KR101271331B1 - 강의 연속 주조 방법 - Google Patents

강의 연속 주조 방법 Download PDF

Info

Publication number
KR101271331B1
KR101271331B1 KR1020117013822A KR20117013822A KR101271331B1 KR 101271331 B1 KR101271331 B1 KR 101271331B1 KR 1020117013822 A KR1020117013822 A KR 1020117013822A KR 20117013822 A KR20117013822 A KR 20117013822A KR 101271331 B1 KR101271331 B1 KR 101271331B1
Authority
KR
South Korea
Prior art keywords
slab
short side
steel
cast
hitting
Prior art date
Application number
KR1020117013822A
Other languages
English (en)
Other versions
KR20110084540A (ko
Inventor
세이 히라키
히로시 노가미
도시히코 무라카미
아키히로 야마나카
고우지 다카타니
야스히로 사토
요시키 이토
Original Assignee
신닛테츠스미킨 카부시키카이샤
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
Application filed by 신닛테츠스미킨 카부시키카이샤 filed Critical 신닛테츠스미킨 카부시키카이샤
Publication of KR20110084540A publication Critical patent/KR20110084540A/ko
Application granted granted Critical
Publication of KR101271331B1 publication Critical patent/KR101271331B1/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
    • B22D11/12—Accessories for subsequent treating or working cast stock in situ
    • B22D11/128—Accessories for subsequent treating or working cast stock in situ for removing
    • 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
    • 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
    • B22D11/12—Accessories for subsequent treating or working cast stock in situ
    • B22D11/1206—Accessories for subsequent treating or working cast stock in situ for plastic shaping of strands
    • 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
    • B22D11/16—Controlling or regulating processes or operations
    • 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
    • B22D11/16—Controlling or regulating processes or operations
    • B22D11/20—Controlling or regulating processes or operations for removing cast stock

Landscapes

  • Engineering & Computer Science (AREA)
  • Mechanical Engineering (AREA)
  • Continuous Casting (AREA)
  • Metal Rolling (AREA)

Abstract

주편을 최적의 조건으로 타격 진동시킴으로써, 편석이나 중심 포로시티를 저감할 수 있는, 강의 연속 주조 방법을 제공한다. 횡단면이 직사각형인 주편을 주조할 때에, 미응고부를 포함하는 주편의 단변면의 양측에 타격 진동 장치를 배치하여, 상기 주편의 단변면을 연속하여 타격함으로써, 상기 주편에 진동을 부여하면서 주조하는 강의 연속 주조 방법으로서, 상기 단변면의 타격에 의해 발생하는, 하기 (1)식 및 (2)식으로 정의되는 상기 주편의 장변면의 주편 두께 방향의 변위 곡선 δ(x)와 직선 δ(x)=0.10mm의 교점 중, 원점으로부터 먼 쪽의 교점의 타격 위치로부터의 거리가 200mm 이상이 되도록, 진동 에너지, 가이드 롤의 축간 거리 및 미응고 두께를 조정하여, 단변면을 타격하는 강의 연속 주조 방법이다.
δ(x)=exp[-1.5×{ln(x/(200×(ΔR/ΔR0)0.587))}2]×δmaxㆍㆍㆍ(1),
δmax=L0×(E/E0)0.5×(ΔR/ΔR0)×(t/t0)0.446ㆍㆍㆍ(2)

Description

강의 연속 주조 방법{METHOD OF CONTINUOUS STEEL CASTING}
본 발명은, 미응고부를 포함하는 상태의 주편의 표면을 타격하여, 주편에 진동을 부여하면서 주조하는 강의 연속 주조 방법에 관한 것이다.
연속 주조로부터 주조된 주편의 두께 방향의 중심부 및 그 근방에는, 중심 편석이나 V 편석, 역V 편석이라고 하는 매크로 편석인 내부 결함이 발생하기 쉽다. 중심 편석은, 주편의 최종 응고부에 C, S, P, Mn 등의 편석되기 쉬운 용질 성분(이하, 「편석 성분」이라고도 한다)이 농화되어 나타나는 내부 결함이며, V 편석 및 역V 편석은, 주편의 최종 응고부의 근방에, 이들 편석 성분이 각각 V자 형상 또는 역V자 형상으로 농화되어 나타나는 내부 결함이다.
이들 매크로 편석이 발생한 주편을 소재로 하여 열간 가공을 행한 제품에서는, 인성의 저하나 수소 유기 균열 등이 발생하기 쉽고, 또, 이들 제품을 냉간으로 최종 제품으로 가공할 때에, 균열이 발생하기 쉬워진다.
주편에 있어서의 편석의 생성 기구는, 이하와 같이 생각되고 있다. 즉, 응고가 진행됨에 따라, 응고 조직인 주상정(柱狀晶)의 수간(樹間)에 편석 성분이 농화된다. 그 편석 성분이 농화된 용강(이하, 「농화 용강」이라고도 한다)이, 응고 시의 주편의 수축, 또는 벌징이라고 하는 주편의 부풀어 오름 등에 의해, 주상정의 수간으로부터 유출된다. 유출된 농화 용강은, 최종 응고부의 응고 완료점을 향하여 유동하고, 그 상태로 응고되어 편석 성분의 농화 띠가 형성된다. 이와 같이 하여 형성된 편석 성분의 농화 띠가 편석이다.
주편의 편석 방지 대책으로서는, 주상정의 수간에 남은 농화 용강의 이동을 방지하는 것, 및 이들 농화 용강이 국소적으로 집적하는 것을 방지하는 것 등이 효과적이며, 종래부터 다양한 방법이 제안되고 있다.
그리고, 본 발명자들은, 특허 문헌 1에 있어서, 횡단면 형상이 직사각형인 주편을 주조할 때에, 미응고부를 포함하는 주편의 단변면측의 적어도 1개소에 배치한 타격 진동 장치에 의해, 중심 고상율이 0.1∼0.9인 미응고부를 포함하는 주편의 단변면을 연속하여 타격함으로써, 주편에 진동을 부여하면서 주조하는 강의 연속 주조 방법을 제안했다.
또, 본 발명자들은, 특허 문헌 2에 있어서, 직사각형의 횡단면 형상을 가지는 주편의 미응고부를 포함하는 주조 방향의 위치를, 복수의 압하용 가이드 롤 쌍에 의해 압하할 때에, 주조 방향에 있어서의 압하 영역의 범위 내에 있어서, 주편 표면의 적어도 1개소를 연속하여 타격함으로써, 주편에 진동을 부여하면서 주조하는 강의 연속 주조 방법을 제안했다.
이들 방법에 의하면, 주편의 타격 진동에 의해, 성장 도중의 주상정을 파단시켜, 주상정의 성장을 억제할 수 있다. 또한, 생성된 등축정(等軸晶)이 브리징하면 공간부가 형성되어, 그 공간부 내에서 편석이 발생하지만, 이 공간부는 타격에 의해 파괴된다. 그 때문에, 등축정을 고밀도로 충전시키고, 결정립 간에 농화 용강을 미세하게 분산시킬 수 있어, 중심 편석, V편석, 역V편석 등의 편석이 저감된, 내부 품질이 양호한 주편을 얻을 수 있다.
일본국 특허 3835185호 공보 일본국 특허 공개 2003-334641호 공보
편석에 필적하는 내부 결함으로서, 중심 포로시티가 있다. 중심 포로시티는, 연속 주조에 있어서 용강이 응고할 때의 응고 수축이나 응고 후의 냉각에 의한 열수축에 의해, 최종 응고 위치인 두께 방향의 중심 부근에 발생하는 작은 빈 구멍이다. 주편의 내부 품질을 향상시키기 위해, 편석과 함께 중심 포로시티도, 저감시키는 것이 요구되고 있다. 또, 타격에 의한 주편의 진동 조건과 주편 중심부의 품질의 상세한 관계를 구명하여 적정한 진동 조건을 확립하고, 연속 주조의 효율을 향상시키는 것이 요구되고 있다.
본 발명은, 상기의 문제를 감안하여 이루어진 것으로, 그 과제는 주편을 적정한 조건으로 타격하여, 진동시킴으로써, 편석이나 중심 포로시티가 없는, 내부 품질이 양호한 주편을 효율적으로 얻을 수 있는 강의 연속 주조 방법을 제공하는 것에 있다.
본 발명자들은, 편석이나 중심 포로시티가 없는 내부 품질이 양호한 주편을 효율적으로 얻기 위한 강의 연속 주조 방법에 대해서 검토하여, 하기의 (A) 및 (B)의 지견을 얻었다.
(A) 미응고부를 가지는 주편의 한쪽의 단변면을 타격했을 때에 발생하는, 주편의 두께 방향의 변위가 0.10mm 이상이 되는 영역의, 주편 단변면의 타격 위치로부터 단변면에 수직인 방향으로 거리의 최대값을 200mm 이상으로 하면, 주편 내부에 있어서의 편석을 저감시킬 수 있다.
(B) 타격에 의해 발생하는 주편의 두께 방향의 변위는, 가이드 롤의 축간 거리, 타격 에너지 및 주편의 타격 위치에 있어서의 미응고부의 두께에 의해 변화된다.
본 발명은, 상기의 지견에 기초하여 완성된 것이며, 하기 (1) 및 (2)의 강의 연속 주조 방법을 요지로 하고 있다.
(1) 횡단면이 직사각형인 주편을 주조할 때에, 미응고부를 포함하는 주편의 단변면의 양측에, 타격 진동 장치를 적어도 1쌍 배치하여, 상기 주편의 단변면을 연속하여 타격함으로써, 상기 주편에 진동을 부여하면서 주조하는 강의 연속 주조 방법으로서, 상기 단변면의 타격에 의해, 하기 (1)식 및 (2)식으로 정의되는 상기 주편의 장변면의 주편 두께 방향의 변위 곡선 δ(x)와 직선 δ(x)=0.10mm의 교점이 2개소 발생하고, 상기 교점 중, 원점으로부터 먼 쪽의 교점의 상기 주편 단변면의 타격 위치로부터 주편 폭 방향의 거리가 200mm 이상이 되도록, 진동 에너지, 가이드 롤의 축간 거리 및 미응고 두께를 조정하여, 단변면을 타격하는 것을 특징으로 하는 강의 연속 주조 방법.
δ(x)=exp[-1.5×{ln(x/(200×(ΔR/ΔR0)0.587))}2]×δmaxㆍㆍㆍ(1)
δmax=L0×(E/E0)0. 5×(ΔR/ΔR0)×(t/t0)0.446ㆍㆍㆍ(2)
여기서, 상기 (1)식 및 (2)식 중의 각 기호는 하기의 제(諸)량을 의미한다.
x: 주편 단변면의 타격 위치를 0으로 하는, 주편 폭 방향의 거리(mm),
δ(x): 위치 x에 있어서의 주편 두께 방향의 변위(mm),
δmax: 주편 두께 방향의 최대 변위(mm),
ΔR: 단변면을 타격하는 위치의 가이드 롤의 축간 거리(mm),
E: 1세그먼트 편측당 타격 에너지(J),
t: 주편 단변면의 타격 위치에 있어서의 주편의 미응고 두께(mm),
단, E0=39(J), ΔR0=245(mm), t0=26(mm), L0=0.114(mm)이다.
(2) 상기 주편의 마주 대하는 좌우의 단변면을 주기적으로 타격하는 시간의 위상을 동일하게 함으로써, 상기 좌우의 단변면 각각에 있어서의 타격에 의해 발생하는 상기 변위 δ(x)를 서로 중첩시키고, 그 중첩된 변위 δ(x)를 타격 위치의 폭 방향 전체에 걸쳐 0.10mm 이상으로 하는 것을 특징으로 하는 상기 (1)의 강의 연속 주조 방법.
본 발명의 방법에 의하면, 주편 단변면의 타격에 의해 발생하는, 주편 장변면의 변위가 0.10mm 이상인 진동을, 주편의 넓은 범위에 걸쳐 부여할 수 있기 때문에, 편석이나 중심 포로시티를 저감시켜, 내부 품질이 우수한 주편을 얻을 수 있다.
도 1은 본 발명의 연속 주조 방법을 적용 가능한 연속 주조기와 타격 진동 장치의 배치를 나타내는 도면이며, (a)는 연속 주조기의 측면도를 나타내고, (b)는 연속 주조기의 타격 진동 장치를 설치한 부분의 평면도를 나타낸다.
도 2는 중심 포로시티 비체적 산출용 시료의 채취 위치를 나타내는 주편의 횡단면도이다.
도 3은 1세그먼트 편측당 타격 에너지와 중심 포로시티 비체적의 감소량의 관계를 나타내는 그래프이다.
도 4는 미응고 부분을 가지는 주편의 타격에 의한 진동 모델의 모식도이며, (a)는 평면도를 나타내고, (b)는 주조 방향으로부터 본 도면을 나타낸다.
도 5는 단변면 타격 위치로부터의 거리와, 주편 두께 방향의 변위의 관계를 나타내는 그래프이다.
도 6은 주편 두께 방향의 최대 변위 δmax와 중심 포로시티 비체적의 감소량 -ΔVp의 관계를 나타내는 그래프이다.
도 7은 1세그먼트 편측당 타격 에너지와, 진동 도달 거리의 관계를 나타내는 그래프이다.
도 8은 1세그먼트 편측당 타격 에너지와, 진동 도달 거리의 관계를 나타내고, 가이드 롤의 축간 거리의 영향을 나타내는 그래프이다.
도 9는 주편의 폭 방향 양단의 각각의 단변면으로부터의 타격의 영향을 나타내는 그래프이다.
이하에, 본 발명의 방법을 상기 서술한 대로 규정한 이유 및 본 발명의 방법의 바람직한 양태에 대해서 설명한다.
본 발명자들은, 주편에 타격에 의한 진동을 부여하면서 연속 주조 시험을 행하고, 진동의 효과에 대해서 해석을 진행하여, 이하에 설명하는 바와 같이, 주편의 내부 품질에 대한 진동의 영향을 조사했다.
1. 주편 내부 품질과 타격 에너지의 관계에 대해서
1-1. 주조 시험 조건
도 1은, 본 발명의 연속 주조 방법을 적용 가능한 연속 주조기와 타격 진동 장치의 배치를 나타낸 도면이며, (a)는 연속 주조기의 측면도를 나타내고, (b)는 연속 주조기의 타격 진동 장치를 설치한 부분의 평면도를 나타낸다. 이 도면에 나타낸 연속 주조기는, 수직 굽힘형이며, 주편의 타격 진동 장치를 구비한다.
턴디쉬(도시하지 않음)로부터 침지 노즐(1)을 거쳐 주형(3)에 주입된 용강(4)은, 주형(3) 및 그 아래쪽의 2차 냉각 스프레이 노즐군(도시하지 않음)으로부터 분사되는 스프레이 수(水)에 의해 냉각되고, 응고 쉘(5)이 형성되어 주편(7)이 된다. 주편(7)은, 그 내부에 미응고부를 유지한 채로, 가이드 롤(6)군에 지지되면서 뽑아 내어진다. 도 1의 주형(3) 내에는, 용강(4)의 탕면(2)인 메니스커스가 나타난다. 가이드 롤(6)은, 복수의 세그먼트(도시하지 않음)로 나누어 배치되어 있다.
그리고, 가이드 롤(6)군의 주조 방향 하류부에 2쌍의 타격 진동 장치(8)가, 각각 세그먼트마다 설치되어, 주편(7)의 단변면을 타격한다. 타격 진동 장치(8)는, 구동부(10) 및 그 선단부에 부착된 타격용의 금형(9)을 가진다.
본 연속 주조 시험에서는, 주형(3)으로서 두께 300mm의 주편용인 것을 이용했다. 타격 진동의 폭 방향에 대한 영향을 조사하기 위해, 주편(7)으로서 2300mm의 광폭의 슬래브를 이용했다.
주조 시험에는, 두꺼운 강판용으로서 이용되고 있는 하기의 성분 조성의 강 종류를 채용했다. 즉, C: 0.05∼1.00질량%, Si: 0.04∼0.60질량%, Mn: 0.50∼2.00질량%, P: 0.020질량% 이하, S: 0.006질량% 이하를 함유하고, 잔부가 Fe 및 불가피적 불순물로 이루어지는 강 종류이다.
주조 속도는, 0.58∼0.61m/min, 2차 냉각수량은, 0.62∼0.73L/kg-steel로 했다. 턴디쉬 내의 용강의 평균 온도는, 용강 과열도 ΔT=30∼50℃의 범위에서 거의 일정하게 했다. ΔT는, 실제의 용강 온도와 당해 용강의 액상선 온도의 차이다.
2쌍의 타격 진동 장치(8)는, 각각 금형(9)의 주조 방향 중앙을 기준으로 하여, 주형(3) 내의 메니스커스(2)로부터 주조 방향에 있어서 하류측의 22.5m의 위치 및 24.0m의 위치에 배치했다. 타격 진동 장치(8)의 금형(9)은, 타격면의 주조 방향의 길이가 1155mm, 연직 방향의 높이가 135mm이며, 질량이 500kg이었다. 타격 진동 장치(8)의 구동부(10)에는, 에어 실린더 장치를 이용했다. 주편(7)의 단변면의 타격 진동의 주파수는 4∼6Hz, 즉 1초당 타격수는 4∼6회로 했다.
주편 단변면의 타격에 의해, 성장 도중의 주상정을 파단시켜, 주상정의 성장을 억제할 수 있다. 또한, 생성된 등축정이 브리징하면, 공간부가 형성되어, 그 공간부 내에서 편석이 발생하지만, 이 공간부는 타격에 의해 파괴된다. 그 때문에, 등축정을 고밀도로 충전시키고, 결정립 간에 농화 용강을 미세하게 분산시킬 수 있어, 편석이나 중심 포로시티를 저감시킬 수 있다.
주편(7)의 중심 고상율은, 주로 주조 속도와, 2차 냉각수량을 변수로 하여 1차원의 전열 계산에 의해 산출하고, 그 결과에 기초하여, 타격 위치에 있어서의 소정의 중심 고상율이 되는 조건을 구했다. 그리고, 주편의 단변면을 타격하면서 당해 조건에서의 연속 주조를 행했다.
1-2. 주편의 내부 품질의 평가
주편의 단변면을 타격하면서 행한 연속 주조에 의해 얻어진 주편의 내부 품질의 평가를, 중심 포로시티의 발생 상황을 평가함으로써 행했다.
1-2-1. 중심 포로시티의 발생 상황의 평가 방법
중심 포로시티의 발생 상황은 하기의 방법에 의해 평가했다. 주편으로부터 채취한 중심 포로시티의 비체적 산출용 시료는, 비중 측정의 정밀도를 감안하여, 길이(주편의 두께 방향) 50mm, 폭(주편의 폭 방향) 100mm, 두께(주편의 주조 방향) 7mm의 직육면체로 하고, 표면의 가공 정밀도는 JIS에 기초하는 상부 마무리(삼각 기호 ▽▽▽: 최대 표면 거칠기 3.2㎛)로 했다. 중심 포로시티의 발생이 거의 없다고 보여지는 주편의 표면으로부터 두께 방향으로 두께의 1/4의 위치(이하, 「1/4두께 위치」라고도 한다)의 밀도를 기준으로 하여, 두께 중심부의 밀도로부터 산출한 중심 포로시티의 비체적에 의해 중심 포로시티의 발생 상황을 평가했다. 중심 포로시티 비체적 Vp는, 1/4두께 위치의 평균 밀도 ρ0과, 두께 방향의 중심의 평균 밀도 ρ에 의해, 하기 (1)식으로 정의했다.
Vp≡1/ρ-1/ρ0ㆍㆍㆍ(1)
도 2는, 중심 포로시티 비체적 산출용 시료의 채취 위치를 나타내는 주편의 횡단면도이다. 도 2에는, 주편의 주조 방향에 수직인 단면의, 폭 방향의 일단측의 영역을 나타낸다. 주편의 1/4두께 위치의 평균 밀도 ρ0은, 주편의 폭 방향의 양단으로부터 각각 1개소씩 합계 2개의 시료 7a를 채취하고, 각각의 밀도를 평균하여 산출했다. 두께 방향의 중심의 평균 밀도 ρ는, 주편의 폭 방향의 양단으로부터 각각 3개소씩 합계 6개의 시료 7b, 7c, 7d를 채취하고, 각각의 밀도를 평균하여 산출했다. 시료 7a∼7d를 채취한 위치는, 시료의 중심을 기준으로 하여, 시료 7a 및 7b는 주편 단변면으로부터 190mm, 시료 7c는 주편 단변면으로부터 320mm, 시료 7d는 주편 단변면으로부터 425mm로 했다.
그리고, 타격을 행하지 않았던 주편의 중심 포로시티 비체적 Vp0 및 타격을 행한 주편의 중심 포로시티 비체적 Vp1에 기초하여 중심 포로시티 비체적 감소량 -ΔVp를 하기 (2)식으로 정의했다.
-ΔVp≡Vp0-Vp1ㆍㆍㆍ(2)
1-2-2. 중심 포로시티 발생 상황의 평가 결과
도 3은, 1세그먼트 편측당 타격 에너지와 중심 포로시티 비체적의 감소량의 관계를 나타내는 그래프이다. 이 그래프는, 상이한 타격 에너지로 타격을 행한 각 주편에 대해서, 중심 포로시티 비체적의 감소량 -ΔVp를 산출하여 정리한 것이다. 이 그래프에 나타낸 관계로부터, 1세그먼트 편측당 타격 에너지 E가 25J을 초과하면, 주편 폭 방향의 단부에 있어서, 중심 포로시티 비체적이 감소하는 관계가 확인되었다. 이 그래프에 있어서의, 1세그먼트 편측당 타격 에너지 E와 중심 포로시티 비체적의 감소량 -ΔVp의 관계에 대해서 회귀식을 산출하면, 하기 (3)식이 된다.
-ΔVp[cm3/g]=0.0049347×E[J]-1.297487ㆍㆍㆍ(3)
그리고, 도 3으로부터, 타격 에너지 E=39J일 때, 중심 포로시티 비체적의 감소량 -ΔVp=0.57×10-4cm3/g 정도의 중심 포로시티의 저감 효과를 얻을 수 있다라는 지견을 얻었다. 또, 매크로 관찰의 결과, 타격을 행한 주편 쪽이 타격을 행하지 않았던 주편보다도 입상(粒狀) 편석이 적은 경향이 인정되었다.
2. 주편 내부 품질과 타격 에너지의 관계의 일반화
상기의 지견을 기초로, 또한 본 발명자들은, 주편 단변의 타격에 관한 상기 결과의 일반화를 검토했다.
도 4는, 미응고 부분을 가지는 주편의 타격에 의한 진동 모델의 모식도이며, (a)는 평면도를 나타내고, (b)는 주조 방향으로부터 본 도면을 나타낸다. 이 도면에 있어서, 주편(7)의 응고 쉘(5)은 가이드 롤(6)에 의해 구속된 상태에 있다. 이 상태로, 주편(7)의 단변면은 타격 진동 장치(8)에 의해 타격된다.
타격 진동 장치(8)의 금형(9)의 형상은, 주조 방향의 길이 a가 1200∼1600mm, 두께 b가 140mm, 주편 두께 방향의 폭 c가 200mm인 직육면체로 했다. 또 주편(7)은 폭 2300mm, 두께 300mm로 했다. 이러한 3차원 모델을 이용하여, 주편(7)의 진동에 의한 표면(장변면)의 변위에 대해서 수치 해석을 행했다.
본 발명자들은, 주편(7)에 있어서의 타격 진동에 의한 표면 변위의 수치 해석 결과로부터, 주편 두께 방향의 최대 변위 δmax는, 단변면의 타격 위치로부터 단변면에 수직인 방향(주편 폭 방향)으로 200mm인 위치에 있어서의 값 δx=200 mm와 거의 동일한 것을 발견했다.
또, 본 발명자들은, 고액 계면 위치에 있어서의 변위 변동폭 L과 그에 영향을 미치는 제(諸)인자의 관계에 대한 지금까지의 검토에 의해, 진동 영역 내의 변위 변동폭 L은, 타격 헤드가 가지는 충격 에너지 E로 정리되고, 그 관계는 하기 (a)식으로 기술할 수 있는 것을 알아냈다. 이하, 아래 첨자인 0을 붙인 각 기호는 대표 조건을 나타낸다.
L/L0=(E/E0)0.5ㆍㆍㆍ(a)
또한, 단변면을 타격하는 위치의 가이드 롤의 축간 거리 ΔR, 및 주편 단변면의 타격 위치에 있어서의 주편의 미응고 두께 t가 변위 변동폭에 미치는 영향은 독립적으로 정리할 수 있고, 단변면의 타격 위치로부터 단변면에 수직인 방향으로 200mm인 위치에 있어서의 장변 판두께 방향의 변위 변동폭은, ΔR에 대해 거의 정비례로 변화하는 것을 알아냈다. 이들 지견을 근거로 하여, 변위 변동폭 L의 추산식으로서 식 (a)를 확장한 하기 (b)식을 얻을 수 있었다.
L/L0=(E/E0)0.5×(ΔR/ΔR0)×f(t, t0)ㆍㆍㆍ(b)
여기서, f(t, t0)는 주편의 미응고 두께의 영향항(項)을 나타낸다. f(t, t0)가 무차원량 t/t0의 거듭제곱에 비례한다고 가정하면, 실험 시뮬레이션 결과로부터 f의 일례로서 하기 (c)식을 얻을 수 있었다.
f(t, t0)=(t/t0)0.446ㆍㆍㆍ(c)
그리고, 식 (c)를 식 (b)에 대입하여, 최종적으로 변위 변동폭 L(=δmax)의 추산식으로서 하기 (4)식을 얻었다.
δmax≒δx=200mm=L0×(E/E0)0.5×(ΔR/ΔR0)×(t/t0)0.446ㆍㆍㆍ(4)
여기서, 상기 (4)식 중의 각 기호는 하기의 제량을 의미한다.
E: 1 세그먼트 편측당 타격 에너지(J),
ΔR: 단변면을 타격하는 위치의 가이드 롤의 축간 거리(mm),
t: 주편 단변면의 타격 위치에 있어서의 주편의 미응고 두께(mm).
또, E0, ΔR0 및 t0은 각각 E, ΔR 및 t의 중심 포로시티 저감 효과가 가장 컸던 조건의 수치, L0은 중심 포로시티 저감 효과가 가장 컸던 경우의 주편 두께 방향의 최대 변위의 대표 조건이며, 각각 하기의 상수군 (5)이다. 이하, 이 조건을 조건 (5)라고도 한다.
E0=39(J), ΔR0=245(mm), t0=26(mm), L0=0.114(mm)ㆍㆍㆍ(5)
본 발명자들은, 수치 해석에 의해 산출한, 주편 단변면의 타격 위치로부터 단변면에 수직인 방향으로 거리 x의 위치에 있어서의 주편 표면(장변면)의 주편 두께 방향의 변위 δ(x)는, 대수 정규 분포에 의해 근사하면, 상기 (4)식의 δmax를 이용하여 하기 (6)식과 같이 일반화할 수 있는 것을 알아냈다.
δ(x)=exp[-1.5×{ln(x/(200×(ΔR/ΔR0)0.587))}2]×δmaxㆍㆍㆍ(6)
도 5는, 단변면 타격 위치로부터의 거리와, 주편 두께 방향의 변위의 관계를 나타내는 그래프이다. 이 그래프의 횡축은 주편 단변면의 타격 위치로부터 단변면에 수직인 방향의 거리 x이며, 종축은 주편 표면의 주편 두께 방향의 무차원 변위(δ(x)를 δmax에 의해 나누어 최대 변위를 1로 한 무차원의 값)이다. 이 그래프에 있어서, ○ 표시는 수치 해석에 의해 산출한 값을 나타내고, ● 표시는 대수 정규 분포에 의해 근사한 값을 나타낸다. 이 그래프에 나타낸 결과로부터, 수치 해석에 의해 산출한 값은 대수 정규 분포에 의해 정밀도 높게 근사되어 있는 것을 알 수 있다.
3. 주편 내부 품질과 타격에 의한 주편의 변위의 관계에 대해서
도 6은, 주편 두께 방향의 최대 변위 δmax와 중심 포로시티 비체적의 감소량 -ΔVp의 관계를 나타내는 그래프이다. 이 그래프에 나타낸 관계는, 상기 (3)식과, 상기 조건 (5)를 적용하여 ΔR=245(mm), t=26(mm)으로 한 상기 (4)식으로부터 δmax와 -ΔVp의 관계를 구하여 작성한 것이다. 주편 단변면의 타격 위치에 있어서의 주편의 미응고 두께 t에 대해서는, 주조 속도 0.7m/min의 경우의 전열 응고 계산에 의해 타격 진동 장치(8)가 배치된 세그먼트의 입구에 있어서의 미응고 두께를 산출하고 그 값을 이용했다.
본 발명자들은, 도 6의 결과로부터, 두께 300mm, 폭 2300mm의 주편인 경우에는, δmax가 0.10mm 이상이면, 중심 포로시티 비체적이 감소하는 것을 알아냈다.
또, 본 발명자들은, 주편 내부 품질과 타격에 의한 주편의 변위의 관계에 대해서 검토를 더 진행하여, δmax가 0.10mm 이상 또한 δmax가 되는 위치의 단변면으로부터의 거리 x가 200mm 이상, 또는, δmax가 되는 위치의 거리 x가 200mm 미만 또한 거리 x가 200mm인 위치에 있어서의 변위 δ(x)가 0.10mm 이상이면, 주편 내부의 넓은 범위에 걸쳐 편석이나 중심 포로시티를 저감시킬 수 있어, 주편의 내부 품질을 향상시킬 수 있는 것을 알아냈다. 또, 본 연속 주조 시험은, 타격 진동 장치를 2쌍 설치하여 행했지만, 타격 진동 장치는 1쌍 또는 3쌍 이상이어도 2쌍의 경우와 마찬가지로 주편의 내부 품질을 향상시키는 효과를 얻을 수 있는 것을 확인했다.
4. 타격 에너지와 타격에 의한 진동 도달 거리의 관계에 대해서
상기 (6)식을 x에 대해서 풀면, 주편 두께 방향의 변위 δ 및 단변면을 타격하는 위치에 있어서의 가이드 롤의 축간 거리 ΔR의 함수로서 하기 (7)식을 얻을 수 있다.
x=200×(ΔR/ΔR0)0.587×exp[{-ln(δ/δmax)/1.5}0.5]ㆍㆍㆍ(7)
도 7은, 1세그먼트 편측당 타격 에너지와, 진동 도달 거리의 관계를 나타내는 그래프이다. 타격에 의한 주편 두께 방향의 변위 δ가 0.10mm 이상이 되는 영역의, 주편 단변면의 타격 위치로부터 단변면에 수직인 방향의 거리 x의 최대값 x*를 진동 도달 거리로 정의한다. 이 그래프 중의 ● 표시는, 상기 조건 (5)를 적용하여, 주편의 두께를 300mm, 주편의 단변면에 있어서의 1 세그먼트 편측당 타격 에너지 E를 40J로 하여 타격한 경우의 결과이며, x*=200mm이다. 또, 도 7 중의 곡선은, 상기 (7)식과 ● 표시의 조건으로부터 산출했다. 이 그래프에 나타낸 관계로부터, 타격 에너지 E를 증가시킴으로써, 진동 도달 거리 x*를 증가시키는 것이 가능해지는 것을 알 수 있다. 예를 들면, 타격 에너지 E를 40J에서 65J로 증가시킴으로써, 진동 도달 거리 x*는 200mm에서 250mm로, 25% 증가한다. 즉, 타격 에너지 E를 증가시킴으로써, 응고 지연에 기인하여 중심 포로시티가 발생하기 쉬운 주편 폭 방향의 단부 주변에 있어서의, 주편 두께 방향 중심부의 품질 개선이 가능하다.
5. 가이드 롤의 축간 거리와 타격에 의한 진동 도달 거리의 관계에 대해서
도 8은, 가이드 롤의 축간 거리를 변경한 경우에 대한, 1 세그먼트 편측당 타격 에너지와 진동 도달 거리의 관계를 나타내는 그래프이다. 도 8은, 가이드 롤의 축간 거리 ΔR이 245mm 또는 400mm인 것 이외에는, 도 7과 동일한 조건으로 타격한 경우에 대한 그래프이다. 이 그래프에 나타낸 관계로부터, 가이드 롤의 축간 거리 ΔR을 245mm에서 400mm로 넓히면, 진동 도달 거리 x*가 증대하는 것을 알 수 있다. 즉, 주편이, 장변 길이와 단변 길이의 비가 큰 슬래브인 경우에는, 주편 폭이 넓어, 가이드 롤 간에서의 벌징이 발생하기 쉽기 때문에, 가이드 롤의 축간 거리 ΔR을 크게 취할 수 없다. 한편, 주편이, 장변 길이와 단변 길이의 비가 작은 블룸인 경우에는, 주편 폭이 좁아, 가이드 롤 간에서의 벌징은 적기 때문에, 가이드 롤의 축간 거리 ΔR을 크게 취할 수 있으므로, 타격의 효과를 넓은 범위에서 얻을 수 있는 점에서 유리하다.
6. 양측으로부터의 타격의 효과에 대해서
도 9는, 주편의 폭 방향 양단의 각각의 단변면으로부터의 타격의 영향을 나타내는 그래프이다. 이 그래프는, 횡축을 주편의 폭 방향 중앙으로부터 단변면에 수직인 방향의 거리 y로 하고, 종축을 주편 두께 방향의 변위 δ로 하고 있다. 타격한 주편은 폭 약 400mm의 블룸으로 하고, 가이드 롤의 축간 거리 ΔR을 400mm, 1세그먼트 편측당 타격 에너지 E를 45J로 하여, 주편의 주조 방향 좌측의 단변면 만, 또는 우측의 단변면 만을 타격한 경우와, 양측의 단변면을 동시에 타격한 경우에 대한 계산 결과를 나타낸다. 이 그래프에 나타낸 결과로부터, 주편의 주조 방향 좌측의 단변면 만을 타격한 경우의 주편 두께 방향의 변위 δL 및 우측의 단변면 만을 타격한 경우의 주편 두께 방향의 변위 δR을 중첩하면, 주편의 양측의 단변면을 동시에 타격한 경우의 주편 두께 방향의 변위 δD가 되는 것을 알 수 있다.
주편의 주조 방향 좌측의 단변면 만, 또는 우측의 단변면 만을 타격한 경우에는, 주편 두께 방향의 변위 δ가 0.10mm 이상이 되는 영역의, 주편 단변면의 타격 위치로부터 단변면에 수직인 방향의 거리는 약 300mm이며, 전체 폭에 걸쳐 변위 δ를 0.10mm 이상으로는 할 수 없다. 그러나, 양측의 단변면을 동시에 타격함으로써, 타격 위치의 전체 폭에 걸쳐 변위 δ를 0.10mm 이상으로 할 수 있다. 또, 도 9로부터 알 수 있는 바와 같이, 양측의 단변면을 동시에 타격한 경우에는, 주편의 폭 방향 중앙에 있어서 변위 δ의 최대값이 0.40mm에 이르러, 변위 δ를 큰폭으로 증가시킬 수 있어, 주편의 내부 품질 개선을 더 도모할 수 있다.
<산업상의 이용 가능성>
본 발명의 방법에 의하면, 주편 단변면의 타격에 의해 발생하는, 주편 장변면의 변위가 0.10mm 이상인 진동을, 주편의 넓은 범위에 걸쳐 부여할 수 있기 때문에, 편석이나 중심 포로시티를 저감시켜, 내부 품질이 우수한 주편을 얻을 수 있다. 따라서, 본 발명의 방법은, 내질이 양호한 주편의 연속 주조 방법으로서 광범위하게 적용할 수 있다.
1 : 침지 노즐 2 : 용강 탕면(메니스커스)
3 : 주형 4 : 용강
5 : 응고 쉘 6 : 가이드 롤
7 : 주편 7a, 7b, 7c, 7d : 주편 시료
8 : 타격 진동 장치 9 : 금형
10 : 구동부

Claims (2)

  1. 횡단면이 직사각형인 주편을 주조할 때에, 미응고부를 포함하는 주편의 단변면의 양측에, 타격 진동 장치를 적어도 1쌍 배치하여, 상기 주편의 단변면을 연속하여 타격함으로써, 상기 주편에 진동을 부여하면서 주조하는 강의 연속 주조 방법으로서,
    상기 단변면의 타격에 의해, 하기 (1)식 및 (2)식으로 정의되는 상기 주편의 장변면의 주편 두께 방향의 변위 곡선 δ(x)와, δ(x)=0.10mm로 정의되는 직선의 교점이 2개소 발생하고, 상기 교점 중, 원점으로부터 먼 쪽의 교점의 상기 주편 단변면의 타격 위치로부터 주편 폭 방향의 거리가 200mm 이상이 되도록, 진동 에너지, 가이드 롤의 축간 거리 및 미응고 두께를 조정하여, 단변면을 타격하는 것을 특징으로 하는 강의 연속 주조 방법.
    δ(x)=exp[-1.5×{ln(x/(200×(ΔR/ΔR0)0.587))}2]×δmaxㆍㆍㆍ(1)
    δmax=L0×(E/E0)0.5×(ΔR/ΔR0)×(t/t0)0.446ㆍㆍㆍ(2)
    여기서, 상기 (1)식 및 (2)식 중의 각 기호는 하기의 제(諸)량을 의미한다.
    x: 주편 단변면의 타격 위치를 0으로 하는, 주편 폭 방향의 거리(mm),
    δ(x): 위치 x에 있어서의 주편 두께 방향의 변위(mm),
    δmax: 주편 두께 방향의 최대 변위(mm),
    ΔR: 단변면을 타격하는 위치의 가이드 롤의 축간 거리(mm),
    E: 1세그먼트 편측당 타격 에너지(J),
    t: 주편 단변면의 타격 위치에 있어서의 주편의 미응고 두께(mm),
    단, E0=39(J), ΔR0=245(mm), t0=26(mm), L0=0.114(mm)이다.
  2. 청구항 1에 있어서,
    상기 주편의 마주 대하는 좌우의 단변면을 주기적으로 타격하는 시간의 위상을 동일하게 함으로써, 상기 좌우의 단변면 각각에 있어서의 타격에 의해 발생하는 상기 변위 δ(x)를 서로 중첩시키고, 그 중첩된 변위 δ(x)를 타격 위치의 폭 방향 전체에 걸쳐 0.10mm 이상으로 하는 것을 특징으로 하는 강의 연속 주조 방법.
KR1020117013822A 2008-12-25 2009-10-28 강의 연속 주조 방법 KR101271331B1 (ko)

Applications Claiming Priority (3)

Application Number Priority Date Filing Date Title
JPJP-P-2008-330188 2008-12-25
JP2008330188A JP5272720B2 (ja) 2008-12-25 2008-12-25 鋼の連続鋳造方法
PCT/JP2009/068462 WO2010073813A1 (ja) 2008-12-25 2009-10-28 鋼の連続鋳造方法

Publications (2)

Publication Number Publication Date
KR20110084540A KR20110084540A (ko) 2011-07-25
KR101271331B1 true KR101271331B1 (ko) 2013-06-04

Family

ID=42287437

Family Applications (1)

Application Number Title Priority Date Filing Date
KR1020117013822A KR101271331B1 (ko) 2008-12-25 2009-10-28 강의 연속 주조 방법

Country Status (8)

Country Link
EP (1) EP2371468B1 (ko)
JP (1) JP5272720B2 (ko)
KR (1) KR101271331B1 (ko)
CN (1) CN102264490B (ko)
ES (1) ES2702700T3 (ko)
PL (1) PL2371468T3 (ko)
TW (1) TWI406721B (ko)
WO (1) WO2010073813A1 (ko)

Families Citing this family (8)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
JP5360086B2 (ja) * 2011-02-08 2013-12-04 新日鐵住金株式会社 非磁性鋼の連続鋳造を用いた製造方法
JP5926161B2 (ja) * 2012-10-16 2016-05-25 トヨタ自動車株式会社 引上式連続鋳造装置及び引上式連続鋳造方法
WO2014203937A1 (ja) * 2013-06-20 2014-12-24 新日鐵住金株式会社 鋳片の連続鋳造方法
CN103464704A (zh) * 2013-09-11 2013-12-25 钢铁研究总院 一种连铸坯用的震动锤装置及使用方法
US9999919B2 (en) * 2014-06-27 2018-06-19 Nippon Steel & Sumitomo Metal Corporation Method for operating continuous casting machine
JP6365060B2 (ja) * 2014-07-24 2018-08-01 新日鐵住金株式会社 スラブ鋳片の連続鋳造方法
CN108526423A (zh) * 2018-03-29 2018-09-14 马鞍山钢铁股份有限公司 一种改善连铸过程凝固中后期固液两相区流动性的方法、铸坯质量的控制方法及装置
CN108500226A (zh) * 2018-03-29 2018-09-07 马鞍山钢铁股份有限公司 一种抑制柱状晶生长的连铸凝固过程控制方法

Citations (1)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
JP2007229748A (ja) 2006-02-28 2007-09-13 Sumitomo Metal Ind Ltd 鋼の連続鋳造方法及び打撃振動装置

Family Cites Families (12)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
US3397733A (en) * 1965-12-13 1968-08-20 Concast Inc Method for removal of gas from molten metal during continuous casting
DE2113405A1 (de) * 1971-03-19 1973-02-15 Stolberger Metallwerke Kg Verfahren zum horizontalen stranggiessen von metallen, insbesondere zur herstellung von metallbaendern
EP0909598A4 (en) * 1996-05-13 1999-07-14 Ebis Corp METHOD AND DEVICE FOR CONTINUOUS CASTING
IT1287156B1 (it) * 1996-11-12 1998-08-04 Giovanni Arvedi Insieme perfezionato di apparecchiature per la colata continua a velocita' elevata di bramme d'acciaio sottili di buona qualita'
JP3835185B2 (ja) * 2001-03-19 2006-10-18 住友金属工業株式会社 鋼の連続鋳造方法
US6523601B1 (en) * 2001-08-31 2003-02-25 Shlomo Hury Method and apparatus for improving internal quality of continuously cast steel sections
JP2003334641A (ja) * 2002-05-17 2003-11-25 Sumitomo Metal Ind Ltd 鋼の連続鋳造方法
JP4699001B2 (ja) * 2004-10-18 2011-06-08 住友金属工業株式会社 連続鋳造方法
DE102004057427A1 (de) * 2004-11-27 2006-06-01 Sms Demag Ag Vorrichtung und Verfahren zum Stranggießen
JP4830612B2 (ja) * 2006-04-28 2011-12-07 住友金属工業株式会社 極厚鋼板用鋳片の連続鋳造方法
DE102007022929A1 (de) * 2006-05-26 2007-12-20 Sms Demag Ag Vorrichtung und Verfahren zum Herstellen eines Metallbandes durch Stranggießen
PL2174734T3 (pl) * 2007-08-08 2019-01-31 Nippon Steel & Sumitomo Metal Corporation Wibrator uderzeniowy w procesie odlewania ciągłego

Patent Citations (1)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
JP2007229748A (ja) 2006-02-28 2007-09-13 Sumitomo Metal Ind Ltd 鋼の連続鋳造方法及び打撃振動装置

Also Published As

Publication number Publication date
KR20110084540A (ko) 2011-07-25
WO2010073813A1 (ja) 2010-07-01
JP5272720B2 (ja) 2013-08-28
ES2702700T3 (es) 2019-03-05
EP2371468A4 (en) 2017-05-17
TWI406721B (zh) 2013-09-01
EP2371468A1 (en) 2011-10-05
TW201026410A (en) 2010-07-16
JP2010149150A (ja) 2010-07-08
EP2371468B1 (en) 2018-10-17
PL2371468T3 (pl) 2019-05-31
CN102264490A (zh) 2011-11-30
CN102264490B (zh) 2013-01-09

Similar Documents

Publication Publication Date Title
KR101271331B1 (ko) 강의 연속 주조 방법
KR101183420B1 (ko) 연속 주조시의 타격 진동 장치
CN103764316B (zh) 钢的连续铸造方法和钢条的制造方法
US20160096219A1 (en) Method for continuously casting slab
JPS5916862B2 (ja) 連続鋳造法
JP5604946B2 (ja) 鋼の連続鋳造方法
JP2008018439A (ja) 中心偏析の少ないスラブ鋼の連続鋳造方法
JP4577235B2 (ja) 鋼の連続鋳造方法及び打撃振動装置
JP4699001B2 (ja) 連続鋳造方法
JP5402678B2 (ja) 鋼の連続鋳造方法
JP4890981B2 (ja) 中心偏析の少ないスラブ鋼の連続鋳造方法
JP5701711B2 (ja) スラブ幅方向の中心偏析のバラツキを抑制する連続鋳造機の冷却装置
JP5443203B2 (ja) 空冷帯に配置されるロールの冷却方法を用いた連続鋳造方法
CN105710326A (zh) 钢的连续铸造方法
JP5646439B2 (ja) スラブ幅方向の中心偏析のバラツキを抑制する連続鋳造方法
KR101748951B1 (ko) 가속냉각기의 상하수량비 측정 장치
JP5646443B2 (ja) スラブ幅方向の中心偏析のバラツキを抑制する連続鋳造方法
JP5079663B2 (ja) 鋳型狭面の上昇流に対して静磁場を作用させるスラブの連続鋳造方法
CN106890963A (zh) 钢的连续铸造方法
CN106799480A (zh) 钢的连续铸造方法
JP4636052B2 (ja) 鋼の連続鋳造方法
CN108145101A (zh) 钢的连续铸造方法
JPS63168261A (ja) 形鋼用連続鋳造鋳片の製造方法
JPS61195761A (ja) 表面性状の良好な連続鋳造鋳片の製造法

Legal Events

Date Code Title Description
A201 Request for examination
N231 Notification of change of applicant
E701 Decision to grant or registration of patent right
GRNT Written decision to grant
FPAY Annual fee payment

Payment date: 20160427

Year of fee payment: 4

FPAY Annual fee payment

Payment date: 20170504

Year of fee payment: 5

FPAY Annual fee payment

Payment date: 20180518

Year of fee payment: 6

FPAY Annual fee payment

Payment date: 20190516

Year of fee payment: 7