조 실험을 실시했다. 정자장을 인가한 스트랜드 및 종래의 2공식 침지 노즐을 사용한 스트랜드의 쌍방에 노즐 막힘 방지용 가스를 10 N 1/min 불어 넣으면서 주조를 실시했다. 다른 주조 조건은 실험예 1과 동일하게 했다.

상하 2단의 정자장 강도 및 그 발생기는 이하와 같았다.

상정자장 발생기：폭 방향 1700mm

높이 방향 500∼320mm(L)

최대자속밀도 0.05∼0.6T

자극 간격：상정자장 하단에서 하정자장 발생기의 상단까지 300mm

하정자장 발생기：폭 방향 1700mm

높이 방향 300mm(L)

최대자속밀도 0.05∼0.5T

모든 자극 범위：L+L=100∼640mm

토출 유속 v를 변화시켜서 자속 밀도 B와 인가 자극 범위 L을 변화시킨 결과를 얻기 위하여, 먼저 토출 유속이 0.9m/sec까지에 대한 결과를 제10도에 실험 결과를 나타냈다. 무자장에 있어서의 주조법으로 얻어진 냉연재의 결함 발생률을 1로 하여, 비교를 행하고, 0.45 미만을 ○표, 0.45∼0.7미만은 △표, 그 이상을 ×표로 나타냈다.

제10도에서 분명한 바와같이 자속 밀도 B와 인가 자장 범위 L에 의해서 얻어지는 계수 k=B·L이 16이상이고 결함 발생률이 0.45미만으로 되어 있다. 이 결과 인가 자극 범위가 1단 자장에 비교해도 좋은 것이 명백해졌다.

토출 유속이 0.9m/sec 보다 커도 동일하게 2단 정자장을 인가함으로써 용강의 흐름이 제어될 수 있고, 표 2의 결과를 얻을 수 있게 되었다. 이에 의하여 2단 정자장을 인가함으로써, 인가 자장 범위 및 인가 자장 강도가 작아도 무자장 주조보다 현격히 품질의 향상을 도모할 수 있는 것이 분명해졌다.

[실험예 7]

실험예 6과 동일 조건으로, 자장의 인가 방법은 제10도에 나타낸 전폭에 인가하는 방법과 제11도에 나타낸 폭방향의 일부분에 인가하는 방법과 비교하는 연속 주조 실험을 실시했다. 이 때 각각의 비교를 위하여, 종래법에 의한 주조도 실시하고, 그 결과를 토대로 자장의 인가 방법에 의한 차이를 확인했다. 2스트랜드 연주기를 사용하여, 산소 농도 20∼24ppm 저탄 알루미 킬드강을 사용했다. 쌍방 모두 10 N 1/min의 노즐 막힘 방지용 가스불어 넣기를 행했다. 이 때의 주조 조건을 이하에 나타냈다.

주조 주형의 사이즈： 두께 방향 220mm

폭 방향 1600mm

높이 방향 800mm

턴디시에서의 용강의 슈퍼 히트：28∼33℃

주조 속도：3.0m/min 부분 정자장 발생기의 사양은 이하와 같다.

상정자장 발생기：폭 방향 800mm

높이 방향 300mm

최대자속밀도 0.31T

자극 간격：상정자장 하단에서 하정자장 발생기의 상단까지 300mm

하정자장 발생기：폭 방향 800mm

높이 방향 300mm

최대자속밀도 0.31T 또한, 전정자장 발생기의 사양은 이하와 같다.

상정자장 발생기：폭 방향 1700mm

높이 방향 300mm

최대자속밀도 0.31T

자극 간격：상정자장 하단에서 하정자장 발생기의 상단까지 300mm

하정자장 발생기：폭 방향 1700mm

높이 방향 300mm

최대자속밀도 0.31T

이 결과를 제12도에 나타냈다. 제12도의 결과에서 1700mm의 폭으로 인가하는 편이 결함 발생률이 매우 작아지는 것이 명백해졌다. 그 때문에, 전폭 자장 인가가 품질 향상에 더욱 효과적임을 판명했다.

[실험예 8]

본 발명의 스트레이트 노즐을 사용하고, 간극을 포함하여 다단으로 정자장을 인가하는 주조방법으로 상단 자장이 용강의 메니스커스를 포함하여 침지 노즐 토출구 근방도 포함하는 경우와, 다만 침지 노즐 토출구만을 포함하는 경우에 의한 주조에 대해서 비교 실험을 실시했다. 실험은 2스트랜드 연주기를 사용하여 실시하고, 그때의 실험 조건은 다음과 같이 했다.

주조 주형의 사이즈： 두께 방향 220mm

폭 방향 1600mm

높이 방향 800mm

턴디시에서의 용강의 슈퍼히트：24∼30℃

주조 속도：1.9m/min

이때의 용강은 산소 농도 28ppm의 저탄 알루미 킬드강을 사용하고, 연속 3차지의 실험을 실시했다. 노즐 막힘 방지용 가스는 12 N 1/min으로 불어 넣었다.

다단식 정자장 발생기의 사양은 다음과 같다.

상정자장 발생기：폭 방향 1700mm

높이 방향 250mm

최대자속밀도 0.27T

자극 간격：상정자장 하단에서 하정자장 발생기의 상단까지 300mm,

하정자장 발생기：폭 방향 1700mm

높이 방향 250mm

최대자속밀도 0.27T

이때의 상단의 자장 발생기가 탕면에 걸리도록 한 경우와 걸리지 않도록 한 비교를 제13도에 나타냈다. 각각의 비교를 위하여 종래법으로 주조를 실시하고, 이때의 결함 발생률을 1로 하고 다른 것을 규격화했다. 제13도에서 본 발명에 있어서는 탕면을 포함한 경우의 결함 발생률이 더욱 작은 것이 명백하다.

[실험예 9]

또한, 노즐 막힘 방지용 가스를 불어넣지 않고 제조한 경우의 막히는 것을 확인하기 위하여, 이하의 조건으로 실험을 했다. 이때의 용강은 사전에 래들 정련을 실시함으로써 용강중의 산소농도를 15∼20ppm으로 떨어뜨린 저탄 알루미 킬드강을 사용했다.

주조 주형의 사이즈： 두께 방향 220mm

폭 방향 1600mm

높이 방향 800mm

턴디시에서의 용강의 슈퍼히트：24∼33℃

주조 속도：2.2m/min

종래법 및 자장 인가에서도 가스 불어넣기를 행한 실험에 있어서 노즐 막힘 방지용 가스는 12 N 1/min으로 불어넣었다.

다단식 정자장 발생기의 사양은 다음과 같다.

상정자장 발생기：폭 방향 1700mm

높이 방향 270mm

최대자속밀도 0.29T

자극 간격：상정자장 하단에서 하정자장 발생기의 상단까지 300mm

하정자장 발생기：폭 방향 1700mm

높이 방향 270mm

최대자속밀도 0.29T

스트레이트 노즐에서는, 노즐로부터의 가스 불기를 행하지 않은 경우에도, 3차지 연속 주조후 노즐을 철수할 때에는 노즐에 부착한 개재물은 1mm 정도이고, 가스불기한 결과와 거의 변함이 없었다.

또 결함 발생률의 결과를 제14도에 나타냈다. 제14도에서 명백하게 가스불기를 행하지 않은 경우의 결함 발생률이 저감되어 있다. 이것으로 부터 가스불기를 행하지 않고 주조를 실시함으로써 매우 청정한 좋은 품질의 판을 얻을 수 있다. 단, 가스 불기를 행한 경우의 결함 발생에서는 충분히 결함은 저감하고 있다.

[실험예 10]

제15도(a), (b)에 나타내는 연속 주조 장치를 사용하여 연속 주조를 실시했다. 제15도(a), (b)에 나타내는 바와 같이, 노즐 본체의 선단이 개방된 스트레이트 토출구(20)를 갖는 구조의 스트레이트 침지 노즐(18)을 사용하고, 상하의 정자장 발생기(42, 44)를 작용시켰다.

연속 주형(10) 내로 공급하는 용강에 대해서, 연속 주형(10)에 배치한 상정자장 발생기(42)의 자극 영역에서 제동을 가하면서 상정자장 발생기(42)에서 탕면을 침정화하도록 하고, 또한 간극부(46)에서 용강의 하강 흐름을 균일화했다. 또, 하정자장 발생기(44)에 의해서도 용가에 대해서 제동을 가하면서 주조를 실시했다.

2스트랜드 연주기를 사용하여, 산소 농도 20∼30ppm의 저탄 알루미 킬드강을 본 발명의 침지노즐을 사용하여 3차지의 연속 주조 실험을 실시했다. 이때의 주조조건은 다음과 같다.

주조 주형의 사이즈： 두께 방향 200mm

폭 방향 1500mm

높이 방향 800mm

턴디시에서의 용강의 슈퍼 히트：약 30℃

주조 속도：2.0m/min

한쪽의 스트랜드에 스트레이트 침지 노즐(18)을 사용하고 상하의 정자장 발생기(42, 44)를 걸어서 주조 실험을 실시하고, 다른 쪽의 스트랜드에는 비교로서 종래의 2공 침지 노즐을 사용하여 주조실험을 실시한 스트랜드 쌍방에 노즐 막힘 방지용 가스를 10 N 1/min 불어넣으면서 주조를 실시했다. 이 때의 조건은 이하와 같다.

상정자장 발생기：폭 방향 1700mm

높이 방향 300mm(L)

최대자속밀도 0.4T

하정자장 발생기：폭 방향 1700mm

높이 방향 300mm(L)

최대자속밀도 0.4T

상하 정자장의 간격：상정자장 발생기 하단에서 하정자장 발생기의 상단까지 300mm

모든 자극 범위：L+L=600mm

그 결과, 종래의 2공형의 침지 노즐을 사용한 연속 주조에 있어서는 노즐 토출구 근방에 최대로 12mm 두께가 되는 알루미나 부착물의 층이 인정되었지만, 스트레이트 침지 노즐을 사용하여 정자장을 사용한 연속 주조에 있어서는, 알루미나의 부착층의 두께는 토출구의 개공부에 있어서 평균 1.0mm이고, 노즐 막힘이 극히 적은 것이 분명해졌다.

[실험예 11]

가스 불기를 양 스트랜드에서 행하지 않고, 그 외는 실험예 10과 동일한 조건으로 연속 주조 실험을 행했다. 이 때의 주조 속도는 2.0 m/min으로 실험예 10과 변함없이 실시했다. 또, 래들 정련을 실시함으로써 용강중의 산소 농도를 15∼20ppm으로 저감하여 실험을 실시했다. 그 결과, 2공 침지 노즐에서는 2차지째부터 슬라이딩 노즐의 개도가 열리기 시작하여 본래의 유량 제어가 곤란해지고, 3차지째의 주탕말기 가까이에서 막힘 때문에 소정의 주입 속도를 달성할 수 없고, 주조 속도가 저하했다. 그러나, 본발명의 스트레이트 침지 노즐(18)을 사용하여 정자장 발생기(42, 44)를 작용시키는 주조 실험에서는 노즐 막힘이 발생하지 않고, 주입 속도가 저하하는 일이 없으며, 따라서 주조 속도도 저하하는 일은 없었다.

양 노즐을 실험 종료후에 회수하여, 그 막힘 상황을 비교한 바, 스트레이트 침지 노즐은, 평균 1.0mm 이하의 알루미나가 부착되어 있을 뿐이었다. 다른 한편, 종래의 2공 침지 노즐을 사용한 경우는 토출구부에 알루미나 부착이 발생되어 있는 동시에, 침지 노즐의 2공의 막힘모양이 한결같지 않고, 이 결과 좌우의 토출 흐름이 불균형하게 되어 있음이 명백해졌다.

또한, 실험예 10 및 11의 결과를 정리하여 제18도에 나타냈다. 제18도의 결과는 주조한 슬래브를 열간 압연후, 냉간 압연을 실시하고, 냉연판으로할 때 발생한 단위 면적당의 자기 탐상기로 측정한 결함을 평균으로 표시한 것이다. 또한, 자기 탐상측정후 다시 결함에 대해서 무엇이 원인인가에 대해서 조사한 바, 가스 기인, 개재물 기인, 파우더 기인이 문제인 것으로 판명되었다. 실험예 10의 경우에 있어서의 냉연판의 표면 결함의 발생률을 1로 하여 그 비교에서 다른 표면 결함의 발생률을 나타냈다.

제18도에서는 종래의 주조방법과 본 발명의 주조방법과의 비교 실험결과인 실험예 10, 11에 대해서 나타냈다. 이 결과에서, 본 발명에서는 종래보다 슬래브의 내부 결함이 현격히 감소되어 있음이 명백하다. 제18도의 실험예 11에 표시한 바와 같이 용강의 청정도가 높은 경우에는 노즐 막힘이 없을 뿐만 아니라, 또한 가스를 불어넣지 않기 때문에 블로우 홀 결함이 전혀 없어졌고, 매우 좋은 결과를 얻고 있다.

[실험예 12]

본 발명의 스트레이트 침지 노즐을 사용하고, 간극부를 포함하여 2단으로 정자장을 인가하는 주조방법과 1단만의 정자장에 의한 주조방법에 대해서 비교 실험을 실시했다. 그 때의 실험 조건을 하기에 나타냈다. 또한 노즐 막힘 방지용 가스의 불어넣는 양은 상 노즐 및 슬라이딩 노즐로부터 합해서 15 N 1/min로 한정하여 실험했다.

주조 주형의 사이즈： 두께 방향 200mm

폭 방향 1500mm

높이 방향 800mm

턴디시에서의 용강의 슈퍼 히트：약 30℃

주조 속도：1.9m/min

이 때 용강은 산소 농도 28ppm의 저탄 알루미 킬드강을 사용하고, 각각에 대해서 연속 3차지의 실험을 실시했다.

본 발명으로서 제15도에 나타내는 바와 같이 2단 정자장으로 상단의 자장에 노즐 토출구가 존재하는 경우의 실험 결과, 비교예로서 제16도에 나타낸 1단 정자장으로 실험한 결과의 비교를 행한 결과를 제19도에 나타냈다. 또 각각의 정자장 발생기의 사양은 다음에 표시한다.

2단 정자장 발생기

상정자장 발생기：폭 방향 1700mm

높이 방향 300mm(L)

최대자속밀도 0.4T

하정자장 발생기：폭 방향 1700mm

높이 방향 300mm(L)

최대자속밀도 0.4T

상하 정자장의 간격：상정자장 발생기 하단에서 하정자장 발생기의 상단까지 300mm

모든 자극 범위：L+L=600mm

1단 정자장 발생기 상정자장 발생기：폭 방향 1700mm

높이 방향 600mm(L)

최대자속밀도 0.4T

제19도에 자기 탐상기에 의한 결함의 발생률에 대해서 나타냈다. 종래의 결함의 발생률을 1로 하여 각각의 비교예의 결함 발생률을 나타냈다. 이 결과 , 본 발명의 결함 발생률이 명백하게 낮은 것을 알 수 있다.

비교예가 본 발명에 비해서 결함 발생률이 높아진 것은, 인가 자장중에 간극이 없기 때문에, 용강 흐름이 본 발명 보다도 확산되기 어렵고 토출 흐름이 균일 하강 흐름이 되기 어렵기 때문이다. 그 때문에 개재물, 기포 등이 토출 흐름에 흘러나가서 노즐 연직하의 쉘에 갇히기 때문에 좋아지지 않는다. 단, 이들은 인가 자장중에서의 비교이고 자장을 인가하지 않는 종래에 비교하면 더 한층 좋아진 것은 명백하다. 이것은 탕면 변동이 본 발명 및 비교예 모두 인가된 정자장에 의하여 억제되어 있기 때문이다.

또한 본 발명에서는, 토출 흐름이 다만 감속될 뿐 아니라, 상하단, 정자장간에 간극을 설치함으로써 그 부분에서 토출 흐름이 확산되고, 다시 하단의 정자장에서 더욱 균일한 하강 흐름이 되는 것이 명백하다.

[실험예 13]

정자장을 전폭 영역에 인가한 경우와, 부분폭 영역에 인가한 경우에 대한 비교실험을 실시했다. 실험은 2스트랜드 연주기를 사용하여, 산소 농도 20∼24ppm의 저탄 알루미 킬드강을 사용했다. 쌍방 모두 10N 1/min의 노즐 막힘 방지용 가스 블로잉을 했다. 이 때의 주조 조건을 이하에 표시한다.

주조 주형의 사이즈： 두께 방향 200mm

폭 방향 1500mm

높이 방향 800mm

턴디시에서의 용강의 슈퍼히트：약 30℃

주조 속도：2.2m/min

제17도에 부분적으로 정자장을 인가한 경우의 정자장 발생기를 표시했다. 이 때 정자장 발생기의 사양은 이하와 같다.

상정자장 발생기：폭 방향 800mm

높이 방향 300mm

최대자속밀도 0.4T

간극의 간격：상정자장 하단에서 하정자장 발생기의 상단까지 300mm

하정자장 발생기：폭 방향 800mm

높이 방향 300mm

최대자속밀도 0.4T

한쪽의 스트랜드에 상기의 설비를 배치하여 실험을 실시했다. 또한, 본 발명의 실험방법의 비교를 위하여 다른 스트랜드 실험을 실시하고, 이때의 조건은 실험예 10과 동일하게 하여 실험을 실시했다. 이 결과를 제20도에 나타냈다. 제20도의 결과에서 1700mm의 폭으로 인가한 편이 좋은 것이 명백해졌다. 단, 이 때에 부분적으로 정자장을 인가한 경우에도, 종래의 주조방법 보다는 좋은 것이 명백하다.

[실험예 14]

제21도(a), (b)에 나타내는 연속 주조 장치를 사용하여 연속 주조를 실시했다. 노즐 본체의 선단이 개방된 스트레이트 토출구(20)를 갖는 스트레이트 침지 노즐(18)을 사용하고, 이 노즐로부터 제21도(a), (b)에 나타내는 바와 같이 연주 주형(10) 내로 공급하는 용강에 대해서, 연속 주형(10)의 하부에 배치한 정자장 발생기(58)의 자극 영역에서 제동을 가하면서 연속 주조하도록 했다.

그 결과, 알루미나의 부착에 기인한 노즐 막힘을 일으키는 불합리는 없고, 따라서 소망의 속도로 용강을 주형내에 주입해도 개재물이 용강에 깊숙히 침입하지 않았다. 또 그 제동효과에 의하여, 메니스커스 방향으로의 용강 유동이 생긴 경우에도 연주 주형(10)의 상부, 즉, 메니스커스부에 상당하는 위치에 설치된 정자장 발생기(56)에서의 정자장에 의하여 용강 흐름이 제동되기 때문에, 강 욕면상의 몰드 파우더의 혼입도 방지할 수 있었다.

[실험예 15]

2스트랜드 연주기를 적용하여 래들 정련을 거친 C농도 400∼550ppm, A1 농도 400∼570ppm, 산소 농도 23∼29ppm의 용강을 하기의 조건으로 3차지(285t/차지)분을 계속하여 연속 주조하고, 스트레이트 침지 노즐내의 알루미나의 부착상황을 조사했다. 제21도에 나타태는 바와 같이, 하부 정자장 발생기(58)는 그 상단을 침지 노즐의 최하단부로부터 110mm 아래쪽의 높이로 하고, 그 하단이 토출구의 최하단부로부터 600mm 아래쪽이 되도록 배치했다. 상부 정자장 발생기(56)는 그 상단을 용강 메니스커스(24)로부터 100mm 위쪽으로 하고, 그 하단을 메니스커스(24)로부터 200mm 아래쪽이 되도록 배치했다. 2스트랜드중, 한쪽의 스트랜드에서는 종래의 2공형의 침지노즐을 사용하고, 다른 쪽의 스트랜드에서는 스트레이트 침지 노즐을 사용하고, 스트레이트 침지 노즐(18)을 사용한 스트랜드에만 상기 정자장 발생기(56, 58)를 적용했다.

주조조건은 이하와 같다.

주형 사이즈：단변벽 240mm

장변벽 1600mm

주조 속도：1.65 m/min

턴디시내 용강의 과열도：25∼30℃

정자장 발생기 치수와 최대 자속 상부 정자장 발생기：폭 1700mm

길이 300mm

약 3150 가우스

하부 정자장 발생기：폭 1700mm

길이 500mm

약 3150 가우스

노즐내에 10 N1/min의 노즐 막힘 방지용 가스를 불어 넣은 종래의 2공형의 침지 노즐을 사용한 연속 주조에 있어서는, 노즐 토출구 근방에 최대로 10mm 두께의 알루미나 부착물의 층이 인정되었다. 스트레이트 침지 노즐을 사용하여, 자장을 적용한 연속 주조에 있어서는, Ar 가스를 노즐내에 불어넣지 않았음에도 불구하고, 알루미나의 부착물층은 최대로 2mm 정도였고, 노즐 막힘이 극히 작은 것이 확인되었다.

실험예 14와 동일 조성의 용강의 래들내의 욕면상의 슬러그에 A1분말을 첨가하여 래들내 용강 욕면상의 슬래브중의 Fe0를 환원하여, Fe0 농도를 2.3%이하로 한 래들 정련을 실시하여 용강중의 산소 농도를 12∼16ppm으로 한 후, 실험예 14와 동일한 주조 조건하에, 3차지(285t/차지) 연속적으로 연속 주조를 실시하고, 그 때의 침지 노즐의 알루미나의 부착 상황을 조사했다. 또한, 이 실험예에서는, 양 스트랜드 모두 침지 노즐내에는 노즐 막힘 방지용의 가스는 불어넣지 않았다.

그 결과, 2공식 침지 노즐을 사용하는 종래법에 따른 경우에는, 3차지째에 있어서 노즐 막힘때문에 소정의 주입 속도가 달성되지 않고, 주조 속도가 1.65m/min에서 1.0m/min으로 저하했다. 스트레이트 침지 노즐과 정자장을 병용한 연속 주조에 있어서는, 주조속도가 저하하는 일은 없고, 주조 종료후에 스트레이트 침지 노즐을 회수하여 그 내면을 관찰한 바, 1∼2mm 정도의 알루미나가 부착되어 있을 뿐이었다.

또한 스트레이트 침지 노즐을 사용하고, 정자계를 적용하지 않은 실험과, 하부의 정자장 발생기만을 적용하는 실험을 별도로 실시했지만, 전자의 조건에서는, 노즐 선단에서 토출하는 온도가 높은 용강 분류가 강한 흐름이 되어 연직 아래쪽으로 흘러서 응고 쉘을 씻기 때문에, 그 부분의 응고 진행이 방해된다. 그 때문에, 소위 브레이크 아웃이 발생하고, 주조가 불가능했었다. 또 후자의 실험에서는 탕면 변동이 크고 안정 조업이 불가능했었다. 또한, 이 조건으로 주조한 슬래브를 압연하고, 냉연 강판의 표면을 관찰한 바, 다수의 몰드 파우더의 혼입이 존재했다. 이에 대해서, 실험예 14, 15에서는 상하의 정자계의 적용에 의하여 이미 설명한 바와 같이 안정된 주조가 가능했다.

실험예 14, 15에서 얻어진 연주 슬래브를, 다음에 열간압연, 냉간압연하여 두께 1.0mm의 냉연판으로 하고, 얻어진 강판의 표면 결함(기포성 결함과 줄모양 결함의 합계)의 발생률에 대해서 조사했다. 그 결과를 제22도에 표시한다.

제22도에 있어서, 스트레이트 침지 노즐을 사용하고, 정자장을 적응한 연속 주조를 실시한 경우에는, 표면 결함의 발생률이 매우 작은 것을 알 수 있다. 그 이유는, 연속 주조용 주형에 있어서의 자계의 적용에 의하여, 용강의 주입 흐름이 용강 풀의 깊숙한 곳까지 침입하지 않고, 또 메니스커스부의 용강의 유동이 억제되기 때문이라고 생각된다. 또 실험예 15에 있어서의 적합예의 결과가 실험예 14의 적합예 보다도 좋은 성적인 것은, 용강의 산소 농도가 낮고, 또 기포성 결함의 주요 원인이 되는 Ar 가스 불어넣기를 행하지 않았기 때문으로 생각된다. 또, 이 실험예 15에 있어서의 비교예에서도 상당히 좋은 효과가 얻어지고 있지만, 노즐내에 노즐 막힘 방지용의 가스를 불어넣지 않았기 때문에, 노즐 막힘이 발생하여 소망의 주조 속도가 얻어지지 않고, 생산성의 점에서 문제가 있다.

[실험예 16]

제23도는 실험예 16의 구성을 설명하는 도이다. 이 주형(10)은 그 바로 아래에 주편의 장변면에 직교하는 방향으로 정자계를 발생시키는 정자계 발생용 코일(60), 주편 단변면과 직교하는 방향으로 직류 전압을 인가하는 통전용 롤(62)을 갖추고 있다. 자계 발생용 코일(60)에 의한 정자계는, 침지 노즐 토출구(20) 보다도 하부의 적소, 예를 들면 주형(10)의 바로 아래의 위치에, 주편(2)의 폭방향 중앙부만 인가될 수 있도록 한다. 제23도중에, 용강중의 자계 b의 방향, 전류 I의 방향, 전자력 F의 방향을 각각 1점 쇄선, 점선, 2점 쇄선으로 표시했다.

또한, 제23도의 상기 구성에 있어서, 침지 노즐 토출구(20)의 레벨보다도 주조방향 아래쪽에 설치하는 정자장 발생 코일(60) 및 통전롤(62)은 각각 1단씩 표시되어 있지만, 동일한 구조의 것을 주조 방향으로 2단 이상 세트해도 좋다.

이 실험예는 정자장 통전을, 침지 노즐 토출구(20) 보다도 아래쪽에서, 또한, 주편 폭방향의 중앙부 부근의 위치만으로 작용시킴으로써, 주편내의 하강 흐름 속도를 효과적으로 저감시키고, 개재물 및 기포의 침입을 방지하도록 한 것이다.

스트레이트 침지 노즐(18)을 사용하는 정자장 통전 연속주조 방법에서는, 노즐로부터 토출 흐름이 항상 균일한 아래 방향 용강 흐름이 되므로, 상기 정자장 통전은 침지 노즐 토출구(20) 보다도 아래쪽 위치에서, 그리고 주편(2)의 폭방향의 중앙부 부근에만 인가함으로써 용강 흐름에 제동을 가하기만 해도 좋다.

전로에서 취련(吹鍊)한 후, RH처리를 실시하여 얻어지는 극저탄 알루미 킬드강(C=10∼20ppm)을 사용하여, 다음의 실험 조건하에서, 용강 드루풋트 6.0톤/(min·스트랜드)으로, 다음 조건에 의하여, 6연연(1연당 285톤의 용강)의 연속주조를 실시했다.

슬래브 사이즈：215mmt x 150mmW

연주기 형식：수직 벤딩 연주기 2스트랜드 수직부 2m

턴디시내 용강 과열도：15∼20℃

노즐 침지 깊이：메니스커스∼노즐 분출구까지의 거리 250mm

턴디시내 용강 산소농도：12∼15ppm

주형길이：900mm

메니스커스∼주형 하단까지의 거리：800mm

주조법으로서는, 다음 주조법을 채택하고, 각 주조법으로 주조된 슬래브를 열간 및 냉간 압연을 실시하여, 두께 0.7mm의 냉연 강판을 제조했다. 그 강판을 검사 라인에서 검사하고, 제강기인이 되는 슬리버, 기포의 발생률을 비교했다. 냉연강판에서의 결함 발생률은, 본 발명법을 채택한 경우에, 종래법에 비해 크게 저감할 수 있다.

[비교예 16-1]

침지노즐：2공 노즐 정자계 없음.

침지 노즐내 취입 Ar 유량：15 N 1/min

냉연 강판 내부 및 표면 결함 발생률：3.6%

[비교예 16-2]

침지노즐：2공 노즐, 정자계의 강도：0.35T, 침지 노즐내 취입 Ar 유량：15 N 1/min, 냉연 강판 내부 및 표면 결함 발생률：2.8%

[실험예 16-1]

침지 노즐：단공 스트레이트 노즐

토출구 80mmø

정자계 설정 위치：메니스커스에서 900∼1050mm의 위치에 주편 폭방향의 중앙부에 1개 설치

정자계의 강도：0.35T

인가 전류：3500A(DC)

침지 노즐내 가스 취입은 실시하지 않음.

냉연 강판 내부 및 표면 결함 발생률：0.3%

[실험예 17]

제24도는, 실험예 17의 구성을 설명하는 도이다. 주형(10)의 바로 아래에 주편의 장변면에 직교하는 방향으로 정자계를 발생시키는 정자계 발생용 코일(64), 주편 단변면과 직교하는 방향으로 직류 전압을 인가하는 통전용 롤(66)을 갖추고 있다. 자계 발생용 코일(64)에 의한 정자계는, 침지 노즐 토출구(20) 보다도 아래쪽에 주편(2)의 폭방향 전폭에 인가한다. 제24도중에, 용강중의 자계 B의 방향, 전류 I의 방향, 전자력 F의 방향을, 각각 1점 쇄선, 2점 쇄선으로 나타냈다.

전로에서 취련한 후, RH처리를 실시하여 얻어지는 극저탄 알루미 킬드강(C=15∼25ppm)을 사용하고, 다음의 실험 조건하에서, 용강 드루풋트 5.5톤/(min·스트랜드)로 다음 조건에 의하여, 6연연(1연당 280톤의 용강)의 연속주조를 실시했다.

슬래브 사이즈：220mmt x 1500mmW

연주기 형식：수직 벤딩 연주기 2스트랜드 수직부 3m

턴디시내 용강 과열도：15∼25℃

노즐 침지 깊이：메니스커스∼노즐 분출구까지의 거리 300mm

턴디시내 용강 산소농도：13∼18ppm

주형길이：900mm

메니스커스∼주형 하단까지의 거리：800mm

주조법으로서는, 다음의 비교예 및 실험예의 주조법을 채택하고, 각 주조법으로 주조된 슬래브를 열간 및 냉간압연하고, 두께 0.8mm의 냉연 강판을 제조했다. 그 판은 검사라인으로 검사하고, 제강기인이 되는 슬리버, 기포의 발생률을 비교했다. 냉연강판에서의 결함 발생률은, 본 발명법을 채택한 경우, 종래법에 비해서 대폭으로 저감할 수 있었다.

[비교예 17-1]

침지노즐：2공 노즐, 침지 노즐내 취입 Ar 유량：15 N 1/min, 냉연강판 내부 및 표면 결함발생률：2.1%

[비교예 17-2]

침지노즐：2공 노즐, 정자계의 강도：0.3T, 침지 노즐내 취입 Ar 유량：15 N 1/min, 냉연강판 내부 및 표면 결함발생률：1.6%

[실험예 17-1]

침지 노즐：단공 스트레이트, 토출구 80mmø, 정자계 설정 위치：메니스커스에서 900∼1000mm의 위치, 정자계의 최대 강도：0.3T, 주편 전폭인가, 자속밀도의 폭방향 분포는 제25도와 같음.

인가전류：3000A(DC)

냉연강판 내부 및 표면 결함발생률：0.2%

[실험예 18]

제26도는, 실험예 18의 구성을 설명하는 도면이다. 주형(10)의 메니스커스의 부분에 정자장 발생기(68)를 설치하고, 주형(10)의 바로 아래에 주편의 장변면에 직교하는 방향으로 정자계를 발생시키는 정자계 발생용코일(70), 주편 단변면과 직교하는 방향으로 직류전압을 인가하는 통전용 롤(72)을 구비하고 있다. 자계 발생용 코일(70)에 의한 정자계는, 침지 노즐 토출구(20)보다도 아래쪽에 주편(2)의 폭방향 전폭에 인가한다. 제26도중에, 용강중의 자계 B의 방향, 전류I의 방향, 전자력 F의 방향을 각각 1점 쇄선, 점선, 2점 쇄선으로 표시했다.

전로에서 취련한 후, RH 처리를 실시하여 얻어지는 극저탄 알루미 킬드강(C=15∼25ppm)을 사용하여, 다음의 실험 조건하에서, 용강 드루풋트 5.2톤/(min·스트랜드)으로 6연연(1연당 280톤의 용강)의 연속주조를 실시했다.

실험조건

슬래브 사이즈：230mmt×1500mmW

연주기 형식：수식 구부림 연주기 2 스트랜드 수직부 3m

턴디시내 용강 과열도：15∼25℃

노즐 침지 깊이：메니스커스∼노즐 분출구까지의 거리300mm

턴디시내 용강 산소농도：12∼15ppm

주형길이：900mm

메니스커스∼주형 하단까지의 거리：800mm

주조법으로서는, 다음의 주조법을 채택하고, 각 주조법에서 주조된 슬래브를 열간 및 냉간 압연을 실시하여 두께 0.4mm의 냉연 강판을 제조했다. 이 판은 검사라인에서 검사하고, 제강기인인 슬리버, 기포의 발생률을 비교했다. 냉연강판에서의 결함발생률은, 본 발명법을 채택한 경우에, 종래법에 비해 크게 저감할 수 있었다.

[비교예 18-1]

침지노즐：2공 노즐 75mmø×2 수평노즐

침지노즐내 취임 Ar 유량：15N l/min

냉연강판 내부 및 표면 결함발생률：3.5%

[비교예 18-2]

침지노즐：2 공 노즐 75mmø×2 수평노즐

메니스커스부에만 정자계를 인가

정자계의 강도：0.3T

침지노즐내 취임 Ar 유량：15N l/min

냉연강판 내부 및 표면 결함발생률：2.8%

[실험예 18-1]

침지노즐：스트레이트 단공 노즐 토출구 85mmø

정자계：

메니스커스부：0.2T, 주편 장변 전폭, 자속밀도 폭방향 분포는 균일

메니스커스에서 900∼1000mm의 위치：

정자계의 최대 강도：0.4T, 주변 전폭인가

인가 전류：2500A(DC)

냉연강판 내부 및 표면 결함발생률：0.1%

[실험예 18-2]

침지노즐：스트레이트 단공 노즐 토출구 85mmø

정자계：

메니스커스부：자계 인가 않음

메니스커스에서 900∼1000mm의 위치：

정자계의 최대 강도：0.4T, 주편 전폭 인가

자속밀도의 폭방향 분포는 제27도와 같음

인가 전류：2500A(DC)

냉연강판 내부 및 표면 결함발생률：0.6%

[실험예 19]

제28도는, 실험예 19의 구성을 설명하는 도이다. 주형(10)의 메니스커스의 부분에 정자장 발생기(74)를 설치하고, 주형(10)의 바로 아래에 주편의 장변면에 직교하는 방향으로 정자계를 발생시키는 정자계 발생용 코일(76), 주편 단변면과 직교하는 방향으로 직류전압을 인가하는 통전용 롤(80)을 갖추고 있다. 자계 발생용 코일(76)에 의한 정자계는, 침지 노즐 토출구(20)보다도 아래쪽에 주편(2)의 폭방향 전폭에 인가한다. 제28도중에, 용강중의 자계 B의 방향, 전류 I의 방향, 전자력 F의 방향을, 각각 1점 쇄선, 점선, 2점 쇄선으로 표시했다.

전로에서 취련한 후, RH처리를 실시하여 얻어지는 극저탄 알루미 킬드강(C=15∼25ppm)을 사용하여, 다음의 실험조건하에서, 용강 드루풋트 5.8톤/(min·스트랜드)으로 다음의 조건하에 7연연(1연당 310톤의 용강)의 연속주조를 실시했다.

슬래브 사이즈：215mmt×1500mmW

연주기 형식：수직 벤딩 연주기 2스트랜드 수직부 2m

턴디시내 용강 가열도：18∼27℃

노즐 침지 깊이：메니스커스∼노즐 분출구까지의 거리 300mm

턴디시내 용강 산소농도：14∼20ppm

주형길이：90mm

메니스커스∼주형 하단까지의 거리：800mm

주조법으로서는, 다음의 비교예 및 실험예의 주조법을 채택하고, 각 주조법에서 주조된 슬래브를 열간 및 냉간 압연을 실시하여, 두께 0.35mm의 냉연강판을 제조했다. 그 판은 검사라인에서 검사하고, 제강기인인 슬리버, 기포의 발생률을 비교했다. 냉연강판에서의 결함발생률은, 본 발명법을 채용한 경우에, 종래법에 비해 크게 저감할 수 있었다.

[비교예 19-1]

침지노즐：2공 노즐 80mmø×2 수평

침지노즐내 취입 Ar 유량：15Nl/min

냉연강판 내부 및 표면 결함발생률：4.5%

[실험예 19-1]

침지노즐：스트레이트 단공 노즐 토출구 90mmø

정자장 통전：

메니스커스부：주조방향에 대해서 아래쪽으로 전자력

정자계：0.15T, 주편 장변 전폭

인가 전류：1200A(DC)

주형 직하부：주조방향에 대해서 위쪽으로 전자력

메니스커스에서 900∼1000mm 위치：

정자계 강도：0.3T, 주편 전폭 인가

인가 전류：2800A(DC)

냉연강판 내부 및 표면 결함발생률：0.08%

[실험예 19-2]

실험예 19-1에 있어서 메니스커스부에 정자장 통전을 하지 않는 것 외에는, 실험예 19-1과 동일한 주조방법.

냉연강판 내부 및 표면 결함발생률：1.8%

[실험예 20]

제29조(a), (b)에 실험예 20에 사용한 연속주조장치의 요부의 구성을 나타냈다. 주조주형(10)의 장변벽(14)의 배면에 정자장 발생기(82)가 배치되고, 주편 단변면에 직교하는 방향으로 직류전류를 인가하기 위한 통전 단자(84)가 설치되어 있다. 제29도중에, 용강중의 자계 B의 방향, 전류 I의 방향, 전자력 F의 방향을, 각각 1점 쇄선, 점선, 2점 쇄선으로 표시했다.

이와 같은 설비구성으로 함으로써, 본 발명에 있어서는, 주편의 장변면과 직교하는 방향의 정자계를 주형내 용강에 발생시키는 동시에, 주편 단변면과 직교하는 방향으로 통전단자(84)로부터 직류 전류를 흘려 보내기 때문에, 주조 방향에 대해서 위 방향의 전자력 F를 형성할 수 있고, 그리고 노즐로부터의 아래방향으로의 흐름을 분산하고, 개재물, 기포의 주편내로의 침입을 억제할 수 있게 된다.

이하에 나타내는 실험예는, 전로에서 취련된 후에, RH처리를 실시하여 얻어지는 극저탄소강(15∼20ppmC)을 사용하고, 표 1에 표시하는 실험 조건하에서, 편 스트랜드의 용강 드루풋트 4.5ton/min으로, 4연(1연당 350ton의 용강)의 연속주조를 실시한 때의 결과이다.

주조법으로서는, 하기 2종류의 주조법을 채택했다.

실시조건:

슬래브 사이즈：240mm 두께×1500mm 폭

연주기형식：수직 벤딩형(수직부 2.5m)

턴디시내 용강과열도：15∼25℃

노즐침지깊이：300mm

용강 전산소량：22∼30ppm

Ar 취입량：Ar ; 5.0Nl/min

종래예：2공 노즐 사용, 정자계 없음

본 발명예 스트레이트 노즐 사용

정자장 통전법：주조방향에 대해서 위쪽으로 전자력

정자계：정자계 강도 ; 0.15T

인가전류：1100A

이렇게 하여 주조된 슬래브는, 열간 압연, 냉간 압연을 실시하고, 0.7mm 두께의 냉연 강판으로 하고, 연속 어닐링을 실시했다. 이 판을 검사라인으로 보내서 검사하고, 제강기인인 슬리버, 기포성결함의 발생률을 비교했다. 결함 발생률=결함 중량/검사 중량이다.

종래예：

슬리버： 0.2%

기포 : 0.15%

실험예：

슬리버：0.03%

기포：0.03%

연주 주편의 표면에 발생하는 몰드 파우더 및 알루미나 클러스터 기인인 슬리버 결함에 대해서는, 양자 모두 큰 차는 없지만, 기포성 결함에 대하여 실험예는, 종래의 주조법에 대해서 1/5로 저감되어 있음으로 하여, 실험예는 노즐로부터 취입한 Ar 가스 및 개재물의 주편내로의 침입을 억제하고 있는 효과가 명확하다.

또한, 별도, 상기와 동일한 주탕 조건에서 정자장 통전법을 적용하지 않고 스트레이트 노즐을 사용한 주조시험을 시도했지만, 이 조건에서는, 노즐 선단으로부터 토출하는 온도가 높은 용강 분류가 강하게 흘러나와 연직방향으로 흘러서 응고 쉘을 씻기 때문에 브레이크 아웃이 발생하고, 주조가 불가능했다.

[실험예 21]

제30도(a), (b)에 실험예 21에 사용한 연속 주조 장치의 요부의 구성을 나타냈다. 연주 주형(10)의 장변벽(14)의 배면에 정자장 발생기(86)가 배치되어 있다. 스트레이트 침지 노즐(18)의 내화물중에 매입된 통전단자(88)는 주편 단변면에 직교하는 방향으로 직류전압을 인가하고, 용가 흐름을 감속하는 방향의 힘을 용강에 부여하는 것이다. 제29도중에, 용강중의 자제 B의 방향, 전류 I의 방향, 전자력 F의 방향을, 각각 1점 쇄선, 점선, 2점 쇄선으로 표시했다.

이와 같은 설비 구성으로 함으로써, 주편의 장변면과 직교하는 방향의 정자계를 주형내 용강에 발생시키는 동시에, 노즐 출구 근방에 주편 단변면과 직교하는 방향으로 직류 전류를 흘려 보내므로, 주조방향에 대해서 위쪽 방향의 전자력을 형성할 수 있고, 그러므로, 노즐로부터의 아래방향에의 흐름을 제동하여 분산시킬 수 있기 때문에, 개재물, 기포의 주편내로의 침입을 억제하는 것이 가능해진다.

이하에 표시하는 실험예는, 전로에서 취련된 후에, RH 처리를 실시하여 얻어지는 극저탄소강(15∼20ppmC)를 사용하여, 다음에 표시하는 실험 조건하에서, 편 스트랜드의 용강의 드루풋트 4.5ton/min으로 4연(1연당 350톤의 용강)의 연속주조를 실시한 때의 결과이다.

실험조건

슬래브 사이즈：240mm 두께×1500mm폭

연주기 형식：수직 벤딩형(수직부 2.5m)

턴디시내 용강과열도：15∼25℃

노즐침지깊이：300mm

용강 전산소량：25∼30ppm

주조법으로서는, 다음에 표시하는 2종류의 주조법을 채택했다.

종래예

침지노즐타입：2공 노즐, 정자계 없음

본 발명예

침지노즐타입：스트레이트 노즐

정자계：정자계 강도 ; 0.15T

인가전류：1100A

정자계 통전법：주조방향에 대해서 위쪽으로 전자력

이렇게 하여 제조된 슬래브는, 열간압연, 냉간압연을 실시하고, 0.7mm의 두께의 냉연강판으로 하고, 연속 어닐링을 실시했다. 이 판을 검사라인에 보내서 검사하고, 제강기인이 되는 슬리버, 기포성 결함의 발생률을 비교했다. 결함 발생률은, 결함 발생률=결함중량/검사 중량으로 계산했다.

종래예

슬리버 0.02%

기포 0.16%

본 발명예

슬리버 0.03%

기포 0.03%

연주 주편의 표면에 발생하는 몰드파우더, 및 알루미나 클러스터 기인의 슬리버 결함에 대해서는, 양자 모두 큰 차는 없지만, 기포성결함에 대해서는 본 발명예에서는, 종래예의 주조법에 대해서 1/5로 저감되어 있음으로 하여, 본 발명예가, 노즐로부터 취입한 Ar가스 및 개재물의 주편내로의 침입을 억제하고 있는 효과가 명확하다.

또한, 별도 상기와 동일한 주탕 조건으로 정자장 통전법을 적용하지 아니하고 스트레이트 침지 노즐을 사용한 주조시험을 시도했지만, 이 조건에서는, 노즐 선단으로부터 토출하는 온도가 높은 용강 분류가 강하게 흘러나와 연직 방향으로 흘러서 응고 쉘을 씻기 때문에 브레이크 아웃이 발생하고, 주조가 불가능했다.

[실험예 22]

실험예 21과 동일 강종으로, 전산소량이 20ppm이하의 강을 연속주조 할 때에, 침지노즐내에 Ar 가스를 취입하지 않고 실험예 21과 동일한 주조조건으로 주조하고, 냉연강판의 검사를 했다. 본 발명법에서 주조, 압연, 그후 어닐링된 강판의 슬리버 결함 발생률은 0.01%, 기포성 결함은 전무로 양호한 결과를 얻었지만, 통상의 주조법으로 가스 취입을 하지 않은 경우는, 연주의 3연째에 있어서 노즐 막힘 때문에 소정의 주입속도가 달성될 수 없고, 주조속도가 1.6m/min에서 1.2m/min까지 저하하는 결과가 되었다. 물론 본 발명법에서는, 주조속도가 저하하는 일은 없고, 주조 종료후의 스트레이트 노즐의 내면에는, 1∼2mm의 알루미나 부착층이 확인될 정도의 경미한 노즐 막힘만이 있었다.

Claims (26)

1. 스트레이트 침지 노즐을 사용하여, 턴디시에서 연속 주조 주형내로 용강을 공급하고, 스트레이트 침지 노즐 토출구 수준을 포함하는 높이 위치의 상기 주형 장변벽 배면에 정자장 발생기를 배치하고, 노즐 토출구에서의 토출 유속 v(m/sec)[용강 유량(㎥/sec)/노즐 단면적(㎡)]에 따라서, 노즐 토출구 연직하의 자속 밀도 B(T) 및 자장 인가 높이 범위 L(mm)의 관계를

   V0.9(m/sec)에서 B×Lg25

   단, B0.07T, L80mm

   V1.5(m/sec)에서 B×Lg27

   단, B0.08T, L90mm

   V2.0(m/sec)에서 B×Lg30

   단, B0.09T, L100mm

   V2.5(m/sec)에서 B×Lg33

   단, B0.09T, L110mm

   V3.0(m/sec)에서 B×Lg35

   단, B0.1T, L110mm

   V3.8(m/sec)에서 B×Lg36

   단, B0.11T, L120mm

   V4.8(m/sec)에서 B×Lg38

   단, B0.12T, L120mm

   V5.5(m/sec)에서 B×Lg40

   단, B0.13T, L130mm

   로 설정하고, 주형의 한쪽의 장변벽에서 다른쪽의 장변벽으로 향하는 정자장을 발생시키면서 주조하는 것을 특징으로 하는 강슬래브의 연속주조방법.
2. 제1항에 있어서, 주형 장변벽의 폭방향 전역에 자장을 작용시키면서 주조하는 것을 특징으로 하는 강슬래브의 연속주조방법.
3. 제1 또는 제2항에 있어서, 주형내 메니스커스 보다 위쪽까지 자장을 작용시키면서 주조하는 것을 특징으로 하는 강슬래브의 연속주조방법.
4. 제1항에 있어서, 정자장 발생기로서 주형의 상부 및 하부가 전폭으로 중간부가 폭이 좁은 I자형 정자장 발생기를 사용하는 강슬래브의 연속주조방법.
5. 제1항에 있어서, 정자장 발생기가 주형의 메니스커스부 전폭과, 상기 침지노즐의 토출부를 포함하는 폭 중앙부에 정자장이 발생하는 T자형의 정자장 발생기를 사용하는 것을 특징으로 하는 강슬래브의 연속주조방법.
6. 스트레이트 침지 노즐을 사용하여, 턴디시에서 연속 주조 주형내에 용강을 공급하고, 스트레이트 침지 노즐의 토출구 근방 및 메니스커스를 포함하는 높이 위치의 상기 주형 장변벽 배면에 정자장 발생기를 배치하고, 추가로 간극을 설치하여 아래쪽에 적어도 1단 이상의 정자장 발생기를 배치하고, 주향의 한쪽의 장변벽에서 다른쪽의 장변벽으로 향하는 정자장을 발생시키면서 주조하는 것을 특징으로 하는 강슬래브의 연속주조방법.
7. 제6항에 있어서, 주형 장변벽의 폭방향 전역에 자장을 작용시키면서 주조하는 것을 특징으로 하는 강슬래브의 연속주조방법.
8. 제6항에 있어서, 노즐 토출구 높이 수준을 포함하는 상부의 정자장을 주형내 메니스커스 보다 위쪽까지 작용시키는 것을 특징으로 하는 강슬래브의 연속주조방법.
9. 제6항에 있어서, 노즐 토출구에서의 최대 토출 속도 v(m/sec)에 따라서, 노즐 토출구 연직하의 자속밀도 B(T) 및 자장 인가 범위 L(mm)의 관계를

   V0.9(m/sec)에서 B×L16,

   단, B0.05T, L50mm

   V1.5(m/sec)에서 B×L18,

   단, B0.07T, L60mm

   V2.0(m/sec)에서 B×L19,

   단, B0.08T, L70mm

   V2.5(m/sec)에서 B×L20,

   단, B0.09T, L80mm

   Vf3.0(m/sec)에서 B×L21,

   단, B0.1T, L90mm

   V4.0(m/sec)에서 B×L22,

   단, B0.11T, L100mm

   Vf5.0(m/sec)에서 B×L24,

   단, B0.12T, L100mm

   V6.0(m/sec)에서 B×L26,

   단, B0.13T, L110mm

   으로 설정하여 주조하는 것을 특징으로 하는 강슬래브의 연속주조방법.
10. 스트레이트 침지 노즐을 사용하여 턴디시에서 연속 주조 주형내로 용강을 공급하고, 스트레이트 침지 노즐 토출구 수준 보다 높은 높이위치의 상기 주형 장변벽 배면에 정자장 발생기를 배치하고, 추가로 간극을 설치하여 주형 하부에 적어도 1단 이상의 정자장 발생기를 배치하고, 주형의 한쪽의 장변벽에서 다른 쪽의 장변벽으로 향하는 정자장을 발생시키면서 주조하는 것을 특징으로 하는 강슬래브의 연속주조방법.
11. 스트레이트 침지 노즐을 사용하여, 턴디시에서 연속 주조 주형내로 용강을 공급하고, 스트레이트 침지 노즐 토출구 수준 보다 아래쪽의 높이 위치의 상기 주형 장변벽 배면에, 주편 폭방향의 중앙부 부근에만, 주편의 장변면에 직교하는 방향의 정자장을 인가하는 동시에, 주편의 단변면과 직교하는 방향으로 직류 전류를 인가하는 것을 특징으로 하는 강슬래브의 연속주조방법.
12. 제11항에 있어서, 주편의 장변면에 직교하는 방향의 정자장을 주형 전폭에 인가하는 것을 특징으로 하는 강슬래브의 연속주조방법.
13. 제12항에 있어서, 주형 메니스커스 수준을 포함하는 높이로 주형 장변면에 직교하는 방향의 정자장을 인가한 것을 특징으로 하는 강슬래브의 연속주조방법.
14. 스트레이트 침지 노즐을 사용하여, 턴디시에서 연속 주조 주형내에 용강을 공급하고, 스트레이트 침지 노즐 토출구 수준을 포함하는 높이 위치의 상기 주형 장변벽 배면에 정자장 발생기를 배치하여 주형의 한쪽의 장변벽에서 다른 쪽의 장변벽으로 향하는 정자장을 발생시키는 동시에 스트레이트 침지 노즐 토출구 근방에 주편 단변면과 직교하는 방향으로 직류 전류를 인가하면서 주조하는 것을 특징으로 하는 강슬래브의 연속주조방법.
15. 제14항에 있어서, 직류 전류를 인가하는 수단이 상기 스트레이트 침지 노즐의 선단 부근의 용탕중에 매달린 통전 단자 사이에 직류 전압을 인가하는 것을 특징으로 하는 강슬래브의 연속주조방법.
16. 제14항에 있어서, 직류 전류를 인가하는 수단이 상기 스트레이트 침지 노즐의 선단부 내화물중에 장착한 통전 단자 사이에 직류 전압을 인가하는 것을 특징으로 하는 강슬래브의 연속주조방법.
17. 제1항 또는 제2항에 있어서, 침지 노즐내에 불활성 가스를 불어 넣지 않고 주조하는 것을 특징으로 하는 강슬래브의 연속주조방법.
18. 제1항 또는 제2항에 있어서, 용강중의 산소농도가 30ppm 이하의 용강을 사용하고, 침지 노즐내에 불활성 가스를 불어넣지 않고 주조하는 것을 특징으로 하는 강슬래브의 연소주조방법.
19. 제6항 내지 제9항중 어느 한 항에 있어서, 침지 노즐내에 불활성 가스를 불어넣지 않고 주조하는 것을 특징으로 하는 강슬래브의 연속주조방법.
20. 제10항에 있어서, 침지 노즐내에 불활성 가스를 불어넣지 않고 주조하는 것을 특징으로 하는 강슬래브의 연속주조방법.
21. 제11항 내지 제13항중 어느 한 항에 있어서, 침지 노즐내에 불활성 가스를 불어넣지 않고 주조하는 것을 특징으로 하는 강슬래브의 연속주조방법.
22. 제14항 내지 제16항중 어느 한 항에 있어서, 침지 노즐내에 불활성 가스를 불어넣지 않고 주조하는 것을 특징으로 하는 강슬래브의 연속주조방법.
23. 제6항 내지 제9항중 어느 한 항에 있어서, 용강중의 산소농도가 30ppm 이하의 용강을 사용하고, 침지 노즐내에 불활성 가스를 불어넣지 않고 주조하는 것을 특징으로 하는 강슬래브의 연속주조방법.
24. 제10항에 있어서, 용강중의 산소농도가 30ppm 이하의 용강을 사용하고, 침지 노즐내에 불활성 가스를 불어넣지 않고 주조하는 것을 특징으로 하는 강슬래브의 연속주조방법.
25. 제11항 내지 제13항중 어느 한 항에 있어서, 용강중의 산소농도가 30ppm 이하의 용강을 사용하고, 침지 노즐내에 불활성 가스를 불어넣지 않고 주조하는 것읊 특징으로 하는 강슬래브의 연속주조방법.
26. 제14항 내지 제16항중 어느 한 항에 있어서, 용강중의 산소농도가 30ppm 이하의 용강을 사용하고, 침지 노즐내에 불활성 가스를 불어넣지 않고 주조하는 것을 특징으로 하는 강슬래브의 연속주조방법.