KR101302526B1 - 주형 내 용강의 유동 제어 방법 및 연속 주조 주편의 제조방법 - Google Patents

Abstract

본 발명은 주형 내 용강의 유동 제어 방법 및 연속 주조 주편의 제조 방법에 관한 것으로, 주편을 제작하는 연속 주조 장치의 주형 내 용강에 이동 자장을 인가하여 주형 내 용강의 유동을 제어하는 방법에 있어서, 상기 제작되는 주편 폭에 따라 개재물 부착 임계치 F값에서 부터 몰드 플럭스 혼입 임계치인 F값 범위내에서 상기 최적 F 값이 가변되는 주형 내 용강의 유동제어방법 및 연속 주조 주편 제조 방법을 제공한다.

EMLS, EMLA, 전자기 용강 유동 제어, F값, 개재물 부착 임계치, 몰드 플럭스 혼입 임계치

Description

주형 내 용강의 유동 제어 방법 및 연속 주조 주편의 제조 방법{METHOD FOR CONTROLLING FLOW OF MOLTENSTEEN IN MOLD AND METHOD FOR PRODUCING CONTINUOUS CASTINGS}

본 발명은 주형 내 용강의 유동 제어 방법 및 연속 주조 주편의 제조 방법에 관한 것으로, 슬라브(Slab) 연속 주조기의 주형 내 용강의 유동 제어 방법에 관한 것으로, 주편폭 길이에 따라 최적 유속 F값이 가변되는 주형 내 용강의 유동 제어 방법 및 연속 주조 주편의 제조 방법에 관한 것이다.

연속 주조 장치에 의해 주조되는 강의 주편에 요구되는 품질 중 하나로서, 주편 표층의 개재물량이 작아야 한다. 이에 주편 표층에 포착되는 개지물로는 탈산 생성물, Ar 가스 기포 및 몰드 파우더(Mold Powder) 현탁등이 있다. 여기서, 탈산 생성물은 Al 등에 의한 용강의 탈산공정에서 발생하고, Ar 가스 기포는 턴디쉬(Tundish)나 침지노즐에서 용강 내에 흡입되어 발생하고, 몰드 파우더 현탁은 주형 내 용강 탕면 위에 산포된 몰드 파우더(Mold Powder)가 용강 중에 들어가 현탁 되어 발생한다.

이와 같은 개재물량은 철강 제품의 표면 결함이 되기 때문에 이를 적게 하는 것이 중요하다. 이때, 탈산생성물이나 Ar가스 기포를 저감하는 수단으로서, 주형 내의 용강에 이동자장을 인가하고, 주형 내 용강을 수평방향으로 회전시키며, 용강 계면에서 용강유속을 부여하여 응고계면을 세정시키고, 개재물의 포착을 방지하는 방법이 개시되었다. 여기서, 주형 내 용강을 수평방향으로 회전시키기 위한 구체적인 자장의 인가방법으로는 주형의 장변 방향을 따라 수평으로 이동하는 자계를 상대적인 장변면을 따라 각각 상반되는 방향으로 이동시키고, 응고계면을 따라 수평방향으로 회전하도록 한 용강유동을 일으키는 인가 방법이 있다. 이러한 인가 방법을 EMRS(Electro-Magnetic Rotative Stirring)이라 한다.

이러한 EMRS의 모드에 의해 자장을 인가하는 경우, 주형 내의 용강 탕면에도 선회류가 부여된다. 이때, 주조속도를 증가한 경우에는 침지 노즐로부터 토출되는 용강유속 자체가 증가하고, 주형 내의 용강 탕면 위치의 용강유속도 빨라진다. 따라서, 이 상태에서 EMRS 모드로 인가하면, 주형 내 용강 탕면에서 용강 유속이 다시 증가하고 몰드 파우더의 인입을 발생시키는 원인이 될 수 있다.

또한, 몰드 파우더의 인입은 주형 내 용강 탕면의 용강유속이 빠른 경우에 발생한다. 따라서, 이를 저감시키기 위해 침지 노즐로부터의 토출류에 제동력을 부여하도록 이동자장을 인가시킨다. 이를 통해 주형 내 용강 탕면의 용강유속을 저감시키는 방법이 적용되고 있다. 침지노즐로부터의 토출류에 제동력을 부여하기 위한 구체적인 자장의 인가방법은, 주형의 장변방향을 따라 수평으로 이동하는 자계를, 주형 단변 쪽으로부터 침지노즐 쪽을 향하는 방향(즉, 침지노즐의 토출 방향과 반대방향)으로 이동시키고, 용강토출류에 제동력을 부여하도록 한 용강 유동을 일으키는 인가 방법이 있다. 이러한 인가 방법을 EMLS(Electro-Magnetic Level Stabilizer/Slowing-down)이라 한다.

이러한 EMLS의 모드에 의해 자장을 인가하는 경우, 주조 속도가 빠른 경우(즉, 단위 시간당 용강 주입량이 많은 경우)에는 주형 내 용강 탕면의 용강유속을 감쇄시키는 것이 가능하여 몰드 파우더의 인입을 방지한다.

하지만, 주조속도가 빠르지 않고, 주형 내 용강 탕면의 용강류에 의한 몰드 파우더의 인입이 생기지 않도록 한 주조조건에서 EMLS 모드를 인가하면 응고계면을 따른 용강유속도 작기 때문에 응고계면을 따른 용강류가 다시 감속되며, 탈산생성물이나 Ar가스 기포가 부착하기 쉽게 되는 원인이 될 수 있다.

상술한 문제를 해결하기 위해 최근에는 침지 노즐로부터의 토출류에 가속력을 부여하도록 이동 자장을 인가하는 방법 즉, EMLA(Electro-Magnetic Level Accelerating)이 개시되었다. 이 기술의 예로서 한국공개특허 제10-2006-0080595호를 들 수 있다.

기존의 EMLA의 모드에서는 주편 품질이 가장 양호한 최적 유속 F값을 주조폭에 상관없이 3.4로 고정되었다. 즉, 이는 F값이 주편폭 1/4W 지점에서의 용강 표면 유속과 비례하고, F값이 커질수록 주편폭 1/4W 지점에서의 용강 표면 유속이 선형적으로 증가한다는 가정에 따른 것이다.

본 발명의 발명자는 다수의 시뮬레이션과 실험을 통해 주편 폭 길이에 따라 최적 유속 F값이 가변됨을 발견하였다. 이를 통해 주조폭이 넓은 경우 발생 하였던 핀홀(Pinhole) 결함을 해결할 수 있고, 강의 연속 주조에서 다양한 주조조건에서도 주편 표층의 기포성 개재물이 적고, 품질이 양호한 주편을 얻기 위한 몰드 내 용강의 전자기 유동 제어 방법을 제공하는 것을 그 목적으로 한다.

또한, 기존의 최적 유속 F값은 종래의 경우, 이동자장 인가후 주조폭 1/4W 위치에서의 용강유속 목표치를 0m/s로 하고 있으나, 본 발명의 발명자는 시뮬레이션과 실험결과를 통해 주조폭 1/4W위치에서의 용강유속 목표치를 0m/s로 하여 자기장을 인가하였을 때는 핀홀성 결함이 발생함을 발견하였고, 이에 따라 주조폭 1/4W위치에서의 용강유속을 0 이 아닌 값으로 제어하여 핀홀성 결함을 해결할 수 있는 몰드 내 용강의 전자기 유동 제어 방법을 제공하는 것을 그 목적으로 한다.

본 발명에 따른 주편을 제작하는 연속 주조 장치의 주형 내 용강에 이동 자장을 인가하되, 주조 조건으로부터 얻어지는 하기 (수학식1)로 표시되는 F값이, 몰드 파우더의 인입이 가장 적으면서 응고쉘로의 개재물의 부착이 가장 적은 최적 유속값에 대응하는 최적 F값을 초과하는 경우에는, 침지노즐로부터의 토출류에 제동력을 부여하도록 이동자장을 인가하고, 상기 F값이 최적 F값 미만인 경우에는, 주형 내의 용강을 수평방형으로 회전시키도록 이동자장을 인가는 주형 내 용강의 유 동을 제어하는 방법에 있어서, 상기 제작되는 주편 폭에 따라 개재물 부착 임계치 F값에서 부터 몰드 플럭스 혼입 임계치인 F값 범위내에서 상기 최적 F 값이 가변되는 주형 내 용강의 유동제어방법을 제공한다.

또한, 본 발명은 주편을 제작하는 연속 주조 장치의 주형 내 용강에 이동 자장을 인가하되, 주조 조건으로부터 얻어지는 하기 (수학식1)로 표시되는 F값이, 몰드 파우더의 인입이 가장 적으면서 응고쉘로의 개재물의 부착이 가장 적은 최적 유속값에 대응하는 최적 F값을 초과하는 경우에는, 침지노즐로부터의 토출류에 제동력을 부여하도록 이동자장을 인가하고, 상기 F값이 최적 F값 미만인 경우에는, 상기 침지노즐로부터의 토출류에 가속력을 부여하도록 이동자장을 인가하여 주형 내 용강의 유동을 제어하는 방법에 있어서, 상기 제작되는 주편 폭에 따라 개재물 부착 임계치 F값에서 부터 몰드 플럭스 혼입 임계치인 F값 범위내에서 상기 최적 F 값이 가변되는 주형 내 용강의 유동제어방법을 제공한다.

또한, 본 발명은 주편을 제작하는 연속 주조 장치의 주형 내 용강에 이동 자장을 인가하되, 주조 조건으로부터 얻어지는 하기 (수학식1)로 표시되는 F값이, 몰드 파우더의 인입이 가장 적으면서 응고쉘로의 개재물의 부착이 가장 적은 최적 유속값에 대응하는 최적 F값을 초과하는 경우에는, 침지노즐로부터의 토출류에 제동력을 부여하도록 이동자장을 인가하고, 상기 F값이 최적 F값 미만이면서 탕면 스키닝 임계 F값 이상인 경우에는, 주형 내의 용강을 수평방형으로 회전시키도록 이동자장을 인가하며, 상기 F값이 탕면 스키닝 임계 F값 미만인 경우에는, 침지노즐로부터의 토출류에 가속력을 부여하도록 이동자장을 인가하여 주형 내 용강의 유동을 제어하는 방법에 있어서, 상기 제작되는 주편 폭에 따라 개재물 부착 임계치 F값에서 부터 몰드 플럭스 혼입 임계치인 F값 범위내에서 상기 최적 F 값이 가변되는 주형 내 용강의 유동제어방법을 제공한다.

(수학식 1)

여기서, ρ는 용강의 밀도(kg/㎥), QL은 단위시간당 용강주입량(㎥/초), Ve는 용강토출류가 주형 단변면과 충돌하는때의 속도(m/초), θ는 용강토출류가 주형 단변면과 충돌하는 위치에서 수평과 이루는 각도(deg), D는 용강토출류가 주형단변면에 충돌하는 위치로부터 주형 내 용강 탕면까지의 거리(m)이다.

상기 개재물 부착 임계치 F값은 2.7이고, 상기 몰드 플럭스 혼입 임계치인 F값은 4.3인 것이 바람직하다.

상기 주편 폭이 증가할수록 상기 최적 F 값이 증대되는 것이 효과적이다.

몰드의 단변부에서 침지 노즐 방향으로의 흐름을 양의 값으로 할 경우, 상기 주편폭의 1/4 거리 만큼 상기 주편 단변측으로 떨어진 주편 두께 중앙 위치에서의 용강 탕면의 유속이 0.06m/sec을 최적 F 값으로 하는 것이 바람직하다.

또한, 본 발명은 청구항 1 내지 청구항 3 중 어느 한 상에 기재된 유동제어방법에 의해 주형내 용강의 유동제어를 수행하면서 턴디쉬 내의 용강을 상기 주형 내에 주입하고, 상기 주형 내에서 생성한 응고쉘을 하방으로 인발하여 주편을 제조 하는 연속주조 주편의 제조 방법을 제공한다.

상술한 바와 같이 본 발명은 주편 폭 길이의 증감에 따라 최적 유속 F값을 개재물 부착 임계치 F값 에서부터 몰드 플럭스 혼입 임계치 F값 사이의 값 내에서 증감시켜 주조폭이 넓은 경우 발생 하였던 핀홀(Pinhole) 결함을 해결할 수 있고, 강의 연속 주조에서 다양한 주조조건에서도 주편 표층의 기포성 개재물이 적고, 품질이 양호한 주편을 얻을 수 있다.

또한, 본 발명은 최적 유속으로 주편폭 1/4W위치에서 용강 유속 목표치를 0.06m/s로 제어하여 핀홀성 결함을 해결할 수 있다.

또한, 본 발명은 주편을 손질하지 않고 직접 압연하는 것이 가능하고, 주편 스카핑 비용, 압연가열로의 연료 원단위, 주조에서 압연까지의 리드 타임(Lead Time)등을 절감하여 철강 제품의 제조 비용을 절감할 수 있다.

이하, 첨부된 도면을 참조하여 본 발명의 실시예를 더욱 상세히 설명하기로 한다. 그러나 본 발명은 이하에서 개시되는 실시예에 한정되는 것이 아니라 서로 다른 다양한 형태로 구현될 것이며, 단지 본 실시예들은 본 발명의 개시가 완전하도록 하며, 통상의 지식을 가진 자에게 발명의 범주를 완전하게 알려주기 위해 제공되는 것이다. 도면상에서 동일 부호는 동일한 요소를 지칭한다.

침지 노즐로부터의 토출류에 가속력을 부여하도록 이동 자장을 인가하는 EMLA 모드는 몰드의 장변방향을 따라 수평으로 이동하는 자계를 침지 노즐 쪽으로부터 몰드단변 쪽을 향하는 방향(즉 침지노즐의 토출방향과 동일방향)으로 이동시켜 용강 토출류에 가속력을 부여한다.

EMLA 모드에 의한 자장인가에 의해 토출류가 가속되기 때문에, 토출류가 몰드 단변면에 충돌하며 그 후 단변면을 따라 상하로 분기하고, 위쪽으로 분기된 것은 용강 탕면에서 몰드 단변 쪽으로부터 침지노즐 쪽으로 향하는 용강 표면류가 되며, 결과적으로 토출류→단변 쪽 상승류→용강 표면류→토출류로 합류라고 하는 순환류를 형성한다.

이 순환류가 장변면의 응고계면에서는 개재물의 부착방지를 위하여 충분한 유속을 가질 수 있으며, 응고쉘로의 개재물의 부착을 방지아래 위한 수단으로 EMLA모드를 사용할 수 있다. EMLA모드는 토출류에 가속력을 부여하고, 토출유속을 가속시킴으로써 토출류가 몰드 단변에 충돌한 후의 몰드 내 용강 탕면으로의 상승 용강량이 증대하며 몰드 내 용강 탕면에서 용강의 갱신이 촉진되는 동시에, 몰드 내 용강 탕면의 용강유속도 가속되므로, 스키닝의 방지와 개재물의 부착방지를 양립시킬 수 있다.

몰드 내의 용강 탕면에서 용강유속이 증대할수록 몰드 파우더의 혼입이 발생하는 것으로 알려져 있으며, 몰드 파우더의 인입은, 몰드 내 용강 탕면의 용강유속이 빠른 경우에 발생아래 때문에, 이것을 저감하는 수단으로서, 침지노즐로부터의 토출류에 제동력을 부여하도록 이동자장을 인가시키고, 이것에 의해 몰드 내 용강 탕면의 용강유속을 저감시키는 방법이 적용되고 있다. 이는 앞선 배경 기술에서 설 명한 EMLS 모드이다.

자장을 인가하지 않은 상태에서 몰드 내 용강 탕면의 용강유속을 구하는 방법은 여러가지가 있지만, 테지마(Tejima) 등(철과 강, 79(1993), p576)이 제안한, 몰드 내의 용강 탕면 변동을 나타내는 실험식인 탕면 파동지수(이하,「F값」)가 주로 인용된다. F값은 하기 수학식 1로 표시되며, F값으로부터 구한 탕면 파동의 크기는 몰드 내 용강 탕면의 용강유속과 비례관계에 있으며, 용강 탕면에서의 용강유속의 산정에 있어서 F값을 이용함으로써, 이론적으로 용강유속값을 추정할 수 있다.

따라서, 몰드 내 용강 탕면에서의 용강유속을 나타내는 식으로서, F값을 변형한 하기 수학식 2를 통해 몰드 내 용강 탕면에서의 용강유속값을 추정할 수 있다. 수학식 2는 몰드 단변 근방의 용강유속을 나타내는 식으로서 제안된 식이다.

다만, 수학식 1 및 수학식 2에서, u는 몰드 내 용강 탕면에서의 용강유속, 즉 용강표면유속(m/s), k는 계수, ρ는 용강의 밀도(kg/㎥), Q_L은 단위시간당 용강 주입량(㎥/s), V_e는 용강토출류가 몰드 단변면 쪽과 충돌하는 때의 속도(m/s), θ는 용강토출류가 몰드 단변면 쪽과 충돌하는 위치에서 수평과 이루는 각도(deg), D는 용강토출류가 몰드 단변면 쪽에 충돌하는 위치로부터 몰드 내 용강 탕면까지의 거리(m)이다. 또한, 수학식 1은 「몰드 단면면쪽에 충돌한 용강 토출류가 상하 2방향으로 분리하여 형성되는 상승류의 운동량이, 몰드 내 용강 탕면의 팽창이나 탕면 파동을 발생시킨다」는 실험결과로부터 도출된 실험식이며, 다음과 같이 도출된다.

하부에 2개의 토출공을 가지는 침지노즐로부터 한쪽의 몰드 단변을 향하여 토출되는 용강 주입량은 Q_L/2가 된다. 또, 몰드 단변면 쪽으로의 충돌속도를 V_e로 하면, 충돌시의 용강 토출류가 가지는 운동량은 ρQ_LV_e/2가 된다. 충돌 후의 용강류는 위쪽으로 (1-sinθ)/2, 아래 쪽으로 (1+sinθ)/2의 비로 나누어진다. 따라서, 충돌 후의 위쪽을 향한 용강류의 운동량은 (ρQ_LV_e/2)×(1-sinθ)/2로 표시된다. 충돌시에 유지하고 있던 운동량은 용강류가 상승하여 용강 탕면에 도달아래까지 감쇄한다. 이 때문에, 용강류가 용강 탕면에 도달한 때에 유지하고 있는 운동량은 충돌시에 유지하던 운동량의 1/Dⁿ(통상, n은 약 1)이 되는 것으로 생각된다.

따라서, 용강의 상승류는 몰드 내의 용강 탕면위치에서 상기 수학식 1로 나타나는 운동량을 갖게 된다. 속도(V_e), 각도(θ) 및 거리(D)는 다음과 같은 회귀식으로 구할 수 있다.

속도(V_e)는, 용강 토출류 궤적에 관한 수(水)모델실험에서 결과를 중회귀분 석하여 얻어진 하기 수학식 3으로 구하였다. 단, 수학식 3에서 W는 주편 전체폭(mm), Q_L은 단위시간당 용강 주입량(㎥/s), d는 토출공 직경(m), α는 침지노즐의 토출각도(deg), Q_g는 용강 유출공 내의 Ar가스 흡입량(N㎥/s), A1, B1, l, m, n, p는 정수이다. 그 값을 하기 표 1에 나타내었다.

또한, 각도(θ) 및 거리(D)는 용강 토출류의 궤적으로부터 구하였다. 이 경우, 우선 용강 토출류의 궤적을 용강 토출류 궤적에 관한 수모델실험에서의 결과를 중회귀분석하여 얻은 하기 수학식 4로 구하였다. 단지 수학식 4식에서, y는 침지노즐 토출공 출구를 원점으로 한 수직방향거리(m), x는 침지노즐 토출공 출구를 원점으로 한 수평방향거리(m), α는 침지노즐의 토출각도(deg), S는 평균토출공 직경(m), a₁, a₂, b₁, b₂, c₁, c₂, d₁, d₂는 그 값을 표 4에 나타낸 정수, G₁ 및 G₂는 하기 수학식 5로 결정되는 수치이다. 다만, 수학식 5식에서, Q_L은 단위시간당 용강 주입량(㎥/s), Q_g는 용강 유출공 내의 Ar가스 흡입량(N㎥/s), ζ₁, ζ₂, ζ₁ ¹, ζ₁ ², ζ₁ ³, ζ₁ ⁴, ζ₂ ¹, ζ₂ ², ζ₂ ³, ζ₂ ⁴는 정수이며, 그 값을 하기 표 1에 나타낸다.

정수	a1	a2	b1	b2	c1	c2	d1	d2
수치	0.0389	-0.3202	0.0078	0.0305	18.37	107.33	-0.1980	-2.0679
정수	ζ1	ζ2	ζ1 1	ζ1 2	ζ1 3	ζ1 4	ζ2 1	ζ2 2
수치	1.0	0.0120	-1.5893	1.1371	1.195	1.633	-1.5662	1.1647
정수	ζ2 3	ζ2 4	A1	B1	l	m	n	P
수치	0.726	2.186	0.3716	100.9	-0.651	0.745	-0.507	-1.165

이와 같이 수학식 4로부터 얻어지는 용강 토출류의 궤적인 x=W/2 위치에서의 미분치로부터 각도(θ)를 구하고, 수학식 4로부터 얻어지는 용강 토출류의 궤적인 x=W/2 위치에서의 y값에 기초하여 거리(D)를 구하였다. 이들 산출 방법을 아래 수학식 6 및 수학식 7에 나타낸다. 단, 수학식 7에서 h는 몰드 내 용강탕면으로부터 토출공 상단까지의 거리(m)이다.

이와 같이 구한 속도(V_e), 각도(θ) 및 거리(D)와, 주조조건 및 용강밀도(7000Kg/㎥)로부터 용강유속(u)을 산출하여 F값과 용강 표면유속(u) 사이에는, 「용강 표면유속 u(m/s)=0.074×F값」의 관계가 있으며, 이 관계는 모든 주조조건에 적용 가능하다.

이 관계로부터, 상술한 몰드 파우더 인입 임계유속(=0.32m/초), 최적유속값(=0.25m/초), 개재물 부착 임계유속(=0.20m/초) 및 탕면 스키닝 임계유속(=0.10m/초)은 모두 F값을 표시될 수 있으며, 몰드 파우더 인입 임계유속에 대응하는 F값(이하, 「몰드 파우더 인입 임계 F값」이라 기재한다)은 4.3, 개재물 부착 임계유속에 대응하는 F값(이하, 「개재물 부착 임계 F값」이라 기재한다)은 2.7, 탕면 스키닝 임계유속에 대응하는 F값(이하, 「탕면 스키닝 임계 F값」이라 기재한다)는 1.4가 된다. 강유속으로 환산하지 않아도, 직접 F값을 이용하여 주형 내의 용강유속을 제어할 수 있다.

이동자장에 의해 몰드 내의 용강유속을 제어하려면, 자장의 강도를 소정의 강도로 할 필요가 있다.

즉, 몰드 내의 용강을 수평방향으로 회전시키도록 한 이동자장, 즉 EMRS의 강도는 이하의 방법에 의해 구할 수 있다.

용강의 단위체적에 작용하는 로렌츠 힘(Lorentz Force)은 하기 수학식 8로 표시된다. 단, 수학식 8에서, σ는 용강의 전기전도도, R은 용강과 자장 사이의 상대강도, B는 자장밀도이다.

체적 Z인 용강에 로렌츠 힘(F)이 작용한 때에 드는 일 Q는 하기 수학식 9로 표시된다. 단, 수학식 9에서, τ는 이동자장 발생장치의 극 간격(Pole Pitch), f는 이동자장 발생장치에의 투입전류주파수, ρ는 용강의 밀도이다.

일 Q가 손실을 무시하고 모든 용강의 운동에너지로 전환된다면, 하기 수학식 10이 얻어지며, 이 수학식 10을 용강과 자장 사이의 상대유속 R에 기초하여 풀면, 하기 수학식 11이 얻어진다.

실제로는, 이동자장의 이동속도와 구동되는 용강의 이동속도 사이에는, 편차(Slippage)도 존재아래 때문에, 이것을 고려한 장치마다 결정되는 계수 τ를 설 정하면, 상기 수학식 11은 하기 수학식 12로 표시된다. 즉, EMRS 모드로 이동자장을 인가하는 경우, 수학식 12로 결정되는 자속밀도 B로 이동자장을 인가함이 바람직하다.

또, 침지노즐로부터의 토출류에 가속력을 부여하도록 하는 이동자장, 즉 EMLA의 강도는, 이하의 방법에 의해 구할 수 있다.

밀도 ρ이며 전기전도도 σ인 용강에 자속밀도 B의 자장을, 용강과 자장 사이의 상대속도 R의 조건 하에 인가한 때에 작용하는, 용강의 단위체적당 로렌츠 힘 F는, 상술한 바와 같이 상기 수학식 8로 표시된다. 이 로렌츠 힘 F를 시간 Δt의 기간만큼 인가한 경우에 있어서의 용강의 유속변화량의 절대치 Δu는, 하기 수학식 13으로 표시된다.

여기서, EMLA를 인가하지 않은 상태의 용강 탕면유속을 u0, 침지노즐의 토출구로부터의 용강 토출류의 선속도의 몰드 폭 방향을 따른 평균값을 U0로 하고, EMLA 인가 후의 용강 탕면속도를 u1, 용강 토출류의 선속도의 몰드 폭방향을 따른 평균치를 U1으로 하고, 또 EMLA의 자장의 이동속도를 L로 하면, 토출류로부터 본 자장의 상대속도는 (L-U0)가 된다. 이때, EMLA에 의한 용강 탕면유속의 속도 변화 율 Av는 아래 하기 수학식 14로 표시된다.

여기서, 시간 Δt를 토출류의 속도 U0와 몰드 폭 W의 비로 대신 나타내면, 속도 변화율 Av는 하기 수학식 15가 된다.

또, ε=(σ/ρ)W로 하면, 속도 변화율 Av는 하기 수학식 16이 된다. 즉, EMLA 모드로 이동자장을 인가하는 경우, 하기 수학식 16으로 결정되는 자속밀도 B로 이동자장을 인가함이 바람직하다.

또, 침지노즐로부터의 토출류에 제동력을 부여하도록 하는 이동자장, 즉 EMLS의 강도는, 하기 수학식 17을 이용함이 바람직하다. 다만, 수학식 17에서, Rv는 몰드 단변측으로부터 침지노즐측을 향한 용강유속을 양수값으로 표시하여, 그 역방향의 용강유속을 음수값으로 표시하고, 이동자장을 인가하지 않고 주조했을 때의 용강표면유속을 분모로 하여, 자속밀도 B로 이동자장을 인가한 때의 용강표면유속을 분자로 했을 때의 비, β는 계수, B는 이동자장의 자속밀도(테스라: Tesla), V0는 침지노즐 토출구로부터의 용강토출류의 선속도(m/s)이다.

이 경우에 상기의 수학식 13의 Rv의 분자에 대입해야 할 EMLS 인가 후의 목표유속은 침지노즐로부터 몰드 폭의 1/4의 거리만큼 몰드 단변측에 떨어진 주편 두께 중앙위치에서 용강 탕면의 용강유속을, 몰드 단변측으로부터 침지노즐 측을 향한 용강유속을 양수값으로 표시하여, 그 반대의 방향의 용강유속을 음수값으로 표시한 때에, -0.07m/s 내지 0.05m/s의 범위 내로 제어하는 것이 적절하다.

이때, 주편 폭 길이에 따라 주조폭이 좁은 경우와 주조폭이 넓은 경우 주편 품질이 가장 양호한 최적 유속 F값이 다르게 나타난다. 또한, 주조폭 1/4W위치에서의 용강유속이 0 이 아닌 값으로 제어되어야 한다. 이에 관한 구체적인 설명에 앞서, 도면을 참조하여 본 실시에의 슬라브 연속 주조기를 설명한다.

도 1은 본 발명의 일 실시예에 따른 슬라브 연속 주조기의 개략 사시도이다.

도 1을 참조하면, 본 실시예의 슬라브 연속 주조기는 주형(6)과 주형 상에 위치하는 턴디쉬(9) 그리고, 주형과 턴디쉬(9) 사이를 연결하는 슬라이딩 노즐(Sliding Nozzle, 10)을 구비한다.

여기서, 주형(6)은 서로 마주보는 주형 장변(7)과 이 주형 장변(7) 내에 내장된 서로 마주보는 주형 단변(8)을 구비한다.

주형(6)의 위쪽 소정위치에 턴디쉬(9)가 배치된다. 턴디쉬(9)의 저부에는 상 노즐(16)이 설치되고, 그리고, 상 노즐(16)의 하면에 접하여, 고정판(17), 슬라이 드 판(Slide Plate, 18) 및 정류 노즐(19)을 구비하는 슬라이딩 노즐(10)이 배치된다. 이때, 슬라이딩 노즐(10)의 하면에 접하여, 하부에 한 쌍의 토출공(12)을 가지는 침지노즐(11)이 배치된다. 여기서, 턴디쉬(9)로부터 주형(6)으로의 용강 유출공(20)이 형성되어 있다. 침지노즐(11)의 내벽면으로의 알루미나 부착방지를 위한, 상 노즐(16), 고정판(17), 침지노즐(11) 등으로부터 용강 유출공(20) 내에 Ar가스나 질소 가스 등의 불활성 가스가 흡입되고 있다.

주형 장변(7)의 배면에는 침지노즐(11)을 경계로 하여 주형 장변(7)의 폭방향 좌우에 2개로 분할된 합계 4기의 이동자장 발생장치(13)가, 그 주조방향의 중심위치를 토출공(12)의 직하 위치로 하여 주형 장변(7)을 끼고 대향하여 배치되어 있다. 각각의 이동자장 발생장치(13)는 도시되지 않았지만, 전원과 결선되며, 또 전원은 자장의 이동방향 및 자장강도를 제어하는 제어장치와 접속되어 있고, 제어장치로부터 입력되는 자장이동방향 및 자장강도에 기초하여 전원으로부터 공급되는 전력에 의해, 이동자장 발생장치(13)로부터 인가되는 자장강도 및 자장이동방향이 각각 별개로 제어되도록 되어 있다. 제어장치는 연속주조조업을 제어하는 프로세스 제어장치와 접속되며, 프로세스 제어장치로부터 보내지는 조업정보에 기초하여 자장인가의 시기 등을 제어하고 있다.

주형(6)의 아래에는, 주조되는 주편(5)을 지지하기 위한 복수의 가이드롤(Guide Roll, 미도시)과 주편(5)을 주형(6)의 아래로 인발하기 위한 복수의 핀치롤(Pinch Roll, 미도시)이 설치되어 있다.

이와 같이 구성되는 연속 주조 장치에서, 주편(5)의 표층에 개재물이 적고, 양호한 품질의 주편(5)을 주조하려면, 다음과 같이하여 행한다.

용강(1)을 팬(Pan, 미도시)으로부터 턴디쉬(9)에 주입하고, 턴디쉬(9) 내의 용강량이 소정량이 되었다면, 슬라이드 판(18)을 열고, 용강 유출공(20)을 통하여 용강(1)을 주형(6) 내에 주입한다. 용강(1)은, 주형(6) 내의 용강(1)에 침지된 토출공(12)으로부터, 주형 단변(8)을 향하는 용강 토출류(4)가 되어 주형(6)에 주입된다. 주형(6) 내에 주입된 용강(1)은 주형(6)에 의해 냉각되며, 응고쉘(2)을 형성한다. 그리고, 주형(6) 내에 소정량의 용강(1)이 주입된 후 핀치롤을 구동하여, 외곽을 응고쉘(2)로서 내부에 미응고된 용강(1)을 가지는 주편(5)의 인발을 개시한다. 인발 개시 후에는 용강 탕면(3)의 위치를 주형(6) 내의 대략 일정 위치로 제어하면서, 주조속도를 증속하여 소정의 주조속도로 한다. 주형(6) 내의 용강 탕면(3)의 위에는 몰드 파우더(15)를 첨가한다. 몰드 파우더(15)는 용융되어, 용강(1)의 산화방지나 응고쉘(2)과 주형(6) 사이에 흘러들어 윤활제로서의 효과를 발휘한다.

이 주조 시에, 각각의 주조조건에서 용강탕면(3)에서의 주형 단변 근방의 용강유속을 결정한다. 용강유속을 결정하기 위한 하나의 방법은, 상술한 수학식 4를 이용하여 각각의 주조조건에 기초하여, 용강탕면(3)에서의 용강유속을 추정하는 방법이다. 다른 방법은, 용강탕면(3)에서의 용강유속을 실측하는 방법이다. 용강탕면(3)에서의 용강유속은, 주조조건이 결정되면 그조건 하에서는 거의 일정하므로, 미리 각 주조조건 하에서 용강탕면(3)에서의 용강유속을 실측해 두고, 상기 주조조건으로부터 결정할 수 있다.

이동자장의 자속밀도는, 주형(6) 내의 용강(1)을 수평방향으로 회전시키도록 이동자장을 인가하는 경우에는, 상기 수학식 1에 기초하여 설정한다. 침지노즐(11)로부터의 용강 토출류(4)에 가속력을 부여하도록 이동자장을 인가하는 경우에는 상기 수학식 2에 기초하여 설정한다. 침지노즐(11)로부터의 용강 토출류(4)에 제동력을 부여하도록 인가자장을 인가하는 경우에는 상기 수학식 3식에 기초하여 설정한다.

상기 설명한 자장인가방법에서는, 주형 단변 근방의 용강 표면유속이, 개재물 부착 임계유속 이상 몰드 파우더 인입 임계 유속 이하의 범위에서는 이동자장을 인가하고 있지 않으나, 이 범위에서도 이동자장을 인가함이 바람직하다.

즉, 상술한 바와 같이, 주형 내 용강탕면에서의 용강유속에는 주편품질상의 최적유속값(=0.25m/초)이 존재하며, 또 이 최적유속값이 되도록 제어함이 바람직하다. 따라서, 주형 내 용강탕면에서 주형 단변 근방의 용강유속이 개재물 부착 임계유속 이상이면서 최적유속값 미만인 경우에는, 용강 표면유속을 최적유속값으로 하기 위하여, EMRS 모드 또는 EMLA 모드로 인가한다. 주형 내 용강탕면에서 주형 단변 근방의 용강유속이 최적유속값을 초과하여 몰드 파우더 인입 임계유속미만인 경우에는, 용강 표면유속을 최적유속값으로 하기 위하여, EMLS 모드로 인가한다. 이 경우, 주형 내 용강탕면에서 주형 단변 근방의 용강유속이 최적유속값에 접근하는 동시에 인가할 자속밀도를 작게 할 필요가 있다.

본 발명은 주편폭 길이에 따라 주조폭이 좁은 경우와 주조폭이 넓은 경우 주편 품질이 가장 양호한 최적 유속 F값이 다른 것을 수치해석 시뮬레이션 및 실제 탕면 유속 측정 결과를 통해 확인하였다. 즉, 주조폭이 증가할 수록 최적유속 F 값이 증가함을 알 수 있다.

그리고, 도 2 및 도 3은 EMLS를 제공하지 않는 주조폭에 따른 탕면 유속의 시뮬레이션 결과 도면이다. 여기서, 시뮬레이션 조건은 하기 표 2와 같다.

파라미터	유닛	주조폭 1600	주조폭 2200
주조 속도(Casting speed)	m/min	1.3	0.8
Ar 공급율(injection rate)	L/min	4	4
EMLS	A	0	0
침지노즐	mm	80*80	80*80
침지 노즐 각도	degree	25	25
침지 노즐 담금 깊이	mm	190	190

상기 표에 의한 시뮬레이션 결과는 도 2에 도시된 바와 같이 주조폭이 1600mm이고, 전자기를 인가하지 않은 경우(EMLS=0A) 주편폭의 1/4W 지점 탕면 유속이 약 17cm/s가 된다. 또한, 도 3에 도시된 바와 같이 주조폭이 2200mm이고, 전자기를 인가하지 않은 경우(EMLS=0A) 주편폭의 1/4W 지점 탕면 유속이 약 14cm/s가 된다.

그리고, 도 4 및 도 5는 EMLS를 인가하고, 주조 속도를 변화시켰을 경우의 용강 표면 유속의 변화를 시뮬레이션 결과 도면이다. 도 4의 시뮬레이션은 주조폭이 2200mm를 기준으로 실시하였고, 도 5에서는 주조폭이 1600mm를 기준으로 실시하였다. 먼저, 도 4의 시뮬레이션 조건은 표 3과 같다.

파라미터	유닛	값
주조 속도(Casting speed)	m/min	0.8/0.9
Ar 공급율(injection rate)	L/min	4
EMLS	A	326
침지노즐	mm	80*80
침지 노즐 각도	degree	25
침지 노즐 담금 깊이	mm	190

상기 표에 의한 시뮬레이션 결과는 도 4에 도시된 바와 주속이 0.9m/min인 경우 빠른 용강 토출 속도의 영향으로 침지 노즐 근처에서 부상하는 Ar 기포가 감소하므로 용강상승류의 속도가 감소한다. 그리고, 토출류가 단변부쪽에서 상승하는 속도가 빠르므로 침지 노즐로 향하는 탕면유속이 증가한다. 또한, 주속이 0.8m/min의 경우에는 주편폭 약 1/4W에서 침지 노즐과 단변부로 향하는 흐름이 분리되었고, 주속이 0.9m/min의 경우 약 3/8W에서 침지 노즐과 단변부로 향하는 흐름이 분리됨을 알 수 있다.

또한, 도 5의 시뮬레이션 조건은 표 4와 같다.

파라미터	유닛	값
주조 속도(Casting speed)	m/min	1.3/1.5
Ar 공급율(injection rate)	L/min	4
EMLS	A	326
침지노즐	mm	80*80
침지 노즐 각도	degree	25
침지 노즐 담금 깊이	mm	190

상기 표에 의한 시뮬레이션 결과는 도 5에 도시된 바와 주속이 1.5m/min인 경우 빠른 용강토출 속도의 영향으로 침지 노즐(SEN) 근처에서 부상하는 Ar 기포가 감소하므로 용강상승류의 속도가 감소하였고, 토출류가 단변부쪽에서 상승하는 속도가 빠르므로 침지 노즐로 향하는 탕면유속이 증가하였다. 그리고, 주속 1.3m/min의 경우에는 주편폭 1/4W에서 침지 노즐과 단변부로 향하는 흐름이 분리되었고, 주속 1.5m/min의 경우에는 3/8W에서 침지 노즐과 단변부로 향하는 흐름이 분리됨을 알 수 있다.

상술한 시뮬레이션 결과에 따른 주편폭의 변화, 주속에 따른 F값 그리고, 주편폭 1/4W위치 탕면 유속은 하기 표 5로 정리될 수 있다.

조건	주조폭(mm)	주조속도(m/min)	F값	V1 /4W(m/s)
1	1600	1.3	3.18	0.08
2	1600	1.5	4.18	-0.02
3	2200	0.8	3.99	0.02
4	2200	0.9	5.02	-0.25

여기서, 종래의 몰드 내 전자기 용강유동제어 방법에 있어서 최적유속 F값이 3.4로 정해진 것은 주편폭에 상관없이 F값이 3.4일 때 주편폭 1/4W 위치에서의 탕면유속이 -0.07~+0.05 범위에 존재하기 때문이다.

하지만, 표 5에서와 같이 주조폭 1600mm 조건에서 주편폭 1/4W 위치의 탕면유속이 0이 되는 F값은 3.18~4.18 사이에 존재하고, 주조폭 2200mm 조건에서 주편폭 1/4W 위치의 탕면유속이 0이 되는 F값은 3.99~5.02 범위에 존재한다. 따라서, 주편폭 1/4W위치에서의 동일한 탕면유속을 기준으로 할 때, F값은 주편폭이 커짐에 따라 증가하였다.

상술한 수치해석 시뮬레이션 결과와 실제 몰드내 용강 유동의 일치성을 확인하기 위하여 EMLS 인가 전류치를 각각 0A, 200A, 326A의 세 가지 조건으로 비교하였을 때, 수치해석 시뮬레이션 결과와 닐보드(Nailboard)를 사용하여 몰드내 표면용강유속을 측정한 결과를 비교하였다.

도 6은 EMLS 전류치 증가에 따른 몰드내 용강 유동의 시뮬레이션 결과 도면이다. 그리고, 도 7은 본 실시예에 따른 닐보드의 사진이다. 도 8은 닐보드를 이용하여 측정된 몰드내 용강유동 해석 결과 도면이다.

여기서, 시뮬레이션 조건은 하기 표 6과 같다.

파라미터	유닛	값
주조 속도(Casting speed)	m/min	1.3/1.5
Ar 공급율(injection rate)	L/min	4
EMLS	A	0/200/326
침지노즐	mm	80*80
침지 노즐 각도	degree	25
침지 노즐 담금 깊이	mm	190

상기 표 6의 조건에 따른 시뮬레이션 결과인 도 6을 살펴보면, EMLS 전류치가 326A, 200A 조건에서는 몰드 단변부에서 침지 노즐 방향으로의 탕면유동이 존재하고, EMLS 전류치를 인가하지 않은 조건(전류치 0A)에서는 몰드 단변부 근방에서는 단변부에서 침지 노즐 쪽으로의 흐름이 존재하지만, 1/4W 지점에서는 유동이 정체되어 특별한 방향으로의 흐름이 나타나지 않음을 알 수 있다.

도 7에서와 같이 닐보드(Nailboard)는 강철 와이어(Steel Wire)와 알루미늄 와이어(Al Wire)를 주편폭 1/2길이에 해당하는 사각틀에 각각 2열씩 배열하여 고정시키고, 용강 탕면에 일정시간 침적시킨 후 슬래그가 강척 와이어(Steel Wire)에 묻은 형상으로 유동의 방향과 유속을 측정하고, 알루미늄 와이어(Al Wire)의 높이를 측정하여 탕면의 높이를 측정한다.

이와 같은 탕면유속 측정 결과 다음과 같이 수치해석 시뮬레이션 결과와 일치하는 것을 확인하였다.

즉, 도 8에 도시된 바와 같이 닐보드 측정을 통한 탕면유속 측정결과 EMLS 전류치 200A, 326A 조건에서는 몰드 단변부에서 침지 노즐 쪽으로의 흐름이 나타나고, EMLS 전류치를 인가하지 않은 조건에서는 몰드 근방에서는 단변부에서 침지노즐로의 흐름이 나타나지만, 주편폭 1/4W 위치에서는 유동이 정체되는 결과를 확인하였다.

따라서, 상기 수치해석 시뮬레이션 결과는 실제 몰드내 용강유동과 일치하는 것을 확인하였다.

도 9는 주조폭 및 F 값에 따른 EMLS 전류치 패턴을 나타낸 그래프이고, 도 10은 주조폭 1/4W 탕면 최적 유속에 따른 주조폭별 최적유속 F값을 나타낸 그래프이다.

도 9 및 도 10에 도시된 바와 같이 최적유속 F값은 하나의 값으로 고정되지 않고, 주편폭 길이에 따라 주조폭이 커질수록 일정한 범위(개재물 부착 임계치 F값 2.7에서부터 몰드 플럭스 혼입 임계치인 F값 4.3 이내)에서 증가하는 것을 바람직하다. 또한, 주조폭 1/4W위치에서의 용강유속 목표치를 0.06m/s 으로 하여 기포성 결함을 개선하는 것이 효과적이다. 즉, 몰드의 단변부에서 침지 노즐 방향으로의 흐름을 양의 값으로 할 경우, 상기 주편폭의 1/4 거리 만큼 상기 주편 단변측으로 떨어진 주편 두께 중앙 위치에서의 용강 탕면의 유속이 0.06m/sec을 최적 F 값으로 하는 것이 효과적이다.

하기 표 7은 주편폭 1/4W 위치 탕면 유속에 따른 주편 품질을 나타낸 표이다.

시험 조건	시험 차수	Slab 품질(P/H)	검사량(톤)	결함량(율)
개선패턴 1/4W 유속 0.06m/s	6	1mm 이하	1,028	0톤(0%)
미가동 1/4W 유속 0.14m/s	14	1mm 이하	2,853	35톤(1.23%)

즉, 주조폭 1/4W위치에서의 용강유속 목표치를 0m/s로 하여 자기장을 인가하였을 때는 핀홀성 결함이 아래 표와 같이 발생하였으나, 주조폭 1/4W위치에서의 용강유속 목표치를 0.06m/s으로 한 결과, 핀홀 등 기포성 결함이 가장 개선되었다.

이와 같이 본 발명은 몰드 내의 용강 유동을 제어하면서 용강을 연속주조함으로써, 광번위한 주조 속도에서도 탈산생성물 이나 Ar 가스 기포 뿐만 아니라 몰드 파우더의 인입이 극히 작게 되며, 청정한 고품질의 주편을 안정하게 주조할 수 있게 된다.

본 발명은 상기에서 서술된 실시예에 한정되는 것이 아니라 서로 다른 다양한 형태로 구현될 수 있다. 즉, 상기의 실시예는 본 발명의 개시가 완전하도록 하며 통상의 지식을 가진 자에게 발명의 범주를 완전하게 알려주기 위해 제공되는 것이며, 본 발명의 범위는 본원의 특허 청구 범위에 의해서 이해되어야 한다.

도 1은 본 발명의 일 실시예에 따른 슬라브 연속 주조기의 개략 사시도.

도 2 및 도 3은 EMLS를 제공하지 않는 주조폭에 따른 탕면 유속의 시뮬레이션 결과 도면.

도 4 및 도 5는 EMLS를 인가하고, 주조 속도를 변화시켰을 경우의 용강 표면 유속의 변화를 시뮬레이션 결과 도면.

도 6은 EMLS 전류치 증가에 따른 몰드내 용강 유동의 시뮬레이션 결과 도면.

도 7은 본 실시예에 따른 닐보드의 사진.

도 8은 닐보드를 이용하여 측정된 몰드내 용강유동 해석 결과 도면.

도 9는 주조폭 및 F 값에 따른 EMLS 전류치 패턴을 나타낸 그래프.

도 10은 주조폭 1/4W 탕면 최적 유속에 따른 주조폭별 최적유속 F값을 나타낸 그래프.

<도면의 주요 부호에 대한 부호의 설명>

1 : 용강 2 : 응고쉘

5 : 주편 6 : 주형

9 : 턴디쉬 10 : 슬라이딩 노즐

Claims (7)

1. 주편을 제작하는 연속 주조 장치의 주형 내 용강에 이동 자장을 인가하되, 주조 조건으로부터 얻어지는 하기 (수학식1)로 표시되는 F값이, 몰드 파우더의 인입이 가장 적으면서 응고쉘로의 개재물의 부착이 가장 적은 최적 유속값에 대응하는 최적 F값을 초과하는 경우에는, 침지노즐로부터의 토출류에 제동력을 부여하도록 이동자장을 인가하고, 상기 F값이 최적 F값 미만인 경우에는, 주형 내의 용강을 수평방형으로 회전시키도록 이동자장을 인가는 주형 내 용강의 유동을 제어하는 방법에 있어서,

   상기 제작되는 주편 폭에 따라 개재물 부착 임계치 F값에서 부터 몰드 플럭스 혼입 임계치인 F값 범위내에서 상기 최적 F 값이 가변되고,

   몰드의 단변부에서 침지 노즐 방향으로의 흐름을 양의 값으로 할 경우, 상기 주편폭의 1/4 거리 만큼 상기 주편 단변측으로 떨어진 주편 두께 중앙 위치에서의 용강 탕면의 유속이 0.06m/sec을 최적 F 값으로 하는 주형 내 용강의 유동제어방법.

   (수학식 1)

   

   여기서, ρ는 용강의 밀도(kg/㎥), QL은 단위시간당 용강주입량(㎥/초), Ve는 용강토출류가 주형 단변면과 충돌하는때의 속도(m/초), θ는 용강토출류가 주형 단변면과 충돌하는 위치에서 수평과 이루는 각도(deg), D는 용강토출류가 주형단변면에 충돌하는 위치로부터 주형 내 용강 탕면까지의 거리(m)이다.
2. 주편을 제작하는 연속 주조 장치의 주형 내 용강에 이동 자장을 인가하되, 주조 조건으로부터 얻어지는 하기 (수학식1)로 표시되는 F값이, 몰드 파우더의 인입이 가장 적으면서 응고쉘로의 개재물의 부착이 가장 적은 최적 유속값에 대응하는 최적 F값을 초과하는 경우에는, 침지노즐로부터의 토출류에 제동력을 부여하도록 이동자장을 인가하고, 상기 F값이 최적 F값 미만인 경우에는, 상기 침지노즐로부터의 토출류에 가속력을 부여하도록 이동자장을 인가하여 주형 내 용강의 유동을 제어하는 방법에 있어서,

   상기 제작되는 주편 폭에 따라 개재물 부착 임계치 F값에서 부터 몰드 플럭스 혼입 임계치인 F값 범위내에서 상기 최적 F 값이 가변되고,

   몰드의 단변부에서 침지 노즐 방향으로의 흐름을 양의 값으로 할 경우, 상기 주편폭의 1/4 거리 만큼 상기 주편 단변측으로 떨어진 주편 두께 중앙 위치에서의 용강 탕면의 유속이 0.06m/sec을 최적 F 값으로 하는 주형 내 용강의 유동제어방법.

   (수학식 1)

   

   여기서, ρ는 용강의 밀도(kg/㎥), QL은 단위시간당 용강주입량(㎥/초), Ve는 용강토출류가 주형 단변면과 충돌하는때의 속도(m/초), θ는 용강토출류가 주형 단변면과 충돌하는 위치에서 수평과 이루는 각도(deg), D는 용강토출류가 주형단변면에 충돌하는 위치로부터 주형 내 용강 탕면까지의 거리(m)이다.
3. 주편을 제작하는 연속 주조 장치의 주형 내 용강에 이동 자장을 인가하되, 주조 조건으로부터 얻어지는 하기 (수학식1)로 표시되는 F값이, 몰드 파우더의 인입이 가장 적으면서 응고쉘로의 개재물의 부착이 가장 적은 최적 유속값에 대응하는 최적 F값을 초과하는 경우에는, 침지노즐로부터의 토출류에 제동력을 부여하도록 이동자장을 인가하고, 상기 F값이 최적 F값 미만이면서 탕면 스키닝 임계 F값 이상인 경우에는, 주형 내의 용강을 수평방형으로 회전시키도록 이동자장을 인가하며, 상기 F값이 탕면 스키닝 임계 F값 미만인 경우에는, 침지노즐로부터의 토출류에 가속력을 부여하도록 이동자장을 인가하여 주형 내 용강의 유동을 제어하는 방법에 있어서,

   상기 제작되는 주편 폭에 따라 개재물 부착 임계치 F값에서 부터 몰드 플럭스 혼입 임계치인 F값 범위내에서 상기 최적 F 값이 가변되고,

   몰드의 단변부에서 침지 노즐 방향으로의 흐름을 양의 값으로 할 경우, 상기 주편폭의 1/4 거리 만큼 상기 주편 단변측으로 떨어진 주편 두께 중앙 위치에서의 용강 탕면의 유속이 0.06m/sec을 최적 F 값으로 하는 주형 내 용강의 유동제어방법.

   (수학식 1)

   

   여기서, ρ는 용강의 밀도(kg/㎥), QL은 단위시간당 용강주입량(㎥/초), Ve는 용강토출류가 주형 단변면과 충돌하는때의 속도(m/초), θ는 용강토출류가 주형 단변면과 충돌하는 위치에서 수평과 이루는 각도(deg), D는 용강토출류가 주형단변면에 충돌하는 위치로부터 주형 내 용강 탕면까지의 거리(m)이다.
4. 청구항 1 내지 청구항 3 중 어느 한 항에 있어서,

   상기 개재물 부착 임계치 F값은 2.7이고, 상기 몰드 플럭스 혼입 임계치인 F값은 4.3인 주형 내 용강의 유동제어방법.
5. 청구항 1 내지 청구항 3 중 어느 한 항에 있어서,

   상기 주편 폭이 증가할 수록 상기 최적 F 값이 증대되는 주형 내 용강의 유동제어방법.
6. 삭제
7. 청구항 1 내지 청구항 3 중 어느 한 항에 기재된 유동제어방법에 의해 주형내 용강의 유동제어를 수행하면서 턴디쉬 내의 용강을 상기 주형 내에 주입하고, 상기 주형 내에서 생성한 응고쉘을 하방으로 인발하여 주편을 제조하는 연속주조 주편의 제조 방법.

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