KR101250101B1

KR101250101B1 - 강의 연속 주조 방법 및 강판의 제조 방법

Info

Publication number: KR101250101B1
Application number: KR1020127023347A
Authority: KR
Inventors: 유지 미키; 다케시 무라이; 히로유키 오노
Original assignee: 제이에프이 스틸 가부시키가이샤
Priority date: 2010-03-10
Filing date: 2011-03-09
Publication date: 2013-04-03
Also published as: RU2012143204A; CN102791400A; US20130233505A1; CN102791400B; EP2546008A4; KR20120120410A; EP2546008B1; US8596334B2; RU2520891C2; WO2011111858A1; EP2546008A1

Abstract

각각 1 쌍의 상부 자극과 하부 자극을 구비함과 함께, 용강 토출 각도가 10 ° 이상 30 ° 미만인 침지 노즐을 구비한 연속 주조기를 사용하여, 상기 상부 자극과 하부 자극에 각각 인가되는 직류 자계에 의해 용강류를 제동하면서, 극저 탄소강을 연속 주조하는 방법으로서, 극저 탄소강의 화학 성분을, 응고 쉘 전면의 농도 경계층 중의 계면 장력 구배를 고려한 특정한 범위로 조정함과 함께, 주조하는 슬래브 폭 및 주조 속도에 따라, 상부 자극과 하부 자극에 각각 인가하는 직류 자계의 강도를 최적화함으로써, 기포나 비금속 개재물, 몰드 플럭스의 혼입에 의한 결함이 적은 고품질의 주편을 얻을 수 있는 극저 탄소강의 연속 주조 방법을 제공한다.

Description

강의 연속 주조 방법 및 강판의 제조 방법 {METHOD FOR CONTINUOUSLY CASTING STEEL AND PROCESS FOR PRODUCING STEEL SHEET}

본 발명은, 전자력에 의해 주형 내의 용강 유동을 제어하면서 용강을 주조하는 강의 연속 주조 방법과, 이 연속 주조 방법으로 주조된 주편 (鑄片) 을 사용한 강판의 제조 방법에 관한 것이다.

전강의 연속 주조에서는, 턴디시 내로 들어간 용강이, 턴디시 저부에 접속된 침지 노즐을 통해서 연속 주조용 주형 내에 주입된다. 이 경우, 침지 노즐의 토출 구멍으로부터 주형 내로 토출되는 용강류에, 알루미나 클러스터 등의 비금속 개재물이나, 상부 노즐의 내벽면으로부터 취입된 불활성 가스 (알루미나 등의 부착·퇴적에 의한 노즐 폐색을 방지하기 위해서 취입되는 불활성 가스) 의 기포가 수반되는데, 이것이 응고 쉘에 포착되면, 제품 결함 (개재 물성 결함, 기포성 결함) 이 된다. 또, 메니스커스에 이른 용강 상승류에 몰드 플럭스 (몰드 파우더) 가 혼입되고, 이것도 응고 쉘에 포착됨으로써 제품 결함이 된다.

종래, 용강 중의 비금속 개재물, 몰드 플럭스, 기포가 응고 쉘에 포착되어 제품 결함이 되는 것을 방지하기 위해서, 주형 내에서 용강류에 자계를 인가하고, 자계에 의한 전자기력을 이용하여 용강의 유동을 제어하는 것이 실시되고 있고, 이 기술에 관하여 수많은 제안이 이루어지고 있다.

예를 들어, 특허문헌 1 에는, 주형 장변부를 사이에 두고 대향하는 1 쌍의 상부 자극과 1 쌍의 하부 자극에 각각 인가되는 직류 자계에 의해 용강류를 제동하는 방법이 개시되어 있다. 이 방법은, 침지 노즐의 토출구로부터 토출된 후, 상승류와 하강류로 나누어지는 용강류 중, 하강류를 하부의 직류 자계에서 제동하고, 상승류를 상부의 직류 자계에서 제동함으로써, 용강류에 수반하는 비금속 개재물이나 몰드 플럭스가 응고 쉘에 포착되지 않도록 하는 것이다.

또, 특허문헌 2 에는, 특허문헌 1 과 동일하게 주형 장변부를 사이에 두고 대향하는 1 쌍의 상부 자극과 1 쌍의 하부 자극에 각각 인가되는 직류 자계에 의해 용강류를 제동함과 함께, 상부 자극 또는 하부 자극에 교류 자계를 중첩하여 인가하는 방법이 개시되어 있다. 이 방법은, 특허문헌 1 과 동일한 직류 자계에 의한 용강류의 제동을 실시함과 함께, 교류 자계에 의한 용강의 교반에 의해, 응고 쉘 계면에서의 비금속 개재물 등의 세정 효과를 얻고자 하는 것이다.

또한, 특허문헌 3 에는, 주형 장변부를 사이에 두고 대향하는 1 쌍의 상부 자극과 1 쌍의 하부 자극에 각각 인가되는 직류 자계에 의해 용강류를 제동하는 방법에 있어서, 직류 자계의 강도, 상부 전극과 하부 전극의 직류 자계의 강도비를 특정한 수치 범위로 하는 방법이 개시되어 있다.

또, 특허문헌 4, 5 에는, 응고 쉘 전면에서의 용강 중의 C, S, N, O 의 농도 구배에 의한 표면 장력을 제어함으로써, 즉, 표면 장력이 소정값 이하가 되도록 용강 중의 C, S, N, O 의 농도를 조정함으로써, 기포의 응고 쉘에 대한 포착을 억제하는 연속 주조 방법이 개시되어 있다.

일본 공개특허공보 평3-142049호 일본 공개특허공보 평10-305353호 일본 공개특허공보 2008-200732호 일본 공개특허공보 2003-205349호 일본 공개특허공보 2003-251438호

최근, 자동차 외판용 강판의 품질 엄격화에 수반하여, 지금까지 문제가 되지 않았던 미소한 기포나 비금속 개재물, 몰드 플럭스의 혼입에서 기인되는 결함이 문제시되게 되었고, 특허문헌 1 ∼ 3 에 나타내는 바와 같은 연속 주조 방법에서는, 그러한 엄격한 품질 요구에 충분히 대응할 수 없다. 특히, 합금화 용융 아연 도금 강판은, 용융 도금 후, 가열하여 모재 강판의 철성분을 아연 도금층에 확산시키는 것으로, 모재 강판의 표층 성상이 합금화 용융 아연 도금층의 품질에 크게 영향을 미친다. 즉, 모재 강판의 표층에 기포성 결함이나 개재 물성 결함 혹은 몰드 플럭스성 결함이 있으면, 작은 결함이어도 도금층의 두께에 불균일이 발생하고, 그것이 표면에 줄무늬상의 결함으로 나타나, 자동차 외판 등과 같은 품질 요구가 엄격한 용도에는 사용할 수 없게 된다.

또, 특허문헌 4 및 특허문헌 5 에서는, 알루미나 클러스터 등과 같은 비금속 개재물의 응고 쉘에 대한 포착에 관해서는, 전혀 검토되어 있지 않다. 또, 용강 성분에 따라 기포의 응고 쉘에 대한 포착이 좌우되는 것은 시사되는데, 기포의 포착과 용강-응고 쉘 계면에서의 용강 유속의 관계가 밝혀져 있지 않아, 기포의 포착을 정량적으로 파악할 수 없다. 이것은, 실제의 주형 내에 있어서는, C, S, N, O 의 농도 분포에 의한 표면 장력 (= 응고 쉘에 대한 포착력) 과 동시에, 용강 유속에 의한 항력도 작용하고 있어, 응고 쉘에 대한 기포나 비금속 개재물의 포착을 검토하는 경우에는, 용강-응고 쉘 계면에서의 용강 유속에 의한 항력도 고려해야 하기 때문이다.

따라서 본 발명의 목적은, 상기와 같은 종래 기술의 과제를 해결하고, 전자력을 이용하여 주형 내의 용강 유동을 제어함으로써, 종래 문제로 여겨져 온 비금속 개재물이나 몰드 플럭스에 의한 결함뿐만 아니라, 미소한 기포나 비금속 개재물, 몰드 플럭스의 혼입에 의한 결함이 적은 고품질의 주편을 얻을 수 있는 극저 탄소강의 연속 주조 방법을 제공하는 것에 있다.

본 발명자들은, 상기 과제를 해결하기 위해서, 전자력을 이용하여 주형 내의 용강 유동을 제어할 때의 여러가지 주조 조건을 검토한 결과, 주형 장변부를 사이에 두고 대향하는 1 쌍의 상부 자극과 1 쌍의 하부 자극에 각각 인가되는 직류 자계에 의해 용강류를 제동하면서, 극저 탄소강의 연속 주조를 실시하는 방법에 있어서, 극저 탄소강의 화학 성분을, 응고 쉘 전면의 농도 경계층 중의 계면 장력 구배를 고려한 특정한 범위로 조정함과 함께, 주조하는 슬래브 폭 및 주조 속도에 따라, 상부 자극과 하부 자극에 각각 인가하는 직류 자계의 강도를 최적화함으로써, 주형 내의 용강을, 비금속 개재물이나 기포가 응고 쉘에 포착되지 않고 또한 몰드 파우더 혼입을 발생시키지 않는 적정한 유동 상태로 할 수 있고, 이로써, 종래 문제로 여겨져 온 비금속 개재물이나 몰드 플럭스에 의한 결함뿐만 아니라, 미소한 기포나 비금속 개재물, 몰드 플럭스에 의한 결함이 적은 고품질의 주편이 얻어지는 것을 알아내었다. 또, 그러한 연속 주조에 있어서 보다 고품질인 주편을 얻기 위해서, 침지 노즐의 노즐 침지 깊이나 노즐 내경, 슬래브 두께 등에 최적 범위가 있고, 그 범위에 있어서 발명의 효과가 가장 발현되기 쉬운 것을 알 수 있었다.

상부 자극과 하부 자극에 각각 인가되는 직류 자계에 의해 주형 내의 용강 유동을 제어하면서 슬래브를 연속 주조함으로써, 몰드 플럭스의 혼입에서 기인되는 몰드 플럭스성 결함을 방지할 수 있음과 함께, 비교적 큰 사이즈 (통상, 1 ㎜φ 이상) 의 기포나 비금속 개재물에 의한 결함을 방지할 수 있다. 그러나, 이 연속 주조법에서는, 보다 미소한 기포나 비금속 개재물이 응고 쉘에 포착되는 것을 확실하게 방지하기는 어려워, 이와 같은 미소 기포나 개재물의 혼입에서 기인되는 표면 결함이 발생할 우려가 있다. 이에 대하여, 상기와 같이 극저 탄소강의 화학 성분을, 응고 쉘 전면의 농도 경계층 중의 계면 장력 구배를 고려한 특정한 범위로 조정함과 함께, 주조하는 슬래브 폭 및 주조 속도에 따라, 상부 자극과 하부 자극에 각각 인가하는 직류 자계의 강도를 최적화함으로써, 미소한 기포나 비금속 개재물이 응고 쉘에 포착되는 것을 억제할 수 있다. 이상에 의해, 몰드 플럭스의 혼입을 방지함과 함께, 기포나 비금속 개재물의 대소를 불문하고 응고 쉘에 대한 포착을 방지할 수 있어, 기포 및 비금속 개재물이나 몰드 플럭스의 혼입에서 기인한 표면 결함이 매우 적은 고품질의 강판을 제조할 수 있다.

또한, 이상과 같은 연속 주조법으로 주조된 슬래브를 압연하여 얻어진 열연 강판을, 특정한 조건으로 산세 및 냉간 압연함으로써, 블리스터가 매우 적은 고품질의 강판을 제조할 수 있는 것을 알 수 있었다.

본 발명은, 이들의 지견에 기초하여 이루어진 것으로, 이하를 요지로 하는 것이다.

[1] 주형 외측에, 주형 장변부를 사이에 두고 대향하는 1 쌍의 상부 자극과 1 쌍의 하부 자극을 구비함과 함께, 용강 토출 구멍의 수평 방향으로부터 하방향의 용강 토출 각도가 10 ° 이상 30 ° 미만인 침지 노즐을 구비하고, 상기 상부 자극의 자장의 피크 위치와 상기 하부 자극의 자장의 피크 위치 사이에 상기 용강 토출 구멍이 위치하는 연속 주조기를 사용하여, 상기 1 쌍의 상부 자극과 1 쌍의 하부 자극에 각각 인가되는 직류 자계에 의해 용강류를 제동하면서, C 를 0.003 질량％ 이하 함유하는 극저 탄소강의 연속 주조를 실시하는 방법으로서,

하기 (1) 식으로 정의되는 X 값이 X ≤ 5000 이하를 만족하는 화학 성분을 갖는 용강을,

X = 24989 × [％Ti] ＋ 386147 × [％S] ＋ 853354 × [％O] … (1)

단 [％Ti]：용강 중의 Ti 함유량 (질량％),

[％S]：용강 중의 S 함유량 (질량％),

[％O]：용강 중의 O 함유량 (질량％)

주조 속도를 0.75 m/분 이상으로 하고, 또한 하기 조건 (가), (나) 에 따라 연속 주조를 실시하는 것을 특징으로 하는 강의 연속 주조 방법.

·조건 (가)：주조하는 슬래브 폭과 주조 속도가 하기 (a) ∼ (i) 인 경우에는, 상부 자극에 인가하는 직류 자계의 강도를 0.03 ∼ 0.15 T, 하부 자극에 인가하는 직류 자계의 강도를 0.24 ∼ 0.45 T 로 한다.

(a) 슬래브 폭 950 ㎜ 미만이고 또한 주조 속도 2.05 m/분 미만,

(b) 슬래브 폭 950 ㎜ 이상 1050 ㎜ 미만이고 또한 주조 속도 2.25 m/분 미만,

(c) 슬래브 폭 1050 ㎜ 이상 1350 ㎜ 미만이고 또한 주조 속도 2.35 m/분 미만,

(d) 슬래브 폭 1350 ㎜ 이상 1450 ㎜ 미만이고 또한 주조 속도 2.25 m/분 미만,

(e) 슬래브 폭 1450 ㎜ 이상 1650 ㎜ 미만이고 또한 주조 속도 2.15 m/분 미만,

(f) 슬래브 폭 1650 ㎜ 이상 1750 ㎜ 미만이고 또한 주조 속도 2.05 m/분 미만,

(g) 슬래브 폭 1750 ㎜ 이상 1850 ㎜ 미만이고 또한 주조 속도 1.95 m/분 미만,

(h) 슬래브 폭 1850 ㎜ 이상 1950 ㎜ 미만이고 또한 주조 속도 1.85 m/분 미만,

(i) 슬래브 폭 1950 ㎜ 이상 2150 ㎜ 미만이고 또한 주조 속도 1.75 m/분 미만

·조건 (나)：주조하는 슬래브 폭과 주조 속도가 하기 (j) ∼ (s) 인 경우에는, 상부 자극에 인가하는 직류 자계의 강도를 0.15 초과 ∼ 0.30 T, 하부 자극에 인가하는 직류 자계의 강도를 0.24 ∼ 0.45 T 로 한다.

(j) 슬래브 폭 950 ㎜ 미만이고 또한 주조 속도 2.05 m/분 이상 3.05 m/분 이하,

(k) 슬래브 폭 950 ㎜ 이상 1050 ㎜ 미만이고 또한 주조 속도 2.25 m/분 이상 3.05 m/분 이하,

(l) 슬래브 폭 1050 ㎜ 이상 1350 ㎜ 미만이고 또한 주조 속도 2.35 m/분 이상 3.05 m/분 이하,

(m) 슬래브 폭 1350 ㎜ 이상 1450 ㎜ 미만이고 또한 주조 속도 2.25 m/분 이상 3.05 m/분 이하,

(n) 슬래브 폭 1450 ㎜ 이상 1550 ㎜ 미만이고 또한 주조 속도 2.15 m/분 이상 3.05 m/분 이하,

(o) 슬래브 폭 1550 ㎜ 이상 1650 ㎜ 미만이고 또한 주조 속도 2.15 m/분 이상 2.85 m/분 이하,

(p) 슬래브 폭 1650 ㎜ 이상 1750 ㎜ 미만이고 또한 주조 속도 2.05 m/분 이상 2.65 m/분 이하,

(q) 슬래브 폭 1750 ㎜ 이상 1850 ㎜ 미만이고 또한 주조 속도 1.95 m/분 이상 2.55 m/분 이하,

(r) 슬래브 폭 1850 ㎜ 이상 1950 ㎜ 미만이고 또한 주조 속도 1.85 m/분 이상 2.55 m/분 이하,

(s) 슬래브 폭 1950 ㎜ 이상 2150 ㎜ 미만이고 또한 주조 속도 1.75 m/분 이상 2.55 m/분 이하

[2] 상기 [1] 의 연속 주조법으로 주조된 슬래브를 열간 압연하여 열연 강판으로 하고, 그 열연 강판을 산세한 후, 냉간 압연할 때에, 하기 (1a) 식을 만족하도록, 시간 (t) 또는/및 강판의 최고 표면 온도 (T) 를 제어하는 것을 특징으로 하는 강판의 제조 방법.

Hc/Ho ＞ exp｛-0.002 × (T ＋ t/100)｝ … (1a)

단 Ho：산세 종료 직후의 강판 중의 수소 농도 (질량 ppm)

Hc：냉간 압연 조건에 의해 정해지는, 블리스터에 의한 표면 품질 불량이 발생하는 냉간 압연 직전의 강판 중의 임계 수소 농도 (질량 ppm)

t：산세 종료 후, 냉간 압연 개시까지의 시간 (초)

T：산세 종료 후, 냉간 압연 개시 전에 있어서의 강판의 최고 표면 온도 (T) (K) (단, 이 강판 표면 온도는, 산세 종료 후, 냉간 압연 전에 강판을 가열한 경우의 강판 표면 온도를 포함한다)

[3] 상기 [1] ∼ [2] 중 어느 하나의 연속 주조 방법 또는 강판의 제조 방법에 있어서, 침지 노즐의 노즐 침지 깊이를 230 ∼ 290 ㎜ 로 하는 것을 특징으로 하는 강의 연속 주조 방법 또는 강판의 제조 방법.

[4] 상기 [1] ∼ [3] 중 어느 하나의 연속 주조 방법 또는 강판의 제조 방법에 있어서, 침지 노즐의 노즐 내경 (단, 용강 토출 구멍의 형성 위치에서의 노즐 내경) 을 70 ∼ 90 ㎜ 로 하는 것을 특징으로 하는 강의 연속 주조 방법 또는 강판의 제조 방법.

[5] 상기 [1] ∼ [4] 중 어느 하나의 연속 주조 방법 또는 강판의 제조 방법에 있어서, 침지 노즐의 각 용강 토출 구멍의 개구 면적을 3600 ∼ 8100 ㎟ 로 하는 것을 특징으로 하는 강의 연속 주조 방법 또는 강판의 제조 방법.

[6] 상기 [1] ∼ [5] 중 어느 하나의 연속 주조 방법 또는 강판의 제조 방법에 있어서, 주형 내의 용강은, 표면 난류 에너지가 0.0010 ∼ 0.0015 ㎡/s², 표면 유속이 0.30 m/s 이하, 용강-응고 쉘 계면에서의 유속이 0.08 ∼ 0.15 m/s 인 것을 특징으로 하는 강의 연속 주조 방법 또는 강판의 제조 방법.

[7] 상기 [6] 의 연속 주조 방법 또는 강판의 제조 방법에 있어서, 주형 내의 용강은, 표면 유속이 0.05 ∼ 0.30 m/s 인 것을 특징으로 하는 강의 연속 주조 방법 또는 강판의 제조 방법.

[8] 상기 [6] 또는 [7] 의 연속 주조 방법 또는 강판의 제조 방법에 있어서, 주형 내의 용강은, 용강-응고 쉘 계면에서의 유속 A 와 표면 유속 B 의 비 A/B 가 1.0 ∼ 2.0 인 것을 특징으로 하는 강의 연속 주조 방법 또는 강판의 제조 방법.

[9] 상기 [6] ∼ [8] 중 어느 하나의 연속 주조 방법 또는 강판의 제조 방법에 있어서, 주형 내의 용강은, 용강-응고 쉘 계면에서의 기포 농도가 0.008 ㎏/㎥ 이하인 것을 특징으로 하는 강의 연속 주조 방법 또는 강판의 제조 방법.

[10] 상기 [9] 의 연속 주조 방법 또는 강판의 제조 방법에 있어서, 주조되는 슬래브 두께가 220 ∼ 300 ㎜, 침지 노즐의 내벽면으로부터의 불활성 가스 취입량이 3 ∼ 25 NL/분인 것을 특징으로 하는 강의 연속 주조 방법 또는 강판의 제조 방법.

[11] 상기 [2] ∼ [10] 중 어느 하나의 강판의 제조 방법에 있어서, 산세 후, 냉간 압연 전의 열연 강판을, 산세 종료 직후의 강판 온도보다 높은 온도로 가열하는 것을 특징으로 하는 강판의 제조 방법.

본 발명의 강의 연속 주조 방법에 의하면, 극저 탄소강의 화학 성분을, 응고 쉘 전면의 농도 경계층 중의 계면 장력 구배를 고려한 특정한 범위로 조정함과 함께, 주조하는 슬래브 폭 및 주조 속도에 따라, 상부 자극과 하부 자극에 각각 인가하는 직류 자계의 강도를 최적화함으로써, 종래 문제로 여겨져 온 비금속 개재물이나 몰드 플럭스에 의한 결함뿐만 아니라, 미소한 기포나 비금속 개재물에 의한 결함이 적은 고품질의 주편을 얻을 수 있다.

또, 특히, 침지 노즐의 노즐 침지 깊이, 노즐 내경, 용강 토출 구멍의 개구 면적을 최적화함으로써, 보다 고품질인 주편을 얻을 수 있다.

또, 본 발명의 강판의 제조 방법에 의하면, 블리스터가 매우 적은 고품질의 강판을 제조할 수 있다.

도 1 은, 본 발명의 실시에 제공되는 연속 주조기의 주형 및 침지 노즐의 일 실시형태를 나타내는 종단면도이다.
도 2 는, 도 1 의 실시형태에 있어서의 주형 및 침지 노즐의 수평 단면도이다.
도 3 은, 침지 노즐의 용강 토출 각도와 표면 결함의 발생률 (결함 지수) 의 관계를 나타내는 그래프이다.
도 4 는, 용강의 X 값과, 용강-응고 쉘 계면에서의 용강 유속과, 응고 쉘에 대한 비금속 개재물의 포착률의 관계를 나타내는 그래프이다.
도 5 는, 본 발명법에 있어서, 침지 노즐의 노즐 침지 깊이의 영향 (몰드 플럭스성 결함 및 기포성 결함에 미치는 영향) 을 나타내는 그래프이다.
도 6 은, 본 발명법에 있어서, 침지 노즐의 노즐 내경의 영향 (몰드 플럭스성 결함에 미치는 영향) 을 나타내는 그래프이다.
도 7 은, 본 발명법에 있어서, 침지 노즐의 각 용강 토출 구멍의 개구 면적의 영향 (몰드 플럭스성 결함 및 기포성 결함에 미치는 영향) 을 나타내는 그래프이다.
도 8 은, 주형 내의 용강의 표면 난류 에너지, 응고 계면 유속 (용강-응고 쉘 계면에서의 유속), 표면 유속 및 응고 계면 기포 농도 (용강-응고 쉘 계면에서의 기포 농도) 를 설명하기 위한 개념도이다.
도 9 는, 주형 내의 용강의 표면 난류 에너지와 표면 결함률 (결함 개수) 의 관계를 나타내는 그래프이다.
도 10 은, 주형 내의 용강의 표면 유속과 표면 결함률 (결함 개수) 의 관계를 나타내는 그래프이다.
도 11 은, 주형 내의 용강의 응고 계면 유속 (용강-응고 쉘 계면에서의 유속) 과 표면 결함률 (결함 개수) 의 관계를 나타내는 그래프이다.
도 12 는, 주형 내의 용강의 응고 계면 유속 A 와 표면 유속 B 의 비 A/B 와 표면 결함률 (결함 개수) 의 관계를 나타내는 그래프이다.
도 13 은, 주형 내의 용강의 응고 계면 기포 농도 (용강-응고 쉘 계면에서의 기포 농도) 와 표면 결함률 (결함 개수) 의 관계를 나타내는 그래프이다.
도 14 는, 열연 강판의 산세 감량과 산세 종료 직후의 강판 중의 수소 농도 (Ho) 의 관계를 나타내는 그래프이다.
도 15 는, Ho 를 산세 종료 직후에 있어서의 열연 강판 중의 수소 농도, T₀ 를 동일하게 강판 표면 온도로 한 경우, Ho·exp｛-0.002 × (T₀ ＋ t₁/100)｝와 산세 종료로부터 시간 (t₁) 을 경과한 시점에서의 강판 중의 수소 농도 (H₁) 의 관계를 나타내는 그래프이다.
도 16 은, 냉간 압연 직전의 강판 중의 수소 농도 (H) 와 블리스터 결함 발생 개수의 관계를, 냉간 압연의 마무리 판 두께로 정리하여 나타내는 그래프이다.

본 발명의 연속 주조 방법은, 주형 외측 (주형 측벽의 배면) 에, 주형 장변부를 사이에 두고 대향하는 1 쌍의 상부 자극과 1 쌍의 하부 자극을 구비함과 함께, 용강 토출 구멍의 수평 방향으로부터 하방향의 용강 토출 각도 (α) 가 10 ° 이상 30 ° 미만인 침지 노즐을 구비하고, 상기 상부 자극의 자장의 피크 위치와 상기 하부 자극의 자장의 피크 위치 사이에 상기 용강 토출 구멍이 위치하는 연속 주조기를 사용하여, 상기 1 쌍의 상부 자극과 1 쌍의 하부 자극에 각각 인가되는 직류 자계에 의해 용강류를 제동하면서, 극저 탄소강의 연속 주조를 실시하는 것이다.

상기와 같은 연속 주조 방법에 있어서, 본 발명자가 수치 시뮬레이션 등에 의해 검토한 결과, 기포성 결함, 개재 물성 결함 및 몰드 플럭스성 결함의 발생에 관여하는 인자 (1 차 인자) 로는, 표면 난류 에너지 (표면 근방에서의 와류의 발생에 관여), 용강-응고 쉘 계면 (이하, 간단히 「응고 계면」이라고 하는 경우가 있다) 의 용강 유속 (이하, 간단히 「응고 계면 유속」이라고 하는 경우가 있다), 표면 유속이 있고, 이들이 결함 발생에 영향을 미치고 있는 것을 알 수 있었다. 또 특히, 표면 유속, 표면 난류 에너지는, 몰드 플럭스의 혼입에 영향을 미치고, 응고 계면 유속은 기포성 결함이나 개재 물성 결함에 영향을 미치는 것을 알 수 있었다. 그리고, 이들의 지견에 기초하여, 인가되는 상부 직류 자계, 하부 직류 자계의 각각 작용에 대해 검토한 결과, 이하의 점이 분명해졌다.

(1) 상부 전극에 직류 자계를 작용시키면 용강의 상승류 (용강 토출 구멍으로부터의 기류가 몰드 단변과 충돌하여 반전함으로써 발생하는 상승류) 가 제동되어, 표면 유속 및 표면 난류 에너지를 저감시킬 수 있다. 단, 이와 같은 직류 자계만으로는, 표면 유속, 표면 난류 에너지 및 응고 계면 유속을 이상적 상태로 컨트롤할 수 없다.

(2) 상기 점으로부터, 상부 자극에 있어서 직류 자계를 인가하는 것은, 기포성 결함·개재 물성 결함과 몰드 플럭스성 결함의 양방을 방지하는 데에 유효한 것으로 생각되는데, 단순히 직류 자계를 인가한 것 만으로는 충분한 효과는 얻어지지 않고, 주조 조건 (주조하는 슬래브 폭, 주조 속도), 상부 자극과 하부 자극에 각각 인가하는 직류 자계의 인가 조건이 서로 관련되어, 그것들에 최적 범위가 존재한다.

(3) 특히, 미세한 비금속 개재물 등이 응고 쉘에 포착되는 것을 방지하기 위해서는, 용강의 화학 성분을, 용강-응고 쉘 계면에 있어서 비금속 개재물 등이 응고 쉘에 잘 포착되지 않는 성분 범위 (즉, 응고 쉘 전면의 농도 경계층 중의 계면 장력 구배를 고려한 특정한 범위) 로 조정하고, 게다가, 상기와 같은 직류 자계 강도의 최적화에 따라 응고 계면 유속을 적정화하여, 용강류에 의한 세정 효과를 얻는 것이 필요하다.

본 발명은 이와 같은 지견에 기초하여, 하기 조건 (A), (B) 에 의해 극저 탄소강의 연속 주조를 실시하는 것으로, 이로써, 기포성 결함·개재 물성 결함과 몰드 플럭스성 결함의 발생을 모두 효과적으로 억제하는 것을 가능하게 한 것이다.

·조건 (A)：용강 (극저 탄소강) 의 화학 성분을, 응고 쉘 전면의 농도 경계층 중의 계면 장력 구배를 고려한 특정한 범위로 조정한다.

·조건 (B)：주조하는 슬래브 폭 및 주조 속도에 따라, 상부 자극과 하부 자극에 각각 인가하는 직류 자계의 강도를 최적화한다.

도 1 및 도 2 는, 본 발명의 실시에 제공되는 연속 주조기의 주형 및 침지 노즐의 일 실시형태를 나타내는 것으로, 도 1 은 주형 및 침지 노즐의 종단면도, 도 2 는 동일하게 수평 단면도 (도 1 의 II-II 선을 따른 단면도) 이다.

도면에 있어서, 1 은 주형이고, 이 주형 (1) 은 주형 장변부 (10) (주형 측벽) 와 주형 단변부 (11) (주형 측벽) 에 의해 수평 단면 사각형 형상 상태로 구성되어 있다.

2 는 침지 노즐이고, 이 침지 노즐 (2) 을 통해서 주형 (1) 의 상방에 설치된 턴디시 (도시 생략) 내의 용강을 주형 (1) 내에 주입한다. 이 침지 노즐 (2) 은, 통형상의 노즐 본체의 하단에 저부 (21) 를 가짐과 함께, 이 저부 (21) 의 바로 윗쪽의 측벽부에, 양 주형 단변부 (11) 와 대향하도록 1 쌍의 용강 토출 구멍 (20) 이 관통 형성되어 있다.

용강 중의 알루미나 등의 비금속 개재물이 침지 노즐 (2) 의 내벽면에 부착·퇴적하여 노즐 폐색을 일으키는 것을 방지하기 위해, 침지 노즐 (2) 의 노즐 본체 내부나 상부 노즐 (도시 생략) 의 내부에 형성된 가스 유로에 Ar 가스 등의 불활성 가스가 도입되고, 이 불활성 가스가 노즐 내벽면으로부터 노즐 내로 취입된다.

턴디시로부터 침지 노즐 (2) 에 유입된 용강은, 침지 노즐 (2) 의 1 쌍의 용강 토출 구멍 (20) 으로부터 주형 (1) 내로 토출된다. 토출된 용강은, 주형 (1) 내에서 냉각되어 응고 쉘 (5) 을 형성하고, 주형 (1) 의 하방으로 연속적으로 인발 (引拔) 되어 주편이 된다. 주형 (1) 내의 메니스커스 (6) 에는, 용강의 보온제 및 응고 쉘 (5) 과 주형 (1) 의 윤활제로서 몰드 플럭스가 첨가된다.

또, 침지 노즐 (2) 의 내벽면이나 상부 노즐의 내부로부터 취입된 불활성 가스의 기포는, 용강 토출 구멍 (20) 으로부터 용강과 함께 주형 (1) 내로 토출된다.

주형 (1) 의 외측 (주형 측벽의 배면) 에는, 주형 장변부를 사이에 두고 대향하는 1 쌍의 상부 자극 (3a, 3b) 과 1 쌍의 하부 자극 (4a, 4b) 이 형성되고, 이들 상부 자극 (3a, 3b) 과 하부 자극 (4a, 4b) 은, 각각 주형 장변부 (10) 의 폭 방향에 있어서, 그 전체 폭을 따르도록 배치되어 있다.

상부 자극 (3a, 3b) 과 하부 자극 (4a, 4b) 은, 주형 (1) 의 상하 방향에 있어서, 상부 자극 (3a, 3b) 의 자장의 피크 위치 (상하 방향에서의 피크 위치：통상적으로는 상부 자극 (3a, 3b) 의 상하 방향 중심 위치) 와 하부 자극 (4a, 4b) 의 자장의 피크 위치 (상하 방향에서의 피크 위치：통상적으로는 하부 자극 (4a, 4b) 의 상하 방향 중심 위치) 사이에 용강 토출 구멍 (20) 이 위치하도록 배치된다. 또, 1 쌍의 상부 자극 (3a, 3b) 은, 통상, 메니스커스 (6) 를 커버하는 위치에 배치된다.

침지 노즐 (2) 의 용강 토출 구멍 (20) 으로부터 주형 단변부 방향으로 토출된 용강은, 주형 단변부 (11) 의 전면에 생성된 응고 쉘 (5) 에 충돌하여 하강류와 상승류로 나누어진다. 상기 1 쌍의 상부 자극 (3a, 3b) 과 1 쌍의 하부 자극 (4a, 4b) 에는, 각각 직류 자계가 인가되는데, 이들 자극에 의한 기본적인 작용은, 직류 자계 중을 이동하는 용강에 작용하는 전자기력을 이용하여, 상부 자극 (3a, 3b) 에 인가되는 직류 자계에 의해 용강 상승류를 제동 (감속시키고) 하고, 하부 자극 (4a, 4b) 에 인가되는 직류 자계에 의해 용강 하강류를 제동 (감속시키는) 하는 것이다.

본 발명법에서는, 용강 토출 구멍 (20) 으로부터의 용강 토출 각도 (α), 즉 수평 방향으로부터 하방향의 용강 토출 각도 (α) 가 10 ° 이상 30 ° 미만인 침지 노즐을 사용한다. 용강 토출 각도 (α) 가 10 ° 미만에서는, 상부 자극 (3a, 3b) 의 직류 자계에 의해 용강 상승류를 제동해도, 용강 표면의 흐트러짐을 적절하게 제어하지 못하여, 몰드 플럭스의 혼입을 일으켜 버린다. 이에 대하여, 용강 토출 각도 (α) 가 커지면, 비금속 개재물이나 기포가 용강 하강류에 의해 주형 하방으로 옮겨져 응고 쉘에 포착되기 쉬워지고, 한편으로, 용강 토출 각도 (α) 가 30 ° 미만에서는, 본 발명법에 의한 직류 자장 제어에 의해 용강류를 최적화할 수 있는 것을 알 수 있었으므로, 본 발명에서는 용강 토출 각도 (α) 가 30 ° 미만인 침지 노즐 (2) 을 사용한다. 또, 이상의 관점에서, 용강 토출 각도 (α) 의 보다 바람직한 하한은 15 ° 이고, 또, 보다 바람직한 상한은 25 ° 이다.

도 3 은, 침지 노즐의 용강 토출 각도 (α) 와 표면 결함의 발생률 (결함 지수) 의 관계를 나타내는 것으로, 용강 성분과 후술하는 조건 (가), (나) 에서의 자계 강도, 주조 속도 및 슬래브 폭이 본 발명 범위를 만족하는 여러 가지 조건으로 연속 주조 시험을 실시하여, 이 연속 주조된 슬래브를 열간 압연 및 냉간 압연하여 강판으로 하고, 이 강판에 합금화 용융 아연 도금 처리를 실시하여, 용강 토출 각도 (α) 가 표면 결함의 발생에 미치는 영향을 조사한 것이다. 이 시험에서는, 합금화 용융 아연 도금 강판에 대하여, 온라인 표면 결함계로 표면 결함을 연속적으로 측정하고, 그 중에서 결함 외관 및 SEM 분석, ICP 분석 등에 의해 제강성 결함 (몰드 플럭스성 결함 및 기포성 결함·개재 물성 결함) 을 판별하고, 코일 길이 100 m 당의 결함 개수를 하기 기준으로 평가하여, 표면 결함 지수로 하였다.

3：결함 개수가 0.30 개 이하

2：결함 개수가 0.30 개 초과, 1.00 개 이하

1：결함 개수가 1.00 개 초과

이하, 앞서 든 조건 (A), (B) 에 대해 순서대로 설명한다.

·조건 (A) 에 대해

본 발명에서는, C：0.003 질량％ 이하, 하기 (1) 식으로 정의되는 X 값이 X ≤ 5000 을 만족하는 화학 성분의 용강을 주조의 대상으로 한다.

X = 24989 × [％Ti] ＋ 386147 × [％S] ＋ 853354 × [％O] … (1)

단 [％Ti]：용강 중의 Ti 함유량 (질량％)

[％S]：용강 중의 S 함유량 (질량％)

[％O]：용강 중의 O 함유량 (질량％)

C 함유량이 0.003 질량％ 이하인 극저 탄소강은, 전로에 있어서의 대기 하에서의 탈탄 정련과, RH 진공 탈가스 장치 등의 진공 탈가스 설비에 있어서의 감압 하에서의 탈탄 정련 (이하, 「진공 탈탄 정련」이라고 한다) 을 거쳐 용제된다. 탈탄 정련은 용강 중의 용존 산소 농도가 어느 정도 높아지지 않으면 진행되지 않고, 따라서, 탈탄 정련 종료시에는 용강 중에 많은 용존 산소가 잔류한다. 이와 같이 많은 용존 산소가 잔류한 상태에서는 강의 청정성이 열화되므로, 극저 탄소강의 용제 공정에 있어서는, 진공 탈탄 정련이 종료된 후에 용강 중에 금속 Al 이 첨가되어 용강은 탈산 처리된다. 이 탈산 처리에 의해, 용강 중의 용존 산소 농도는 급격하게 저하되고, 탈산 생성물로서 알루미나가 형성된다.

이와 같이 하여 생성된 알루미나는, 주조를 위해서 용강이 주형 내에 주입될 때까지의 동안에, 응집되어 알루미나 클러스터를 형성한다. 용강 중에 함유되는 비금속 개재물 (이하, 간단히 「개재물」이라고 한다) 의 대부분이 알루미나 클러스터이다. 이와 같은 개재물이 용강과 함께 주형 내에 주입되어 주편의 응고 쉘에 포착되면, 극저 탄소강 주편의 표면 결함이 되어, 주편의 품질이 저하된다.

본 발명자들은, 개재물의 응고 쉘에 대한 포착에 미치는 용강의 화학 성분 및 응고 쉘 전면에서의 용강 유속의 영향에 대해 상세한 검토를 실시하고, 그 결과, 용강 (C：0.003 질량％ 이하의 극저 탄소강) 의 화학 성분을 X 값 ≤ 5000 으로 하고, 후술하는 조건 (B) 에 의해 용강의 유동 상태를 제어하고, 응고 계면 유속을 적정화함으로써, 개재물 등의 응고 쉘에 대한 포착을 효과적으로 억제할 수 있는 것을 알아내었다.

상기 X 값은, 주형 내의 응고 쉘 전면에 형성되는 용질 원소 (Ti, S, O) 의 농도 경계층에 침입한 개재물에 작용하는, 계면 장력 구배에 의한 응고 쉘 방향에 대한 인력의 척도를 나타내고 있다.

이하, 이 X 값이 유도된 이유를 설명한다.

간행물 「철과 강 Vol. 80 (1994)」p.527 에 나타내는 바와 같이, 응고 쉘 전면의 농도 경계층 중의 계면 장력 구배 (K), 즉 dσ/dx (σ：계면 장력, x：거리) 에 의해 개재물이 응고 쉘 방향으로 받는 힘 (F) 은, 하기 (2) 식로 나타낸다.

F = -(8/3) × πR²K … (2)

단 F：개재물이 받는 힘 (N)

π：원주율

R：개재물의 반경 (m)

K：계면 장력 구배 (N/㎡)

계면 장력 구배 (K) 는, 하기 (3) 식으로 나타내는 바와 같이, 계면 장력의 용질 원소 농도에 따른 변화와 성분의 농도 구배의 곱이다.

K = dσ/dx = (dσ/dc) × (dc/dx) … (3)

단 σ：용강과 개재물의 계면 장력 (N/m)

x：응고 계면으로부터의 거리 (m)

dσ/dc：계면 장력의 용질 원소 농도에 따른 변화 (N/m/질량％)

dc/dx：성분의 농도 구배 (질량％/m)

응고 이론으로부터, 주형 내와 같은 용강 유속이 존재하는 조건 하에서의 성분의 농도 구배 dc/dx 는 하기 (4) 식으로 나타낸다.

dc/dx = -C_O × (1-K_O) × (V_S/D) × exp[-V_S × (x-δ)/D] … (4)

단 C_O：주조 전의 용강 중의 용질 원소 농도 (질량％)

K_O：용질 원소의 분배 계수 (-)

V_S：응고 속도 (m/s)

D：용강 중에서의 용질 원소의 확산 계수 (㎡/s)

δ：농도 경계층의 두께 (m)

상기 (4) 식에 있어서, x = δ 를 대입하면, x = δ 에서의 농도 구배 (dc/dx) 는 하기 (5) 식으로 구해진다.

dc/dx = -C_O × (1-K_O) × (V_S/D) … (5)

이 (5) 식을 상기 (3) 식에 대입함으로써, 개재물이 농도 경계층에 침입된 직후에 작용하는 힘의 척도를 나타내는 계면 장력 구배 (K) 를 하기 (6) 식에 의해 구할 수 있다.

K = (dσ/dc) × [-C_O × (1-K_O) × (V_S/D)] … (6)

여기서, 상기 (6) 식으로 나타내는 dσ/dc 는, 간행물 「용철과 용재 (溶滓) 의 물성값 편람」(일본 철강 협회편, 1972년) 등에 나타나 있고, 극저 탄소강의 화학 성분 원소 중에서 계면 장력 구배 (K) 의 값에 큰 영향을 미치는 원소는, Ti (티탄), S (황), O (산소 = 용존 산소) 이며, 이들 활성 원소만으로 계산한 계면 장력 구배 (K) 의 값을 사용해도, 개재물의 응고 쉘에 대한 포착을 검토하는 데에 있어서 문제없는 것을 알 수 있었다.

또, 용질 원소의 분배 계수 (K_O) 는, 예를 들어, 간행물 「제 3 판 철강 편람 1 기초」(일본 철강 협회편, 1981년) p.194 등에 기재되어 있는데, 상기 각 용질 원소의 분배 계수 (K_O) 는 간행물 「철과 강 Vol.80 (1994)」p.534 에 기재된 값을 사용하였다.

확산 계수 (D) 는, 예를 들어, 간행물 「용철·용재의 물성값 편람」(일본 철강 협회편, 1992년) 등에 기재되어 있는데, O 와 S 에 대해서는 간행물 「철과 강 Vol.80 (1994)」p.534 에 기재된 값을 사용하고, Ti 에 대해서는 간행물 「철과 강 Vol.83(1997)」p.566 에 기재된 값을 사용하였다.

또, 응고 속도 (V_S) 는 전열 계산으로부터 구할 수 있다. V_S 는 0.0002 m/s 를 이용하여 계산하였다.

Ti (티탄), S (황), O (산소 = 용존 산소) 의 dσ/dc, K_O, D, V_S 는, 표 1 의 값을 사용하였다.

따라서, 상기 각각의 용질 원소의 계면 장력의 용질 원소 농도에 따른 변화 (dσ/dc), 분배 계수 (K_O), 확산 계수 (D), 주형 내에 있어서의 응고 속도 (V_S) 를 상기 (6) 식에 대입함으로써, 농도 경계층에 있어서 알루미나 클러스터에 작용하는, Ti, S 및 O 에 의한 계면 장력 구배 (K) 로서, 24989 × [％Ti], 386147 × [％S], 853354 × [％O] 가 각각 얻어지고, 이들 계면 장력 구배 (K) 의 총합이 X 값이 된다.

여러 가지 조성의 용강을 사용한 주조 시험에 의해, 상기 X 값과 개재물의 응고 쉘에 대한 포착률의 관계를 조사하였다. 이 시험에서는, 주형 내의 응고 계면 유속이 0.01 m/s, 0.08 m/s, 0.10 m/s, 0.15 m/s 인 경우에 대해, 각각의 응고 계면 유속에 있어서의 X 값과 개재물의 포착률의 관계를 조사하였다. 여기서, 개재물의 포착률이란, 하기 (7) 식으로 나타내는 바와 같이, 응고 쉘에서의 개재물 지수를 용강 중에서의 개재물 지수로 나눈 값이며, 단위 개재물 농도당 포착의 빈도를 나타내는 값이다.

α = I/A … (7)

단 α：개재물의 포착률 (-)

I：응고 쉘에서의 개재물 지수 (-)

A：용강 중에서의 개재물 지수 (-)

또한, 개재물 지수란, 개재물의 장축 및 단축을 광학 현미경으로 측정하고, 타원체로서의 면적을 산출하여, 관측된 개재물의 면적을 총합한 값을, 측정 면적으로 나눈 값으로, 단위 측정 면적 중에 개재물이 어느 정도 포함되어 있는지를 나타내는 지표이다. 용강 중에서의 개재물 지수는, 용강으로부터 채취한 시료 중의 개재물을 측정함으로써 산출할 수 있다.

상기 시험 결과를 도 4 에 나타내는데, X 값 ≤ 5000 이면, 어느 정도의 응고 계면 유속을 부여함으로써, 응고 쉘에 대한 개재물의 포착이 억제되는 것을 알 수 있다. 또, 그러한 효과는 X 값 ≤ 4000, 특히 X 값 ≤ 3000 으로 크다. 따라서, 용강의 화학 성분을 X 값 ≤ 5000 (바람직하게는 X 값 ≤ 4000, 특히 바람직하게는 X 값 ≤ 3000) 으로 하고, 후술하는 조건 (B) 에 의해 응고 계면 유속을 부여함으로써, 개재물 (특히, 미소한 개재물) 등의 응고 쉘에 대한 포착을 적절하게 방지할 수 있다. 또한, 용강 (극저 탄소강) 의 화학 성분 상의 제약으로부터, 통상, X 값은 2000 정도가 실질적인 하한이 된다.

본 발명이 주조하는 용강의 화학 성분은, C 함유량이 0.003 질량％ 이하이고 또한 X 값 ≤ 5000 이면, 함유 원소에 특별한 제한은 없지만, 본 발명의 효과를 특히 유효하게 얻는다는 관점에서는, C 이외의 화학 성분으로서 Si：0.05 질량％ 이하, Mn：1.0 질량％ 이하, P：0.05 질량％ 이하, S：0.015 질량％ 이하, Al：0.010 ∼ 0.075 질량％, Ti：0.005 ∼ 0.05 질량％ 를 함유하고, 또한 필요에 따라, Nb：0.005 ∼ 0.05 질량％ 의 1 종 이상을 함유하고, 잔부가 Fe 및 불가피적 불순물로 이루어지는 화학 성분이 바람직하다.

이하, 상기 화학 성분의 한정 이유를 설명한다.

C 는, 그 함유량이 높아지면 박 강판의 가공성을 열화시킨다. 이 때문에, Ti 나 Nb 등의 탄화물 형성 원소를 첨가했을 때에, IF 강 (Interstitial-Freesteel) 으로서 우수한 신장과 깊이 딥드로잉성을 얻을 수 있는 0.003 질량％ 이하로 하였다.

Si 는 고용 강화 원소이고, 함유량이 많으면 박 강판의 가공성이 열화된다. 또, 표면 처리에 대한 영향도 고려하여, 0.05 질량％ 를 상한으로 하는 것이 바람직하다.

Mn 은 고용 강화 원소로, 강의 강도를 증가시키는데, 한편으로 가공성을 저하시키므로, 1.0 질량％ 를 상한으로 하는 것이 바람직하다.

P 는 고용 강화 원소로, 강의 강도를 증가시키는데, 0.05 질량％ 를 초과하면 가공성이나 용접성이 열화되기 때문에, 0.05 질량％ 를 상한으로 하는 것이 바람직하다.

S 는 열간 압연시에 균열의 원인이 되고, 또, 박 강판의 가공성을 저하시키는 A 계 개재물을 생성하므로, 그 함유량은 가능한 한 저감시키는 것이 바람직하고, 이 때문에 0.015 질량％ 를 상한으로 하는 것이 바람직하다.

Al 은 탈산제로서 기능하고, 탈산 효과를 얻기 위해서는 0.010 질량％ 이상 함유시키는 것이 바람직하고, 필요 이상의 Al 첨가는 비용 상승을 초래하므로, 그 함유량은 0.010 ∼ 0.075 질량％ 로 하는 것이 바람직하다.

Ti 는, 강 중의 C, N, S 를 석출물로서 고정시키고, 가공성이나 깊이 딥드로잉성을 향상시키는데, 함유량이 0.005 질량％ 미만에서는, 그 효과가 부족하다. 한편, Ti 는 석출 강화 원소이기도 하기 때문에, 함유량이 0.05 질량％ 를 초과하면 강판이 딱딱해져, 가공성이 열화된다. 이 때문에 Ti 함유량은 0.005 ∼ 0.05 질량％ 로 하는 것이 바람직하다.

Nb 는, Ti 와 마찬가지로 강 중의 C, N, S 를 석출물로서 고정시키고, 가공성이나 깊이 딥드로잉성을 향상시키는데, 함유량이 0.005 질량％ 미만에서는, 그 효과가 부족하다. 한편, Nb 는 석출 강화 원소이기 때문에, 함유량이 0.05 질량％ 를 초과하면 강판이 딱딱해져, 가공성의 열화가 생긴다. 이 때문에 Nb 함유량은 0.005 ∼ 0.05 질량％ 로 하는 것이 바람직하다.

·조건 (B) 에 대해

상기 서술한 화학 성분 (X 값 ≤ 5000) 을 갖는 용강의 주조에서는, 주조하는 슬래브 폭 및 주조 속도에 따라, 상부 자극과 하부 자극에 각각 인가하는 직류 자계의 강도를, 기본적으로 다음의 (I), (II) 와 같이 최적화하면 되는 것을 알 수 있었다.

(I) 각 슬래브폭에 대응하여 설정되는 주조 속도가 상대적으로 작은 「슬래브 폭-주조 속도」영역：스루풋량이 상대적으로 적기 때문에, 침지 노즐의 용강 토출 구멍으로부터의 기류 속도도 상대적으로 작다. 이 때문에 상승류 (반전류) 도 작아지므로, 상승류를 제동하기 위한 상부 자극의 직류 자계의 강도를 상대적으로 작게 한다. 한편, 하강류에 수반하는 개재물이나 기포가 하방향으로 잠입하는 것을 억제함과 함께, 하방향의 용강의 흐름을 상방향으로 바꿔, 하부 자계보다 위의 영역에서의 응고 계면 유속을 증가시킴으로써, 개재물이나 기포가 응고 쉘에 포착되지 않게 하기 위해, 하부 자극의 직류 자계의 강도를 충분히 크게 한다. 용강의 화학 성분을 X 값 ≤ 5000 으로 하는 조건 하에서, 이상과 같은 직류 자계를 인가함으로써, 표면 난류 에너지, 응고 계면 유속 및 표면 유속을 적정 범위로 제어하고, 기포성 결함·개재 물성 결함 및 몰드 플럭스성 결함의 발생을 방지한다.

(II) 각 슬래브폭에 대응하여 설정되는 주조 속도가 상대적으로 큰 「슬래브 폭-주조 속도」영역：스루풋량이 상대적으로 크기 때문에, 침지 노즐의 용강 토출 구멍으로부터의 기류 속도도 상대적으로 크다. 이 때문에 상승류 (반전류) 도 커지므로, 상승류를 제동하기 위한 상부 자극의 직류 자계의 강도를 상대적으로 크게 한다. 한편, 상기 (I) 과 동일하게, 하강류에 수반하는 비금속 개재물이나 기포가 하방향으로 잠입하는 것을 억제함과 함께, 하방향의 용강의 흐름을 상방향으로 바꿔, 하부 자계보다 위의 영역에서의 응고 계면 유속을 증가시킴으로써, 비금속 개재물이나 기포가 응고 쉘에 포착되지 않게 하기 위해, 하부 자극의 직류 자계의 강도를 충분히 크게 한다. 용강의 화학 성분을 X 값 ≤ 5000 으로 하는 조건 하에서, 이상과 같은 직류 자계를 인가함으로써, 표면 난류 에너지, 응고 계면 유속 및 표면 유속을 적정 범위로 제어하고, 기포성 결함 및 몰드 플럭스성 결함의 발생을 방지한다.

본 발명법에서는, 생산성의 관점에서 주조 속도를 0.75 m/분 이상으로 하는데, 나아가, 주조하는 슬래브 폭과 주조 속도에 따라, 상부 자극 (3a, 3b) 과 하부 자극 (4a, 4b) 에 각각 인가하는 직류 자계의 강도를, 하기 조건 (가), (나) 와 같이 최적화함으로써, 몰드 플럭스성 결함 및 기포성 결함·개재 물성 결함의 원인이 되는, 응고 쉘 (5) 에 대한 몰드 플럭스의 혼입 포착과, 마찬가지로 미소 기포 (주로 침지 노즐 내벽면으로부터 취입된 불활성 가스의 기포) 나 개재물의 포착을 억제하는 것이다.

조건 (가)：주조하는 슬래브 폭과 주조 속도가 하기 (a) ∼ (i) 인 경우에는, 상부 자극에 인가하는 직류 자계의 강도를 0.03 ∼ 0.15 T, 하부 자극에 인가하는 직류 자계의 강도를 0.24 ∼ 0.45 T 로 한다.

(a) 슬래브 폭 950 ㎜ 미만이고 또한 주조 속도 2.05 m/분 미만

(b) 슬래브 폭 950 ㎜ 이상 1050 ㎜ 미만이고 또한 주조 속도 2.25 m/분 미만

(c) 슬래브 폭 1050 ㎜ 이상 1350 ㎜ 미만이고 또한 주조 속도 2.35 m/분 미만

(d) 슬래브 폭 1350 ㎜ 이상 1450 ㎜ 미만이고 또한 주조 속도 2.25 m/분 미만

(e) 슬래브 폭 1450 ㎜ 이상 1650 ㎜ 미만이고 또한 주조 속도 2.15 m/분 미만

(f) 슬래브 폭 1650 ㎜ 이상 1750 ㎜ 미만이고 또한 주조 속도 2.05 m/분 미만

(g) 슬래브 폭 1750 ㎜ 이상 1850 ㎜ 미만이고 또한 주조 속도 1.95 m/분 미만

(h) 슬래브 폭 1850 ㎜ 이상 1950 ㎜ 미만이고 또한 주조 속도 1.85 m/분 미만

(i) 슬래브 폭 1950 ㎜ 이상 2150 ㎜ 미만이고 또한 주조 속도 1.75 m/분 미만.

침지 노즐 (2) 로부터 토출된 용강류가 주형 단변부측의 응고 쉘에 충돌하여, 상방측으로의 반전류와 하방측으로의 하강류가 발생하는데, 상기 (a) ∼ (i) 와 같이 각 슬래브폭에 대응하여 설정되는 주조 속도가 상대적으로 작은 경우 (조건 (나) 와 비교하여) 에는, 스루풋량이 상대적으로 적기 때문에, 침지 노즐의 용강 토출 구멍으로부터의 기류 속도도 상대적으로 작다. 이 때문에 상승류 (반전류) 도 작아지므로, 상승류를 제동하기 위한 상부 자극 (3a, 3b) 의 직류 자계의 강도를 상대적으로 작게 한다. 한편, 하강류에 수반하는 비금속 개재물이나 기포가 하방향으로 잠입하는 것을 억제함과 함께, 하방향의 용강의 흐름을 상방향으로 바꿔, 하부 자계보다 위의 영역에서의 응고 계면 유속을 증가시킴으로써, 비금속 개재물이나 기포가 응고 쉘에 포착되지 않게 하기 위해, 하부 자극 (4a, 4b) 의 직류 자계의 강도를 충분히 크게 한다. 특히, 용강의 화학 성분을 X 값 ≤ 5000 으로 하는 조건 하에서, 이상과 같은 직류 자계를 인가하고, 용강에 응고 계면 유속을 부여함으로써, 미세한 개재물이나 기포여도 응고 쉘에 대한 포착을 적절하게 방지할 수 있다.

상기 (a) ∼ (i) 의 경우, 상부 자극 (3a, 3b) 의 직류 자계의 강도가 0.03 T 미만에서는, 그 직류 자계에 의한 용강 상승류의 제동 효과가 불충분하여 탕면 변동이 커서, 몰드 플럭스의 혼입이 발생하기 쉽다. 한편, 강도가 0.15 T 를 초과하면, 용강 상승류에 의한 세정 효과가 저하되기 때문에 비금속 개재물이나 기포가 응고 쉘에 포착되기 쉬워진다.

또, 하부 자극 (4a, 4b) 의 직류 자계의 강도가 0.24 T 미만에서는, 그 직류 자계에 의한 용강 하강류의 제동 효과가 불충분하기 때문에, 용강 하강류에 수반하는 비금속 개재물이나 기포가 하방향으로 잠입하여, 응고 쉘에 포착되기 쉬워진다. 한편, 강도가 0.45 T 를 초과하면, 용강 하강류에 의한 세정 효과가 저하되기 때문에 비금속 개재물이나 기포가 응고 쉘에 포착되기 쉬워진다.

조건 (나)：주조하는 슬래브 폭과 주조 속도가 하기 (j) ∼ (s) 인 경우에는, 상부 자극에 인가하는 직류 자계의 강도를 0.15 T 초 0.30 T 이하, 하부 자극에 인가하는 직류 자계의 강도를 0.24 ∼ 0.45 T 로 한다.

(j) 슬래브 폭 950 ㎜ 미만이고 또한 주조 속도 2.05 m/분 이상 3.05 m/분 이하

(k) 슬래브 폭 950 ㎜ 이상 1050 ㎜ 미만이고 또한 주조 속도 2.25 m/분 이상 3.05 m/분 이하

(l) 슬래브 폭 1050 ㎜ 이상 1350 ㎜ 미만이고 또한 주조 속도 2.35 m/분 이상 3.05 m/분 이하

(m) 슬래브 폭 1350 ㎜ 이상 1450 ㎜ 미만이고 또한 주조 속도 2.25 m/분 이상 3.05 m/분 이하

(n) 슬래브 폭 1450 ㎜ 이상 1550 ㎜ 미만이고 또한 주조 속도 2.15 m/분 이상 3.05 m/분 이하

(o) 슬래브 폭 1550 ㎜ 이상 1650 ㎜ 미만이고 또한 주조 속도 2.15 m/분 이상 2.85 m/분 이하

(p) 슬래브 폭 1650 ㎜ 이상 1750 ㎜ 미만이고 또한 주조 속도 2.05 m/분 이상 2.65 m/분 이하

(q) 슬래브 폭 1750 ㎜ 이상 1850 ㎜ 미만이고 또한 주조 속도 1.95 m/분 이상 2.55 m/분 이하

(r) 슬래브 폭 1850 ㎜ 이상 1950 ㎜ 미만이고 또한 주조 속도 1.85 m/분 이상 2.55 m/분 이하

(s) 슬래브 폭 1950 ㎜ 이상 2150 ㎜ 미만이고 또한 주조 속도 1.75 m/분 이상 2.55 m/분 이하.

상기 (j) ∼ (s) 와 같이 각 슬래브폭에 대응하여 설정되는 주조 속도가 상대적으로 큰 경우 (조건 (가) 과 비교하여) 에는, 필연적으로 스루풋량이 상대적으로 많아지므로, 침지 노즐의 용강 토출 구멍으로부터의 기류 속도도 상대적으로 크다. 이 때문에 상승류 (반전류) 도 커지므로, 따라서, 상승류를 제동하기 위한 상부 자극 (3a, 3b) 의 직류 자계의 강도를 상대적으로 크게 한다. 한편, 조건 (가) 의 경우와 마찬가지로, 하강류에 수반하는 비금속 개재물이나 기포가 하방향으로 잠입하는 것을 억제함과 함께, 하방향의 용강의 흐름을 상방향으로 바꿔, 하부 자계보다 위의 영역에서의 응고 계면 유속을 증가시킴으로써, 비금속 개재물이나 기포가 응고 쉘에 포착되지 않게 하기 위해, 하부 자극 (4a, 4b) 의 직류 자계의 강도를 충분히 크게 한다. 특히, 용강의 화학 성분을 X 값 ≤ 5000 으로 하는 조건 하에서, 이상과 같은 직류 자계를 인가하고, 용강에 응고 계면 유속을 부여함으로써, 미세한 개재물이나 기포여도 응고 쉘에 대한 포착을 적절하게 방지할 수 있다.

상기 (j) ∼ (s) 의 경우, 상부 자극 (3a, 3b) 의 직류 자계의 강도가 0.15 T 이하에서는, 그 직류 자계에 의한 용강 상승류의 제동 효과가 불충분하여 탕면 변동이 커서, 몰드 플럭스의 혼입이 발생하기 쉽다. 한편, 강도가 0.30 T 를 초과하면, 용강 상승류에 의한 세정 효과가 저하되기 때문에 비금속 개재물이나 기포가 응고 쉘에 포착되기 쉬워진다.

또한, 이상 서술한 본 발명의 연속 주조 방법은, 슬래브 폭과 주조 속도에 따라 규정되는, 하기 (i), (ii) 와 같은 2 개의 연속 주조 방법으로서 파악할 수도 있다.

(i) 주형 외측에, 주형 장변부를 사이에 두고 대향하는 1 쌍의 상부 자극과 1 쌍의 하부 자극을 구비함과 함께, 용강 토출 구멍의 수평 방향으로부터 하방향의 용강 토출 각도가 10 ° 이상 30 ° 미만인 침지 노즐을 구비하고, 상기 상부 자극의 자장의 피크 위치와 상기 하부 자극의 자장의 피크 위치 사이에 상기 용강 토출 구멍이 위치하는 연속 주조기를 사용하여, 상기 1 쌍의 상부 자극과 1 쌍의 하부 자극에 각각 인가되는 직류 자계에 의해 용강류를 제동하면서, C 를 0.003 질량％ 이하 함유하는 극저 탄소강을 연속 주조하는 방법으로서,

하기 (1) 식으로 정의되는 X 값이 X ≤ 5000 을 만족하는 화학 성분을 갖는 용강을,

X = 24989 × [％Ti] ＋ 386147 × [％S] ＋ 853354 × [％O] … (1)

단 [％Ti]：용강 중의 Ti 함유량 (질량％)

[％S]：용강 중의 S 함유량 (질량％)

[％O]：용강 중의 O 함유량 (질량％)

주조 속도 0.75 m/분 이상으로, 슬래브 폭과 주조 속도를 하기 (a) ∼ (i) 중 어느 것의 조건으로 하고, 상부 자극에 인가하는 직류 자계의 강도를 0.03 ∼ 0.15 T, 하부 자극에 인가하는 직류 자계의 강도를 0.24 ∼ 0.45 T 로 하여 연속 주조하는 것을 특징으로 하는 강의 연속 주조 방법.

(a) 슬래브 폭 950 ㎜ 미만이고 또한 주조 속도 2.05 m/분 미만

(ii) 주형 외측에, 주형 장변부를 사이에 두고 대향하는 1 쌍의 상부 자극과 1 쌍의 하부 자극을 구비함과 함께, 용강 토출 구멍의 수평 방향으로부터 하방향의 용강 토출 각도가 10 ° 이상 30 ° 미만인 침지 노즐을 구비하고, 상기 상부 자극의 자장의 피크 위치와 상기 하부 자극의 자장의 피크 위치 사이에 상기 용강 토출 구멍이 위치하는 연속 주조기를 사용하여, 상기 1 쌍의 상부 자극과 1 쌍의 하부 자극에 각각 인가되는 직류 자계에 의해 용강류를 제동하면서, C 를 0.003 질량％ 이하 함유하는 극저 탄소강을 연속 주조하는 방법으로서,

X = 24989 × [％Ti] ＋ 386147 × [％S] ＋ 853354 × [％O] … (1)

단 [％Ti]：용강 중의 Ti 함유량 (질량％)

[％S]：용강 중의 S 함유량 (질량％)

[％O]：용강 중의 O 함유량 (질량％)

주조 속도 0.75 m/분 이상으로, 슬래브 폭과 주조 속도를 하기 (j) ∼ (s) 중 어느 것의 조건으로 하고, 상부 자극에 인가하는 직류 자계의 강도를 0.15 T 초 0.30 T 이하, 하부 자극에 인가하는 직류 자계의 강도를 0.24 ∼ 0.45 T 로 하여 연속 주조하는 것을 특징으로 하는 강의 연속 주조 방법.

이하, 본 발명법에 있어서, 발명의 효과가 가장 발현되기 쉬운, 특히 바람직한 주조 조건에 대해 설명한다.

먼저, 침지 노즐 (2) 의 노즐 침지 깊이는 230 ∼ 290 ㎜ 로 하는 것이 바람직하다. 여기서, 노즐 침지 깊이란, 메니스커스 (6) 로부터 용강 토출 구멍 (20) 상단까지의 거리를 말한다.

이 노즐 침지 깊이가, 본 발명의 효과에 영향을 미치는 것은, 노즐 침지 깊이가 지나치게 커도, 지나치게 작아도, 침지 노즐 (2) 로부터 토출되는 용강의 유동량이나 유속이 변화했을 때에, 주형 내에서의 용강의 유동 상태가 크게 변화하기 때문에, 용강류의 적절한 제어가 어려워지기 때문이다. 즉, 노즐 침지 깊이가 230 ㎜ 미만에서는, 침지 노즐 (2) 로부터 토출되는 용강의 유동량이나 유속이 변화했을 때에, 다이렉트로 용강 표면 (메니스커스) 이 변동되고, 표면의 흐트러짐이 커져 몰드 플럭스의 혼입이 일어나기 쉬워지고, 한편, 290 ㎜ 를 초과하면, 용강의 유동량 등이 변동했을 때에, 하방으로의 유속이 커져 비금속계 개재물이나 기포의 잠입이 커지는 경향이 있다.

도 5 는, 본 발명법에 있어서, 침지 노즐 (2) 의 노즐 침지 깊이의 영향 (몰드 플럭스성 결함 및 기포성 결함에 미치는 영향) 을 조사한 결과를 나타내는 것으로, 침지 노즐의 용강 토출 구멍의 용강 토출 각도 (α)：15 °, 슬래브 폭：1200 ㎜, 슬래브 두께：260 ㎜, 주조 속도：1.8 m/분, 상부 자극의 직류 자계의 강도：0.12 T, 하부 자극의 직류 자계의 강도：0.38 T 의 주조 조건에 의한 시험 결과를 나타내고 있다. 그 밖의 주조 조건은, 침지 노즐 내경：80 ㎜, 침지 노즐의 각 용강 토출 구멍의 개구 면적：4900 ㎟ (70 ㎜ × 70 ㎜), 침지 노즐 내벽면으로부터의 불활성 가스 취입량：12 ℓ/min, 사용한 몰드 플럭스의 점도 (1300 ℃)：0.6 cp 이다.

주조된 슬래브에 대해, 초음파 탐상 장치를 사용하여, 슬래브 표층 2 ∼ 3 ㎜ 의 깊이 위치에 존재하는 입경이 대략 80 ㎛ 이상인 기포성 결함 및 몰드 플럭스성 결함의 개수를 측정하고, 결함 발생의 정도를 지수화한 것이다. 도 5 에 의하면, 본 발명법에 있어서, 특히, 침지 노즐 (2) 의 노즐 침지 깊이를 230 ∼ 290 ㎜ 로 함으로써, 기포성 결함, 몰드 플럭스성 결함이 보다 효과적으로 저감되어 있는 것을 알 수 있다.

또, 침지 노즐 (2) 의 노즐 내경, 즉 용강 토출 구멍 (20) 의 위치에서의 노즐 내경은 70 ∼ 90 ㎜ 로 하는 것이 바람직하다. 침지 노즐 (2) 의 내측에 알루미나 등이 부분적으로 부착된 경우에, 침지 노즐 (2) 로부터 토출된 용강에 편류 (폭 방향에서의 유속의 대칭성이 나빠진다) 가 발생하는 경우가 있고, 노즐 내경이 70 ㎜ 미만에서는, 그러한 경우에 편류가 극단적으로 커질 우려가 있다. 이와 같은 극단적인 편류가 발생하면, 주형 내에서의 용강류의 제어를 적절하게 실시할 수 없게 된다. 한편, 침지 노즐 (2) 에 흐르는 용강량의 조정은, 침지 노즐 (2) 의 상방의 슬라이딩 노즐의 개도 조정에 따라 행해지는데, 노즐 내경이 90 ㎜ 를 초과하면 노즐 내부에 용강이 충전되지 않는 부분이 발생할 우려가 있고, 이 경우도 상기와 같은 극단적인 편류가 발생하여, 주형 내에서의 용강류의 제어를 적절하게 실시할 수 없게 될 우려가 있다.

도 6 은, 본 발명법에 있어서, 침지 노즐 (2) 의 노즐 내경의 영향 (몰드 플럭스성 결함에 미치는 영향) 을 조사한 결과를 나타내는 것으로, 침지 노즐의 용강 토출 구멍의 용강 토출 각도 (α)：15 °, 슬래브 폭：1300 ㎜, 슬래브 두께：260 ㎜, 주조 속도：2.5 m/분, 상부 자극의 직류 자계의 강도：0.16 T, 하부 자극의 직류 자계의 강도：0.38 T 의 주조 조건에 의한 시험 결과를 나타내고 있다. 그 밖의 주조 조건은, 침지 노즐의 노즐 침지 깊이：260 ㎜, 침지 노즐의 각 용강 토출 구멍의 개구 면적：4900 ㎟ (70 ㎜ × 70 ㎜), 침지 노즐 내벽면으로부터의 불활성 가스 취입량：12 ℓ/min, 사용한 몰드 플럭스의 점도 (1300 ℃)：0.6 cp 이다.

주조된 슬래브에 대해, 초음파 탐상 장치를 이용하여, 슬래브 표층 2 ∼ 3 ㎜ 의 깊이 위치에 존재하는 입경이 대략 80 ㎛ 이상인 몰드 플럭스성 결함의 개수를 측정하여, 결함 발생의 정도를 지수화한 것이다. 도 6 에 의하면, 본 발명법에 있어서, 특히, 침지 노즐 (2) 의 노즐 내경을 70 ∼ 90 ㎜ 로 함으로써, 몰드 플럭스성 결함이 보다 효과적으로 저감되어 있는 것을 알 수 있다.

또, 침지 노즐 (2) 의 각 용강 토출 구멍 (20) 의 개구 면적은 3600 ∼ 8200 ㎟ 로 하는 것이 바람직하다. 이 용강 토출 구멍 (20) 의 개구 면적이, 본 발명의 효과에 영향을 미치는 것은, 용강 토출 구멍 (20) 의 개구 면적이 지나치게 작으면 용강 토출 구멍 (20) 으로부터 토출되는 용강 유속이 지나치게 커지고, 반대로 개구 면적이 지나치게 크면 용강 유속이 지나치게 작아, 어느 경우도 주형 내의 용강류의 유속을 적정화하기 어려워지기 때문이다.

도 7 은, 본 발명법에 있어서, 침지 노즐 (2) 의 각 용강 토출 구멍의 개구 면적의 영향 (몰드 플럭스성 결함 및 기포성 결함에 미치는 영향) 을 조사한 결과를 나타내는 것으로, 침지 노즐의 용강 토출 구멍의 용강 토출 각도 (α)：15 °, 슬래브 폭：1300 ㎜, 슬래브 두께：260 ㎜, 주조 속도：2.0 m/분, 상부 자극의 직류 자계의 강도：0.14 T, 하부 자극의 직류 자계의 강도：0.38 T 의 주조 조건에 의한 시험 결과를 나타내고 있다. 그 밖의 주조 조건은, 침지 노즐의 노즐 침지 깊이：260 ㎜, 침지 노즐 내경：80 ㎜, 침지 노즐 내벽면으로부터의 불활성 가스 취입량：12 ℓ/min, 사용한 몰드 플럭스의 점도 (1300 ℃)：0.6 cp 이다.

주조된 슬래브에 대해, 초음파 탐상 장치를 이용하여, 슬래브 표층 2 ∼ 3 ㎜ 의 깊이 위치에 존재하는 입경이 대략 80 ㎛ 이상인 기포성 결함 및 몰드 플럭스성 결함의 개수를 측정하여, 결함 발생의 정도를 지수화한 것이다. 도 7 에 의하면, 본 발명법에 있어서, 특히, 침지 노즐 (2) 의 각 용강 토출 구멍 (20) 의 개구 면적을 3600 ∼ 8200 ㎟ 로 함으로써, 기포성 결함, 몰드 플럭스성 결함이 보다 효과적으로 저감되어 있는 것을 알 수 있다.

또, 그 밖의 바람직한 주조 조건은 이하와 같다.

사용하는 몰드 플럭스는, 1300 ℃ 에서의 점도가 0.4 ∼ 10 cp 인 것이 바람직하다. 몰드 플럭스의 점도가 지나치게 높으면, 원활한 주조에 지장을 초래할 우려가 있고, 한편, 몰드 플럭스의 점도가 지나치게 낮으면 몰드 플럭스의 혼입이 발생하기 쉬워진다.

본 발명을 실시하기 위해서는, 제어용 컴퓨터를 이용하여, 주조하는 슬래브 폭, 주조 속도, 침지 노즐의 용강 토출 구멍의 수평 방향으로부터 하방향의 용강 토출 각도 등에 기초를 두고, 상부 자극 및 하부 자극의 각 직류 자장용 코일에 통전시켜야 할 직류 전류값을, 미리 설정된 대조표 또는 수식에 의해 구하고, 그 직류 전류를 통전시킴으로써, 상부 자극 및 하부 자극에 각 인가하는 직류 자계의 강도를 자동 제어하는 것이 바람직하다. 또, 상기 전류값을 구하는 기초로 하는 주조 조건에는, 침지 노즐의 침지 깊이 (단, 메니스커스로부터 용강 토출 구멍 상단까지의 거리), 슬래브 두께나 침지 노즐의 내벽면으로부터의 불활성 가스 취입량을 추가해도 된다.

도 8 은, 주형 내용강의 표면 난류 에너지, 응고 계면 유속 (용강-응고 쉘 계면에서의 유속), 표면 유속, 응고 계면 기포 농도 (용강-응고 쉘 계면에서의 기포 농도) 를 나타내는 개념도이다.

용강의 표면 난류 에너지는, 하기 식으로 구해지는 k 값의 공간 평균값이고, 유체 역학에서 정의되는 3 차원 k-ε 모델에 의한 수치 해석의 유동 시뮬레이션에 의해 정의된다. 이 때, 침지 노즐의 용강 토출 각도, 노즐 침지 깊이, 체적 팽창을 고려한 불활성 가스 (예를 들어, Ar) 취입 속도를 고려해야 한다. 예를 들어, 불활성 가스 취입 속도가 15 NL/분일 때의 체적 팽창율은 6 배가 된다. 즉, 수치 해석 모델이란, 운동량, 연속의 식, 난류 k-ε 모델과 자장 로렌츠력을 커플링하여, 노즐 주입 리프트 효과를 고려한 모델이다. (문헌：「수치 유체 역학 핸드북」(평성 15년 3월 31일 발행) 의 p.129 ∼ 의 2 방정식 모델의 기재에 기초한다)

[수학식 1]

단 v＇_X = δv_X/δt

v＇_Y = δv_Y/δt

v＇_Z = δv_Z/δt

v_X：용강 표면 (욕면) 에서의 X 방향의 유속 (m/s)

v_Y：용강 표면 (욕면) 에서의 Y 방향의 유속 (m/s)

v_Z：용강 표면 (욕면) 에서의 Z 방향의 유속 (m/s)

응고 계면 유속 (용강-응고 쉘 계면에서의 용강 유속) 은, 메니스커스의 하방 50 ㎜ 이고 또한 고상율 fs = 0.5 의 위치에서의 용강 유속의 공간 평균값으로 한다. 여기서, 응고 계면 유속에 대해서는, 응고 잠열, 전열을 고려하고, 또한 용강 점도의 온도 의존성도 고려해야 한다. 본 발명자들에 의한 상세한 계산에 의하면, 고상율 fs = 0.5 의 응고 계면 유속은 덴드라이트 경각 측정 (fs = 0) 의 1/2 의 유속에 상당하는 것을 알 수 있다. 즉, 계산 상으로 fs = 0.5 이고 응고 계면 유속 0.1 m/s 이면, 주편의 덴드라이트 경각 (fs = 0) 의 응고 계면 유속은 0.2 m/s 가 된다. 또한, 주편의 덴드라이트 경각 (fs = 0) 의 응고 계면 유속은, 응고 전면의 고상율 fs = 0 의 위치의 응고 계면 유속을 측정하고 있는 것이 된다. 여기서, 덴드라이트 경각이란, 주편 표면에 대한 법선 방향에 대해, 표면으로부터 두께 방향으로 신장하고 있는 덴드라이트의 1 차 가지의 경각이다. (문헌：철과 강, 제61년 (1975), 제14호 「연속 주편의 대형 개재물과 기둥상 정 (晶) 성장 방향의 관계」, p.2982-2990)

표면 유속은, 용강 표면 (욕면) 에서의 용강 유속의 공간 평균값으로 한다. 이것도 전술한 3 차원 수치 해석 모델로 정의된다. 여기서, 표면 유속은 침지봉에 의한 항례 측정값과 일치하는데, 본 정의에서는 이것의 면적 평균 위치가 되므로, 수치 계산에 의해 산출할 수 있다.

구체적으로는, 표면 난류 에너지, 응고 계면 유속 및 표면 유속의 수치 해석은, 이하에 의해 실시할 수 있다. 즉, 수치 해석 모델로서, 자장 해석 및 가스 기포 분포에 연성시킨 운동량, 연속의 식, 난류 모델 (k-ε 모델) 을 고려한 모델을 이용하여, 예를 들어, 범용 유체 해석 프로그램 Fluent 등에 의해 계산을 실시하여 구할 수 있다. (문헌：Fluent 6.3 의 사용자 매뉴얼 (FluentInc.USA) 의 기재에 기초한다)

표면 난류 에너지는, 몰드 플럭스의 혼입에 큰 영향을 미쳐, 표면 난류 에너지가 증가하면 몰드 플럭스의 혼입이 발생하기 쉬워져, 몰드 플럭스성 결함이 증가한다. 한편, 표면 난류 에너지가 지나치게 작으면, 몰드 플럭스의 재화 (滓化) 가 불충분해진다. 도 9 는, 표면 난류 에너지와 표면 결함률 (후술하는 실시예와 동일한 수법으로 측정된 코일 길이 1 m 당의 결함 개수) 의 관계를 나타내는 것이고, 다른 조건은, 응고 계면 유속：0.08 ∼ 0.15 m/s, 표면 유속：0.05 ∼ 0.30 m/s, 응고 계면 기포 농도：0.008 ㎏/㎥ 이하로 하였다. 도 9 에 의하면, 표면 난류 에너지가 0.0010 ∼ 0.0015 ㎡/s² 의 범위에 있어서, 몰드 플럭스의 혼입이 효과적으로 억제되고, 또한 몰드 플럭스의 재화도 문제가 없다.

표면 유속도 몰드 플럭스의 혼입에 큰 영향을 미쳐, 표면 유속이 커지면 몰드 플럭스의 혼입이 발생하기 쉬워져, 몰드 플럭스성 결함이 증가한다. 도 10 은, 표면 유속과 표면 결함률 (후술하는 실시예와 동일한 수법으로 측정된 코일 길이 1 m 당의 결함 개수) 의 관계를 나타내는 것이고, 다른 조건은, 표면 난류 에너지：0.0010 ∼ 0.0015 ㎡/s², 응고 계면 유속：0.08 ∼ 0.15 m/s, 응고 계면 기포 농도：0.008 ㎏/㎥ 이하로 하였다. 도 10 에 의하면, 표면 유속이 0.30 m/s 이하에 있어서, 몰드 플럭스의 혼입이 효과적으로 억제되고 있다. 따라서, 표면 유속은 0.30 m/s 이하인 것이 바람직하다. 또한, 표면 유속이 지나치게 작으면, 용강 표면의 온도가 저하되는 영역이 발생하여, 몰드 플럭스의 용융 부족에 의한 슬래그 혼입이나 용강의 부분적 응고를 조장하기 때문에 조업이 곤란해진다. 이 때문에, 표면 유속은 0.05 m/s 이상인 것이 바람직하다.

응고 계면 유속은, 응고 쉘에 의한 기포나 개재물의 포착에 큰 영향을 미쳐, 응고 계면 유속이 작으면 기포나 개재물이 응고 쉘에 포착되기 쉬워져, 기포성 결함 등이 증가한다. 한편, 응고 계면 유속이 지나치게 크면, 생성된 응고 쉘의 재용해가 일어나 응고 쉘의 성장을 저해시킨다. 최악의 경우에는 브레이크 아웃으로 이어져 조업의 정지에 의해 생산성에 치명적인 문제를 일으킨다. 도 11 은, 응고 계면 유속과 표면 결함률 (후술하는 실시예와 동일한 수법으로 측정된 코일 길이 1 m 당의 결함 개수) 의 관계를 나타내는 것이고, 다른 조건은, 표면 난류 에너지：0.0010 ∼ 0.0015 ㎡/s², 표면 유속：0.05 ∼ 0.30 m/s, 응고 계면 기포 농도：0.008 ㎏/㎥ 이하로 하였다. 도 11 에 의하면, 응고 계면 유속이 0.08 ∼ 0.15 m/s 인 범위에 있어서, 응고 쉘에 의한 기포의 포착이 효과적으로 억제되고, 또한 응고 쉘의 성장 저해에 의한 브레이크 아웃 등의 생산성의 문제를 일으키지 않는다.

응고 계면 유속 A 와 표면 유속 B 의 비 A/B 는, 기포의 포착과 몰드 플럭스의 혼입 양방에 영향을 미쳐, 비 A/B 가 작으면 기포나 개재물이 응고 쉘에 포착되기 쉬워져 기포성 결함 등이 증가한다. 한편, 비 A/B 가 지나치게 크면 몰드 파우더의 혼입이 발생하기 쉬워져, 몰드 플럭스성 결함이 증가한다. 도 12 는, 비 A/B 와 표면 결함률 (후술하는 실시예와 동일한 수법으로 측정된 코일 길이 1 m 당의 결함 개수) 의 관계를 나타내는 것이고, 다른 조건은, 표면 난류 에너지：0.0010 ∼ 0.0015 ㎡/s², 표면 유속：0.05 ∼ 0.30 m/s, 응고 계면 유속：0.08 ∼ 0.15 m/s, 응고 계면 기포 농도：0.008 ㎏/㎥ 이하로 하였다. 도 12 에 의하면, 비 A/B 가 1.0 ∼ 2.0 으로 표면 품질 결함이 특별히 양호해진다. 따라서, 응고 계면 유속 A 와 표면 유속 B 의 비 A/B 는 1.0 ∼ 2.0 인 것이 바람직하다.

이상 서술한 점으로부터, 주형 내의 용강의 유동 상태는, 표면 난류 에너지：0.0010 ∼ 0.0015 ㎡/s², 표면 유속：0.30 m/s 이하, 용강-응고 쉘 계면에서의 유속：0.08 ∼ 0.15 m/s 인 것이 바람직하다. 표면 유속은 0.05 ∼ 0.30 m/s 인 것이 보다 바람직하고, 또, 응고 계면 유속 A 와 표면 유속 B 의 비 A/B 는 1.0 ∼ 2.0 인 것이 바람직하다.

또, 기포성 결함의 발생에 관여하는 다른 인자로는, 용강-응고 쉘 계면의 기포 농도 (이하, 간단히 「응고 계면 기포 농도」라고 한다) 가 있고, 이 응고 계면 기포 농도가 적정하게 제어됨으로써, 기포의 응고 계면에서의 포착이 보다 적절하게 억제된다.

응고 계면 기포 농도는, 메니스커스의 하방 50 ㎜ 이고 또한 고상율 fs = 0.5의 위치에서의 직경 1 ㎜ 의 기포의 농도로 하여, 전술한 수치 계산에 의해 정의된다. 여기서, 계산 상의 노즐로의 취입 기포 개수 (N) 는 N = AD-5 로 하고, A 는 주입 가스 속도, D 는 기포 직경으로 계산할 수 있다 (문헌：ISIJ Int.Vol.43 (2003), No.10, p.1548-1555). 주입 가스 속도는, 일반적으로는 5 ∼ 20 NL/min 이다.

응고 계면 기포 농도는, 기포의 포착에 큰 영향을 미치고, 기포 농도가 높으면 응고 쉘에 포착되는 기포량이 증가한다. 도 13 은, 응고 계면 기포 농도와 표면 결함률 (후술하는 실시예와 동일한 수법으로 측정된 코일 길이 1 m 당의 결함 개수) 의 관계를 나타내는 것이고, 다른 조건은, 표면 난류 에너지：0.0010 ∼ 0.0015 ㎡/s², 표면 유속：0.05 ∼ 0.30 m/s, 응고 계면 유속：0.08 ∼ 0.15 m/s 로 하였다. 도 13 에 의하면, 응고 계면 기포 농도가 0.008 ㎏/㎥ 이하에 있어서, 응고 쉘에 포착되는 기포량이 낮은 레벨로 억제되어 있다. 따라서, 응고 계면 기포 농도는 0.008 ㎏/㎥ 이하인 것이 바람직하다.

응고 계면 기포 농도는, 주조하는 슬래브 두께와 침지 노즐의 내벽면으로부터의 불활성 가스 취입량에 의해 제어할 수 있고, 주조되는 슬래브 두께를 220 ㎜ 이상, 침지 노즐의 내벽면으로부터의 불활성 가스 취입량을 25 NL/분 이하로 하는 것이 바람직하다.

침지 노즐 (2) 의 용강 토출 구멍 (20) 으로부터 토출되는 용강은 기포를 수반하고 있어, 슬래브 두께가 지나치게 작으면, 용강 토출 구멍 (20) 으로부터 토출되는 용강류가 주형 장변부측의 응고 쉘 (5) 에 가까워지고, 응고 계면 기포 농도가 높아져, 응고 쉘 계면에 기포가 포착되기 쉬워진다. 특히, 슬래브 두께가 220 ㎜ 미만에서는, 본 발명과 같은 용강류의 전자 유동 제어를 실시해도, 상기와 같은 이유에 의해 기포 분포의 제어가 어려워진다. 한편, 슬래브 두께가 300 ㎜ 를 초과하면, 열연 공정의 생산성이 낮아지는 난점이 있다. 이 때문에 주조되는 슬래브 두께는 220 ∼ 300 ㎜ 로 하는 것이 바람직하다.

침지 노즐 (2) 의 내벽면으로부터의 불활성 가스 취입량이 많아지면, 응고 계면 기포 농도가 높아져, 응고 쉘 계면에 기포가 포착되기 쉬워진다. 특히, 불활성 가스 취입량이 20 NL/분을 초과하면, 본 발명과 같은 용강류의 전자 유동 제어를 실시해도, 상기와 같은 이유에 의해 기포 분포의 제어가 어려워진다. 한편, 불활성 가스 취입량이 지나치게 적으면 노즐 폐색을 일으키기 쉽고, 오히려 편류를 크게 하기 때문에 유속의 제어가 곤란해진다. 이 때문에, 침지 노즐 (2) 의 내벽면으로부터의 불활성 가스 취입량은 3 ∼ 25 NL/분으로 하는 것이 바람직하다.

다음으로, 이상 서술한 본 발명의 연속 주조법 (주형 외측에, 주형 장변부를 사이에 두고 대향하는 1 쌍의 상부 자극과 1 쌍의 하부 자극을 구비하고, 상기 상부 자극의 자장의 피크 위치와 상기 하부 자극의 자장의 피크 위치 사이에 상기 용강 토출 구멍이 위치하는 연속 주조기를 사용하여, 상기 1 쌍의 상부 자극과 1 쌍의 하부 자극에 각각 인가되는 직류 자계에 의해 용강류를 제동하면서, 강의 연속 주조를 실시함으로써 슬래브를 주조하는 연속 주조법) 으로 주조된 슬래브를 사용한 강판의 제조 방법에 대해 설명한다. 이하의 강판의 제조 방법의 효과 (블리스터의 저감) 를 얻기 위해서는, 상기 연속 주조의 조건 (A) 및 조건 (B) 는 필수는 아니다. 그러나, 이들 조건과 조합함으로써, 종합적으로 우수한 표면 품질을 강판에서 얻을 수 있다.

앞서 서술한 바와 같이, 블리스터로 불리는 냉연 강판의 결함은, 열간 압연 후의 산세시에 강판에 침입하여, 냉간 압연 후에 강판 내의 비금속 개재물, 기포, 편석, 내부 균열 등의 부위에 체류하고 있는 수소가, 소둔시의 가열과 함께 체적 팽창하여 압력을 높여, 가열에 의해 연화된 강판을 변형시킨 팽창 상태의 표면 결함이다.

본 발명자들은, 이와 같은 블리스터의 발생과 열연 강판의 산세 조건 및 냉간 압연 조건의 관계에 대해, 나아가서는 사용하는 슬래브에 대해 검토한 결과, 이하와 같은 지견을 얻었다.

(1) 산세 종료 직후의 열연 강판 중의 수소 농도 (Ho) 는 열연 강판의 산세 감량과 양호한 상관이 있고, 이 때문에, 산세 감량에 기초하여 산세 종료 직후의 열연 강판 중의 수소 농도 (Ho) 를 구할 수 있다.

(2) 산세 종료 후, 시간 (t₁) (초) 을 경과한 시점 (p) 에서의 열연 강판 중의 수소 농도 (H₁) (질량 ppm) 는, 산세 종료 직후의 열연 강판 중의 수소 농도 (Ho) (질량 ppm) 와, 산세 종료 후, 당해 시점 (p) 까지의 강판의 최고 표면 온도 (T₁) (K) 의 관계에서, 하기 (i) 식에 의해 나타낼 수 있다. 따라서, 하기 (i) 식의 시간 (t₁) 을「산세 종료 후, 냉간 압연 개시까지의 시간 (t)」으로 하고, 최고 표면 온도 (T₁) 를 「산세 종료 후, 냉간 압연 개시 전에 있어서의 강판의 최고 표면 온도 (T)」로 하면, 냉간 압연 직전의 강판 중의 수소 농도 (H) 를 구할 수 있다.

H₁ = Ho·exp｛-0.002 × (T₁ ＋ t₁/100)｝ … (i)

(3) 블리스터에 의한 강판의 표면 품질 불량이 발생하는지 여부는, 냉간 압연 직전의 강판 중의 수소 농도 (H) 와 냉간 압연 조건 (압하 조건) 에 의해 정해지고, 냉간 압연 조건에 따라, 블리스터에 의한 표면 품질 불량 (표면 품질 불합격) 이 발생하는 「냉간 압연 직전의 강판 중의 임계 수소 농도 (Hc)」가 정해진다.

(4) 이상으로부터, 상기 (i) 식으로 구해지는 냉간 압연 직전의 강판 중의 수소 농도 (H) 가 임계 수소 농도 (Hc) 가 되지 않도록, 산세 종료 후부터 냉간 압연 개시까지의 시간 (t) 또/및 강판의 최고 표면 온도 (T) 를 제어함으로써, 블리스터의 발생을 억제하여, 블리스터에 의한 표면 품질 결함 불량 (표면 품질 불합격) 의 발생을 방지할 수 있다.

(5) 상기 서술한 본 발명의 연속 주조 방법으로 슬래브를 주조함으로써, 비금속 개재물이나 몰드 플럭스의 혼입에 의한 결함 (소위 슬리버 결함) 을 줄일 수 있음과 함께, 미소한 기포의 혼입에 의한 결함도 줄일 수 있는데, 보다 미소한 기포 (예를 들어, 기포 직경 5 ㎜ 이하인 것) 나 개재물의 혼입을 확실하게 방지하기는 어려워, 이와 같은 미소 기포나 개재물이 내부까지 잠입하여, 이것을 기점으로 하여 수소 (H₂) 에 의한 팽윤 상태 결함 (블리스터 결함) 을 일으킨다. 이와 같은 과제에 대해, 본 발명의 연속 주조법과 상기 (4) 방법을 조합하는 것, 즉, 상기 서술한 본 발명의 연속 주조법으로 주조된 슬래브를 압연하여 얻어진 열연 강판을, 상기 (4) 의 조건으로 산세 및 냉간 압연함으로써, 매우 미소한 기포나 개재물의 혼입에서 기인되는 블리스터를 포함하는, 기포 및 개재물이나 몰드 플럭스의 혼입에서 기인한 표면 결함이 매우 적은 고품질의 강판을 제조할 수 있다.

이와 같은 지견에 기초하는 본 발명의 강판의 제조법은, 상기 서술한 본 발명의 연속 주조법으로 주조된 슬래브를 열간 압연하여 열연 강판으로 하고, 이 열연 강판을 산세한 후, 냉간 압연할 때에, 하기 (1a) 식을 만족하도록, 시간 (t) 또는/및 강판의 최고 표면 온도 (T) 를 제어하는 것이다.

Hc/Ho ＞ exp｛-0.002 × (T ＋ t/100)｝ … (1a)

단 Ho：산세 종료 직후의 강판 중의 수소 농도 (질량 ppm)

t：산세 종료 후, 냉간 압연 개시까지의 시간 (초)

T：산세 종료 후, 냉간 압연 개시 전에 있어서의 강판의 최고 표면 온도 (T) (K) (단, 이 강판 표면 온도는, 산세 종료 후, 냉간 압연 전에 강판을 가열한 경우의 강판 표면 온도를 포함한다.)

이상과 같은 강판의 제조 방법은, 특히, 산세 ∼ 냉간 압연을 연속하여 실시하는 산세·냉간 압연 연속 라인 (PPCM 라인, PPCM；Pickling and Profile-Control Cold Mill) 에서 실시되는 경우에 효과적이다. 이것은, 이와 같은 PPCM 라인에서 제조되는 강판에, 특히 블리스터가 발생하기 쉽기 때문이다.

이하의 설명에 있어서, 강판의 수소 농도의 실측값은, 강판을 800 ℃ 까지 승온시켜, 강판으로부터 방출된 수소를 질량 분석 장치로 분석한 값이다.

표 2 는, 5 개의 산세조가 직렬로 배치된 산세 설비에 있어서, 열연 강판을 여러 가지 조건으로 산세하고, 강판의 산세 감량과 산세 종료 직후의 강판 중의 수소 농도 (Ho) 를 조사한 결과를 나타내고 있다. 도 14 는, 그 결과에 기초하여, 산세 감량과 산세 종료 직후의 강판 중의 수소 농도 (Ho) 의 관계를 나타낸 것이다. 산세 조건에는 산농도, 산세 온도·시간이 있는데, 표 2 에 나타내는 바와 같이, 산세 조건에 의한 산세 감량의 의존성은 볼 수 없다. 이것은, 산세 전의 강판의 표면 상태 (스케일 두께 등) 에 따라 산세 감량이 바뀌기 때문인 것으로 생각된다. 한편, 산세 종료 직후의 강판 중의 수소 농도 (Ho) 는, 도 14 에 나타내는 바와 같이, 산세 감량과 양호한 상관을 볼 수 있다. 따라서, 산세 감량에 기초하여 산세 종료 직후의 강판 중의 수소 농도 (Ho) 를 구할 수 있다.

산세 종료 직후에 있어서의 열연 강판 중의 수소 농도 (Ho) 와, 동일하게 강판 표면 온도 (T₀) 를 각각 측정함과 함께, 이 열연 강판이 산세 종료로부터 시간 (t₁) 을 경과한 시점에서의 강판 중의 수소 농도 (H₁) 를 측정한 결과, 표 3 의 결과가 얻어졌다. 이 표 3 의 결과로부터, 산세를 종료한 열연 강판으로부터는 시간 경과적으로 수소가 방출되고, 열연 강판 중의 수소 농도 (Ho) (질량 ppm), 동일하게 수소 농도 (H₁) (질량 ppm), 시간 (t₁) (초) 및 강판 표면 온도 (T₀) (K) 에는, 근사적으로 하기 (ii) 식의 관계가 있는 것을 알 수 있었다. 도 15 에, Ho·exp｛-0.002 × (T₀ ＋ t₁/100)｝로 산세 종료로부터 시간 (t₁) 을 경과한 시점에서의 강판 중의 수소 농도 (H₁) 의 관계를 나타낸다. 여기서, 강판 중의 수소 농도 (H₁) 가, 시간 (t₁) 뿐만 아니라, 산세 종료 직후에 있어서의 강판 표면 온도 (T₀) 에도 영향을 받는 이유는, 수소의 방출량은 강판 온도, 특히 도달 최고 온도에 영향 (지배) 을 받고, 상기 시험 조건에서는, 산세 종료 직후가 가장 높은 강판 온도 (도달 최고 온도) 였던 것에 따른다.

H₁ = Ho·exp｛-0.002 × (T₀ ＋ t₁/100)｝ … (ii)

따라서, 산세 종료 후, 냉간 압연 개시 전에, 강판을 산세 종료 직후의 강판 온도보다 높은 온도로 가열한 경우에는, 상기 (ii) 식의 강판 표면 온도 (T₀) 는, 그 가열시의 강판 표면 온도 (도달 최고 온도) 가 되는 것이다. 상기와 같이, 산세를 종료한 열연 강판으로부터의 수소의 방출량은 강판의 도달 최고 온도에 영향 (지배) 을 받기 때문이다.

이상으로부터, 산세 종료 후, 시간 (t₁) (초) 을 경과한 시점 (p) 에서의 열연 강판 중의 수소 농도 (H₁) (질량 ppm) 는, 산세 종료 직후의 열연 강판 중의 수소 농도 (Ho) (질량 ppm) 와, 산세 종료 후 ∼ 당해 시점 (p) 간에 있어서의 강판의 최고 표면 온도 (T₁) (K) 의 관계에서, 하기 (i) 식에 의해 나타낼 수 있는 것을 알 수 있었다. 따라서, 하기 (i) 식의 시간 (t₁) 을 「산세 종료 후, 냉간 압연 개시까지의 시간 (t)」으로 하고, 최고 표면 온도 (T₁) 를 「산세 종료 후, 냉간 압연 개시 전에 있어서의 강판의 최고 표면 온도 (T)」로 하면, 냉간 압연 직전의 강판 중의 수소 농도 (H) 를 구할 수 있다.

H₁ = Ho·exp｛-0.002 × (T₁ ＋ t₁/100)｝ … (i)

한편, 블리스터에 의한 표면 품질 불량이 발생하는지 여부는, 냉간 압연 직전의 강판 중의 수소 농도 (H) 와 냉간 압연 조건 (압하 조건) 에 의해 정해지고, 냉간 압연 조건에 따라, 블리스터에 의한 표면 품질 불량 (표면 품질 불합격) 이 발생하는 「냉간 압연 직전의 강판 중의 임계 수소 농도 (Hc)」가 정해지는 것을 알 수 있었다.

판 두께 4 ㎜ 의 열연 강판을 냉간 압연으로 여러 가지 마무리 판 두께 (냉간 압연의 최종 판 두께) 로 압연한 경우에 대해, 냉간 압연 직전의 강판 중의 수소 농도 (H) 와 냉간 압연에서의 마무리 판 두께와 블리스터 결함 발생 개수를 조사한 결과, 표 4 에 나타내는 결과가 얻어졌다. 이 결과에 기초하여, 냉간 압연 직전의 강판 중의 수소 농도 (H) 와 블리스터 결함 발생 개수의 관계를, 냉간 압연의 마무리 판 두께로 정리한 것이 도 16 이다.

이것에 의하면, 냉간 압연 직전의 강판 중의 수소 농도 (H) 가 어떠한 값을 초과하면, 블리스터 결함은 급격하게 증가하는 것을 알 수 있다. 또, 냉간 압연의 마무리 판 두께가 작아질수록 (요컨대, 냉간 압연의 압하량이 커질수록), 블리스터 결함이 급격하게 증가하는 상기 수소 농도 (H) 의 값은 작아지는 것을 알 수 있다. 이것은, 냉간 압연 직전의 강판 중의 수소 농도 (H) 가 높을수록, 또, 냉간 압연에서의 압하량이 클수록, 강판 내에 체류된 수소의 내부 압력의 상승이 커지기 때문인 것으로 생각된다. 여기서, 일반적으로, 블리스터 결함 개수가 0.0350 × 10^-2 개/m 정도를 초과하면 블리스터 결함에 의한 표면 품질 불량이 현재화 (顯在化) 되게 되므로, 「블리스터에 의한 표면 품질 불량의 발생」(표면 품질 불합격) 의 지표를, 예를 들어, 블리스터 결함 개수：0.0350 × 10^-2 개/m 초과로 할 수 있다.

이상의 점으로부터, 블리스터에 의한 표면 품질 불량이 발생하는 「냉간 압연 직전의 강판 중의 임계 수소 농도 (Hc)」를, 냉간 압연 조건 (압하 조건) 에 따라 결정하는 것이 가능하다는 것을 알 수 있었다. 구체적으로는, 냉간 압연의 압하율로 정해지는 마무리 판 두께에 따라, 냉간 압연 직전의 강판 중의 임계 수소 농도 (Hc) 를 결정할 수 있다. 예를 들어, 열연 강판의 판 두께가 4 ㎜ 인 경우에는, 도 16 의 결과에 기초하여, 냉간 압연에서의 각 마무리 판 두께에 따라 강판 중의 임계 수소 농도 (Hc) 를 이하와 같이 정할 수 있다.

냉간 압연에서의 마무리 판 두께 강판 중의 임계 수소 농도 (Hc)

1.8 ㎜ 0.030 질량 ppm

1.5 ㎜ 0.025 질량 ppm

1.2 ㎜ 0.020 질량 ppm.

이상으로부터, 냉간 압연 조건에 따라, 냉간 압연 직전의 강판 중의 수소 농도가 임계 수소 농도 (Hc) 가 되지 않도록, 산세 종료 후, 냉간 압연 개시까지의 시간 (t) 이나 강판의 최고 표면 온도 (T) 를 제어함으로써, 블리스터에 의한 표면 품질 불량의 발생을 방지할 수 있게 된다. 이 때문에 본 발명에서는, 열연 강판을 산세한 후, 냉간 압연할 때에, 하기 (1a) 식을 만족하도록, 시간 (t) 또는/및 강판의 최고 표면 온도 (T) 를 제어하는 것이다.

Hc/Ho ＞ exp｛-0.002 × (T ＋ t/100)｝ … (1a)

단 Ho：산세 종료 직후의 강판 중의 수소 농도 (질량 ppm)

t：산세 종료 후, 냉간 압연 개시까지의 시간 (초)

T：산세 종료 후, 냉간 압연 개시 전에 있어서의 강판의 최고 표면 온도 (T) (K) (단, 이 강판 표면 온도는, 산세 종료 후, 냉간 압연 전에 강판을 가열한 경우의 강판 표면 온도를 포함한다).

이와 같은 본 발명법에서는, 상기 서술한 바와 같이 하여, 냉간 압연 조건 (압하 조건) 에 따른 「냉간 압연 직전의 강판 중의 임계 수소 농도 (Hc)」를 미리 정해 둘 필요가 있다. 또, 산세량과 산세 종료 직후의 강판 중의 수소 농도 (Ho) 의 관계에 대해서도, 미리 구해 두는 것이 바람직하다.

열연 강판으로는, 상기 서술한 본 발명의 연속 주조법으로 주조된 슬래브를 열간 압연한 것을 사용하는데, 앞서 (5) 에서 서술한 바와 같은 이유에 의해, 매우 미소한 기포나 개재물의 혼입에서 기인되는 블리스터를 포함하는, 기포 및 개재물이나 몰드 플럭스의 혼입에서 기인한 표면 결함이 매우 적은 고품질의 강판을 제조할 수 있다.

본 발명법을 실시하기 위해서는, 예를 들어, 산세 후의 강판을 코일 상태로 실온에서 방치하고, 상기 (1a) 식을 만족하는 시간 (t) 후에 냉간 압연을 실시한다. 또, 산세 후의 열연 강판을 가열하여 강판의 최고 표면 온도 (T) 를 높이면, 상기 (1a) 식을 만족하는 시간 (t) 을 단축할 수 있으므로, PPCM 라인에도 적용할 수 있어, 생산성의 향상을 도모할 수 있다. 열연 강판의 가열에는, 가스 버너 가열, 전기 히터 가열, 고주파 유도 가열 등을 적용할 수 있는데, 그 후 냉간 압연을 실시하므로, 가열은 산소 분압이 제어된 불활성 가스 분위기 중에서 실시하는 것이 바람직하다. 또, PPCM 라인에 적용하는 경우에는, 롤간 거리를 바꿀 수 있는 루퍼를 이용하면 라인 스피드의 조정은 가능하다.

실시예

[실시예 1]

도 1 및 도 2 에 나타내는 바와 같은 연속 주조기, 즉, 주형 외측 (주형 측벽의 배면측) 에, 주형 장변부를 사이에 두고 대향하는 1 쌍의 상부 자극과 1 쌍의 하부 자극을 구비하고, 상부 자극의 자장의 피크 위치와 하부 자극의 자장의 피크 위치 사이에 침지 노즐의 용강 토출 구멍이 위치하는 연속 주조기를 사용하여, 1 쌍의 상부 자극과 1 쌍의 하부 자극에 각각 인가되는 직류 자계에 의해 용강류를 제동하는 연속 주조 방법에 의해, 약 300 톤의 알루미킬드 극저 탄소강을 주조하였다.

침지 노즐로부터의 취입 불활성 가스로는 Ar 가스를 사용하고, 이 Ar 가스의 취입량은, 노즐 폐색이 일어나지 않도록 슬라이딩 노즐의 개도에 따라, 5 ∼ 12 NL/min 의 범위 내에서 조정하였다. 연속 주조기의 사양 및 다른 주조 조건은 이하와 같다.

연속 주조기의 사양 및 다른 주조 조건은 이하와 같다.

·침지 노즐의 용강 토출 구멍의 용강 토출 각도 (α)：15 °

·침지 노즐의 침지 깊이：230 ㎜

·침지 노즐의 용강 토출 구멍의 형상：사이즈 70 ㎜ × 80 ㎜ 의 장방형상

·침지 노즐 내경：80 ㎜

·침지 노즐의 각 용강 토출 구멍의 개구 면적：5600 ㎟

·사용한 몰드 플럭스의 점도 (1300 ℃)：2.5 cp

표 5 에 나타내는 화학 성분의 용강을, 표 6 ∼ 표 15 에 나타내는 바와 같은 조건으로 연속 주조하였다.

용강의 화학 성분은, RH 진공 탈가스 장치에서의 정련 종료시에 용강으로부터 채취한 시료의 분석값을 사용하고, 용강의 토탈 산소 농도는, 주형에 대한 주입 개시 전에 턴디시 내의 용강으로부터 시료를 채취하여, 이 시료의 화학 분석값을 사용하였다.

연속 주조된 슬래브를 열간 압연 및 냉간 압연하여 강판으로 하고, 이 강판에 합금화 용융 아연 도금 처리를 실시하였다. 이 합금화 용융 아연 도금 강판에 대하여, 온라인 표면 결함계로 표면 결함을 연속적으로 측정하고, 그 중에서 결함 형태 (외관) 혹은 SEM 분석, ICP 분석 등에 의해 몰드 플럭스성 결함, 기포성 결함, 개재 물성 결함, 슬리버 결함 및 블리스터 결함을 판별하고, 코일 길이 1 m 당의 결함 개수에 기초하여, Zn 도금 후 결함을 하기 기준으로 평가하였다. 그 결과를, 표 6 ∼ 표 15 에 함께 나타낸다.

○：결함 개수 0.01 개 이하

△：결함 개수 0.01 개 초과, 0.05 개 이하

×：결함 개수 0.05 개 초과, 0.10 개 이하

××：결함 개수 0.10 개 초과

또한, 슬래브 폭이 1700 ㎜ 를 초과하는 슬래브를 주조하는 실시예에 대해서는, 실기의 결과에 기초하는 시뮬레이션에 의한 데이터를 나타내었다.

[실시예 2]

실시예 1 과 동일한 설비 및 방법 (연속 주조기, Ar 가스 취입 조건, 몰드 플럭스 조건 등) 으로, 표 5 의 No.2 의 화학 성분의 용강을, 표 16 에 나타내는 바와 같은 조건으로 연속 주조하였다. 연속 주조된 슬래브를 열간 압연, 산세 및 냉간 압연하여 강판으로 하고, 이 강판에 합금화 용융 아연 도금 처리를 실시하였다. 표 16 에 나타내는 실시예 중, No.1 ∼ No.3, No.9 ∼ No.11 의 실시예에서는, 산세 종료 후, 동 표에 나타내는 시간 (t) 동안 그 상태로 실온에서 방치한 후, 냉간 압연을 실시하였다. 한편, 그 밖의 실시예에서는, 산세 설비와 냉간 압연 설비 사이에 전기 히터식의 가열로가 설치된 PPCM 라인을 이용하여 산세 종료 후, Ar 가스 분위기로 한 상기 가열로에서 강판 표면 온도 (T) 까지 가열하고, 그 후, 냉간 압연을 실시하였다.

제조된 합금화 용융 아연 도금 강판에 대하여, 온라인 표면 결함계로 표면 결함을 연속적으로 측정하고, 그 중에서 결함 형태 (외관) 혹은 SEM 분석, ICP 분석 등에 의해 슬리버 결함 (몰드 플럭스성 결함, 기포성 결함, 개재 물성 결함) 및 블리스터 결함을 판별하고, 코일 길이 1 m 당의 결함 개수에 기초하여, Zn 도금 후의 결함을 하기 기준으로 평가하였다. 또한, Zn 도금 후의 결함 기준의 최초의 부호 (○) 는 슬리버 결함의 개수를 나타내고 (실시예 1 과 동일한 평가 기준에 따름), 2 번의 부호 (◎, ○, △, ×) 는 블리스터 결함의 개수를 나타낸다. 최초의 부호인 ○ 는 결함 개수 0.01 개 이하를 나타내고, 2 번째 부호의 개수는 하기와 같다.

◎：결함 개수 0.0200 × 10^-2 개 이하

○：결함 개수 0.0200 × 10^-2 개 초과, 0.0250 × 10^-2 개 이하

△：결함 개수 0.0250 × 10^-2 개 초과, 0.0350 × 10^-2 개 이하

×：결함 개수 0.0350 × 10^-2 개 초과

*1 표 5 에 기재된 용강 No.

*2 Ho：산세 종료 직후의 강판 중의 수소 농도 (질량 ppm)

*3 Hc：냉간 압연 조건에 따라 결정되는, 블리스터에 의한 표면 품질 불량이 발생하는 냉간 압연 직전의 강판 중의 임계 수소 농도 (질량 ppm)

*4 t：산세 종료 후, 냉간 압연 개시까지의 시간 (초)

*5 To：산세 종료 직후의 강판 표면 온도 (K)

*6 T：산세 종료 후, 냉간 압연 개시 전에 있어서의 강판의 최고 표면 온도 (K)

*7 본 발명의 "강판의 제조 방법" 의 조건을 「만족함」, 「만족하지 않음」의 구분

본 실시예의 No.1 ∼ No.16 은, 모두 본 발명의 연속 주조 조건을 만족하고 있다. 한편, No.2, No.3, No.5, No.7, No.8, No.10, No.11, No.13, No.15, No.16 은, 본 발명의 강판의 제조 조건인 (1a) 식을 만족하고 있는 것에 반해, No.1, No.4, No.6, No.9, No.12, No.14 는 (1a) 식을 만족하지 않았다. 본 실시예에 의하면, 본 발명의 강판의 제조 조건인 (1a) 식을 만족하는 것은, 블리스터 결함의 발생이 보다 효과적으로 억제되는 것을 알 수 있다.

또, Hc 값에 대해 Ho·exp｛-0.002 × (T ＋ t/100)｝값이 작을수록, 블리스터 결함 발생의 개선 효과가 큰 것을 알 수 있다. 특히, Hc 값과 Ho·exp｛-0.002 × (T ＋ t/100)｝값의 차가 0.005 이상에서는 Zn 도금 후의 결함 개수가 극단적으로 적어지므로 바람직하다. 또한, 산세 후, 냉간 압연 전의 열연 강판을, 산세 종료 직후의 강판 온도보다 높은 온도로 가열하면, T 의 증대에 의해 Ho·exp｛-0.002 × (T ＋ t/100)｝의 값을 저하시킬 수 있으므로, 블리스터 결함의 개선에 유효하다.

산업상 이용가능성

본 발명의 강의 연속 주조 방법에 의하면, 종래 문제로 여겨져 온 비금속 개재물이나 몰드 플럭스에 의한 결함뿐만 아니라, 미소한 기포나 비금속 개재물에 의한 결함이 적은 고품질의 주편을 얻을 수 있다. 또, 특히, 침지 노즐의 노즐 침지 깊이, 노즐 내경, 용강 토출 구멍의 개구 면적을 최적화함으로써, 보다 고품질인 주편을 얻을 수 있다. 또, 본 발명의 강판의 제조 방법에 의하면, 블리스터가 매우 적은 고품질의 강판을 제조할 수 있다.

1 주형
2 침지 노즐
3a, 3b 상부 자극
4a, 4b 하부 자극
5 응고 쉘
6 메니스커스
10 주형 장변부
11 주형 단변부
21 저부
20 용강 토출 구멍

Claims

주형 외측에, 주형 장변부를 사이에 두고 대향하는 1 쌍의 상부 자극과 1 쌍의 하부 자극을 구비함과 함께, 용강 토출 구멍의 수평 방향으로부터 하방향의 용강 토출 각도가 10° 이상 30° 미만인 침지 노즐을 구비하고, 상기 상부 자극의 자장의 피크 위치와 상기 하부 자극의 자장의 피크 위치 사이에 상기 용강 토출 구멍이 위치하는 연속 주조기를 사용하여, 상기 1 쌍의 상부 자극과 1 쌍의 하부 자극에 각각 인가되는 직류 자계에 의해 용강류를 제동하면서, C 를 0.003 질량％ 이하 함유하는 극저 탄소강의 연속 주조를 실시하는 방법으로서, 하기 (1) 식으로 정의되는 X 값이 X ≤ 5000 이하를 만족하는 화학 성분을 갖는 용강을,
X = 24989 × [％Ti] ＋ 386147 × [％S] ＋ 853354 × [％O] … (1)
단 [％Ti]：용강 중의 Ti 함유량 (질량％), [％S]：용강 중의 S 함유량 (질량％), [％O]：용강 중의 O 함유량 (질량％)
주조 속도를 0.75 m/분 이상으로 하고, 또한 하기 조건 (가), (나) 에 따라 연속 주조를 실시하는 강의 연속 주조 방법.
·조건 (가)：주조하는 슬래브 폭과 주조 속도가 하기 (a) ∼ (i) 인 경우에는, 상부 자극에 인가하는 직류 자계의 강도를 0.03 ∼ 0.15 T, 하부 자극에 인가하는 직류 자계의 강도를 0.24 ∼ 0.45 T 로 한다.
(a) 슬래브 폭 950 ㎜ 미만이고 또한 주조 속도 2.05 m/분 미만,
(b) 슬래브 폭 950 ㎜ 이상 1050 ㎜ 미만이고 또한 주조 속도 2.25 m/분 미만,
(c) 슬래브 폭 1050 ㎜ 이상 1350 ㎜ 미만이고 또한 주조 속도 2.35 m/분 미만,
(d) 슬래브 폭 1350 ㎜ 이상 1450 ㎜ 미만이고 또한 주조 속도 2.25 m/분 미만,
(e) 슬래브 폭 1450 ㎜ 이상 1650 ㎜ 미만이고 또한 주조 속도 2.15 m/분 미만,
(f) 슬래브 폭 1650 ㎜ 이상 1750 ㎜ 미만이고 또한 주조 속도 2.05 m/분 미만,
(g) 슬래브 폭 1750 ㎜ 이상 1850 ㎜ 미만이고 또한 주조 속도 1.95 m/분 미만,
(h) 슬래브 폭 1850 ㎜ 이상 1950 ㎜ 미만이고 또한 주조 속도 1.85 m/분 미만,
(i) 슬래브 폭 1950 ㎜ 이상 2150 ㎜ 미만이고 또한 주조 속도 1.75 m/분 미만
·조건 (나)：주조하는 슬래브 폭과 주조 속도가 하기 (j) ∼ (s) 인 경우에는, 상부 자극에 인가하는 직류 자계의 강도를 0.15 초과 ∼ 0.30 T, 하부 자극에 인가하는 직류 자계의 강도를 0.24 ∼ 0.45 T 로 한다.
(j) 슬래브 폭 950 ㎜ 미만이고 또한 주조 속도 2.05 m/분 이상 3.05 m/분 이하,
(k) 슬래브 폭 950 ㎜ 이상 1050 ㎜ 미만이고 또한 주조 속도 2.25 m/분 이상 3.05 m/분 이하,
(l) 슬래브 폭 1050 ㎜ 이상 1350 ㎜ 미만이고 또한 주조 속도 2.35 m/분 이상 3.05 m/분 이하,
(m) 슬래브 폭 1350 ㎜ 이상 1450 ㎜ 미만이고 또한 주조 속도 2.25 m/분 이상 3.05 m/분 이하,
(n) 슬래브 폭 1450 ㎜ 이상 1550 ㎜ 미만이고 또한 주조 속도 2.15 m/분 이상 3.05 m/분 이하,
(o) 슬래브 폭 1550 ㎜ 이상 1650 ㎜ 미만이고 또한 주조 속도 2.15 m/분 이상 2.85 m/분 이하,
(p) 슬래브 폭 1650 ㎜ 이상 1750 ㎜ 미만이고 또한 주조 속도 2.05 m/분 이상 2.65 m/분 이하,
(q) 슬래브 폭 1750 ㎜ 이상 1850 ㎜ 미만이고 또한 주조 속도 1.95 m/분 이상 2.55 m/분 이하,
(r) 슬래브 폭 1850 ㎜ 이상 1950 ㎜ 미만이고 또한 주조 속도 1.85 m/분 이상 2.55 m/분 이하,
(s) 슬래브 폭 1950 ㎜ 이상 2150 ㎜ 미만이고 또한 주조 속도 1.75 m/분 이상 2.55 m/분 이하.
제 1 항의 연속 주조법으로 주조된 슬래브를 열간 압연하여 열연 강판으로 하고, 그 열연 강판을 산세(酸洗)한 후, 냉간 압연할 때에, 하기 (1a) 식을 만족하도록, 시간 t 또는/및 강판의 최고 표면 온도 T 를 제어하는 강판의 제조 방법.
Hc/Ho ＞ exp｛-0.002 × (T ＋ t/100)｝ … (1a)
단 Ho：산세 종료 직후의 강판 중의 수소 농도 (질량 ppm)
Hc：냉간 압연 조건에 의해 정해지는, 블리스터에 의한 표면 품질 불량이 발생하는 냉간 압연 직전의 강판 중의 임계 수소 농도 (질량 ppm)
t：산세 종료 후, 냉간 압연 개시까지의 시간 (초)
T：산세 종료 후, 냉간 압연 개시 전에 있어서의 강판의 최고 표면 온도 T (K) (단, 이 강판 표면 온도는, 산세 종료 후, 냉간 압연 전에 강판을 가열한 경우의 강판 표면 온도를 포함한다).
제 1 항에 있어서,
침지 노즐의 노즐 침지 깊이를 230 ∼ 290 ㎜ 로 하는 강의 연속 주조 방법.
제 1 항에 있어서,
침지 노즐의 노즐 내경 (단, 용강 토출 구멍의 형성 위치에서의 노즐 내경) 을 70 ∼ 90 ㎜ 로 하는 강의 연속 주조 방법.
제 1 항에 있어서,
침지 노즐의 각 용강 토출 구멍의 개구 면적을 3600 ∼ 8100 ㎟ 로 하는 강의 연속 주조 방법.
제 1 항에 있어서,
침지 노즐의 노즐 침지 깊이를 230 ∼ 290 ㎜ 로 하고, 상기 침지 노즐의 노즐 내경 (단, 용강 토출 구멍의 형성 위치에서의 노즐 내경) 을 70 ∼ 90 ㎜ 로 하며, 또한 상기 침지 노즐의 각 용강 토출 구멍의 개구 면적을 3600 ∼ 8100 ㎟ 로 하는 강의 연속 주조 방법.
제 1 항에 있어서,
주형 내의 용강은, 표면 난류 에너지가 0.0010 ∼ 0.0015 m²/s², 표면 유속이 0.30 m/s 이하, 용강-응고 쉘 계면에서의 유속이 0.08 ∼ 0.15 m/s 인 강의 연속 주조 방법.
제 7 항에 있어서,
주형 내의 용강은, 표면 유속이 0.05 ∼ 0.30 m/s 인 강의 연속 주조 방법.
제 7 항에 있어서,
주형 내의 용강은, 용강-응고 쉘 계면에서의 유속 A 와 표면 유속 B 의 비 A/B 가 1.0 ∼ 2.0 인 강의 연속 주조 방법.
제 1 항에 있어서,
주형 내의 용강은, 표면 난류 에너지가 0.0010 ∼ 0.0015 m²/s², 표면 유속이 0.05 ~ 0.30 m/s, 용강-응고 쉘 계면에서의 유속이 0.08 ∼ 0.15 m/s 이며, 또한 용강-응고 쉘 계면에서의 유속 A 와 표면 유속 B 의 비 A/B 가 1.0 ~ 2.0 인 강의 연속 주조 방법.
제 7 항에 있어서,
주형 내의 용강은, 용강-응고 쉘 계면에서의 기포 농도가 0.008 ㎏/㎥ 이하인 강의 연속 주조 방법.
제 11 항에 있어서,
주조되는 슬래브 두께가 220 ∼ 300 ㎜, 침지 노즐의 내벽면으로부터의 불활성 가스 취입량이 3 ∼ 25 NL/분인 강의 연속 주조 방법.
제 2 항에 있어서,
침지 노즐의 노즐 침지 깊이를 230 ∼ 290 ㎜ 로 하는 강판의 제조 방법.
제 2 항에 있어서,
침지 노즐의 노즐 내경 (단, 용강 토출 구멍의 형성 위치에서의 노즐 내경) 을 70 ∼ 90 ㎜ 로 하는 강판의 제조 방법.
제 2 항에 있어서,
침지 노즐의 각 용강 토출 구멍의 개구 면적을 3600 ∼ 8100 ㎟ 로 하는 강판의 제조 방법.
제 2 항에 있어서,
침지 노즐의 노즐 침지 깊이를 230 ∼ 290 ㎜ 로 하고, 상기 침지 노즐의 노즐 내경 (단, 용강 토출 구멍의 형성 위치에서의 노즐 내경) 을 70 ∼ 90 ㎜ 로 하며, 또한 상기 침지 노즐의 각 용강 토출 구멍의 개구 면적을 3600 ∼ 8100 ㎟ 로 하는 강판의 제조 방법.
제 2 항에 있어서,
주형 내의 용강은, 표면 난류 에너지가 0.0010 ∼ 0.0015 m²/s², 표면 유속이 0.30 m/s 이하, 용강-응고 쉘 계면에서의 유속이 0.08 ∼ 0.15 m/s 인 강판의 제조 방법.
제 17 항에 있어서,
주형 내의 용강은, 표면 유속이 0.05 ∼ 0.30 m/s 인 강판의 제조 방법.
제 17 항에 있어서,
주형 내의 용강은, 용강-응고 쉘 계면에서의 유속 A 와 표면 유속 B 의 비 A/B 가 1.0 ∼ 2.0 인 강판의 제조 방법.
제 2 항에 있어서,
주형 내의 용강은, 표면 난류 에너지가 0.0010 ∼ 0.0015 m²/s², 표면 유속이 0.05 ~ 0.30 m/s, 용강-응고 쉘 계면에서의 유속이 0.08 ∼ 0.15 m/s 이며, 또한 용강-응고 쉘 계면에서의 유속 A 와 표면 유속 B 의 비 A/B 가 1.0 ~ 2.0 인 강판의 제조 방법.
제 17 항에 있어서,
주형 내의 용강은, 용강-응고 쉘 계면에서의 기포 농도가 0.008 ㎏/㎥ 이하인 강판의 제조 방법.
제 21 항에 있어서,
주조되는 슬래브 두께가 220 ∼ 300 ㎜, 침지 노즐의 내벽면으로부터의 불활성 가스 취입량이 3 ∼ 25 NL/분인 강판의 제조 방법.
제 2 항에 있어서,
산세 후, 냉간 압연 전의 열연 강판을, 산세 종료 직후의 강판 온도보다 높은 온도로 가열하는 강판의 제조 방법.