KR19980047223A - 고탄소 소단면 빌레트(billet) 주편의 냉각방법 - Google Patents

Abstract

본 발명은 고탄소강의 연속주조에 관한 것이며; 그 목적은 중심편석 저감에 따른 내부품질을 향상시킬 수 있는 고탄소 소단면 빌레트 주편의 냉각방법을 제공하고자 함에 있다.

상기 목적 달성을 위한 본 발명은 고탄소강의 연속주조시 빌레트 주편의 내부 냉각 속도보다 주편 표면의 냉각속도가 커지는 시점에 해당되는 주편의 위치에서부터 주편의 응고가 완료되는 시점에 해당되는 주편의 위치까지 냉각수로 강제냉각하는 고탄소 소단면 빌레트 주편의 냉각방법에 관한 것을 그 기술적 요지로 한다.

Description

고탄소 소단면 빌레트(billet) 주편의 냉각방법

본 발명은 고탄소강의 연속주조에 관한 것으로, 보다 상세하게는 중심편석 저감에 따른 내부품질을 향상시킬 수 있는 고탄소 소단면 빌레트(billet)주편의 냉각방법에 관한 것이다.

산업구조의 발달에 따른 자동차 부품 및 각종 기계부품 수요의 증대와 철강 제품의 고부가치화 등으로 베어링강, 타이어코드재, 피아노 선재, 쾌삭강, 용접봉강등 많은 고급강종들이 개발되어 제강공정에서 조괴 또는 연주법으로 생산되고 있는데, 실수율 향상, 원가절감 등의 이유 때문에 모든 철강회사에서는 연주법을 지향하고 있다.

일반적으로 연속주조 방법은, 도 1에서와 같이, 턴디쉬(1)내 수강된 용강(4)이 침지노즐(2)을 통해 주형(3)에 주입되고, 주입된 용강(4)은 주형동판내에 순환되는 냉각수에 의해 하부로 롤(5)에 의해 이송되면서 응고층(7)이 형성되고, 최종 주편으로 제조되는 과정을 통해 이루어진다. 그런데 이러한 연주생산시 주편내부에 발생되는 중심편석은 후공정 제품에서 없어지지 않고 계속 잔존하여 있으면서 최종제품 가공시 단성, 기계적 성질 저하 등의 문제를 야기시키기 때문에 이의 제어는 매우 중요하다.

보통 주편내부에 발생하는 중심편석은 응고중 고액계면의 용질배출과 용질배출에 의한 농화용강의 유동에 의해 발생되며, 이러한 유동의 직접적인 원인은 응고수축과 주편 벌징(bulging)인 것으로 알려져 있다. 소단면 빌레트에서는 주편 벌징은 큰 문제가 되지 않지만 응고수축은 필연적으로 발생하기 때문에 연속주조시, 중심 편석은 피할 수 없는 문제이다. 특히, 탄소함량이 높을수록 편석정도가 심하기 때문에 고급강의 연속주조시에는 중심편석의 제어가 무엇보다도 중요하다.

연주주편의 중심편석은 응고조직, 화학성분, 용강과열도 등 야금학적 요인 이외에도 연주기 고유의 기계적 요인에 의해 크게 영향을 받는다.

즉, 슬라브 주조시에는 주편 벌징효과가 크게 작용하여 용질농축 용강의 이동을 발생시키는데, 이러한 주편 벌징을 야기하는 연주 설비적인 요인로서 롤간의 벌징, 롤 배치의 편차, 롤의 휨, 롤의 마모등이 있다. 이것들은 모두 롤 위치에서의 압하와 그후의 벌징에 의해 용강유동을 발생시켜 중심편석을 증대시킨다. 주편의 응고시 벌징이 편석에 미치는 영향을 조사한 보고에 의하면 주상정 응고의 경우에는 0.2㎜의 벌징에도 편석을 악화시킨다고 알려져 있다. 롤간의 벌징량은 롤 피치의 단축화와 분할 롤의 채용등으로 편석을 억제할 수 있다고 알려져 있으나 설비설치비의 고가 및 관리의 어려움 등의 문제점이 있다.

이러한 중심편석을 저감하기 위해 종래에는 전자교반법, 경압하법, 저온 및 저속주조법 등 많은 시도가 있어왔다.

이하, 중심편석의 제어하는 종래의 방법에 대하여 살펴본다.

먼저, 용강 과열도를 낮추고 저속 주조하는 저온 및 저속주조법은 중심부에 입상의 등축정립 조직을 형성하여 중심부에 편석을 억제하는 기술이지만, 저온 주조에 따른 노즐 폐쇄로 인한 조업 불안정 및 생산성의 저하 등을 초래한다는 단점이 있다.

그리고, 전자교반법은 잔류용강을 전자력에 의해 교반시켜 응고조직을 등축정화하여 용질농축 용강의 이동이나 직접을 억제하는 것에 의해 중심편석을 방지하는 방법이다. 등축정 용융고조직은 벌징 등에 의한 용강유동의 영향에 둔감하고 그 결과 중심편석이 비교적 낮은 안정된 품질수준을 유지할 수 있다. 그러나, 중심부 및 중심부 이외의 등축정 조직내에 분산된 세미마크로(semi-macro)편석이 존재하고, 그 크기가 클 경우에는 압연판에 경화조직을 발생시켜 수소유기 크랙을 유발하기도 한다.

또한, 경압하법은 응고수축량을 보상하기 위해 응고수축에 기인한 용강유동이 발생하는 영역을 악화하므로써 용강이동의 방지와 아울러 중심편석을 경감시키는 방법으로 편석저감에 가장 유효한 방법으로 최근 인지되고 있다.

상기 언급한 저온주조나 전자교반 장치는 주편 중심부에 등축정대를 생성시켜 중심편석을 분산시킨다는 측면에서 상당히 유리하지만 상대적으로 브이(V)편석 및 세미마크로편석 등이 생성되기 때문에 고급선재의 생산을 위한 대책으로 경압하법이 각광 받고 있지만 설비가 고가고 이의 채용을 일반화 되어 있지 못하다.

이외에도 냉각에 의한 편석제어 방법이 있는데, 강냉각에 의한 편석제어방법을 설명하면 다음과 같다.

먼저, 도 1과 같이 연속주조시 주편에 이루어지는 냉각으로는 주형(3)에서의 주형 동판 냉각에 의한 간접적인 냉각(8)과 주형 하단부 이하에서 물분사에 의한 직접적인 냉각(이하, '수냉각')(9) 및 공기에 의한 자연냉각(이하, '공냉'이라함)(10)으로 구성되어 있다. 통상적으로 수냉각의 냉각길이는 주형하단에서 3-8m정도이고, 그 이하에서는 공냉방법을 채택하고 있다. 그러나, 중심편석은 응고완료 지점에서 발생하는데, 이 부분은 연주기 냉각영역중 공냉 영역에 해당한다. 연속주조시, 즉응고완료시점에 이르면, 도 2에 나타난 바와 같이, 주편중심부의 냉각이 표면부의 냉각속도보다 훨씬 커진다. 주편중심부는 응고가 진행되는 동안 액상에서 고상으로 변태에 따른 용강잠열이 계속발생하여 일정온도를 유지할 수 있었지만, 응고완료부에 이르면 잠열에 의한 열보상이 없게 됨에 따라 온도가 급격히 떨어진다. 반면 주편 표면분은 응고초기에는 수냉각으로 인하여 냉각이 빨리진행되다가 공냉지역에서는 대기 냉각에 의한 냉각효과밖에 떨어지기 때문에 완만한 냉각속도를 가진다. 따라서, 응고말기에는 주편표면 냉각속도와 중심부의 냉각속도 차이에 의한 수축률의 차이가 발생하고 중심부의 수축률이 훨씬큼에 따라 주편상부로부터의 용강공급이 원할하지 못하면 중심부 기공발생과 더불어 중심편석이 일어나고 있다. 따라서, 응고말기 부위에 주편 표면을 강제냉각(강냉각)시키므로써 냉각능 차이에 의한 중심부 공공의 생성을 억제하므로써 편석을 야기시키는 주편의 중심부의 공급을 저감하므로써 중심편석을 억제할 수 있는 방법이다.

한편, 이러한 냉각에 의한 편석제어 방법의 대표적인 예로서, 본 출원인은 블룸(bloom) 연속주조시 적용된 응고 말기 부위에 강냉각하는 방법을 제안하여 대한민국 특허를 받은 바 있다.( 대한민극 특허 제 95,383호)

그러나, 상기 특허 발명에 의한 볼륨 주조시 적용된 강냉각은 다음과 같은 문제점이 있다.

첫번째 응고완료위치의 선정이다. 즉, 중심편석제어라는 목적을 달성하기 위해서는 응고완료위치의 선정이 무엇보다도 중요한데, 상기 특허발명에서는 응고완료지점을 확인하기 위해 주편전열해석을 하고 또한 이의 검증을 위해 납이라는 트레이서(tracer)를 주편중에 투입하였다. 여기서 납이 용강중에 침투할 수 있는 고상율을 0.5~0.6으로 정의하고, 이에 근거를 두어 응고완료점을 추측하였다. 그러나, 납 침투할 수 있는 고상율에 대한 검증이 어렵고 이에 대한 해석이 없었기 때문에 정확한 응고완료점의 위치에 대한 보다 확실한 검증이 없었다.

두번째로 응고완료지점에서부터 주편의 국부적인 영역에만 주편을 냉각시켰다.

도 1에서 알 수 있듯이, 주편이 응고하면서 3가지 물성변화를 거친다. 즉 액상, 액상과, 고상이 공존하는 고액공존층(6), 그리고 고상의 단계를 대별할 수 있다. 응고완료시점은 고상상태를 가지는데, 이시점에서는 잔류용강이 이동이 어려워 실제 주편표면에 냉각을 하여도 농화된 잔류용강의 이동에는 큰 영향을 미치지 못한다.

이러한 문제점으로 인하여 강냉각에 따른 효과분석에 있어서 편석개선정도에 대한 경향을 제시하고는 있지만 정량적인 데이터를 제시하지 못하고 있어서 정확한 강냉법의 효과확인이 미흡하다는 단점이 있다.

이에 본 발명은 상기한 종래의 문제점을 해결하기 위하여 제안된 것으로서, 고탄소강의 연속주조시, 특히 고탄소 소단면 빌레트 주편의 연속주조에 있어 중심편석이 발생되는 주편의 정확한 응고말기 부위를 도출하고, 이 응고말기부위를 적절한 냉각조건으로 냉각하여 주편표면과 내부의 냉각속도차이에 의한 열수축을 최소화하므로써, 내부품질이 우수한 냉각방법을 제공하고자 함에 그 목적이 있다.

도 1은 일반적인 연속주조기의 구성도

도 2는 고탄소 연주빌레트주편의 표면과 내부온도분포 변화를 나타내는 그래프

도 3은 각 주속별 고탄소 연주빌레트 주편의 응고쉘두께 측정치와 계산치를 비교한 그래프

도 4는 다수의 고탄소 연주 빌레트 주편의 내부 냉각속도가 표면냉각속도보다 커지는 시점과 주편 표면에서부터의 V편석 발생지점과의 관계를 나타내는 그래프

도 5(a)는 주속 1.7m/min로 제조된 고탄소 빌레트 주편의 온도분포 변화를 나타낸 그래프

(b)는 도 5(a)에 대응되는 주편의 표면 및 내부 냉각속도 비율를 나타내는 그래프

도 6은 고탄소 연주빌레트 주편의 표면 및 내부 냉각속도 비율과 주편 응고말기에 분사된 냉각수량과의 관계를 나타내는 그래프

도 7은 고탄소 연주빌레트 주편의 응고말기부위에 100 l/min.㎡의 냉각수량을 분사 했을때의 주편의 내부 및 표면온도분포 변화를 나타낸 그래프

도 8은 각 주속별 응고 말기 냉각수량에 따른 고탄소 연주 빌레트 주편중심부의 탄소편석 정도를 나타내는 그래프

도 9는 각 주속별 응고 말기 냉각수량에 따른 고탄소 연주빌레트 주편 중심부의 탄소편석 정도를 나타내는 그래프

상기 목적달성을 위한 본 발명은 고탄소 용강을 소단면의 주형에 주입하여 빌레트(billet) 주편을 연속주조하는 방법에 있어서, 먼저, 상기 주형내에 용강보다 용융온도가 낮은 핀을 투입하고 상기 핀의 위치를 측정하고 주편의 응고가 완료되는 시점을 정하는 단계; 그 다음, 통상의 전열해석에 의해 상기 주편의 내부온도분포와 표면온도분포를 계산하고, 계산된 양측된 온도분포에 대한 구배 차이를 비교하여 주편의 내부온도분포의 구배가 외부온도분포의 구배보다 큰 시점을, 상기 빌레트 주편의 내부 냉각속도보다 주편 표면의 냉각속도가 커지는 시점으로 정하는 단계; 및 상기 빌레트 주편의 내부 냉각속도보다 주편 표면의 냉각속도가 커지는 시점에 해당되는 주편의 위치로부터 주편의 응고가 완료되는 시점에 해당되는 주편의 위치까지 주편의 단위면적당 10-10l/min의 범위의 냉각수를 분사하는 고탄소 소단면 빌레트 주편의 냉각방법에 관한 것이다.

이하, 본 발명에 대하여 상세히 설명한다.

우선, 본 발명에 부합되는 고탄소강은 소단면 빌레트 제조에 적합한 약 0.6~75%의 탄소가 함유된 강을 말한다.

여기서, 소단면 빌레트 주편이란 그 단면크기가 약 100×100에서부터 160×160㎜ 정도인 빌레트를 말하는데, 이런 정도의 빌레트는 연속주조시 수냉각에 의해 본 발명에 따른 냉각효과를 나타내기에 충분하다. 물론 본 발명의 대상 강종 및 빌레트 단면 크기는 상기한 범위로 한정되지 않으며, 본 발명에 의한 냉각방법으로 주편의 표면 및 내부의 수축이 최소화될 수 있는 정도의 강 빌레트이면 어느 것이나 상관 없다.

한편, 본 발명에 의한 냉각법을 적용함에 있어 주편 내부의 중심편석을 없애기 위해서는 적절한 냉각수의 양 및 냉각수 분사위치를 알 필요가 있다.

상기 냉각수 분사위치는 주편의 내부 냉각속도가 그 표면 냉각속도 보다 커지는 시점에 해당되는 주편의 위치로부터 주편의 응고가 완료되는 시점에 해당되는 주편의 위치(이하, 단지 '응고말기부위'라고도 함)이다.

상기 응고완료 위치는 주편위치별로 용강보다 용융온도가 낮은 핀을 인위적으로 삽입하여 그 용융된 위치를 측정함으로써 가능하다.

또한, 주편의 내부 냉각속도가 그 표면 냉각속도보다 커지는 시점은 주편의 표면 및 내부의 온도분포를 통상적인 열전달 방정식에 의한 전열해석을 통해 가능하다.

그 일례로서, 도 2는 전열해석에 의해 구한 것으로, 160×160㎜단면크기의 빌레트 연속주조시 주편의 표면 및 중심부의 온도분포를 나타내고 있다. 도 2에서 알수 있듯이 응고말기에 주편 표면의 냉각속도에 비해 주편 중심부의 냉각속도가 훨씬큼을 알 수 있다.

도 3은 빌레트 주조시 주조속도에 따라 핀삽입에 의한 응고쉘 측정치와 전열해석한 결과를 보여주고 있는데, 측정결과와 계산결과가 잘 일치하고 있다.

또한, 도 4도는 주편에서 주편중심부에 발생하는 부압(응고수축에 기인하는)에 의해 주상정 사이에 존재하는 잔류용강의 이동시점과 주편의 내부의 냉각속도가 표면의 냉각속도보다 커지는 시점과의 관계를 나타낸 그래프이다.

도 4에서 알수 있듯이 응고말기부위에서 주편내 중심편석의 일종인 브이(V) 편석이 발생됨을 나타내고 있다.

따라서, 주편 표면의 냉각속도 제어는 상기 응고 말기 부위에서 적용해야 함을 의미하는 것이다.

도 5의 (a) (b)는 각각 주조속도 1.7m/min의 조건에서 고탄소강 빌레트 주편 온도분포와 주편중심부 및 표면부의 냉각속도분포를 나타내고 있다. 도 5(a)와 같은 주편온도분포로부터 도 5(b)와 같은 냉각속도를 구할 수 있고, 냉각속도분포에서 중심부의 냉각속도가 표면부위보다 커지는 시점(그림에서 A)를 구할 수 있다. 그리고, 응고완료점(A')를 확인하면 강냉각구간은 A-A'가 된다.

이같은 방법으로 160×160㎜크기의 빌레트 주편에 대하여 주편 중심부의 냉각속도가 표면보다 커지는 시점에 해당되는 위치로부터 응고가 완료되는 시점에 해당하는 주편의 위치를 예로들면, 주속이 1.7m/min 일때는 주형의 탕면으로부터 13.9-16.2m가 되며, 주속이 1.8m/min 일때는 약 14.8-17.2m, 주속이 1.9m/min 일때는 약 15.8~18.2m 정도가 된다.

그 다음 냉각물량의 결정은 다음과 같다. 앞에서 언급한 바와 같이, 주편 중심부의 수축량을 최소화하기 위해서는 응고말기 영역에서의 주편표면부냉각속도는 주편중심부의 냉각속도보다는 커야 한다.

도 6은 도 5에서 구한 응고말기부위에서 주편을 강제냉각할 때 냉각물량에 따른 주편표면 및 내부의 냉각속도비율을 나타내고 있다. 도 6에서 알수 있듯이 최소한 10/min.㎡ 이상의 냉각수량을 적용하여야 함을 알 수 있다. 그리고 일반적으로 주편 표면의 냉각이 이루어진 후 복열량이 100℃이상 되면 표면이 크랙이 발생할 가능성이 많기 때문에 연속주조시의 냉각은 이러한 복열량이 100℃미만이 되게 관리하고 있다.

그리고, 고탄소강의 경우 750℃부근에는 오스테나이트에서 페라이트로 상변태가 발생한다. 이 경우 오스테나이트조직의 밀도가 페라이트조직보다는 작기 때문에 상변태온도에서 밀도변화에 따른 팽창이 발생한다. 주편표면의 팽창은 주편 표면에 강제 냉각에 의해 수축량을 크게 하려는 본래 의도와는 상반된 결과를 가져올 수 있다.

이상의 두가지를 고려하여 최대 강냉각 물량을 결정할 수 있다. 즉, 도 7은 응고말기에 물량 100l/min.㎡을 적용하였을 경우 온도분포를 나타내고 있는데, 이 경우 주편표면 온도는 750℃이상이 복열량도 100℃정도 되는 것을 알 수 있다. 따라서, 최대물량는 100l/min.㎡로 결정함이 바람직하다. 상기 물량의 경우 주편표면의 냉각속도 표면부 대비하여 3.2배에 해당된다.

이와 같은 냉각방법에 의하면 고탄소 소단면 빌레트 주편에 중심편석이 억제되어 내부품질을 개선할 수 있다.

이하, 본 발명에 실시예를 통하여 구체적으로 설명한다.

[실시예]

탄소함량이 0.6-0.75% 범위인 용강을 도 1과 같은 연속주조설비를 이용하여 단면크기가 160×160㎜인 빌레트 주편을 제조하였다.

이때, 주조속도는 1.7-1.91m/min 였으며, 주형의 용강 탕면으로부터 약 13.9-16.2m 정도되는 응고말기 부위에 냉각노즐을 설치하고, 이를 통해 주편 단위면적당 10-100l/min의 물량으로 주편을 냉각하였다.

상기 냉각노즐은 주편 4면 부위 전체에 걸쳐 냉각할 수 있는 노즐로서, 이러한 노즐은 대한민국 특허 제 95, 383호에는 제시되어 있다.

이같은 강냉각 조건에 따른 주편의 냉부품질은 다음과 같은 평가하였다. 즉, 시험 주편 중심부의 건전도는 주편중심부의 탄소농도와 Mn편석립 면적율을 조사하여 평가하였다.

상기 주편중심부의 탄소농도는 주편중심부에 직경 5㎜의 주편칩을 주편길이 방향으로 300㎜주편에 대해서 채취하여 그 성분을 습식분석하였다. 또한, Mn편석립은 주편중심부에 대해 Mn/Mno1.2(Mn:중심부 농도, Mno:주편전체 평균농도)의 값을 가지는 편석립을 전자현미경으로 분석한 후 상기 편석립이 분석면적전체에서 차지하는 면적율을 가지고 비율하였다. 상기 방법은 당업계에서 공통적으로 적용하고 있는 분석방법이다.

주조속도 및 응고말기 강냉물량에 따른 주편중심부 탄소 편석을 살펴보면 도 8과 같다.

도 8에 나타난 바와 같이, 주조속도 1.7m/min의 경우 냉각물량증가에 따라 주편중심부 탄소농도비(중심부탄소농도/주편평균농도)값이 저감되고 있으며, 냉각수 물량 100l/min.㎡에서는 공냉한 종래재의 편석값 1.4수준에서 1.2으로 대폭 저감되고 있다. 그러나, 주조속도가 1.7m/min 이상의 경우는 냉각효과가 없었다.

이는 주조속도 1.7m/min의 경우 응고완료위치가 강냉노즐설치위치와 일치하는 반면에 그 이상의 주조속도에서는 강냉노즐설치위치 이후에 응고가 완료되어 강냉효과가 나타나지 않기 때문이다.

한편, Mn편석립 분포의 경우도 도 9에서 알 수 있듯이, 주조속도 1.7m/min에서 종래의 1% 수준에서 최대물량적용시 0.5%로 저감되었으나 그 이상의 주조속도에서는 효과가 없었다.

따라서, 일정한 응고말기 노즐위치에 대해서 적정 주속하에서의 응고말기 강냉은 중심편석 저감의 유효한 수단임을 확인할 수 있었다.

상술한 바와 같이, 본 발명에 의하면 고탄소강의 연속주조시 주편의 응고말기 부위를 적절한 냉각조건으로 냉각하여 주편 표면과 내부 상호간의 열 수축을 최소화하므로써, 주편중심의 편석을 억제하여 내부 품질이 향상된 건전한 강을 얻을 수 있으며, 이러한 냉각방법은 특히 고탄소 소단면 빌레트 주편 제조에 매우 유용한 효과가 있다.

Claims (5)

1. 고탄소 용강을 소단면의 주형에 주입하여 빌레트(billet) 주편을 연속주조하는 방법에 있어서,

   먼저, 상기 주헝내에 용강보다 용융온도가 낮은 핀을 투입하고 상기 핀의 위치를 측정하고 주편의 응고가 완료되는 시점을 정하는 단계;

   그 다음, 통상의 전열해석에 의해 상기 주편의 내부온도분포와 표면온도분포를 계산하고, 계산된 양측의 온도분포에 대한 구배 차이를 비교하여 주편의 내부온도분포의 구배가 외부온도분포의 구배보다 큰 시점을, 상기 빌레트 주편의 내부 냉각속도보다 주편 표면의 냉각속도가 커지는 시점으로 정하는 단계; 및

   상기 빌레트 주편의 내부 냉각속도보다 주편 표면의 냉각속도가 커지는 시점에 해당되는 주편의 위치로부터 주편의 응고가 완료되는 시점에 해당되는 주편의 위치까지 주편의 단위면적당 10-100l/min의 범위의 냉각수를 분사함을 특징으로 하는 고탄소 소단면 빌레트 주편의 냉각방법.
2. 제 1항에 있어서, 상기 고탄소강은 탄소함량이 0.6-0.75%임을 특징으로 하는 냉각 방법.
3. 제 1항 또는 제 2항에 있어서, 상기 냉각수의 분사위치는 빌레트 주편의 주조속도가 1.7m/min일 때 주형의 탕면으로부터 13.9-16.2m의 범위임을 특징으로 하는 냉각방법.
4. 제 1항 또는 제 2항에 있어서, 상기 냉각수의 분사위치는 빌레트 주편의 주조속도가 1.8m/min일 때 주형의 탕면으로부터 14.8-17.2m의 범위임을 특징으로 하는 냉각방법.
5. 제 1항 또는 제 2항에 있어서, 상기 냉각수의 분사위치는 빌레트 주편의 주조속도가 1.9m/min일 때 주형의 탕면으로부터 15.8-18.2m의 범위임을 특징으로 하는 냉각방법.