KR100764945B1 - 강의 연속주조방법 - Google Patents

강의 연속주조방법 Download PDF

Info

Publication number
KR100764945B1
KR100764945B1 KR1020057019223A KR20057019223A KR100764945B1 KR 100764945 B1 KR100764945 B1 KR 100764945B1 KR 1020057019223 A KR1020057019223 A KR 1020057019223A KR 20057019223 A KR20057019223 A KR 20057019223A KR 100764945 B1 KR100764945 B1 KR 100764945B1
Authority
KR
South Korea
Prior art keywords
magnetic field
molten steel
mold
steel
mass
Prior art date
Application number
KR1020057019223A
Other languages
English (en)
Other versions
KR20060002968A (ko
Inventor
유지 미키
슈지 타케우치
아키라 야마우치
Original Assignee
제이에프이 스틸 가부시키가이샤
Priority date (The priority date is an assumption and is not a legal conclusion. Google has not performed a legal analysis and makes no representation as to the accuracy of the date listed.)
Filing date
Publication date
Priority claimed from JP2003108344A external-priority patent/JP4348988B2/ja
Priority claimed from JP2003117340A external-priority patent/JP4539024B2/ja
Application filed by 제이에프이 스틸 가부시키가이샤 filed Critical 제이에프이 스틸 가부시키가이샤
Publication of KR20060002968A publication Critical patent/KR20060002968A/ko
Application granted granted Critical
Publication of KR100764945B1 publication Critical patent/KR100764945B1/ko

Links

Images

Classifications

    • B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
    • B22—CASTING; POWDER METALLURGY
    • B22D—CASTING OF METALS; CASTING OF OTHER SUBSTANCES BY THE SAME PROCESSES OR DEVICES
    • B22D11/00—Continuous casting of metals, i.e. casting in indefinite lengths
    • B22D11/10—Supplying or treating molten metal
    • B22D11/11—Treating the molten metal
    • B22D11/114—Treating the molten metal by using agitating or vibrating means
    • B22D11/115—Treating the molten metal by using agitating or vibrating means by using magnetic fields
    • B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
    • B22—CASTING; POWDER METALLURGY
    • B22D—CASTING OF METALS; CASTING OF OTHER SUBSTANCES BY THE SAME PROCESSES OR DEVICES
    • B22D11/00—Continuous casting of metals, i.e. casting in indefinite lengths
    • B22D11/04—Continuous casting of metals, i.e. casting in indefinite lengths into open-ended moulds
    • B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
    • B22—CASTING; POWDER METALLURGY
    • B22D—CASTING OF METALS; CASTING OF OTHER SUBSTANCES BY THE SAME PROCESSES OR DEVICES
    • B22D11/00—Continuous casting of metals, i.e. casting in indefinite lengths
    • B22D11/10—Supplying or treating molten metal
    • B22D11/108—Feeding additives, powders, or the like
    • B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
    • B22—CASTING; POWDER METALLURGY
    • B22D—CASTING OF METALS; CASTING OF OTHER SUBSTANCES BY THE SAME PROCESSES OR DEVICES
    • B22D27/00—Treating the metal in the mould while it is molten or ductile ; Pressure or vacuum casting
    • B22D27/02—Use of electric or magnetic effects
    • B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
    • B22—CASTING; POWDER METALLURGY
    • B22D—CASTING OF METALS; CASTING OF OTHER SUBSTANCES BY THE SAME PROCESSES OR DEVICES
    • B22D41/00—Casting melt-holding vessels, e.g. ladles, tundishes, cups or the like
    • B22D41/50—Pouring-nozzles
    • C—CHEMISTRY; METALLURGY
    • C22—METALLURGY; FERROUS OR NON-FERROUS ALLOYS; TREATMENT OF ALLOYS OR NON-FERROUS METALS
    • C22C—ALLOYS
    • C22C38/00—Ferrous alloys, e.g. steel alloys
    • C22C38/14—Ferrous alloys, e.g. steel alloys containing titanium or zirconium
    • H—ELECTRICITY
    • H01—ELECTRIC ELEMENTS
    • H01F—MAGNETS; INDUCTANCES; TRANSFORMERS; SELECTION OF MATERIALS FOR THEIR MAGNETIC PROPERTIES
    • H01F7/00—Magnets
    • H01F7/06—Electromagnets; Actuators including electromagnets

Landscapes

  • Engineering & Computer Science (AREA)
  • Mechanical Engineering (AREA)
  • Physics & Mathematics (AREA)
  • Electromagnetism (AREA)
  • Chemical & Material Sciences (AREA)
  • Power Engineering (AREA)
  • Materials Engineering (AREA)
  • Metallurgy (AREA)
  • Organic Chemistry (AREA)
  • Continuous Casting (AREA)

Abstract

주형의 장변방향에 따라서 3개 이상의 전자석을 나란히 배열하여, 진동자계를 발생시키면서 그 진동자계의 피크 위치를 주형의 장변방향에 따라 이동시킨다.
강, 연속주조, 슬래브, 침지노즐, 플럭스, 로렌츠

Description

강의 연속주조방법 {METHOD OF CONTINUOUS STEEL CASTING}
본 발명은, 강의 연속주조방법에 관한 것이고, 특히 연속주조용 주형(鑄型)(이하, 주형이라 함)으로 용강(溶鋼)을 공급하는 노즐로부터 불활성 가스를 불어넣지 않고, 자계(磁界)를 인가(印加)하는 것에 의해서 주형 내의 용강유동(溶鋼流動)을 개선한 강의 연속주조방법에 관한 것이다.
근래, 자동차용 강판을 중심으로 하여, 강 제품의 품질향상의 요구가 엄격해 지고, 슬래브(slab) 단계에서부터 청정도(淸淨度)가 우수한 고품질의 슬래브의 요구가 높아지고 있다. 이와 같은 고품질의 슬래브를 제조하는 방법으로서는, 특개평 11-100611호 공보에서, 용강에 포함되는 개재물을 저융점화(低融点化)하는 것에 의해, 주형으로 용강을 공급하기 위한 침지(浸漬)노즐(nozzle)의 폐색(閉塞)을 방지하여, 노즐로부터 아르곤(Ar) 등의 불활성 가스를 불어넣지 않고, 용강을 연속주조하는 가스리스(gasless) 주조기술이 개시되어 있다.
이와 같이, 불활성 가스의 불어넣음을 없게 하여 연속주조하면, 얻어지는 주편(鑄片)의 표면에 기포가 포착(捕捉)되지 않기 때문에, 가스를 불어넣는 경우에 비하여 표면성상(表面性狀)을 향상할 수 있다. 그러나, 주형 내의 용강온도가 저하하는 것에 의해서 국소적(局所的)으로 몰드 플럭스(mold flux)의 응고가 일어나고, 그것이 용강 중으로 말려 들어가서, 내부결함의 원인이 된다는 문제점이 있다. 또한, 표면성상의 향상도 한층 더 요구되고 있다.
그런데, 슬래브의 결함으로는, 개재물이나 기포에 기인하는 것이나, 용강 중의 성분의 편석(偏析)에 기인하는 것이 있고, 주형 내의 용강유동은, 이들과 깊은 관계가 있기 때문에, 종래로부터 많은 연구, 발명이 이루어져 왔다. 그 중 한 예로서, 주형 내의 용강유동을 자계를 사용하여 억제하는 방법이 고려되어 있다.
예를 들면, (A) 이동자계에 직류자계를 중첩한 것으로서, 특개평 10-305353호 공보에, 주형 장변(長邊)을 사이에 두고 대향하는 상하 2단의 자극을 주형 장변의 배면에 배치하여, (a) 하측에 배치한 자극에 직류 정자계(靜磁界)와 교류 이동자계가 중첩(重疊)되는 자계로 하고, 또는, (b) 상측에 배치한 자극에 직류 정자계와 교류 이동자계가 중첩되는 자계로 하고, 하측에 배치한 자극에 직류 정자계를 인가하는 주형 내 용강유동의 제어방법이 개시되어 있다.
또, 특허 제3067916호 공보에, 복수개 설치한 전기코일(coil)에 적당한 리니어 구동용 교류전류와 제동용 직류전류를 흐르게 하는 것에 의해, 주형 내의 용강유동을 제어하는 장치가 개시되어 있다.
또, 특개평 5-154623호 공보에, 위상이 120도씩 어긋난 교류 이동자계와 직류 정자계를 중첩하는 주형 내 유동제어방법이 개시되어 있다.
또, 특개평 6-190520호 공보에, 침지노즐 토출구멍의 위쪽에 위치한 자석에 의해, 폭 방향 전역에 정자계와 고주파 자계를 중첩하여 작용시키면서, 토출구멍의 아래쪽에 위치한 자석에 의해, 정자계를 작용시키는 강의 주조방법이 개시되어 있 다.
(B) 상부 직류자계와 하부 이동자계를 조합시킨 것으로서, 특개소61-193755호 공보에, 침지노즐로부터 토출된 용강류(溶鋼流)를 포위하는 위치에서 정자장을 걸어, 유속을 저하시키면서, 정자장보다도 하류위치에 전자교반장치를 설치하여 수평방향으로 교반하는 전자교반방법이 개시되어 있다.
(C) 상부 이동자계와 하부 직류자계를 조합시킨 것으로서, 특개평6-226409호 공보에, 탕면(湯面)으로부터 토출구멍(아래방향 50도 이상)의 사이에 극심중심(極芯中心)을 설치한 자석에 의해 이동자계를 작용시키면서, 극심중심을 침지노즐보다 하부에 설치한 자석에 의해 정자장을 작용시키는 주조방법이 개시되어 있다.
또, 특개평9-262651호 공보에, 침지노즐 하단보다도 상부에 전자교반용 자석을 설치하고, 침지노즐 하단보다도 하부에 이동자계와 정자계가를 인가할 수 있는 자석을 설치하여, 강 종류나 주조속도에 따라 정자장과 이동자장을 구분하여 사용하는 주조방법이 개시되어 있다.
또, 특개2000-271710호 공보에, 침지노즐 내에 Ar가스를 불어넣으면서 강을 주조할 때에, 침지노즐로부터 나간 직후의 용강류에 자속밀도가 0.1테슬라(tesla) 이상의 정자장을 작용시키고, 그 상부에 전자교반장치에 의해 연속적으로 교반, 또는, 교반방향을 주기적으로 변화시키는 방법이 개시되어 있다.
또, 특개소61-140355호 공보에, 주형장변 측에 주형 내로 공급되는 용강류(溶鋼流)를 억제하도록 배치된 정자장을 가지고, 위쪽에 이동자계 발생장치를 배치하여, 용강의 윗표면을 수평단면 중앙으로부터 단변(短邊) 측으로 유동시키는 주형 및 주형 상부구조가 개시되어 있다.
또, 특개소63-119959호 공보에, 몰드 상부에 용강에 수평유동을 생성시키는 전자교반장치를 설치하고, 몰드 하부에 침지노즐로부터의 토출류를 감속하기 위한 전자 브레이크(brake)를 설치하여, 침지노즐로부터 나오는 토출류를 제어하는 기술이 개시되어 있다.
또, 특허 제2856960호 공보에, 주형 내의 용강탕면에 정자장을 사용하고, 연주용(連鑄用)노즐로서 스트레이트(straight) 노즐을 사용하며, 토출구부(吐出口部)에 진행자장(進行磁場)을 사용하고, 그 하부에 정자장을 사용하는 주형 내의 용강유동의 제어기술이 개시되어 있다.
(D) 직류자계를 단독으로 인가하는 것으로서, 특개평3-258442호 공보에, 주형장변 측에 대향하여 설치한, 장변과 대략 같은 길이의 전자석에 의해 정자장을 작용시키는 전자 브레이크가 개시되어 있다.
또, 특개평8-19841호 공보에, 주형 폭 중앙 내지 주형단면보다 내측의 소정위치로부터 양단부 근방에 걸쳐, 주형 위쪽으로 굽히든지 경사지게 한 자극을, 폭 중앙부에서 침지노즐 토출구멍보다 하부에 설치하여, 직류자장 또는 저주파 교류자장을 작용시키는 것에 의해 주형 내의 용강유동을 억제하는 방법이 개시되어 있다.
또, 국제공개특허 WO95/26243호 공보에, 주형 전폭(全幅)에 걸쳐, 대략 균일한 자속밀도분포를 가지는 직류자장을, 주형 두께방향에 더하여, 침지노즐로부터의 토출류를 억제하는 것에 의해, 매니스커스(meniscus) 유속을 0.20 ~ 0.40m/s로 제어하는 기술이 개시되어 있다.
또, 특개평2-284750호 공보에, 주편 폭 전체에 주형 두께방향의 균일한 정자계를, 침지노즐 토출구멍의 상부와 하부에 작용시켜, 용강토출류에 효과적인 제동력을 주어, 흐름을 균일화하는 기술이 개시되어 있다.
(E) 직류자계 또는 이동자계를 인가하는 것으로서, 특개평9-262650호 공보에, 침지노즐 토출구멍의 하부에 설치한 복수의 코일에 직료전류를 흐르게 하여 정자계를 인가하거나, 교류전류를 흐르게 하여 이동자계를 인가하거나 하는 것에 의해 용강유동을 제어하는 주조방법이 개시되어 있다.
또, 「재료와 프로세스」vol.3(1990) p256에, 침지노즐로부터의 토출흐름에 교류이동자장을 작용시키는 것에 의해, 토출 용강류를 제동(이른바 EMLS)하거나, 가속(이른바 EMLA)하거나 하는 기술이 개시되어 있다.
(F) 이동자계만을 인가하는 것으로서, 특개평 8-19840호 공보에, 전자유도에 의해 주형 내의 용강유동을 제어할 때에, 주파수 1 ~ 15Hz의 정지교류자장을 용강에 인가하는 기술이 개시되어 있다.
또, 「철과 강」66(1980) p797에, 슬래브 연속주조기에 있어서, 전자교반에 의해 주형벽에 따라 수평방향의 용강 선회류(旋回流)를 얻는 기술(이른바 M-EMS)이 개시되어 있다.
그렇지만 이들 (A) ~ (F)의 기술로는, 몰드 파우더(powder)를 말아 들어가거나, 또, 응고계면으로의 개재물의 포착을 방지할 수 없어, 주편의 표면품질이 충분히 향상하지 않는다는 문제가 있었다. 그래서, 로렌츠력(Lorentz force)의 방향이 주기적으로 반전(反轉)하는 자계(이하, 진동자계라고 함)를 인가하는 기술이 검토 되고 있다.
(G) 진동자계만을 인가하는 것으로서, 특허 제2917223호 공보에, 시간적으로 이동하지 않는 저주파 교류 정지자계를 부여하여, 응고 직전에 저주파 전자진동을 여기(勵起)시키는 것에 의해서, 응고 직전의 주상(柱狀) 덴드라이트(dendrite)를 파단시켜 용융금속 중에 부유(浮游)시켜서, 응고조직의 미세화 및 중심편석의 저감을 목표로 하는 방법이 개시되어 있으나, 주편의 표면 결함을 줄이는 효과는 작다.
근래의 표면품질 향상이나 코스트 다운(cost down) 등의 필요성이 놓아지고, 주편의 표면이나 내부의 새로운 품질개선을 바라게 되며, 효과적인 주형 내의 용강유동의 제어가 필요하게 되고 있다.
본 발명은, 종래의 문제점을 해결하기 위해 이루어진 것으로서, 침지노즐로부터 불활성 가스를 불어넣지 않고 연속주조할 때에, 몰드 플럭스의 말려 들어감을 억제하고, 주편의 내부품질을 향상시킴과 동시에, 개재물이나 기포의 응고핵(凝固核)으로의 포착을 억제하여, 주편의 표면품질을 향상할 수 있는, 강의 연속주조방법을 제공하는 것을 목적으로 한다.
그 목적을 달성하기 위해 본 발명에서는, 주형 내의 미응고 용강의 유속분포를 규제한다. 즉, 주편의 두께(즉 주형의 단변방향) 중앙 부근에서는 용강유속을 작게 하여 몰드 플럭스의 말려 들어감을 억제하면서, 주형의 벽면에 가까운 응고계면 근방에서는 용강유속을 크게 하는 것에 의해 개재물이나 기포에 세정효과(洗淨效果)를 주어, 응고핵으로의 포착을 억제한다.
본 발명에서는, 주형으로 용강을 공급하는 침지노즐로부터 불활성 가스를 불어넣지 않고 주조할 때, 전자교반을 적용하여 주형 내의 용강온도를 균일화시키도록 한다. 그를 위해서, 주형의 단변(즉 주편의 두께)방향의 용강유속의 분포를 규정한다. 즉, 주편의 두께 중앙 부근에서는 용강유속을 작게 하여 몰드 플럭스의 말려 들어감을 억제하면서, 주형의 벽면에 가까운 응고계면의 용강에 국소적인 유동을 주어, 기포나 개재물의 포착을 방지하여, 주편의 표면 결함을 줄인다.
이를 위한 방법으로, 교류자장의 인가방법을 궁리할 필요가 있어, 모델(model) 실험 및 시뮬레이션(simulation) 계산을 실시한 결과, 이하의 결론에 도달했다.
특개평6-190520호 공보에 나타낸 바와 같은, 주편의 두께 방향의 자장에서는, 교류전류의 표피(表皮)효과를 이용하여, 응고계면 또는 용강의 표면에 로렌츠력을 집중시키고 있으나, 이것만으로는, 효율적으로 응고계면만으로 로렌츠력을 집중시킬 수 없고, 응고계면에 로렌츠력을 집중시키기 위해서는 자력선 분포를 억제할 필요가 있다.
그를 위한 방법으로, 주편의 폭(즉 주형의 장변) 방향으로 교호(交互)로 위상이 반전하는 전자석을 배치하여, 교번(交番)시키는 것이 효과적이다. 주편의 두께방향으로 자계를 진동시키는 경우에는, 전자력을 주형벽면, 즉, 응고계면에 집중할 수 없기 때문에, 주편의 폭 방향으로 자계를 진동시킬 필요가 있다. 여기서, 교호의 전자석에 통전하는 전류의 위상은 실제로 반전(反轉)할 필요가 있고, 그를 위해서는, 위상은 130° 이상 다른 것이 필요하다.
한편, 코일구조로서는, 도 1에 예시한 것처럼, 주편의 폭 방향으로 3개 이상의 자극을 가진 즐치상(櫛齒狀) 철심(22)에 교류전류가 흐르는 코일(이하, 교류코일이라고 함)을 감고, 한편, 인접한 것들끼리의 전류의 위상을 실제로 반전시킴으로써, 폭 방향의 자계를 진동시킬 수 있다. 도 1에 있어서, 10은 주형, 12는 침지노즐, 14는 용강(사선부는 저속영역)이다. 그 때의 교류전류의 주파수는, 너무 낮으면 충분한 유동이 여기되지 않고, 너무 높으면, 용강이 전자장에 뒤따라 가지 않게 되므로, 1Hz에서 8Hz의 범위가 적당하다.
이와 같은 전자석을 사용함으로써, 응고전면으로부터 용강을 갈라놓는 방향의 유동을 야기시킬 수 있고, 또한, 여기되는 용강유속이 작기 때문에, 덴드라이트를 파단하지 않아, 응고계면의 세정효과가 얻어진다. 도 2(정면도), 도 3(도 2의 III-III선에 따른 수평단면도), 도 4(도 2의 IV-IV선에 따른 수직단면도)에, 자석(28)의 수가 4개인 경우에 대하여, 본 발명의 진동자계로 야기되는 용강유동을, 전자장해석과 유동해석에 의해 계산한 예를 기초로 하여, 모식적으로 나타냈다. 또한 도 2 중의 III-III선은, 자극(28)의 중심을 통한다. 또한 도 2 중의 화살표 a는 주조방향, b는 주형의 장변방향, c는 용강(14)의 국소적인 유동을 나타낸다. 도 3 중의 화살표 d는 주형의 단변방향을 나타낸다.
본 발명에서는, 도 5에 도시한 것처럼, 다음 식으로 나타내는 로렌츠력(F)에 따라 발생하는 흐름의 방향은 같으므로, 유속(V)만 인가전류(I)의 반분(半分)의 주기로 변동한다.
F ∝ J × B … (1)
여기서, J는 유도전류, B는 자장이다.
교류코일의 감는 방향을 반대로 하면, 전류의 위상이 같으면서도, 자장의 위상을 반전할 수 있다.
특허 제2917223호 공보는, 시간적으로 이동하지 않는 저주파 교류 정지자계를 부여하여, 응고전면에 저주파 전자진동을 여기시키는 것에 의해, 응고전면의 주상 덴드라이트를 파단시키고, 용강 중에 부유시켜서, 응고조직의 미세화와 중심편석의 저감을 목표로 하는 방법이 개시되어 있지만, 덴드라이트가 파단하는 것 같은 큰 전자력을 부여하면, 용탕상면의 몰드 플럭스가 말려 들어감으로써, 표면품질을 열화(劣化)시켜 버린다. 따라서, 교류 진동자계의 자속밀도는 1000가우스 미만이 바람직하다. 또한, 코일 배치에 따라서는, 1000가우스 이상에서도 덴드라이트가 파단하지 않도록 할 수 있는 경우가 있다.
또한, 특허 제2917223호 공보에 개시된 방법에서는, 덴드라이트의 파단이 일어나, 주상정(柱狀晶)조직에서 등축정(等軸晶) 조직으로 변화해 버린다. 극저탄소강 등에서는, 압연시에, 주상정조직 쪽만이 집합조직으로서 제어하기 쉬워지기 때문에, 등축정화(等軸晶化)하는 것으로 결정방위(結晶方位)를 맞추기 어렵게 된다는 문제가 있다. 이 때문에, 전자력에 의해, 응고전면의 덴드라이트가 파단하지 않는 것이 중요하다.
이상의 지식으로부터, 주형의 장변방향으로 자계를 진동시키는 것에 의해, 주편의 두께방향 및 주조방향의 유동을 야기시켜, 기포나 개재물을 응고계면으로부터 갈라놓도록 하는 용강유동을 주는 것에 의해, 기포나 개재물의 포착을 방지하는 것이 효과적이라는 결론에 도달했다.
본 발명에 따라, 응고계면만을 효율적으로 진동시켜서, 기포나 개재물의 포착을 억제할 수 있기 때문에, 주편의 표면품질을 대폭 향상시킬 수 있다.
또한, 주편 품질의 향상을 도모하기 위해, 모델 실험 및 시뮬레이션 계산을 실시한 결과, 상기 진동자계를 주형 내의 용강에 작용시킴과 동시에, 주형의 단변(즉 주편의 두께)방향으로 정자계를 중첩하는 것도 유효하다는 지식을 얻었다.
이를 위한 코일구조로서는, 도 6에 예시한 것처럼, 도 1에 예시한 것에, 직류전류가 흐르는 코일(34)(이하, 직류코일이라고 함)을 더 추가하는 것을 들 수 있다.
이와 같이, 직류코일(34)을 설치하여, 정자계를 중첩시키는 것에 의해, F = J × B(여기에서 F : 로렌츠력, J : 유도전류, B : 자장)의 자장(B) 항이 크게 되기 때문에, 로렌츠력(F)를 증가시킬 수 있거나, 또한, 로렌츠력의 방향이 중첩하지 않는 경우와 크게 다르게 되어 용강유동도 변화하여, 주편의 폭 방향 및 주조방향의 유동이 크게 되기 때문에, 응고계면에 포착되는 기포나 개재물의 세정효과를 기대할 수 있다.
또한, 중첩하는 것에 의해, 주편의 두께 중앙에서의 용강유속을 저감할 수 있고, 몰드 플럭스의 말려 들어감도 한층 더 유효하게 방지할 수 있다.
도 7(정면도), 도 8(도 7의 III-III선에 따른 수평단면도), 도 9(도 7의 IV-IV선에 따른 수직단면도)에, 자극(28)의 수가 4개의 경우에 관해서, 본 발명의 진동자계에서 야기되는 어떤 시점의 용강유동을 전자장해석과 유동해석에 의해 계산된 예를 기초로 하여 모식적으로 나타낸다. 도 7 중 화살표 a는 주조방향, b는 주형의 장변방향, c는 용강(14)의 국소적인 유동을 나타낸다. 도 8 중 화살표 d는 주형의 단변방향을 나타낸다. 또, 도 10(정면도), 도 11(도 10의 VI-VI-선에 따른 수평단면도), 도 12(도 10의 VII-VII선에 따른 수직단면도)에, 다음 시점의 용강유동을 모식적으로 나타낸다.
본 발명에서는, 도 13에 도시한 것처럼, 다음식으로 나타낸 로렌츠력(F)에 따라 발생하는 흐름 방향이, 인가전류(I)와 같은 주기로 반전한다.
F ∝ J × Bt … (2)
Bt = Bdc + Bac > 0 … (3)
여기서, J는 유도전류, Bt는 합계자장, Bdc는 직류자장, Bad는 교류자장이다.
이 경우도, 자계를 진동시키기 위한 교류전류의 주파수는, 상기한 바와 마찬가지로 1Hz에서 8Hz의 범위가 적당하다.
이상의 지식으로부터, 주형의 장변방향으로 자계를 진동시키면서 주편의 두께방향으로 직류자계를 인가하는 것에 의해, 주형의 장변방향 및 주조방향으로 종래와 크게 다른 용강유동을 야기시키고 응고계면만을 효율적으로 진동시켜서, 기포나 개재물의 포착을 억제하여 주편의 표면품질을 대폭 향상시킬 수 있다.
또한, 교류자장의 인가태양(印加態樣)을 궁리하기 위해, 모델 실험 및 시뮬레이션 계산을 실시한 결과, 이하의 결론을 얻었다.
이동자계에 의한 매크로(macro) 유동은, 응고계면의 기포나 개재물의 포착을 억제하지만, 때로는, 몰드 플럭스의 말려 들어감을 증가시키기 때문에, 오히려 품질을 열화시키는 경우가 있다.
진동자계를 인가할 때에 진동자계를 강하게 받는 위치가 고정되면, 전자력의 약한 위치에서 개재물의 포착을 충분히 억제할 수 없는 부분이 생기는 경우가 있다. 이 때문에 진동자계의 의한 로렌츠력의 피크(peak) 위치를 이동시키는 것이 효과적이다.
로렌츠력의 피크 위치를 이동시키는 데는, 서로 이웃하는 3개의 전자석에 장착되는 교류코일 또는 교류코일군(群)의 위상을 한가운데의 교류코일의 위상을 최후(最後)로 하도록 설정되면 좋다. 여기서, 진동자계로는 시간과 함께 로렌츠력의 방향이 반전하는 자장을 말한다.
다음으로, 로렌츠력의 피크 위치의 이동에 관하여 설명한다. 도 6과 구조가 실질적으로 동일한 도 14에 나타낸 바와 같은, 즐치상의 코일(24)의 각 코일(후술하는 도 20에 나타냄)에 진동자계를 주어, 각 코일마다에 위상을 변화시킨다. 도 15 ~ 도 18은, 이와 같은 각 코일마다 부여하는 위상의 설명도이다. 도 중의 교류코일(24a, 24b)의 각 코일의 가로에 쓰여져 있는 숫자는, 어떤 시각에 있어서의 그 교류코일의 전류의 위상각(도)을 기입한 것이다. 도 15 ~ 도 17은 2상교류, 도 18은 3상교류의 경우로, 도 15는 이동자계, 도 16은 진동자계, 도 17과 도 18은 진동자계의 피크 위치를 국소적으로 이동시킨 경우의 예를 나타냈다.
도 17, 도 18에 나타낸 바와 같이, 주형의 장변(즉, 주편의 폭)방향으로 3개 이상의 전자석을 나란히 배열하여, 서로 이웃하는 전자석으로 통전(通電)하는 전류의 위상이, 한쪽 방향으로 증가, 또는, 감소하는 것이 아니고, 적어도 한가운데의 위상이 양측의 위상보다도 늦어지도록 설정하는 것에 의해, 자계는 단순히 한쪽 방향으로 이동하는 것만이 아니고, 진동하면서 국소적으로 이동하게 된다.
이와 같이, 3개 이상의 전자석 중 서로 이웃하는 전자석에 장착된 교류코일의 위상이, n, 2n, n 또는 n, 3n, 2n(단, n은 2상교류에서 90°, 3상교류에서 60°또는 120°)의 배열부분을 갖게 하는 것에 의해, 진동자계의 피크 위치를 국소적으로 이동시킬 수 있다.
여기서, 단순히 진동자계를 야기시킨 경우에는, 진동자계의 진폭이 큰 부분과 작은 부분일 수 있다. 이 피크 위치를 국소적으로 이동시키는 것에 의해, 모든 위치에서, 응고계면을 세정하는 것이 가능하다.
또한, 여기서, 교류코일의 즐치수가 12개인 예를 나타냈지만, 즐치수는 4, 6, 8, 10, 12, 16개 등에서 선택할 수 있고, 또, 교류는 2상, 3상의 어느 것으로도 좋다.
그래서 본 발명에서는, 주형의 장변방향에 따라 3개 이상의 전자석을 나란히 배열하여, 진동자계를 발생시키면서, 그 진동자계의 피크 위치를 주형의 장변장향에 따라 이동시키는 것에 의해서, 상기한 과제를 해결한다.
또한 본 발명에 있어서는, 3개 이상의 전자석 중 서로 이웃하는 전자석에 장착된 코일의 위상이, n, 2n, n 또는 n, 3n, 2n의 배열부분을 갖는 것이 바람직하다. 단, 3상교류에서 n = 60° 또는 120°, 2상교류에서 n = 90°이다. 또한 진동자계에 더하여, 직류자계를 주편의 두께방향으로 중첩하는 것이 바람직하다.
또한 주형 내의 미응고 용강의 개재물을 저융점화하는 것에 의해, 용강을 주형으로 공급하는 노즐의 폐색을 방지하여, 노즐로부터 불활성 가스를 불어넣지 않고 연속주조하는 것이 바람직하다. 그 경우, 개재물을 저융점화한 용강이, C ≤ 0.020질량%, Si ≤ 0.2질량%, Mn ≤ 1.0질량%, S ≤ 0.050질량%, Ti ≥ 0.010질량%를 함유하고, Al ≤ [질량%Ti]/5 의 조건을 만족하는 조성으로 된 극저탄소 Ti 탈산강으로 하는 것이 바람직하다. 여기서 [질량%Ti]는, Ti의 함유량(질량%)을 가리킨다.
또한 본 발명을 적용한 용강은, 용강을 우선 진공탈가스처리에 의해 탈탄처리한 후, Ti 함유합금에 의해 탈산하고, 그 후, 탈산용강 중에 Ca ≥ 10질량% 및 REM ≥ 5질량%의 1종류 또는 2종류와 Fe, Al, Si 및 Ti 중에서 선택된 1종류 또는 2종류 이상을 함유하는 산화물 조성조정용 합금을 첨가하는 것에 의해, 상기 용강 중의 산화물 조성은 그 산화물 조성 100질량%에 대하여, CaO 및 REM 산화물로부터 선택되는 1종류 이상의 함유량이 10질량% 이상 50질량% 이하이고, 또한 Ti 산화물의 함유량이 90질량% 이하, Al2O3의 함유량이 70질량% 이하인 것이 바람직하다.
그 용강은, 탈탄처리한 후, Ti 함유합금에 의한 탈산처리에 앞서, Al, Si, Mn 중 어느 하나에 의해 예비탈산함으로써, 용강 중의 용존산소농도를 미리 200ppm 이하로 하는 것이 바람직하다.
또한 본 발명에서는, 진동자계에 의해 구동되는 로렌츠력의 최대값을 5000(N/m3) 이상, 13000(N/m3) 이하로 하는 것이 바람직하다. 또한, 연속주조용 주형 내의 미응고 용강의 유속을 V(m/s)로 하고, 진동자계에 의해 구동되는 로렌츠력의 최대값을 Fmax(N/m3)로 할 때, V × Fmax가 3000(N/(s·m2)) 이상으로 되도록 조정하는 것이 바람직하다.
도 1은 본 발명에서 사용되는 전자석과 주형을 조합시킨 일례를 모식적으로 나타낸 평단면도이다.
도 2는 본 발명의 원리를 설명하기 위한, 자장으로 야기된 용강유동의 속도벡터(vector)의 전자장해석과 유동해석에 의한 계산결과를 모식적으로 나타낸 정면도이다.
도 3은 도 2의 III-III선에 따른 수평단면도이다.
도 4는 도 2의 IV-IV선에 따른 수직단면도이다.
도 5는 본 발명에 있어서 인가전류와 용강유속의 시간적 변화상태의 예를 나타낸 선도이다.
도 6은 본 발명에서 사용되는 전자석과 주형을 조합시킨 다른 일례를 모식적으로 나타낸 수평단면도이다.
도 7은 본 발명의 원리를 설명하기 위한, 자장으로 야기된, 어떤 시점의 용강유동의 속도벡터의 전자장해석과 유동해석에 의한 계산결과를 모식적으로 나타낸 정면도이다.
도 8은 도 7의 III-III선에 따른 수평단면도이다.
도 9는 도 7의 IV-IV선에 따른 수직단면도이다.
도 10은 본 발명의 원리를 설명하기 위한, 자장으로 야기된, 자극이 반전한 다음 시점의 용강유동의 속도벡터의 전자장해석과 유동해석에 의한 계산결과를 모식적으로 나타낸 정면도이다.
도 11은 도 10의 VI-VI선에 따른 수평단면도이다.
도 12는 도 10의 VII-VII선에 따른 수직단면도이다.
도 13은 본 발명에 있어서 인가전류와 용강유속의 시간적 변화상태를 나타낸 선도이다.
도 14는 본 발명에 의한 교류코일, 직류코일과의 관계를 나타낸 평모식도이다.
도 15는 이동자계의 경우의 교류코일의 위상을 나타낸 모식도이다.
도 16은 진동자계의 경우의 교류코일의 위상을 나타낸 모식도이다.
도 17은 진동자계의 피크위치를 국소적으로 이동시키는 경우의 교류코일의 위상을 나타낸 모식도이다.
도 18은 진동자계의 피크 위치를 국소적으로 이동시키는 경우의 쿄류코일의 위상을 나타낸 다른 모식도이다.
도 19는 제1 실시형태의 연속주조설비를 모식적으로 나타낸 수평단면도이다.
도 20은 제2 실시형태의 연속주조설비를 모식적으로 나타낸 수평단면도이다.
도 21은 본 발명에 의한 효과를 나타낸 그래프이다.
도 22는 본 발명에 의한 정자계를 중첩한 경우의 효과를 나타낸 그래프이다.
도 23은 이동자계를 발생시키는 전류의 위상의 경시(經時)변화를 나타낸 설명도이다.
도 24는 진동자계의 피크 위치를 국소적으로 이동시키는 전류의 위상의 경시변화를 나타낸 설명도이다.
도 25는 진동자계의 피크 위치를 국소적으로 이동시키는 전류의 위상의 경시변화를 나타낸 다른 설명도이다.
도 26은 로렌츠력의 최대값(Fmax)과 결함혼입률과의 관계를 나타낸 그래프이다.
도 27은 로렌츠력의 최대값(Fmax)과 가스 구멍 개수밀도와의 관계를 나타낸 그래프이다.
도 28은 로렌츠력의 최대값(Fmax)과 슬래그 패치(slag patch) 개수밀도와의 관계를 나타낸 그래프이다.
도 29는 응고계면에 작용하는 로렌츠력을 모식적으로 나타낸 사시도이다.
도 30은 로렌츠 밀도의 분포를 나타낸 그래프이다.
도 31은 로렌츠력의 평균값(Fave)와 결함혼입률과의 관계를 나타낸 그래프이다.
도 32는 로렌츠력의 평균값(Fave)과 가스 구멍 개수밀도와의 관계를 나타낸 그래프이다.
도 33은 로렌츠력의 평균값(Fave)과 슬래그 패치 개수밀도와의 관계를 나타낸 그래프이다.
도 34는 용강유속(V)와 결함혼입률과의 관계를 나타낸 그래프이다.
도 35는 V × Fmax와 결함혼입률과의 관계를 나타낸 그래프이다.
<부호의 설명>
10 주형
12 침지노즐
14 용강
20 진동자계 발생장치
22 즐치상 철심
24 교류코일
26a, 26b 교류전원
28 자극
30 정자계 발생장치
32 직류전원
34 직류코일
발명을 실시하기 위한 최선의 형태
본 발명에 관하여, 도면을 참조하여 설명한다. 본 발명에서는, 도 1에 도시한 바와 같이, 침지노즐(12)이 위쪽의 턴디쉬(tundish)(도시생략)의 바닥부로부터 매달려져서 주형(10) 내의 미응고 용강(14)에 침지되어, 용강(14)을 공급한다. 주형(10)의 장변의 외측에 3개 이상의 전자석(교류코일)을 나란히 배열한 진동자계 발생장치가 배치된다. 이것들의 전자석(교류코일)에는, 각각 진동자계를 발생하는 진동전류가 인가되고, 그 진동전류의 피크 값은, 주형(10)의 장변방향에 따라 이동하도록 인가된다. 이 이동은, 서로 이웃하는 교류코일의 위상이, n, 2n, n 또는 n, 3n, 2n의 배열부분을 갖도록 인가된다.
우선, 이와 같은 장치를 사용하여 진동자계만을 작용시키는 본 발명의 제1 실시형태를 상세하게 설명한다.
제1 실시형태에 있어서는, 용강의 개재물을 저융점화하는 것에 의해, 용강을 주형으로 공급하는 노즐의 폐색을 방지하여, 노즐로부터 Ar 등의 불활성 가스를 불어넣지 않고 연속주조를 행하면서, 주형 내의 미응고 용강에 진동자계를 작용시킨다.
이와 같은 가스리스 연속주조에서 사용하는 개재물을 저융점화한 용강으로서는, 상기한 특개평11-100611호 공보에 개시되어 있는, C ≤ 0.020질량%, Si ≤ 0.2질량%, Mn ≤ 1.0질량%, S ≤ 0.050질량%, Ti ≥ 0.010질량%를 함유하고, Al ≤ [질량%Ti]/5의 조건을 만족하는 조성으로 된 극저탄소 Ti 탈산강을 예로 들 수 있다. 이 용강은, 제조할 때, 용강을 먼저 진공탈가스장치에 의한 탈탄처리한 후, Ti 함유합금에 의해 탈산하고, 그 후 탈산용강 중에 Ca ≥ 10질량% 및 REM ≥ 5질량% 중 1종류 또는 2종류와 Fe, Al, Si 및 Ti 중에서 선택된 1종류 또는 2종류 이상을 함유하는 산화물 조성조정용 합금을 첨가하는 것에 의해, 용강 중의 산화물 조성은 그 산화물 조성 100질량%에 대하여, CaO 및 REM(희토류(希土類) 원소)산화물로부터 선택되는 1종류 이상의 함유량이 10질량% 이상 50질량% 이하이고, 또한 Ti 산화물의 함유량이 90질량% 이하, Al2O3의 함유량이 70질량% 이하로 한다. 그 때, 탈탄처리의 용강을, Ti함유합금에 의한 탈산처리에 앞서서, Al, Si, Mn 중 어느 하나에 의해 예비탈산함으로써, 용강 중의 용존산소농도를 미리 200ppm 이하로 하는 것이 바람직하다.
이와 같이 제조한 용강을 가스리스 연속주조할 때에, 이하와 같이 주형 내의 용강을 전자교반하는 것에 의해, 주편의 표면결함을 줄인다.
본 발명의 실시에 바람직한, 연속주조설비의 일례를, 수평단면의 모식도로 도 19에 나타낸다. 도 19에 있어서, 10은 주형, 12는 침지노즐, 14는 용강, 20은 진동자계발생장치, 22는 즐치상 철심, 24는 교류코일, 26a와 26b는 교류전원, 28은 자극이다.
본 발명에서는, 상대하는 장변과 단면으로 된 주형(10) 내의 용강(14)에, 자계를 인가하면서 연속주조한다. 인가하는 자계는, 주형(10)의 장변방향으로 진동하는 자계(즉 진동자계)로 한다. 인가하는 진동자계는, 주형(10)의 장변방향을 인가방향으로 하는 교류자계로, 그 방향을 주기적으로 반전시켜, 용강(14)의 매크로적 유동을 야기하지 않는 자계이다.
진동자계는, 예를 들면, 도 19에 도시한 바와 같은 진동자계 발생장치(20)를 사용하여 발생시킬 수 있다. 도 19에 도시한 진동자계 발생장치(20)에서는, 주형(10)의 장변방향에 3개 이상(도 19 중에서는 12개)의 즐치를 가진 즐치상 철심(22)을 사용하여, 이들 즐치에 교류코일(24)을 배치하여 자극(28)으로 한다. 자극(28) 은, 인접하는 자극(28)끼리가 서로 다른 극성(N, S극)을 가지도록, 교류코일의 감기는 방향 및 교류코일에 흐르는 교류전류를 조정한다. 인접하는 자극(28)끼리를 서로 다른 극성(N, S극)으로 하기 위해서는 인접하는 자극(28)끼리의 교류코일의 감는 방향을 반대방향으로 하여 교류코일에 흐르는 전류를 같은 위상에서 소정의 주파수를 가진 교류전류로 하거나, 또는 인접하는 자극(28)끼리의 코일의 감기는 방향을 같은 방향으로 하여 코일에 흐르는 전류를 인접하는 자극(28)끼리에서 위상이 어긋난, 소정의 주파수를 가진 교류전류로 하는 것이 바람직하다. 인접하는 자극(28)의 교류코일에 흐르는 교류의 위상차는, 실질적으로 위상이 반전하는, 130°이상 230°이하로 하는 것이 바람직하다.
또한, 교류전류의 소정의 주파수로서는, 1 ~ 8Hz로 하는 것이 바람직하고, 더 바람직하게는 3 ~ 6Hz이다. 도 19에 도시한 예는, 인접하는 자극(28)으로, 교류코일의 감기는 쪽을 같은 방향으로 하여 교류코일에 흐르는 교류전류를 위상이 다른(실질적으로 위상이 반전한다)것으로 하는 경우이지만, 본 발명이 이것에 한정되는 것은 아니다.
본 발명에서는, 인접하는 자극(28)끼리가 서로 다른 극성을 갖기 때문에, 인접하는 자극(28) 사이에 용강에 작용하는 전자력과 그 인접한 자극(28) 사이에서 용강(14)에 작용하는 전자력과는, 그 방향이 거의 반대로 되고, 용강(14)의 매크로한 유동이 야기되는 것은 아니다. 또, 본 발명에서는, 교류코일에 흐르는 전류를 교류전류로 하기 때문에, 각 자극(28)의 극성이 소정의 주기로 반전하여, 주형(10)의 장변방향에서 응고계면 근방의 용강(14)에 진동을 야기시킬 수 있다. 이것에 의 해, 응곡계면으로의 개재물이나 기포의 포착을 억제할 수 있어, 주편의 표면품질을 현저하게 향상시킬 수 있다.
교류코일에 흐르는 교류전류의 주파수가 1Hz미만에서는, 너무 낮아서 충분한 용강유동이 야기되지 않는다. 한편, 8Hz를 넘으면, 용강(14)이 진동자계에 추종(追從)하지 않게 되어, 자계인가의 효과가 적어진다. 이 때문에, 교류코일에 흐르는 교류전류의 주파수를 1 ~ 8Hz로 하여, 진동자계의 진동주기를 1/8 ~ 1s 로 하는 것이 바람직하다.
또한, 본 발명에서는, 인가하는 진동자계의 자속밀도는 1000가우스 미만으로 하는 것이 바람직하다. 자속밀도가 1000가우스 이상으로 되면, 덴드라이트를 파단할뿐만 아니라, 탕면변동이 크게 되어, 몰드 플럭스의 말려 들어감을 조장(助長)하는 문제가 있다.
또, 본 발명에서는, 상기한 진동자계의 인가에 더하여, 정자계를 인가한다. 정자계는, 도 20에 도시한 바와 같이, 주형(10)의 장변측에 정자계 발생장치(30)을 설치하여, 주형(10)의 단변방향(주편의 두께방향)으로 인가한다.
주형(10)의 단변방향으로 정자계를 인가하는 것에 의해, 주형(10)의 중앙부분 부근의 용강유속을 감소시킬 수 있어, 몰드 플럭스의 말려 들어감을 방지할 수 있다. 또한, 진동자계의 인가에 정자계의 인가를 중첩시키는 것에 의해, F = J × B 에 있어서의 B항을 크게 할 수 있기 때문에 로렌츠력을 더욱 증가시킬 수 있는 효과도 있다.
또, 본 발명에서는, 인가하는 정자계의 자속밀도를 200가우스 이상 3000가우 스 이하로 하는 것이 바람직하다. 자속밀도가 200가우스 미만에서는 용강유속의 저감효과가 적어지고, 또한 3000가우스를 넘으면 제동이 너무 커서 불균일응고를 일이키는 문제가 있다.
도 20은, 주형(10)의 장변 측에, 진동자계 발생장치(20)와, 정자계 발생장치(30)를 배치한 예를 나타낸다. 정자계 발생장치(30)는, 주형(10)의 장변 측에 주형(10)을 끼워서 한 쌍의 자극(28)을 배치하고, 흐르는 전류를 직류전류로 하여 직류전원(32)으로부터 직류코일(34)로 흘러, 주형(10)의 단변(즉 주편의 두께)방향으로 정자계를 인가한다. 정자계 발생장치(30)와 진동자계 발생장치(20)의 설치위치는, 수직방향으로 같은 위치로 하여도, 또, 다르게 하여도 어느 것으로도 좋다.
다음으로, 이동자계의 경우와, 진동자계의 피크 위치를 주형(10)의 장변방향에 따라 국소적으로 이동시키는 경우를 상세하게 설명한다.
도 14는 주형(10)의 평면도 및 교류전자석(교류코일(24)), 직류전자석(직류코일(34))의 배열예를 나타낸 것이다.
주형(10)에서는, 위쪽의 턴디쉬(도시생략)의 바닥부에 연결되어 있는 침지노즐(12)이 침지되어, 용강(14)을 공급한다. 주형(10)의 장변을 따라, 도 20과 마찬가지로, 12매의 즐치상의 교류전자석(교류코일(24))이 배치되고, 그 외측에 직류코일(34)이 배치되어 있다. 12개의 교류코일(24)에는 각각 진동자계를 발생하는 진동전류가 공급되고, 그 진동전류의 피크 값은, 주형(10)의 장변방향을 따라 이동하도록 인가된다. 이 피크 값의 이동은, 서로 이웃하는 교류코일의 위상이 n, 2n, n 또는 n, 3n, 2n의 배열부분을 갖도록 인가함으로써 실현된다.
도 15 ~ 도 18은, 어떤 순간에 있어서 교류코일(24a, 24b)을 각각 구성하는 12개의 각 코일에 있어서의 진동자계의 위상의 분포를 숫자(위상각의 값)로 기재되어 나타낸 것이다. 진동자계의 피크 위치는 주형(10)의 장변을 따른 방향으로 순차 이동한다.
도 15에서는 인접하는 교류코일의 위상차가 90°로, 대향하는 교류코일(24a, 24b)에 의해 180° 다른 2상교류의 이동자계가 도시되어 있다. 도 16에서는 인접하는 교류코일의 위상차가 180°로, 대항하는 교류코일(24a, 24b)에 의해 같은 위상의 2상교류의 진동자계가 인가되어 있다. 도 17에서는 인접하는 교류코일의 위상차가 90°로, 대향하는 교류코일(24a, 24b)에 의해 180° 다른 반파정류(半波整流) 2상교류가 인가되어 있다. 도 18에서는 인접하는 교류코일과의 위상차가 120°로, 대향하는 교류코일에 의해 60° 다른 반파정류 3상교류가 인가되어 있다.
여기서, 도 23에서는, 도 15의 이동자계에 관하여, 전류의 위상각의 경시적인 변화를 교류코일(24a)의 각 코일에 대응시켜서 나타낸다. 최상단(T1)의 위상각은 도 15와 동일하고, 아래쪽으로 향하여 시간이 경과하고 있다. 또, 도 24, 도 25에서는, 각각 도 17, 도 18의 진동자계의 피크 위치의 국소이동에 관하여 마찬가지의 경시변화를 나타낸다.
이상과 같이 하여 진동자계의 피크 위치를 국소적으로 이동시킴으로써, 응고계면만을 효율적으로 진동시켜, 기포나 개재물의 포착을 억제할 수 있으므로, 주편의 표면품질을 대폭 향상시킬 수 있다.
다음으로, 도면을 참조하여, 진동자계에 정자계를 중첩하는 본 발명의 제2 실시형태를 상세하게 설명한다.
본 발명의 실시에 적합한, 연속주조설비의 일례를, 수평단면의 모식도로서 도 20에 나타낸다. 이 도면은, 도 19에, 30의 정자계 발생장치를 함께 설치한 것에 상당한다.
본 발명에서는, 상대하는 장변과 단변으로 된 주형(10) 내의 용강에, 자계를 인가하면서 연속주조한다. 인가하는 자계는, 주형(10)의 장변방향으로 진동하는 자계(즉 징동자계)와 두께방향의 정자계로 한다. 인가하는 진동자계는, 주형(10)의 장변방향을 인가방향으로 하는 교류자계로, 그 방향을 주기적으로 반전시켜, 용강(14)의 매크로적 유동을 야기하지 않는 자계이다.
진동자계는, 예를 들면, 도 20에 도시한 바와 같은 진동자계 발생장치(20)를 사용하여 발생시킬 수 있다. 도 20에 도시한 진동자계 발생장치(20)는, 제1 실시형태의 도 19에 도시한 것과 실질적으로 동일한 것이어서, 상세한 설명은 생략한다.
또, 본 발명에서는, 상기한 제1 실시형태와 마찬가지로 진동자계의 인가에 더하여, 정자계를 인가한다. 정자계는, 도 20에 도시한 바와 같이, 주형(10)의 장변측에 정자계 발생장치(30)를 설치하여, 주형(10)의 단변방향(주편의 두께방향)으로 인가한다.
주형(10)의 단변방향으로 정자계를 인가하는 것에 의해, 주형(10)의 중앙부 부근의 용강유속을 감소시킬 수 있어, 몰드 플럭스의 말려 들어감을 방지할 수 있다. 또한, 진동자계의 인가에 정자계의 인가를 중첩시키는 것에 의해, F = J × B에 있어서 B항을 크게 할 수 있기 때문에, 로렌츠력을 더욱 증가시킬 수 있는 효과 도 있다.
또, 본 발명에서는, 인가하는 정자계의 자속밀도를 200가우스 이상 3000가우스 이하로 하는 것이 바람직하다. 자속밀도가 200가우스 미만에서는 용강유속의 저감효과가 적고, 또한 3000가우스를 넘으면 제동이 너무 커서 불균일응고를 일으키는 문제가 있다.
도 20은, 주형(10)의 장변 측에, 진동자계 발생장치(20)와, 정자계발생장치(30)을 배치한 예를 나타낸다. 정자계 발생장치(30)는, 주형(10)의 장변 측에 주형(10)을 끼워서 한 쌍의 자극(28)을 배치하여, 흐르는 전류를 직류전류로 하여 직류전원(32)로부터 직류코일(34)로 흘러, 주형(10)의 단변방향으로 정자계를 인가한다. 정자계 발생장치(30)와 진동자계 발생장치(20)의 설치위치는, 수직방향으로 같은 위치로 하여도, 또, 다르게 하여도, 어느 것으로도 좋다.
다음으로, 도면을 참조하여, 진동자계의 피크 위치를 주형(10)의 장변방향을 따라 국소적으로 이동시키는 본 발명의 제3 실시형태를 상세하게 설명한다.
도 14는 주형(10)의 평면도 및 교류전자석(교류코일(24)), 직류전자석(직류코일(34))의 배열예를 나타낸 것이다.
주형(10)에서는, 위쪽의 턴디쉬(도시생략)의 바닥부에 연결되어 있는 침지노즐(12)이 침지되어, 용강(14)을 공급한다. 주형(10)의 장변을 따라, 도 20과 마찬가지로, 12매의 즐치상의 교류전자석(교류코일(24))이 배치되고, 그 외측에 직류코일(34)이 배치되어 있다. 12개의 교류코일(24)에는 각각 진동자계를 발생하는 진동전류가 공급되고, 그 진동전류의 피크 값은, 주형(10)의 장변방향에 따라 이동하도 록 인가된다. 이 피크 값의 이동은, 서로 이웃하는 교류코일의 위상이 n, 2n, n 또는 n, 3n, 2n의 배열부분을 갖도록 인가함으로써 실현된다.
도 15 ~ 도 18은, 어떤 순간에 있어서의 교류코일(24a, 24b)을 각각 구성하는 12개의 각 코일에 있어서 진동자계의 위상의 분포를 숫자(위상각의 값)로 기재하여 나타낸 것이다. 진동자계의 피크 위치는 주형(10)의 장변을 따르는 방향으로 순차 이동한다.
도 15에서는 인접하는 교류코일의 위상차가 90°로, 대향하는 교류코일(24a, 24b)에 의해 180° 다른 2상교류의 이동자계를 나타내고 있다. 도 16에서는 인접하는 교류코일의 위상차가 180°로, 대향하는 교류코일(24a, 24b)에 의해 같은 위상의 2상교류의 진동자계가 인가되어 있다. 도 17에서는 인접하는 교류코일의 위상차가 90°로, 대향하는 교류코일(24a, 24b)에 의해 180°다른 반파정류 2상교류가 인가되어 있다. 도 18에서는 인접하는 교류코일과의 위상차가 120°로, 대향하는 교류코일에 의해 60° 다른 반파정류 3상교류가 인가되어 있다.
진동자계의 피크 위치를 국소적으로 이동시키는 본 발명의 방법에 따라, 제1 실시형태의 경우와 마찬가지의 용강을 가스리스 연속주조하는 것에 의해, 응고계면만을 효율적으로 진동시켜, 개재물의 포착을 억제할 수 있으므로, 주편의 표면품질을 대폭으로 향상시킬 수 있다.
다음으로, 로렌츠력과 용강유속의 상호작용을 바람직한 범위로 유지하는 본 발명의 제4 실시형태를 상세하게 설명한다.
제4 실시형태에 있어서는, 주형(10) 내의 용강유속을 V(m/s)로 하고, 자장에 의해 구동되는 로렌츠력의 최대값을 Fmax(N/m3)으로 하여, V × Fmax가 3000(N/(s·m2)) 이상, 6000(N/S·m2) 이하로 되도록 한다.
또한, 용강유속(V)은 실측값이지만, 측정이 곤란한 경우에는 발명자가 실험에 의해 얻어진 회귀식
V(m/sec) = (43.0 - 0.047LSEN + 0.093θ + 10.0Q + 0.791qAr - 0.0398W) / 100
으로 대용하여도 좋다. 단, LSEN : 노즐침지깊이(mm), Q : 용강주입속도(t/min), θ : 침지노즐 용강토출각도(°), qAr :노즐 불어넣는 가스 유량(l/min), W : 주형 폭(mm)이다.
제1 실시형태와 마찬가지로 연속주조한 결과에 기초하여, 결함혼입률과 자계에 의한 용강유속의 관계를 도 34에 나타낸다. 또, 결함혼입률과 로렌츠력의 최대값(Fmax)과의 관계는, 도 26에 나타내고 있다. 또, 이들 결과를, 더 상세하게 검토한 결과, 도 35에 도시한 바와 같이, 용강유속(V)과 Fmax에 관하여, V × Fmax가 3000 이상이도록 하는 것이, 결함혼입률을 줄이는 데에 유효하다는 것이 명확하게 되었다. 또, 6000을 넘어도 효과가 변하지 않는 것도 알았다.
또한, 여기에서는, 극수가 12극의 즐치상의 철심에 대하여 설명했지만, 자극수나 철심의 형상은 이것에 한정되지 않고, 예를 들면 철심이 분할되어 있어도 상관없다. 또, 정자계를 중첩하는 경우에 한정하지 않고, 예를 들면 도 20에서 직류 코일(34)를 제거한 설비를 사용하도록 하여도 좋다.
<실시예>
<제1 실시예>
우선, 용강(14)의 대표예를 설명한다. 전로(轉爐)로부터 출강(出鋼)한 후, 300톤(ton)의 용강(14)을 RH 진공탈가스장치로 탈탄처리하여, 용강(14)의 성분조성을, C = 0.035질량%, Si = 0.02질량%, Mn = 0.20질량%, P = 0.015질량%, S = 0.010질량%, 온도를 1600℃로 조정했다. 이 용강(14) 중에, Al을 0.5kg/톤 첨가하고, 용강(14) 중의 용존산소농도를 150ppm까지 낮추었다. 이 때의 용강(14) 중의 Al농도는 0.003질량%였다. 그리고 이 용강(14)에, 70질량% Ti-Fe합금을 1.2kg/톤 첨가하여 탈산했다. 그 후, 용강(14) 중에 20질량% Ca-10질량% REM-50질량% Ti-Fe합금을 0.5kg/톤 첨가하여, 성분조정을 행했다. 이 처리 후의 Ti농도는, 0.050질량%, Al농도는 0.003질량%였다.
다음으로, 도 19에 도시한 연속주조설비로 주조실험을 행했다. 이 때의 턴디쉬(도시생략) 내의 개재물을 조사한 결과, 65질량% Ti2O3 - 15질량% CaO - 10질량% Ce2O3 - 10질량% Al2O3 의 구상(球狀)개재물이었다. 주조 후, 이멀젼(immersion) 노즐 내에서는 부착물은 거의 없었다.
또한, 슬래브의 폭은 1500 ~ 1700mm, 두께는 220mm, 용강(14)의 처리량은 4 ~ 5 톤/분의 범위로 했다.
또, 코일구조로서, 도 1에 도시한 것처럼, 폭 방향으로 12등분한 즐치상의 철심을 사용하여, 주편의 폭 방향으로 서로 위상이 반전하는 자장(즉 진동자계)를 발생하도록 배치했다.
도 21에서, 극저탄소강에 대한 실험조건 및 실험결과(결함혼입률)를 정리하여 나타낸다. 이 도면에서 결함홉입률은, 개재물, 몰드 플럭스 말려 들어감, 가스 구멍 및 표면 결함에 기인한 결함을 말한다.
또한, 주편의 표면편석은, 슬래브를 연삭한 후, 에칭(etching)을 행하여, 육안으로 관찰하여 의해 1m2 당 편석개수를 조사했다. 또, 냉간압연 후의 냉연코일의 표면결함을 육안으로 조사하여, 결함샘플(sample)을 채취 후, 결함부를 분석하는 것에 의해, 몰드 플럭스에 의한 결함개수를 조사했다. 개재물량은, 주편의 1/4 두께의 위치로부터 슬라임(slime) 추출법에 의해 개재물을 추출 후, 중량을 측정했다. 표면편석, 몰드 플럭스 결함 및 개재물량도 지수화할 때에는 전(全)조건 중 가장 나쁜 것을 10으로 하여, 그것에 대한 선형 비로 표시했다.
도 21에서 알 수 있듯이, 교류 자속밀도에 의해, 표면편석, 몰드 플럭스 말려 들어감에 의한 결함, 가스 구멍, 비금속 개재물 저감이 가능하게 된다.
여기서, 진동자계의 강도가 너무 강하면 용강표면의 플럭스의 말려 들어감이 크게 되어 표면품질을 악화시키고, 주파수가 너무 높으면 자계에 용강이 뒤따라 갈 수 없게 되어, 응고계면의 세정효과가 낮아져, 가스 구멍이나 개재물 결함이 증가하고 있는 것으로 추정된다.
또한, 여기에서는, 극수가 12극인 즐치상의 철심에 관하여 설명하였으나, 자극수나 철심의 형상은 이것에 한정하지 않고, 예를 들면 철심이 분할되어 있어도 상관없다.
<제2 실시예>
전로에서 용제(溶製)한 제1 실시예와 마찬가지의 용강(14)을 사용하여, 도 20의 연속주조설비로 슬래브를 주조했다. 그 때, 마찬가지로, 슬래브의 폭은 1500 ~ 1700mm, 두께는 220mm, 용강(14)의 처리량은 4 ~ 5 톤/분의 범위로 했다.
또, 코일구조로서, 도 6에 도시한 것처럼, 폭 방향으로 12등분한 즐치상의 철심을 사용하고, 주편의 폭 방향으로 서로 위상이 반전하는 자장(즉 진동자계)을 발생하도록 배치했다.
도 22에, 극저탄소강에 대하여, 직류자계 1200가우스로 일정하게 행한 경우의 실험조건 및 실험결과를 정리하여 나타낸다. 도 22에 기재되어 있는 실험결과의 해석방법은, 제1 실시예와 마찬가지이다.
도 22에서 알 수 있듯이, 진동자계 인가에 정자계 중첩에 의해, 표면편석, 몰드 플럭스 말려 들어감에 의한 결함, 가스 구멍, 비금속 개재물 저감이 가능하게 된다.
이 경우도, 진동자계의 강도가 너무 강하면 용강표면의 플럭스의 말려 들어감이 크게 되어 표면품질을 악화시키고, 주파수가 너무 높으면 자계에 용강이 뒤따라 갈 수 없게 되어 응고계면의 세정효과가 줄어들어, 가스 구멍, 개재물 결함이 증가하여 있는 것으로 추정된다.
<제3 실시예>
코일구조로서, 도 14에 도시한 바와 같은, 주편의 폭 방향으로 12등분한 즐치상의 철심을 사용하고, 주편의 폭 방향으로 서로 위상이 반전하는 자장(즉 진동자계)을 발생하도록 배치했다. 교류자계에 의한 자속은 최대 1000가우스로 했다.
표 1에, 실험조건 및 실험결과를 정리하여 나타냈다. 실험결과의 해석방법은 제1 실시예와 마찬가지이다. 또한 표 1 중의 코일 위상 패턴의 부호는 다음과 같다.
A : n, 2n, n (실시예)
B : n, 3n, 2n (실시예)
C : 0, n, 2n, 3n (비교예)
D : 0, 2n, 0, 2n (비교예)
단, n은 위상각으로서, 2상교류에서는 n = 90°, 3상교류에서는 n = 60° 또는 120°이다.
표 1에서 알 수 있듯이, 진동자계를 인가하는 것에 의해, 표면편석, 몰드 플럭스 말려 들어감에 의한 결함, 가스 구멍, 비금속 개재물 저감이 가능하게 된다.
제1 실시예와 마찬가지로, 진동자계의 강도가 너무 강하면, 용강표면의 플럭스의 말려 들어감이 커지게 되어 표면품질을 악화시키고 주파수가 너무 높으면, 자계에 용강이 뒤따라 갈 수 없게 되어 응고계면의 세정효과가 저하하여 기포나 개재물 결함이 증가하게 된다.
Figure 112005057066047-pct00001
<제4 실시예>
약 300톤의 용강(14)을 전로에서 용제하여, RH처리에 의해 극저탄소강의 Al 킬드강으로 하고, 연속주조설비로 슬래브를 주조했다. 대표적인 용강성분을 표 2에 나타낸다. 또한, 슬래브의 폭은 1500 ~ 1700mm, 두께는 220mm, 용강(14)의 처리량은 4 ~ 5톤/분의 범위로 했다.
또, 코일구조로서, 도 6, 도 14 등에 나타낸 것처럼, 주편의 폭 방향으로 12등분한 즐치상의 철심을 사용하여, 주편의 폭 방향으로 위상이 주기적으로 변화하는 자장(즉 진동자계)을 발생하도록 배치했다.
Figure 112005057066047-pct00002
이러한 연속주조를 행하여 얻어진 슬래브의 결함혼입률, 가스 구멍, 슬래그 패치의 검사결과를 도 26, 도 27, 도 28에 나타낸다.
여기서, 도 중의 결함혼입률은, 냉간압연 후의 냉연 코일 전장(全長)을 분모로 하며, 기포, 개재물 기인의 표면결함 1개를 1m으로 간주하여 분자로 하며, 그 비율을 %로 표시한 값이다. 또한, 가스 구멍 및 슬래그 패치는, 주조 및 절단 후의 주편의 표면을 약 2mm 용삭한 후 주편 표면에 나타난 구멍을, 내부가 공통(空洞)인 경우에 가스 구멍, 몰드 플럭스가 충전되어 있었던 흔적이 있는 경우에 슬래그 패치로 하여 각각 계산하고, 검사한 주편의 표면적에서 그 수치를 뺀 값이다.
도 26 ~ 도 28은, 어느 것도 횡축이 응고계면에서 작용하는 로렌츠력의 최대값(Fmax)이다.
도 29에 교류코일(24)과, 몰드 강판에 나타낸 주형(10)의 내벽에 부착된 용강의 응고계면과의 관계를 모식적으로 나타낸 바와 같이, 교류코일(24)에 흐르는 전류가 변화하면, 응고계면의 용강(14)에 로렌츠력(F)이 작용한다.
이 로렌츠력(F)은, 도 6, 도 19에 도시한 것과 같은 진동자계에 직류자계를 중첩하는 경우이면, 상기한 (2), (3)식으로 주어지며, Bdc는 시간평균한 힘에는 영향이 없지만, 시간변동하는 힘은 B가 크게 되는 만큼 크게 된다. 이 로렌츠력(F)의 변화를, 전류변화를 위상으로 표시하여, 횡축이 주형(10)의 장변에 상당하는 도 30에 나타낸 바와 같이, 각 코일마다에 주기적으로 변동한다.
진동자계의 경우, 로렌츠력의 최대값(피크) Fmax(N/m3)와, 그 시간평균값 Fave(N/m3)는, 수치계산의 결과를 회귀하여, 얻어진 다음식으로 주어진다.
(진동)
Fmax = 1.57 × 106Bac·Bdc + 1.20 × 106Bac2
Fave = 0
도 15의 이동자계, 도 17 또는 도 18의 진동이동(진동자계의 피크 위치의 국소적인 이동)의 경우도, 마찬가지로 아래식으로 주어진다.
(이동)
Fmax = 2.28 × 106Bac·Bdc + 4.17 × 106Bac2
Fave = 1.76 × 106Bac2
(진동이동)
Fmax = 1.86 × 106Bac·Bdc + 2.31 × 106Bac2
Fave = 6.36 × 105Bac2
도 26 ~ 도 28의 각 데이터는, 실제로 연속주조했을 때에 상기의 각 식에 의해 계산된 로렌츠력의 최대값(Fmax)과 각 검사결과를 대응시켜서 나타낸 것이다.
도 26에서, 결함혼입률은 Fmax가 5000(N/m3) 이상 13000(N/m3) 이하가 유효한 것을 알 수 있다. 도 27, 도 28에서도, Fmax가 5000(N/m3) 이상이 유효한 것을 알 수 있다.
또한, 참고하기 위해, 도 31 ~ 도 33에 Fave와 관계를 나타낸 바와 같이, 이 Fave는 연속주조할 때의 지표(指標)로는 적절하지 않지만, Fmax가 지표로서 유효한 것을 알 수 있다.
<제5 실시예>
제4 실시예와 마찬가지로, 연속주조설비로 슬래브를 주조했다. 얻어진 슬래브의 결함혼입률과 용강유속과의 관계를 도 34에 나타낸다. 또한, 결함혼입률과 로렌츠력 최대값(Fmax)과의 관계는 도 26에 나타낸 것과 같다.
이들 결과로부터, 용강유속(V)과 로렌츠력 최대값(Fmax)에 관하여 상세하게 검토한 결과, 도 35에 나타낸 바와 같이, V × Fmax의 값이 3000 이상이면, 결함혼입률을 줄일 수 있는 것을 알았다. 단, V × Fmax값이 6000을 넘어도 결함혼입률을 줄이는 효과는 포화하여, 결함혼입률이 일정한 수준으로 추이(推移)한다.
본 발명에 의하면, 침지노즐로부터 불활성 가스를 불어넣지 않고 연속주조를 행하며, 몰드 플럭스의 말려 들어감을 억제하여 주편의 내부품질을 향상하고, 또한 개재물이나 기포의 포착을 억제하여 주편의 표면품질을 향상할 수 있다.

Claims (26)

  1. 연속주조용 주형의 장변방향에 따라 3개 이상의 전자석을 나란히 배열하여, 진동자계를 발생시키면서 상기 진동자계의 피크위치를 상기 장변방향에 따라 이동시키는 것을 특징으로 하는 강의 연속주조방법.
  2. 제 1항에 있어서,
    상기 3개 이상의 전자석 중, 서로 이웃하는 전자석에 장착되는 코일의 위상이, n, 2n, n 또는 n, 3n, 2n의 배열부분을 가지는 것을 특징으로 하는 강의 연속주조방법.
  3. 제 1항에 있어서,
    상기 진동자계에 더하여, 직류자계를 주편의 두께방향으로 중첩하는 것을 특징으로 하는 강의 연속주조방법.
  4. 삭제
  5. 삭제
  6. 삭제
  7. 삭제
  8. 삭제
  9. 삭제
  10. 제 2항에 있어서,
    상기 진동자계에 더하여, 직류자계를 주편의 두께방향으로 중첩하는 것을 특징으로 하는 강의 연속주조방법.
  11. 제 1항 내지 제 3항, 제10항 중 어느 한 항에 있어서,
    상기 주형 내의 미응고 용강의 개재물을 저융점화하는 것에 의해, 상기 용강을 상기 주형으로 공급하는 노즐의 폐색을 방지하여, 상기 노즐로부터 불활성 가스를 불어넣지 않고 연속주조를 행하는 것을 특징으로 하는 강의 연속주조방법.
  12. 제 11항에 있어서,
    상기 용강이, 용강 100질량%중에, C ≤ 0.020질량%, Si ≤ 0.2질량%, Mn ≤ 1.0질량%, S ≤ 0.050질량%, Ti ≥ 0.010질량%를 포함하고, Al ≤ [질량%Ti] / 5의 조건을 만족하는 조성으로 된 극저탄소 Ti 탈산강인 것을 특징으로 하는 강의 연속주조방법.
  13. 제 12항에 있어서,
    상기 용강을 제조하는 데에 있어, 상기 용강을 우선 진공 탈가스장치에 의해 탈탄처리한 후, Ti 함유합금에 의해 탈산하고, 그 후, 탈산용강 중에 Ca ≥ 10질량% 및 REM ≥ 5질량%의 1종류 또는 2종류와 Fe, Al, Si 및 Ti 중에서 선택된 1종류 또는 2종류 이상을 함유하는 산화물 조성조정용 합금을 첨가하는 것에 의해, 상기 용강 중의 산화물 조성은 그 산화물 조성 100질량%에 대하여, CaO 및 REM 산화물로부터 선택되는 1종류 이상의 함유량이 10질량% 이상 50질량% 이하이고, 또한 Ti 산화물의 함유량이 90질량% 이하, Al2O3의 함유량이 70질량% 이하로 하는 것을 특징으로 하는 강의 연속주조방법.
  14. 제 13항에 있어서,
    상기 탈탄처리 후의 용강을, 상기 Ti 함유합금에 의한 탈산처리에 앞서, Al, Si, Mn 중 어느 하나에 의해 예비탈산함으로써, 용강 중의 용존산소농도를 미리 200ppm 이하로 하는 것을 특징으로 하는 강의 연속주조방법.
  15. 제 1항 내지 제 3항 중 어느 한 항에 있어서,
    상기 진동자계에 의해 구동되는 로렌츠력의 최대값을 5000(N/m3) 이상 13000(N/m3) 이하로 하는 것을 특징으로 하는 강의 연속주조방법.
  16. 제 11항에 있어서,
    상기 진동자계에 의해 구동되는 로렌츠력의 최대값을 5000(N/m3) 이상 13000(N/m3) 이하로 하는 것을 특징으로 하는 강의 연속주조방법.
  17. 제 12항에 있어서,
    상기 진동자계에 의해 구동되는 로렌츠력의 최대값을 5000(N/m3) 이상 13000(N/m3) 이하로 하는 것을 특징으로 하는 강의 연속주조방법.
  18. 제 13항에 있어서,
    상기 진동자계에 의해 구동되는 로렌츠력의 최대값을 5000(N/m3) 이상 13000(N/m3) 이하로 하는 것을 특징으로 하는 강의 연속주조방법.
  19. 제 14항에 있어서,
    상기 진동자계에 의해 구동되는 로렌츠력의 최대값을 5000(N/m3) 이상 13000(N/m3) 이하로 하는 것을 특징으로 하는 강의 연속주조방법.
  20. 제 1항 내지 제 3항 중 어느 한 항에 있어서,
    상기 주형 내의 미응고 용강의 유속을 V(m/s)로 하고, 상기 진동자계에 의해 구동되는 로렌츠력의 최대값을 Fmax(N/m3)으로 할 때, V × Fmax가 3000(N/(s·m2)) 이상으로 되도록 조정하는 것을 특징으로 하는 강의 연속주조방법.
  21. 제 11항에 있어서,
    상기 주형 내의 미응고 용강의 유속을 V(m/s)로 하고, 상기 진동자계에 의해 구동되는 로렌츠력의 최대값을 Fmax(N/m3)으로 할 때, V × Fmax가 3000(N/(s·m2)) 이상으로 되도록 조정하는 것을 특징으로 하는 강의 연속주조방법.
  22. 제 12항에 있어서,
    상기 주형 내의 미응고 용강의 유속을 V(m/s)로 하고, 상기 진동자계에 의해 구동되는 로렌츠력의 최대값을 Fmax(N/m3)으로 할 때, V × Fmax가 3000(N/(s·m2)) 이상으로 되도록 조정하는 것을 특징으로 하는 강의 연속주조방법.
  23. 제 13항에 있어서,
    상기 주형 내의 미응고 용강의 유속을 V(m/s)로 하고, 상기 진동자계에 의해 구동되는 로렌츠력의 최대값을 Fmax(N/m3)으로 할 때, V × Fmax가 3000(N/(s·m2)) 이상으로 되도록 조정하는 것을 특징으로 하는 강의 연속주조방법.
  24. 제 14항에 있어서,
    상기 주형 내의 미응고 용강의 유속을 V(m/s)로 하고, 상기 진동자계에 의해 구동되는 로렌츠력의 최대값을 Fmax(N/m3)으로 할 때, V × Fmax가 3000(N/(s·m2)) 이상으로 되도록 조정하는 것을 특징으로 하는 강의 연속주조방법.
  25. 제 15항에 있어서,
    상기 주형 내의 미응고 용강의 유속을 V(m/s)로 하고, 상기 진동자계에 의해 구동되는 로렌츠력의 최대값을 Fmax(N/m3)으로 할 때, V × Fmax가 3000(N/(s·m2)) 이상으로 되도록 조정하는 것을 특징으로 하는 강의 연속주조방법.
  26. 제 16항 내지 제19항 중 어느 한 항에 있어서,
    상기 주형 내의 미응고 용강의 유속을 V(m/s)로 하고, 상기 진동자계에 의해 구동되는 로렌츠력의 최대값을 Fmax(N/m3)으로 할 때, V × Fmax가 3000(N/(s·m2)) 이상으로 되도록 조정하는 것을 특징으로 하는 강의 연속주조방법.
KR1020057019223A 2003-04-11 2004-01-29 강의 연속주조방법 KR100764945B1 (ko)

Applications Claiming Priority (4)

Application Number Priority Date Filing Date Title
JPJP-P-2003-00108344 2003-04-11
JP2003108344A JP4348988B2 (ja) 2003-04-11 2003-04-11 鋼の連続鋳造方法
JPJP-P-2003-00117340 2003-04-22
JP2003117340A JP4539024B2 (ja) 2003-04-22 2003-04-22 鋼の連続鋳造方法

Publications (2)

Publication Number Publication Date
KR20060002968A KR20060002968A (ko) 2006-01-09
KR100764945B1 true KR100764945B1 (ko) 2007-10-08

Family

ID=33302200

Family Applications (1)

Application Number Title Priority Date Filing Date
KR1020057019223A KR100764945B1 (ko) 2003-04-11 2004-01-29 강의 연속주조방법

Country Status (5)

Country Link
US (1) US7448431B2 (ko)
EP (1) EP1623777B1 (ko)
KR (1) KR100764945B1 (ko)
DE (1) DE602004005978T2 (ko)
WO (1) WO2004091829A1 (ko)

Families Citing this family (7)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
CN101463411B (zh) * 2001-06-28 2011-05-25 新日本制铁株式会社 低碳钢板、低碳钢铸坯及其制造方法
JP2008168341A (ja) * 2006-12-04 2008-07-24 Heraeus Inc 鋳造強磁性合金の製造方法及びこれにより製造された鋳造強磁性合金
BR112014014324B1 (pt) * 2011-12-22 2018-07-03 Abb Ab Arranjo para um processo de fundição contínua e método para controle de fluxo de metal fundido em um vaso para um processo de fundição contínua
JP6379515B2 (ja) * 2014-02-25 2018-08-29 新日鐵住金株式会社 鋼の連続鋳造方法
CN107000049A (zh) * 2014-11-20 2017-08-01 Abb瑞士股份有限公司 金属制造过程中的电磁制动系统和控制熔融金属流动的方法
EP3415251A1 (en) * 2017-06-16 2018-12-19 ABB Schweiz AG Electromagnetic brake system and method of controlling an electromagnetic brake system
CN111842821B (zh) * 2020-07-30 2021-11-23 鼎镁新材料科技股份有限公司 一种铝合金流盘铸造的熔体电磁处理方法

Citations (3)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
JP2002028763A (ja) * 2000-07-10 2002-01-29 Kawasaki Steel Corp 金属の連続鋳造方法
JP2003103348A (ja) * 2001-02-20 2003-04-08 Kawasaki Steel Corp 鋼の連続鋳造方法及び設備
JP2003103349A (ja) * 2001-02-20 2003-04-08 Kawasaki Steel Corp 鋼の連続鋳造方法及び設備

Family Cites Families (25)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
FR2485411B1 (fr) 1980-06-27 1985-11-08 Siderurgie Fse Inst Rech Lingotiere de coulee continue electromagnetique de produits metalliques a section rectangulaire allongee
JPS61140355A (ja) 1984-12-12 1986-06-27 Kawasaki Steel Corp 鋳型内溶鋼流動制御用電磁装置
JPS61193755A (ja) 1985-02-25 1986-08-28 Toshiba Corp 電磁撹拌方法
JPS63119959A (ja) 1986-11-06 1988-05-24 Kawasaki Steel Corp 連続鋳造用浸漬ノズルの吐出流制御装置
JP2917223B2 (ja) 1989-04-14 1999-07-12 新日本製鐵株式会社 金属の凝固組織微細化鋳造方法
JP2726096B2 (ja) 1989-04-27 1998-03-11 川崎製鉄株式会社 静磁場を用いる鋼の連続鋳造方法
JPH0787974B2 (ja) 1990-03-09 1995-09-27 新日本製鐵株式会社 連続鋳造鋳型の電磁ブレーキ装置
JP2856960B2 (ja) 1991-10-04 1999-02-10 川崎製鉄株式会社 進行磁場と静磁場による鋼スラブの連続鋳造方法
JPH05154623A (ja) 1991-12-04 1993-06-22 Nippon Steel Corp 鋳型内溶鋼流動制御方法
JP3236422B2 (ja) 1992-10-16 2001-12-10 川崎製鉄株式会社 磁界を用いる鋼の連続鋳造方法
JP3067916B2 (ja) 1992-12-18 2000-07-24 新日本製鐵株式会社 溶融金属の流動制御装置
JPH06226409A (ja) 1993-02-04 1994-08-16 Nippon Steel Corp 高清浄鋼の連続鋳造方法
CA2163998C (en) 1994-03-29 2000-05-23 Hiroshi Harada Method of controlling flow in casting mold by using dc magnetic field
JPH0819841A (ja) 1994-07-04 1996-01-23 Nkk Corp 連続鋳造方法
JPH0819840A (ja) 1994-07-04 1996-01-23 Nkk Corp 連続鋳造方法
JPH09262650A (ja) 1996-03-28 1997-10-07 Nippon Steel Corp 連続鋳造における鋳型内流動制御方法および装置
JPH09262651A (ja) 1996-03-28 1997-10-07 Nippon Steel Corp 連続鋳造における非金属介在物の低減方法
JPH10305353A (ja) 1997-05-08 1998-11-17 Nkk Corp 鋼の連続鋳造方法
TW408184B (en) * 1997-09-29 2000-10-11 Kawasaki Steel Co Manufacturing method for producing Titanium killed steel with smooth surface texture
JP3896650B2 (ja) * 1997-09-29 2007-03-22 Ｊｆｅスチール株式会社 含Ｔｉ極低炭素鋼の製造方法
CA2279909C (en) 1997-12-08 2005-07-26 Nippon Steel Corporation Method for casting molten metal, apparatus for the same and cast slab
JP3692253B2 (ja) 1999-03-24 2005-09-07 新日本製鐵株式会社 鋼の連続鋳造方法
JP3937651B2 (ja) 1999-05-19 2007-06-27 Ｊｆｅスチール株式会社 鋼の連続鋳造方法および装置
CA2646757A1 (en) 2000-07-10 2002-01-10 Jfe Steel Corporation Method and apparatus for continuous casting of metals
JP3937961B2 (ja) * 2002-07-29 2007-06-27 Ｊｆｅスチール株式会社 鋼の連続鋳造方法

Patent Citations (3)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
JP2002028763A (ja) * 2000-07-10 2002-01-29 Kawasaki Steel Corp 金属の連続鋳造方法
JP2003103348A (ja) * 2001-02-20 2003-04-08 Kawasaki Steel Corp 鋼の連続鋳造方法及び設備
JP2003103349A (ja) * 2001-02-20 2003-04-08 Kawasaki Steel Corp 鋼の連続鋳造方法及び設備

Also Published As

Publication number Publication date
WO2004091829A1 (ja) 2004-10-28
DE602004005978D1 (de) 2007-05-31
US7448431B2 (en) 2008-11-11
EP1623777B1 (en) 2007-04-18
KR20060002968A (ko) 2006-01-09
EP1623777A4 (en) 2006-08-09
DE602004005978T2 (de) 2008-01-17
EP1623777A1 (en) 2006-02-08
US20070272388A1 (en) 2007-11-29

Similar Documents

Publication Publication Date Title
KR101261691B1 (ko) 강의 연속 주조 방법 및 그것에 이용하는 전자 교반 장치
US6712124B1 (en) Method and apparatus for continuous casting of metals
CN104107891B (zh) 板坯连铸结晶器电磁搅拌装置的电磁感应器
KR100764945B1 (ko) 강의 연속주조방법
JP4348988B2 (ja) 鋼の連続鋳造方法
CN101720262B (zh) 钢的连续铸造方法及铸模内钢水的流动控制装置
JP3697585B2 (ja) 鋼の連続鋳造方法及び設備
JP4539024B2 (ja) 鋼の連続鋳造方法
JP4263396B2 (ja) 鋼の連続鋳造方法及び設備
CA2096737C (en) Process of continuously casting steel slab using electromagnetic field
JP3697584B2 (ja) 鋼の連続鋳造方法及び設備
JP4591456B2 (ja) 鋼の連続鋳造方法
JP3937961B2 (ja) 鋼の連続鋳造方法
JP5429139B2 (ja) 鋼の連続鋳造方法
JP7151247B2 (ja) 薄スラブ連続鋳造の流動制御装置及び薄スラブの連続鋳造方法
JP5076465B2 (ja) 鋼の連続鋳造方法及び設備
JP2007118089A (ja) 鋼の連続鋳造方法
JP7436820B2 (ja) 連続鋳造方法
CA1148720A (en) Method of continuously casting metal
JP2003275849A (ja) 連続鋳造鋳片の製造方法
JP2000317593A (ja) 溶鋼の連続鋳造方法
JP2000225449A (ja) ステンレス鋼スラブの連続鋳造装置

Legal Events

Date Code Title Description
A201 Request for examination
E902 Notification of reason for refusal
E701 Decision to grant or registration of patent right
GRNT Written decision to grant
FPAY Annual fee payment

Payment date: 20120924

Year of fee payment: 6

FPAY Annual fee payment

Payment date: 20130924

Year of fee payment: 7

FPAY Annual fee payment

Payment date: 20141001

Year of fee payment: 8

FPAY Annual fee payment

Payment date: 20150918

Year of fee payment: 9

FPAY Annual fee payment

Payment date: 20160921

Year of fee payment: 10

FPAY Annual fee payment

Payment date: 20170919

Year of fee payment: 11

FPAY Annual fee payment

Payment date: 20180903

Year of fee payment: 12