WO2017188539A1 - 몰드 플럭스 및 이를 이용한 주조방법 - Google Patents

몰드 플럭스 및 이를 이용한 주조방법 Download PDF

Info

Publication number
WO2017188539A1
WO2017188539A1 PCT/KR2016/013627 KR2016013627W WO2017188539A1 WO 2017188539 A1 WO2017188539 A1 WO 2017188539A1 KR 2016013627 W KR2016013627 W KR 2016013627W WO 2017188539 A1 WO2017188539 A1 WO 2017188539A1
Authority
WO
WIPO (PCT)
Prior art keywords
mass
mold
mold flux
molten steel
metal oxide
Prior art date
Application number
PCT/KR2016/013627
Other languages
English (en)
French (fr)
Inventor
정태인
김용환
Original Assignee
주식회사 포스코
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 주식회사 포스코 filed Critical 주식회사 포스코
Priority to CN201680084977.3A priority Critical patent/CN109070201A/zh
Priority to EP16900612.9A priority patent/EP3450048A4/en
Priority to JP2018555240A priority patent/JP6701379B2/ja
Publication of WO2017188539A1 publication Critical patent/WO2017188539A1/ko

Links

Images

Classifications

    • B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
    • B22—CASTING; POWDER METALLURGY
    • B22D—CASTING OF METALS; CASTING OF OTHER SUBSTANCES BY THE SAME PROCESSES OR DEVICES
    • B22D11/00—Continuous casting of metals, i.e. casting in indefinite lengths
    • B22D11/10—Supplying or treating molten metal
    • B22D11/108—Feeding additives, powders, or the like
    • B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
    • B22—CASTING; POWDER METALLURGY
    • B22D—CASTING OF METALS; CASTING OF OTHER SUBSTANCES BY THE SAME PROCESSES OR DEVICES
    • 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
    • B22D11/111—Treating the molten metal by using protecting powders
    • 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
    • C—CHEMISTRY; METALLURGY
    • C21—METALLURGY OF IRON
    • C21C—PROCESSING OF PIG-IRON, e.g. REFINING, MANUFACTURE OF WROUGHT-IRON OR STEEL; TREATMENT IN MOLTEN STATE OF FERROUS ALLOYS
    • C21C7/00—Treating molten ferrous alloys, e.g. steel, not covered by groups C21C1/00 - C21C5/00
    • C21C7/04—Removing impurities by adding a treating agent
    • C21C7/076—Use of slags or fluxes as treating agents
    • Y—GENERAL TAGGING OF NEW TECHNOLOGICAL DEVELOPMENTS; GENERAL TAGGING OF CROSS-SECTIONAL TECHNOLOGIES SPANNING OVER SEVERAL SECTIONS OF THE IPC; TECHNICAL SUBJECTS COVERED BY FORMER USPC CROSS-REFERENCE ART COLLECTIONS [XRACs] AND DIGESTS
    • Y02—TECHNOLOGIES OR APPLICATIONS FOR MITIGATION OR ADAPTATION AGAINST CLIMATE CHANGE
    • Y02P—CLIMATE CHANGE MITIGATION TECHNOLOGIES IN THE PRODUCTION OR PROCESSING OF GOODS
    • Y02P10/00—Technologies related to metal processing
    • Y02P10/20—Recycling

Definitions

  • the present invention relates to a mold flux and a casting method using the same, and more particularly, to a mold flux and a casting method using the same that can improve the quality and productivity of the cast steel.
  • the cast steel is produced while the molten steel contained in the mold is cooled through the cooling table.
  • the continuous casting process injects molten steel into a mold having a constant internal shape and continuously draws the reacted slabs into the lower side of the mold to produce semi-finished products of various shapes such as slabs, blooms, billets, beam blanks, and the like. It is a process.
  • the cast steel is first cooled in the mold, and after passing through the mold, water is injected into the cast steel to solidify through a process of secondary cooling.
  • the molten steel solidifies from the edge of the mold, whereby the mold periodically vibrates to generate friction, which causes continuous molten steel injection and solidification in the mold.
  • the mold flux is applied to the upper portion of the molten steel in the mold so that lubrication can proceed smoothly during the vibration of the mold, the mold flux forms a powder layer, a sintered layer and a liquid layer by the sensible heat of the molten steel.
  • the liquid layer of the mold flux injected into the molten steel flows between the solidified layer of the molten steel and the mold to minimize friction.
  • the liquid layer solidifies again on the mold wall and plays an important role in controlling the heat transfer rate.
  • the carbon content of the steel is divided into low carbon steel, medium carbon steel, high carbon steel, etc., and cast steel using each steel shows different surface quality.
  • the medium carbon steel having a carbon content of 0.07 to 0.2% by mass has a sharp increase in shrinkage due to the rapid phase transformation during solidification, compared with low carbon steel and high carbon steel, resulting in uneven surface shape. This is due to the rapid transformation in the solid phase as the liquid phase transforms into a solid phase and passes through the peak point when the phase transformation of the medium carbon steel occurs.
  • Such rapid solidification shrinkage and transformation of the medium carbon steel forms a non-uniform solidification layer on the cast, there was a problem that causes a large surface defects such as surface cracks due to extreme surface irregularities.
  • At least a part of the mold is composed of a material having high thermal conductivity, or by increasing the basicity of the mold flux to reduce the ratio of the liquid layer having good heat transfer efficiency, thereby reducing the heat transfer rate in the mold, resulting in rapid solidification of molten steel.
  • Various techniques have been proposed, such as minimizing nonuniformity.
  • the present invention provides a mold flux and a casting method using the same that can improve the casting efficiency.
  • the present invention provides a mold flux and a casting method using the same that can improve the quality of the cast steel.
  • the mold flux according to the embodiment of the present invention is a mold flux injected into the molten steel in the mold at the time of casting, which is 2 to 10% by mass of CaSi and 4.4 to 46.1% by mass of dislocation metal oxide relative to 100% by mass of the mold flux. It may include.
  • the mold flux further comprises SiO 2 , CaO, Al 2 O 3 , MgO, Na 2 O and F, wherein CaO and SiO 2 have a ratio of CaO and SiO 2 (CaO / SiO 2 ) greater than 0.8 and less than 1.5 Can be.
  • the dislocation metal oxide may include at least one of FeO, NiO, and Cr 2 O 3 .
  • the FeO may be contained in 4.4 to 16.4% by mass relative to 100% by mass of the mold flux.
  • the NiO may be included in the range of 4.7 to 17.5 mass% based on 100 mass% of the mold flux.
  • the Cr 2 O 3 may be included from 12.5 to 46.1 mass% with respect to 100 mass% of the mold flux.
  • the mold flux may have a viscosity in the melting temperature of 1300 ° C. in a range of 0.5 to 3.0 poise (poise, g / cm ⁇ s).
  • a casting method comprising: providing a mold flux to which a heating agent and a potential metal oxide is added; Injecting molten steel into the mold; Supplying a mold flux to the molten steel; And casting the cast steel by solidifying the molten steel, and may delay the solidification rate of the molten steel by using oxidation heat generated while the heat generating agent is oxidized in the casting of the cast steel.
  • the molten steel may include a medium carbon steel containing 0.07 to 0.2 mass% of carbon with respect to 100 mass% of the molten steel.
  • the mold flux in which 2 to 10% by mass of the heating agent and 4.4 to 46.1% by mass of dislocation metal oxide is mixed with respect to 100% by mass of the mold flux may be provided.
  • the mold flux further comprises SiO 2 , CaO, Al 2 O 3 , MgO, Na 2 O and F, wherein CaO and SiO 2 have a ratio of CaO and SiO 2 (CaO / SiO 2 ) greater than 0.8 and less than 1.5 Can be.
  • the heating agent may include CaSi.
  • the dislocation metal oxide may include at least one of FeO, NiO, and Cr 2 O 3 .
  • the content of the potential metal oxide may be calculated by the following Equations 1 to 3.
  • the heat generating agent may generate an oxidative heat by causing an oxidation reaction with at least one of oxygen and the dislocation metal oxide.
  • the dislocation metal oxide may be present as metal particles in the mold flux by reacting with the heating agent.
  • the metal particles may block or scatter radiant heat between the mold and the molten steel.
  • the mold flux in the process of casting the cast steel using the medium carbon steel, by using the heat generation function and heat-transfer function by the mold flux to reduce the heat transfer rate delivered during solidification of the molten steel uniformly solidified molten steel You can. Therefore, it is possible to prevent or prevent the occurrence of a non-uniform solidified layer in the cast due to rapid solidification shrinkage and transformation during casting can prevent the occurrence of large surface defects on the surface of the cast.
  • FIG. 1 is a view schematically showing a casting facility according to an embodiment of the present invention.
  • Figure 2 is a view showing the main configuration of the casting equipment shown in FIG.
  • Figure 3 is a block diagram schematically showing the configuration of a mold flux according to an embodiment of the present invention.
  • Figure 4 is a graph showing the experimental results showing the heat flux changes that occur when casting the cast in the casting method according to an embodiment of the present invention.
  • FIG. 1 is a view schematically showing a casting facility according to an embodiment of the present invention
  • Figure 2 is a view showing the main configuration of the casting facility shown in FIG.
  • a casting facility supplies molten steel through a ladle 10 containing molten steel refined in a steelmaking process and an injection nozzle (not shown) connected to the ladle 10.
  • 30 and a cooling line 40 provided in the lower portion of the mold 30 and having a plurality of segments continuously arranged to perform a series of molding operations while cooling the non-solidified slab 1 drawn out of the mold 30. It may include.
  • a mold flux is formed on the upper portion of the molten steel injected into the mold 30.
  • Can supply The mold flux is supplied to the upper part of the molten steel in a solid state, for example, in a powder state, and is dissolved by sensible heat of the molten steel to form a liquid layer C, a part of which forms a sintered layer B, and a powder layer on the top layer. A) is formed.
  • the mold flux is solidified by the cooling water supplied to the mold 30, so that the slag rim D is formed.
  • the mold flux is described as being supplied to the molten steel in the mold 30 in the solid phase, but may be supplied in a liquid state by dissolving in a separate melting furnace.
  • the liquid layer (C) formed as described above flows between the mold 30 and the molten steel by vibrating imparted to the mold 30, thereby lubricating the cast steel.
  • the mold flux may perform functions such as absorption removal of inclusions in molten steel, thermal insulation of molten steel, and heat transfer rate control to the mold 30.
  • the medium carbon steel containing a carbon content of about 0.07 to 0.2% by mass in the molten steel is significantly increased shrinkage accompanied by a sharp phase transformation during solidification compared to low carbon steel and high carbon steel.
  • the molten steel forms a solidified layer having a nonuniformity, and the cast slab has a nonuniform surface shape.
  • the present invention can reduce the heat transfer rate in the mold by providing a heat generation function and a heat shield function to the mold flux.
  • the mold flux according to the embodiment of the present invention may include CaSi as a heat generating agent to impart a heat generating function, and may include a dislocation metal oxide to impart an oxidizing agent function and a heat shielding function to oxidize the heat generating agent.
  • the mold flux may contain 2 to 10 mass% of heat generating agent and 4.4 to 46.1 mass% of dislocation metal oxide with respect to 100 mass% of mold flux.
  • CaSi may be included as the heat generating agent
  • at least one of FeO, NiO, and Cr 2 O 3 may be included as the potential potential metal oxide.
  • the mold flux may have a viscosity of 0.5 ⁇ 3.0 poise (poise, g / cm.s) at the melting temperature of 1300 °C.
  • the mold flux contains mains containing SiO 2 , CaO, Al 2 O 3 , MgO, Na 2 O and F It may include a mold flux.
  • CaO and SiO 2 is balyeolje in mold flux 100% by weight, the electric potential of metal oxide, Al 2 O 3, MgO, Na 2 O and the ratio of CaO and SiO 2, except for F (CaO / SiO 2) is greater than 0.8 less than 1.5 It may be contained so as to.
  • CaO and SiO 2 satisfy 100 wt% of mold flux in a range of more than 7.2 and less than 31.4 mass% of SiO 2 and more than 5.7 and less than 47 mass% of CaO with respect to 100 wt% of the mold flux, and the ratio of CaO and SiO 2 ( CaO / SiO 2 ) may be contained so that it is greater than 0.8 and less than 1.5.
  • the viscosity of the mold flux may increase rapidly, and thus the lubrication function may be degraded because it does not uniformly flow between the mold and the solidification layer.
  • the ratio of CaO and SiO 2 is 1.5 or more, the melting temperature of the mold flux is high, so that proper melting is difficult, and thus, the unmelted mold flux may be introduced into the molten steel to cause surface defects of the cast steel.
  • the liquid phase in which the mold flux is melted has a high solids ratio when it solidifies, so a smooth lubrication effect cannot be expected, and an operation accident such as breakout may occur.
  • Al 2 O 3 in the main mold flux raises the viscosity and melting point of the mold slag.
  • Al 2 O 3 may be contained 3 to 7% by mass based on the total mass of the mold flux. If Al 2 O 3 is less than 3% by mass, it may not be able to maintain sufficient viscosity and melting point and may be excessively melted, and then excessively flowed between the solidification layer and the mold, which may cause surface defects of the slab.
  • Al 2 O 3 is included in excess of 7% by mass, the melting point of the mold flux is increased, so that the molten mold flux is not sufficiently melted, and the molten mold flux may flow into the slab to cause surface defects of the slab. In addition, even if a part of the mold flux is melted to form a liquid layer, the high viscosity does not perform sufficient lubrication function may cause an operation accident such as breakout.
  • MgO affects the crystal phase upon solidification of the mold slag.
  • MgO may be included in an amount of 2.0 to 5% by mass based on the total mass of the mold flux.
  • the content of MgO exceeds 5% by mass, the production of cuspidine (Cuspidine, 3CaO 2 ⁇ SiO 2 ⁇ CaF 2 ), which is a typical crystal phase of mold slag, is delayed. Therefore, in order to suppress the rapid solidification shrinkage in the medium carbon steel can not express a heat transfer control effect to be controlled sufficiently.
  • the content of MgO is less than 2.0% by mass, the amount of cupidine produced increases, so that the proportion of the liquid phase is reduced, which adversely affects the lubrication function.
  • mold slag means that the mold flux is injected into the mold.
  • Na 2 O is a typical alkali oxide and serves to lower the viscosity and melting point of the liquid mold slag.
  • Na 2 O may be contained in an amount of 2 to 9% by mass based on the total mass of the mold flux. If the Na 2 O content is less than 4% by mass, since the melting point of the mold flux is not high enough to melt the mold flux, the mold flux may be unevenly introduced between the mold and the solidification layer, which may cause surface defects of the cast steel. When the Na 2 O content is more than 9% by mass, the melt flux is excessively melted and the ratio of the liquid layer is increased due to the lowering of the melting point, which may be excessively introduced between the mold and the solidification layer. As a result, the depth of the oscillation mark formed on the surface of the cast steel becomes deep, which may cause surface defects of the cast steel, and the melt loss of the immersion nozzle also increases.
  • F plays a role of lowering the viscosity and melting point of the liquid layer, and in addition, forms Cuspidine (3CaO2.SiO 2 .SCaF 2 ), which is the main crystal phase during solidification of the mold slag.
  • F may be contained 6 to 10% by mass based on the total mass of the mold flux. If the content of F is less than 6% by mass, it is difficult to form a sufficient crystal phase, which may lower the heat transfer effect in the mold. Therefore, in the medium carbon steel, non-uniform heat transfer behavior may occur and cast surface defects may increase.
  • the viscosity and melting point are excessively lowered, so that the amount of the liquid layer is increased, so that the mold flux is excessively introduced between the mold and the solidification layer so that the depth of the oscillation mark formed on the surface of the cast steel is increased. It can deepen and cause the surface defect of a cast steel, and the melt loss of an immersion nozzle can also increase.
  • the heating agent containing CaSi generates heat of oxidation by reacting with oxygen in the air during casting, thereby realizing a thermal insulation effect, thereby preventing the molten steel from rapidly solidifying and enabling uniform solidification of the molten steel. Can be.
  • CaSi + O 2 CaO + SiO 2 + oxidation heat
  • the amount of oxygen reacting with the heat generating agent may be very small. Therefore, in order to smoothly oxidize the heat generating agent, a dislocation metal oxide may be added to the mold flux as the oxidizing agent.
  • the heat generating agent may react with the potential metal oxide as shown in Equation 2) to generate heat of oxidation.
  • the heat generating agent may generate heat of oxidation through an oxidation reaction as in Formulas 1) and 2).
  • the oxidative heat generated in this way can suppress or prevent rapid solidification shrinkage by suppressing the heat transfer rate in the mold to delay the solidification rate of the molten steel.
  • the heat generating agent may be included in an amount of 2 to 10 mass% based on the total mass of the mold flux.
  • the content of the heat generating agent is less than 2% by mass, heat cannot be generated to control the heat transfer rate in the mold.
  • the content of the heat generating agent is more than 10% by mass, the amount of heat generated is excessively high, so that the melt rate of the mold flux increases so that the liquid layer is excessively formed, thereby increasing the inflow between the mold and the solidification layer, thereby increasing the surface defect of the cast steel. There is a problem.
  • the liquid layer temperature of the mold flux is excessively increased, but since the viscosity of the mold flux is inversely proportional to the temperature, the viscosity of the mold flux may be lowered, and the mold flux may be mixed into the molten steel at the mold hot surface, causing surface defects of the cast steel.
  • the temperature measurement according to the heat generating agent content was performed by high temperature exothermic measurement (DTA, Differential Thermal Analysis).
  • the potential metal oxide may generate heat of oxidation by smoothly oxidizing the heat generating agent.
  • the dislocation metal oxide may serve as an oxidizing agent for oxidizing the heat generating agent and at the same time, may be reduced through reaction with the heat generating agent to form metal particles, and thus may serve as a blocking material that scatters and blocks radiant heat between the mold and the solidification layer.
  • Potential metal oxides are FeO, NiO and Cr 2 O 3 At least any one of them can be used, and the content of the heat generating agent can be appropriately adjusted within the range of 2 to 10% by mass.
  • the addition amount of the potential metal oxide may be calculated by the following equations 3) to 5) depending on the type of the potential metal oxide.
  • FeO is 4.4 to 16.4% by mass relative to the total mass of the mold flux
  • NiO is 4.7 to 17.5% by mass relative to the total mass of the mold flux
  • Cr 2 O 3 is included in the range of 12.5 to 46.1 mass%.
  • the content of the potential metal oxide is less than the range indicated, that is, according to the type of the potential metal oxide, for example, less than 4.4% by mass, 4.7% by mass or 12.5% by mass, it does not contribute to the sufficient oxidation of CaSi as the exothermic agent and is not oxidized. CaSi particles remain in the mold slag, which causes insufficient melting and rapidly increases the viscosity of the mold flux.
  • the mold flux may not sufficiently flow between the mold and the solidification layer, which may cause an operation accident such as a breakout.
  • the content of the potential metal oxide is larger than the range shown, that is, according to the type of the potential metal oxide, the melting point of the mold flux is increased because CaSi, which is a heat generating agent, remains as a potential metal oxide in the mold flux even if it is sufficiently oxidized.
  • the mold flux is not sufficiently melted, and if the mold flux that is not melted inflows between the solidification layer and the mold, it may act as a cause of defects on the surface of the cast steel.
  • the dislocation metal oxide may be reduced while oxidizing the heat generating agent to exist as metal particles in the mold flux. Since the metal particles such as Fe, Ni, and Cr, that is, the dislocation metal particles, have a melting point higher than the melting point of the mold flux, the metal particles, such as Fe, Ni, and Cr, are not melted in the mold flux and can maintain the particle state as shown in FIG. 2. Such metal particles may reduce the transfer of radiant heat to the mold in the mold flux, for example, scatter the radiant heat to reduce the heat transfer rate.
  • FIG. 3 is a block diagram schematically illustrating a configuration of a mold flux according to an exemplary embodiment of the present invention.
  • Casting method the process of preparing a mold flux, the process of preparing molten steel, the process of injecting molten steel through the ladle 10, tundish 20 into the mold 30, Including a process of injecting the mold flux on the molten steel injected into the mold 30, and solidifying the molten steel to cast the cast steel, it is possible to delay the solidification rate of the molten steel in the casting of the cast steel.
  • the process of preparing the mold flux includes a main mold flux including SiO 2 , CaO, Al 2 O 3 , MgO, Na 2 O, and F, and a mold flux mixed with a heating agent and a potential metal oxide.
  • the heat generating agent may be contained in 2 to 10% by mass with respect to 100% by mass of the mold flux
  • the content of the potential metal oxide may be calculated by the above formulas 3 to 5 according to the content of the heating agent.
  • the content of the main mold flux in the mold flux may be used in an amount excluding the heating agent, the dislocation metal oxide, and the unavoidable impurities with respect to 100% by mass of the mold flux.
  • molten steel having a carbon content of 0.07 to 0.2% by mass may be prepared through a refining process such as refining.
  • molten steel is injected into the mold 30 using the immersion nozzle 22 through the ladle 10 and the tundish 20.
  • the mold flux is supplied to the upper portion of the molten steel.
  • the mold flux supplied to the upper portion of the molten steel may be at least partially dissolved by sensible heat of the molten steel to form the liquid layer C on the upper portion of the molten steel.
  • the sintered layer (B) and the powder layer (A) may be formed on the liquid layer (C).
  • the heat generating agent reacts with oxygen in the air and the potential metal oxide introduced into the mold flux, and thus heat of reaction, that is, heat of oxidation is generated.
  • reaction heat that is, heat of oxidation is generated by the reaction between the heating agent and the potential metal oxide, and the potential metal oxide is present as metal particles in the liquid layer (C) due to the reaction between the heating agent and the potential metal oxide.
  • the oxidized heat generated in this way can implement a heat insulating effect to prevent the molten steel from solidifying rapidly by heat transfer in the mold. This is because the heat transfer rate in the mold is reduced by the heat of oxidation, which makes it possible to form a uniform solidification layer.
  • the metal particles present in the liquid layer C may not be dissolved by sensible heat of the molten steel, but may block or scatter the transfer of radiant heat of the molten steel to the mold in the liquid layer C, thereby suppressing rapid solidification of the molten steel.
  • Figure 4 is a graph showing the experimental results showing the change in heat flux generated when casting the cast in the casting method according to an embodiment of the present invention.
  • a mold flux according to an embodiment of the present invention that is, a mold flux including a main mold flux, a heat generating agent, and a potential metal oxide is used.
  • a mold flux containing no heating agent and a potential metal oxide for example, The experiment was carried out using the main mold flux.
  • CaSi was used as the heating agent with respect to 100% by mass of the mold flux, and 8.9% by mass of FeO was used as the dislocation metal oxide.
  • the heat transfer rate gradually increases as the carbon mass in the molten steel increases.
  • the comparative example in which the casting was performed using the mold flux containing no heating agent and the potential metal oxide was carried out. It can be seen that the heat transfer rate is reduced by about 0.2MW / m2s. This can be presumed to be due to the heat generation function by the heat of reaction generated by the reaction of the heat generating agent and the potential metal oxide, for example, the heat of oxidation, and the heat-blocking function by the metal particles generated after the reaction.
  • the heat flux and heat-transfer function are given to the mold flux by using a heating agent and a dislocation metal oxide to reduce the heat transfer rate between the mold and the molten steel, thereby suppressing the rapid solidification shrinkage of the molten steel. It can improve the quality of cast steel.
  • Mold flux according to an embodiment of the present invention and a casting method using the same, it is possible to suppress or prevent the occurrence of non-uniform solidification layer due to rapid solidification shrinkage and transformation during casting to improve the quality and productivity of the cast.

Landscapes

  • Engineering & Computer Science (AREA)
  • Mechanical Engineering (AREA)
  • Chemical & Material Sciences (AREA)
  • Materials Engineering (AREA)
  • Metallurgy (AREA)
  • Organic Chemistry (AREA)
  • Continuous Casting (AREA)
  • Treatment Of Steel In Its Molten State (AREA)

Abstract

본 발명은 몰드 플럭스 및 이를 이용한 주조방법에 관한 것으로, 주조 시 몰드 내의 용강 상부에 주입되는 몰드 플럭스로서, 상기 몰드 플럭스 100질량%에 대하여 2 내지 10질량%의 CaSi와, 4.4 내지 46.1질량%의 전위금속산화물을 포함하여, 몰드와 용강의 응고층 간의 열전달 속도를 저감하여 급격한 응고수축을 억제함으로써 주편의 품질 및 생산성을 향상시킬 수 있다.

Description

몰드 플럭스 및 이를 이용한 주조방법
본 발명은 몰드 플럭스 및 이를 이용한 주조방법에 관한 것으로, 보다 상세하게는 주편의 품질 및 생산성을 향상시킬 수 있는 몰드 플럭스 및 이를 이용한 주조방법에 관한 것이다.
일반적으로, 주편은 몰드에 수용된 용강이 냉각대를 거쳐 냉각되면서 제조된다. 예컨대, 연속주조공정은 일정한 내부 형상을 갖는 몰드에 용강을 주입하고, 몰드 내에서 반응고된 주편을 연속적으로 몰드의 하측으로 인발하여 슬라브, 블룸, 빌렛, 빔 블랭크 등과 같은 다양한 형상의 반제품을 제조하는 공정이다.
이러한 연속주조공정에서 주편은 몰드 내에서 1차 냉각되고, 몰드을 통과한 후 주편에 물이 분사되어 2차 냉각되는 과정을 거쳐 응고가 진행된다. 용강은 몰드의 가장자리부터 응고가 진행되고, 이때 몰드가 주기적으로 진동하면서 마찰을 발생시키고 이로써 연속적인 용강 주입과 몰드에서의 응고가 진행된다. 또한, 몰드의 진동 시 윤활이 원활하게 진행될 수 있도록 몰드 내 용강의 상부에 몰드 플럭스를 도포하며, 몰드 플럭스는 용강의 현열에 의해 파우더층, 소결층 그리고 액상층을 형성하게 된다.
용강 상부에 주입된 몰드 플럭스 중 액상층은 용강의 응고층과 몰드 사이로 유입되어 마찰을 최소화하는 기능을 하게 된다. 또한, 액상층은 몰드 벽에서 다시 응고하게 되어 열전달 속도 제어에 중요한 역할을 수행한다.
한편, 강의 탄소 함량에 따라 저탄소강, 중탄소강, 고탄소강 등으로 구분되고 각각의 강을 이용하여 주조된 주편은 서로 다른 표면 품질을 나타낸다. 그 중 강 중 탄소 함량이 0.07 내지 0.2질량%인 중탄소강은 저탄소강과 고탄소강에 비해 응고 중 급격한 상변태를 수반하여 수축량이 현저하게 증가하고 이에 따라 표면 형상이 불균일해진다. 이는 중탄소강의 상변태 시 액상이 고상으로 변태하는 응고와 함께 포정점을 지나면서 고상 내에서 급격한 변태가 일어나기 때문이다. 이러한 중탄소강의 급격한 응고 수축과 변태는 주편에 불균일한 응고층을 형성시키며, 극심한 표면 요철에 의해 표면 크랙과 같은 대형 표면 결함을 유발하는 문제점이 있었다.
이러한 문제점을 해결하기 위하여 몰드의 적어도 일부를 열전도도가 높은 재질로 구성하거나, 몰드 플럭스의 염기도를 증가시켜 열전달 효율이 좋은 액상층의 비율을 감소시킴으로써 몰드에서 열전달 속도를 줄여 용강의 급격한 응고로 인한 불균일을 최소화하는 등의 다양한 기술들이 제시되어 있다.
그러나 전자의 경우에는 몰드의 내구성이 저하되어 주조 공정에 장기간 사용하기 어려운 문제점이 있다. 그리고 후자의 경우에는 몰드 플럭스의 염기도 증가에 따라 액상층의 비율이 감소하고, 점도가 증가하여 몰드와 응고층 사이로 몰드 플럭스가 원활하게 유입되지 않아 몰드 플럭스의 기본적인 역할인 윤활의 기능이 현저히 부족해지고, 이에 따라 용강의 응고층이 몰드에 구속되는 조업 사고가 빈번하게 발생할 수 있다.
본 발명은 주조 효율을 향상시킬 수 있는 몰드 플럭스 및 이를 이용한 주조방법을 제공한다.
본 발명은 주편의 품질을 향상시킬 수 있는 몰드 플럭스 및 이를 이용한 주조방법을 제공한다.
본 발명의 실시 형태에 따른 몰드 플럭스는, 주조 시 몰드 내의 용강 상부에 주입되는 몰드 플럭스로서, 상기 몰드 플럭스 100질량%에 대하여 2 내지 10질량%의 CaSi와, 4.4 내지 46.1질량%의 전위금속산화물을 포함할 수 있다.
상기 몰드 플럭스는 SiO2, CaO, Al2O3, MgO, Na2O 및 F를 더 포함하고, 상기 CaO와 SiO2는 CaO와 SiO2의 비(CaO/SiO2)가 0.8 초과, 1.5 미만일 수 있다.
상기 전위금속산화물은 FeO, NiO 및 Cr2O3 중 적어도 어느 하나를 포함할 수 있다.
상기 FeO는 상기 몰드 플럭스 100 질량%에 대해서 4.4 내지 16.4질량% 포함될 수 있다.
상기 NiO는 상기 몰드 플럭스 100 질량%에 대해서 4.7 내지 17.5질량% 포함될 수 있다.
상기 Cr2O3는 상기 몰드 플럭스 100 질량%에 대해서 12.5 내지 46.1질량% 포함될 수 있다.
상기 몰드 플럭스는 용융온도 1300℃에서의 점도가 0.5~3.0포아즈(poise, g/㎝.s)의 범위일 수 있다.
본 발명의 실시 형태에 따른 주조방법은, 주조방법으로서, 발열제와 전위금속산화물을 첨가된 몰드 플럭스를 마련하는 과정; 몰드에 용강을 주입하는 과정; 상기 용강 상부에 몰드 플럭스를 공급하는 과정; 및 상기 용강을 응고시켜 주편을 주조하는 과정;을 포함하고, 상기 주편을 주조하는 과정에서 상기 발열제가 산화하면서 발생하는 산화열을 이용하여 상기 용강의 응고 속도를 지연시킬 수 있다.
상기 용강은 상기 용강 100질량%에 대하여 0.07 내지 0.2질량%의 탄소를 함유하는 중탄소강을 포함할 수 있다.
상기 몰드 플럭스를 마련하는 과정에서, 상기 몰드 플럭스 100질량%에 대하여 2 내지 10질량%의 발열제와, 4.4 내지 46.1질량%의 전위금속산화물이 혼합된 상기 몰드 플럭스를 마련할 수 있다.
상기 몰드 플럭스는 SiO2, CaO, Al2O3, MgO, Na2O 및 F를 더 포함하고, 상기 CaO와 SiO2는 CaO와 SiO2의 비(CaO/SiO2)가 0.8 초과, 1.5 미만일 수 있다.
상기 발열제는 CaSi를 포함할 수 있다.
상기 전위금속산화물은 FeO, NiO 및 Cr2O3 중 적어도 어느 하나를 포함할 수 있다.
상기 전위금속산화물의 함량은 하기 수학식 1 내지 3에 의해 산출할 수 있다.
수학식1) FeO[질량%]=A(CaSi[질량%])+B
수학식2) NiO[질량%]=C(CaSi[질량%])+D
수학식3) Cr2O3[질량%]=E(CaSi[질량%])+F
(여기에서, A=1.5, B=1.4, C=1.6, D=1.5, E=4.2, F=4.1임)
상기 발열제는 산소와 상기 전위금속산화물 중 적어도 어느 한 가지와 산화반응을 일으켜 산화열을 발생시킬 수 있다.
상기 전위금속산화물은 상기 발열제와 반응하여 상기 몰드 플럭스 내에서 금속입자로 존재할 수 있다. ,
상기 금속입자는 상기 몰드와 상기 용강 간의 복사열을 차단 또는 산란시킬 수 있다.
본 발명의 실시형태들에 의하면, 중탄소강을 이용하여 주편을 주조하는 과정에서 몰드 플럭스에 의한 발열 기능과 열차단 기능을 이용하여 용강의 응고 시 전달되는 열 전달 속도를 저감시켜 용강을 균일하게 응고시킬 수 있다. 따라서 주조 시 급격한 응고 수축과 변태로 인해 주편에 불균일한 응고층이 발생하는 것을 억제 혹은 방지할 수 있으므로 주편 표면에 대형 표면 결함이 발생하는 것을 방지할 수 있다.
도 1은 본 발명의 실시 예에 따른 주조설비를 개략적으로 보여주는 도면.
도 2는 도 1에 도시된 주조설비의 요부 구성을 보여주는 도면.
도 3은 본 발명의 실시 예에 따른 몰드 플럭스의 구성을 개략적으로 보여주는 블록도.
도 4는 본 발명의 실시 예에 따른 주조 방법으로 주편을 주조할 때 발생하는 열유속 변화를 보여주는 실험 결과를 보여주는 그래프.
이하, 첨부된 도면을 참조하여 본 발명의 실시예를 상세히 설명하기로 한다. 그러나 본 발명은 이하에서 개시되는 실시 예에 한정되는 것이 아니라 서로 다른 다양한 형태로 구현될 것이며, 단지 본 실시 예들은 본 발명의 개시가 완전하도록 하며, 통상의 지식을 가진 자에게 발명의 범주를 완전하게 알려주기 위해 제공되는 것이다.
도 1은 본 발명의 실시 예에 따른 주조설비를 개략적으로 보여주는 도면이고, 도 2는 도 1에 도시된 주조설비의 요부 구성을 보여주는 도면이다.
도 1을 참조하면, 본 발명의 실시 예에 따른 주조설비는, 제강공정에서 정련된 용강이 담기는 래들(10)과, 래들(10)에 연결되는 주입노즐(미도시)을 통해 용강을 공급받아 이를 일시 저장하고 몰드(30)에 공급하는 턴디쉬(20)와, 턴디쉬(20)에 연결되는 침지 노즐(22)을 통해 용강을 전달받아 일정한 형상으로 초기 응고층(Mc)시키는 몰드(30)와, 몰드(30)의 하부에 구비되어 몰드(30)로부터 인발된 미응고 주편(1)을 냉각시키면서 일련의 성형 작업을 수행하도록 복수의 세그먼트가 연속적으로 배열되는 냉각라인(40)을 포함할 수 있다.
도 2를 참조하면, 주조가 시작되어 턴디쉬(20) 내 용강(M)이 침지 노즐(22)에 의해 몰드(30)에 주입되면, 몰드(30)에 주입된 용강의 상부에는 몰드 플럭스를 공급할 수 있다. 몰드 플럭스는 고상, 예컨대 파우더 상태로 용강 상부에 공급되며, 용강의 현열에 의해 용해되어 일부는 액상층(C)을 형성하고, 그 상부에는 소결층(B)을 형성하며, 최상층에는 파우더층(A)을 형성하게 된다. 그리고 몰드(30)에 인접한 부근에는 몰드(30)에 공급되는 냉각수에 의해 몰드 플럭스가 응고되어 슬래그 림(D)이 형성된다. 여기에서는 몰드 플럭스가 몰드(30) 내 용강에 고상으로 공급되는 것으로 설명하나, 별도의 용해로에서 용해시켜 액상으로 공급될 수도 있다.
이렇게 형성되는 액상층(C)은 몰드(30)에 부여되는 진동에 의해 몰드(30)와 용강 사이로 유입되어 윤활 작용을 함으로써 주편이 원활하게 주조될 수 있다. 몰드 플럭스는 윤활 작용 이외에도 용강 중 개재물의 흡수 제거, 용강의 보온 및 몰드(30)로의 열전달 속도 제어 등과 같은 기능을 수행할 수 있다.
한편, 용강 중 탄소 함량이 0.07 내지 0.2질량% 정도를 함유되는 중탄소강은 저탄소강과 고탄소강에 비해 응고 중 급격한 상변태를 수반하여 수축량이 현저하게 증가한다. 이에 용강이 불균일한 응고층을 형성하게 되어 주조되는 주편은 불균일한 표면 형상을 갖는다. 이에 본 발명에서는 몰드 플럭스의 성분을 제어하여 주조 시 몰드에서의 열전달 속도를 저감시킴으로써 용강, 즉 중탄소강의 불균일한 응고를 최소화할 수 있다. 이를 위해 본 발명은 몰드 플럭스에 발열 기능과 열차단 기능을 부여하여 몰드에서 열전달 속도를 저감시킬 수 있다.
본 발명의 실시 예에 따른 몰드 플럭스는 발열 기능을 부여할 수 있도록 발열제로서 CaSi를 포함하고, 발열제를 산화시키기 위한 산화제 기능과 열차단 기능을 부여할 수 있도록 전위금속산화물을 포함할 수 있다.
몰드 플럭스는, 몰드 플럭스 100질량%에 대하여 2 내지 10질량%의 발열제와, 4.4 내지 46.1질량%의 전위금속산화물을 포함할 수 있다. 이때, 발열제로서는 CaSi를 포함할 수 있고, 전위전위금속산화물로서는 FeO, NiO 및 Cr2O3 중 적어도 어느 하나를 포함할 수 있다. 그리고 몰드 플럭스는 용융온도 1300℃에서의 점도가 0.5~3.0포아즈(poise, g/㎝.s)의 범위를 가질 수 있다.
이외에도 몰드 플럭스는 SiO2, CaO, Al2O3, MgO, Na2O 및 F를 포함하는 메인 몰드 플럭스를 포함할 수 있다.
CaO와 SiO2는 몰드 플럭스 100질량%에서 발열제, 전위금속산화물, Al2O3, MgO, Na2O 및 F를 제외하고, CaO와 SiO2의 비(CaO/SiO2)가 0.8 초과 1.5미만이 되도록 함유될 수 있다. 이때, CaO와 SiO2는 몰드 플럭스 100질량%에 대하여 SiO2를 7.2 초과 31.4질량% 미만, CaO를 5.7 초과 47질량% 미만인 범위에서 몰드 플럭스 100질량%를 만족하는 동시에 CaO와 SiO2의 비(CaO/SiO2)가 0.8 초과 1.5미만이 되도록 함유될 수 있다. CaO와 SiO2의 비가 0.8 이하인 경우에는 몰드 플럭스의 점도가 급격하게 증가하여 몰드와 응고층 사이로 균일하게 유입되지 않아 윤활 기능이 저하될 수 있다. CaO와 SiO2의 비가 1.5 이상인 경우에는 몰드 플럭스의 용융 온도가 높아져 적절한 용융이 어렵고, 이에 따라 용융되지 않은 몰드 플럭스가 용강 내로 유입되어 주편의 표면 결함을 유발할 수 있다. 또한, 몰드 플럭스가 용융되었더라도 몰드 플럭스가 용융된 액상층이 응고 시 고상 비율이 높아져 원활한 윤활 효과를 기대할 수 없어 브레이크 아웃 등과 같은 조업 사고가 발생할 수 있다.
메인 몰드 플럭스 중 Al2O3는 몰드 슬래그의 점도와 융점을 상승시킨다. Al2O3는 몰드 플럭스 전체 질량에 대해서 3 내지 7질량% 함유될 수 있다. Al2O3가 3질량% 미만일 경우 충분한 점도와 융점을 유지하지 못하여 과도하게 용융될 수 있고, 이후 응고층과 몰드 사이로 과잉 유입될 수 있어 슬라브의 표면 결함을 유발시킬 수 있다. Al2O3가 7질량% 초과하도록 포함되는 경우에는 몰드 플럭스의 융점이 높아져 충분하게 용융되지 않고, 이에 용융되지 않은 몰드 플럭스가 유입되어 슬라브의 표면 결함을 유발시킬 수 있다. 또한 몰드 플럭스 중 일부가 용융되어 액상층을 형성하더라도 높은 점도에 의해 충분한 윤활기능을 수행하지 못하므로 브레이크 아웃 등과 같은 조업 사고를 일으킬 수 있다.
MgO는 몰드 슬래그의 응고시 결정상에 영향을 미친다. MgO는 몰드 플럭스의 전체 질량에 대하여 2.0 내지 5질량% 포함될 수 있다. MgO의 함량이 5질량% 초과하는 경우에는 몰드 슬래그의 대표적인 결정상인 큐스피딘(Cuspidine, 3CaO2·SiO2·CaF2)의 생성을 지연시킨다. 이에 중탄소강에서 급격한 응고수축을 억제하기 위해 충분히 제어되어야 할 열전달 제어 효과를 발현할 수 없게 된다. 반면, MgO의 함량이 2.0 질량% 미만인 경우에는 큐스피딘의 생성량이 증가하여 액상의 비율이 줄어드는데 이로 인해 윤활 기능에 악영향을 준다. 여기에서 몰드 슬래그는 몰드 플럭스를 몰드에 주입한 것을 의미한다.
Na2O는 대표적 알칼리계 산화물로서 액상 몰드 슬래그의 점도와 융점을 낮추는 역할을 한다. Na2O는 몰드 플럭스 전체 질량에 대하여 2 내지 9질량% 함유될 수 있다. Na2O의 함량이 4질량% 미만인 경우에는 몰드 플럭스의 융점이 높아 충분하게 용융되지 않으므로 몰드와 응고층 사이로 몰드 플럭스가 불균일하게 유입되어 주편의 표면 불량을 야기시킬 수 있다. 그리고 Na2O의 함량이 9질량%를 초과하는 경우에는 융점 저하로 인해 몰드 플럭스가 과도하게 용융되어 액상층의 비율이 높아지고, 이로 인해 몰드와 응고층 사이로 과도하게 유입될 수 있다. 이에 주편 표면에 형성되는 오실레이션 마크의 깊이가 깊어져 주편의 표면 불량을 야기시킬 수 있고, 침지 노즐의 용손도 증가한다.
F는 액상층의 점도와 융점을 낮추는 역할을 하고, 이에 더하여 몰드 슬래그의 응고시 주된 결정상인 Cuspidine (3CaO2·SiO2·SCaF2)를 형성시킨다. F는 몰드 플럭스 전체 질량에 대해서 6 내지 10질량% 함유될 수 있다. F의 함량이 6질량% 미만인 경우에는 충분한 결정상 형성이 곤란하여 몰드에서의 열전달 효과가 저하될 수 있다. 이에 중탄소강에서는 불균일한 전열 거동이 발생하고 주편 표면 결함이 증가하는 문제점이 발생할 수 있다. 그리고 F의 함량이 10질량% 초과인 경우에는 점도와 융점이 과도하게 저하되어 액상층의 양이 증가함으로써 몰드와 응고층 사이로 몰드 플럭스가 과도하게 유입되어 주편 표면에 형성되는 오실레이션 마크의 깊이가 깊어져 주편의 표면 불량을 야기하고, 침지 노즐의 용손도 증가할 수 있다.
CaSi를 포함하는 발열제는 주조 시 하기의 식1)과 같이 공기 중 산소와 반응하여 산화열을 발생시킴으로써 단열 효과를 구현하여 용강이 급격하게 응고되는 것을 방지하고, 용강의 균일한 응고를 가능하게 할 수 있다.
식1)
CaSi+O2= CaO+SiO2+산화열
또한, 주조 시 몰드 플럭스의 액상층 상부에는 소결층과 파우더층이 존재하므로, 발열제와 반응하는 산소의 양은 아주 미미할 수 있다. 따라서 발열제의 원활한 산화를 위해 산화제로서 전위금속산화물을 몰드 플럭스에 첨가할 수 있다. 이에 발열제는 전위금속산화물과 하기의 식2)와 같이 반응하여 산화열을 발생시킬 수 있다.
식2)
CaSi+전위금속산화물(FeO, NiO, Cr2O3)=CaO+SiO2+금속입자(Fe, Ni, Cr)+산화열
발열제는 상기 식1)과 식2)와 같은 산화 반응을 통해 산화열을 발생시킬 수 있다. 이렇게 발생하는 산화열은 몰드에서의 열전달 속도를 억제하여 용강의 응고속도를 지연시킴으로써 급격한 응고 수축을 억제 혹은 방지할 수 있다.
발열제는 몰드 플럭스 전체 질량에 대하여 2 내지 10질량% 포함될 수 있다. 발열제의 함량이 2질량% 미만인 경우에는 몰드에서의 열전달 속도를 제어할 수 있는 열을 발생시킬 수 없다. 그리고 발열제의 함량이 10질량% 초과인 경우에는 발열량이 지나치게 많아 몰드 플럭스의 용융 속도가 증가하여 액상층이 과도하게 형성되고, 이에 몰드와 응고층 사이로의 유입량이 증가하면서 주편의 표면 결함을 증가시키는 문제점이 있다. 또한, 몰드 플럭스의 액상층 온도를 과도하게 상승시키는데, 몰드 플럭스의 점도는 온도와 반비례하므로 몰드 플럭스의 점도를 저하시켜 몰드 탕면에서 몰드 플럭스가 용강 중으로 혼입되어 주편의 표면 결함을 야기시킬 수 있다. 이와 같은 발열제 함량에 따른 온도 측정은 고온 발열측정(DTA, Differential Thermal Analysis)에 의해 수행되었다.
전위금속산화물은 발열제를 원활하게 산화시켜 산화열을 발생시킬 수 있다. 전위금속산화물은 발열제를 산화시키기 위한 산화제로서의 역할을 하는 동시에, 발열제와의 반응을 통해 환원되어 금속입자를 형성함으로써 몰드와 응고층 사이에서 복사열을 산란 및 차단시키는 차단재의 역할을 할 수 있다. 전위금속산화물은 FeO, NiO 및 Cr2O3 중 적어도 어느 하나를 사용할 수 있으며, 발열제의 함량이 2 내지 10질량%인 범위 내에서 적절하게 조절될 수 있다. 또한, 전위금속산화물의 첨가량은 전위금속산화물의 종류에 따라 하기의 식3) 내지 식5)에 의해 산출될 수 있다.
식3)
FeO[질량%]=A(CaSi[질량%])+B
(A=1.5, B=1.4)
식4)
NiO[질량%]=C(CaSi[질량%])+D
(C=1.6, D=1.5)
식5)
Cr2O3[질량%]=E(CaSi[질량%])+F
(E=4.2, F=4.1)
상기 식 3) 내지 식 5)에 의하면, FeO는 몰드 플럭스 전체 질량에 대해서 4.4 내지 16.4질량%, NiO는 몰드 플럭스 전체 질량에 대해서 4.7 내지 17.5질량%, Cr2O3는 12.5 내지 46.1질량% 포함될 수 있다. 전위금속산화물의 함량이 제시된 범위, 즉 전위금속산화물의 종류에 따른 범위보다 적은 경우, 예컨대 4.4질량%, 4.7질량% 또는 12.5질량% 미만에서는 발열제인 CaSi의 충분한 산화반응에 기여하지 못하여 산화되지 않은 CaSi 입자가 몰드 슬래그 내에 잔류하게 되고, 이로 인해 충분한 용융이 되지 못하고 몰드 플럭스의 점도를 급격하게 상승시키게 된다. 따라서 몰드 플럭스가 몰드와 응고층 사이로 충분하게 유입되지 않아 브레이크아웃 등과 같은 조업 사고를 유발할 수 있다. 반면, 전위금속산화물의 함량이 제시된 범위, 즉 전위금속산화물의 종류에 따른 범위보다 많은 경우에는 발열제인 CaSi를 충분히 산화시키고도 몰드 플럭스 내에 전위금속산화물로 남게 되므로 몰드 플럭스의 융점을 상승시키게 된다. 이로 인해 몰드 플럭스가 충분히 용융되지 않게 되고, 이렇게 용융되지 않은 몰드 플럭스가 응고층과 몰드 사이로 유입되면 주편 표면에 결함을 발생시키는 원인으로 작용할 수 있다. 또한, 윤활기능에 악영향을 주어 브레이크아웃 등 조업사고를 유발할 수 있는 문제점이 있다.
전위금속산화물은 발열제를 산화시키면서 환원되어 몰드 플럭스 내에서 금속입자로 존재할 수 있다. 상기 Fe, Ni 및 Cr과 같은 금속입자, 즉 전위금속입자는 몰드 플럭스의 융점보다 높은 융점을 갖고 있기 때문에 몰드 플럭스 내에서 용융되지 않고 도 2에 도시된 바와 같은 입자 상태를 유지할 수 있다. 이러한 금속입자는 몰드 플럭스 내에서 복사열이 몰드로 전달되는 것을 차단, 예컨대 복사열을 산란시켜 열전달 속도를 저감시킬 수 있다.
이하에서는 본 발명의 실시 예에 따른 주조방법에 대해서 설명한다.
도 3은 본 발명의 실시 예에 따른 몰드 플럭스의 구성을 개략적으로 보여주는 블록도이다.
본 발명의 실시 예에 따른 주조방법은, 몰드 플럭스를 마련하는 과정과, 용강을 마련하는 과정과, 래들(10), 턴디쉬(20)를 거친 용강을 몰드(30)에 주입하는 과정과, 몰드(30) 내 주입된 용강의 상부에 몰드 플럭스를 주입하는 과정과, 용강을 응고시켜 주편을 주조하는 과정을 포함하고, 주편을 주조하는 과정에서 용강의 응고 속도를 지연시킬 수 있다.
몰드 플럭스를 마련하는 과정을 도 3에 도시된 바와 같이 SiO2, CaO, Al2O3, MgO, Na2O 및 F를 포함하는 메인 몰드 플럭스와, 발열제 및 전위금속산화물을 혼합된 몰드 플럭스를 마련할 수 있다. 이때, 몰드 플럭스 100질량%에 대하여 발열제는 2 내지 10질량% 함유될 수 있으며, 전위금속산화물의 함유량은 발열제의 함량에 따라 상기 식 3 내지 식5에 의해 산출될 수 있다. 그리고 몰드 플럭스 중 메인 몰드 플럭스의 함량은 몰드 플럭스 100질량%에 대해서 발열제와 전위금속산화물과, 불가피한 불순물을 제외한 양으로 사용될 수 있다.
용강을 마련하는 과정은 정로 정련 등의 정련 과정을 통해 탄소 함량이 0.07 내지 0.2질량%로 제어된 용강을 마련할 수 있다.
몰드 플럭스와 용강이 마련되면, 래들(10), 턴디쉬(20)를 거쳐 침지 노즐(22)을 이용하여 몰드(30)에 용강을 주입한다.
그리고 몰드(30)에 용강이 주입되면, 또는 용강을 주입하는 과정에서 용강의 상부에 몰드 플럭스를 공급한다.
용강 상부에 공급된 몰드 플럭스는 용강의 현열에 의해 적어도 일부가 용해되어 용강 상부에서 액상층(C)을 형성할 수 있다. 이때, 액상층(C) 상부에는 소결층(B)과 파우더층(A)이 형성될 수 있다.
몰드 플럭스의 액상층(C)에서는 발열제가 공기 중의 산소와, 몰드 플럭스 내 투입된 전위금속산화물과 반응이 이루어지며, 이로 인한 반응열, 즉 산화열이 발생하게 된다. 또한, 액상층(C)에서는 발열제와 전위금속산화물 간의 반응에 의해 반응열, 즉 산화열이 발생하게 되고, 발열제와 전위금속산화물 간의 반응으로 인해 전위금속산화물은 액상층(C)에서 금속 입자로 존재하게 된다. 이렇게 발생하는 산화열은 단열효과를 구현하여 몰드에서의 열전달에 의해 용강이 급속하게 응고되는 것을 방지할 수 있다. 이는 산화열에 의해 몰드에서의 열전달 속도가 저감되기 때문이며 이로 인해 균일한 응고층의 형성이 가능해진다. 그리고 액상층(C)에 존재하는 금속입자는 용강의 현열에 의해 용해되지 않고 액상층(C) 내에서 용강의 복사열이 몰드로 전달되는 것을 차단 또는 산란시켜 용강의 급속한 응고를 억제할 수 있다.
이하에서는 본 발명에 따른 주조방법으로 주편을 주조하는 실험 예에 대해서 설명한다.
도 4는 본 발명의 실시 예에 따른 주조 방법으로 주편을 주조할 때 발생하는 열유속 변화를 보여주는 실험 결과를 보여주는 그래프이다
본 실험 예에서는 0.07 내지 0.2질량%의 탄소를 함유하는 중탄소강을 이용한 주조 시 탄소 함량에 따른 열전달 속도의 변화를 살펴보았다. 이때, 실시 예에서는 본 발명의 실시 예에 따른 몰드 플럭스, 즉 메인 몰드 플럭스, 발열제 및 전위금속산화물을 포함하는 몰드 플럭스를 이용하였고, 비교 예에서는 발열제와 전위금속산화물을 함유하지 않는 몰드 플럭스, 예컨대 메인 몰드 플럭스를 이용하여 실험을 실시하였다. 또한, 실시 예에서는 몰드 플럭스에 몰드 플럭스 100질량%에 대하여 발열제로서 CaSi를 5질량% 사용하였고, 전위금속산화물로서 FeO를 8.9질량% 사용하였다.
도 4를 참조하면, 용강 중 탄소 질량이 0.07질량%일 때 비교 예에서는 약 1.5MW/㎡s 정도의 열전달 속도가 측정되었고, 실시 예에서는 약 1.3MW/㎡s 정도의 열전달 속도가 측정되었다.
그리고 용강 중 탄소 질량이 0.12질량%일 때 비교 예에서는 약 1.6MW/㎡s 정도의 열전달 속도가 측정되었고, 실시 예에서는 약 1.4MW/㎡s 정도의 열전달 속도가 측정되었다.
용강 중 탄소 질량이 0.2질량%일 때 비교 예에서는 약 1.7MW/㎡s 정도의 열전달 속도가 측정되었고, 실시 예에서는 약 1.5MW/㎡s 정도의 열전달 속도가 측정되었다.
상기 결과를 살펴보면, 비교 예와 실시 예에서는 용강 중 탄소 질량이 증가함에 따라 열전달 속도는 점차적으로 증가하는 것을 알 수 있다. 또한, 본 발명에 따른 몰드 플럭스, 즉 발열제와 전위금속산화물을 포함하는 몰드 플럭스를 이용하여 주조를 실시한 실시 예의 경우, 발열제와 전위금속산화물을 포함하지 않는 몰드 플럭스를 이용하여 주조를 실시한 비교 예에 비해 열전달 속도가 0.2MW/㎡s 정도 감소한 것을 알 수 있다. 이는 발열제와 전위금속산화물의 반응에 의해 발생하는 반응열, 예컨대 산화열에 의한 발열 기능과, 반응 후 생성되는 금속입자에 의한 열차단 기능에 의한 것으로 추측할 수 있다. 따라서 중탄소강을 이용하여 주편을 주조할 때 발열제와 전위금속산화물을 이용하여 몰드 플럭스에 발열 기능과 열차단 기능을 부여하면 몰드와 용강 간의 열전달 속도를 저감시킬 수 있으므로 용강의 급격한 응고 수축을 억제하여 주편의 품질을 향상시킬 수 있다.
이와 같이, 본 발명의 상세한 설명에서는 구체적인 실시 예에 관해 설명하였으나, 본 발명의 범주에서 벗어나지 않는 한도 내에서 여러 가지 변형이 가능함은 물론이다. 그러므로, 본 발명의 범위는 설명된 실시 예에 국한되어 정해져서는 안되며, 후술하는 특허청구범위뿐만 아니라 이 청구범위와 균등한 것들에 의해 정해져야 한다.
본 발명의 실시형태에 따른 몰드 플럭스 및 이를 이용한 주조방법은, 주조 시 급격한 응고 수축과 변태로 인해 불균일한 응고층이 발생하는 것을 억제 혹은 방지하여 주편의 품질 및 생산성을 향상시킬 수 있다.

Claims (17)

  1. 주조 시 몰드 내의 용강 상부에 주입되는 몰드 플럭스로서,
    상기 몰드 플럭스 100질량%에 대하여 2 내지 10질량%의 CaSi와, 4.4 내지 46.1질량%의 전위금속산화물을 포함하는 몰드 플럭스.
  2. 청구항 1에 있어서,
    상기 몰드 플럭스는 SiO2, CaO, Al2O3, MgO, Na2O 및 F를 더 포함하고,
    상기 CaO와 SiO2는 CaO와 SiO2의 비(CaO/SiO2)가 0.8 초과, 1.5 미만인 몰드 플럭스.
  3. 청구항 2에 있어서,
    상기 전위금속산화물은 FeO, NiO 및 Cr2O3 중 적어도 어느 하나를 포함하는 몰드 플럭스.
  4. 청구항 3에 있어서,
    상기 FeO는 상기 몰드 플럭스 100 질량%에 대해서 4.4 내지 16.4질량% 포함되는 몰드 플럭스.
  5. 청구항 3에 있어서,
    상기 NiO는 상기 몰드 플럭스 100 질량%에 대해서 4.7 내지 17.5질량% 포함되는 몰드 플럭스.
  6. 청구항 3에 있어서,
    상기 Cr2O3는 상기 몰드 플럭스 100 질량%에 대해서 12.5 내지 46.1질량% 포함되는 몰드 플럭스.
  7. 청구항 1 내지 청구항 6 중 어느 한 항에 있어서,
    상기 몰드 플럭스는 용융온도 1300℃에서의 점도가 0.5~3.0포아즈(poise, g/㎝.s)의 범위인 몰드 플럭스.
  8. 주조방법으로서,
    발열제와 전위금속산화물을 첨가된 몰드 플럭스를 마련하는 과정;
    몰드에 용강을 주입하는 과정;
    상기 용강 상부에 몰드 플럭스를 공급하는 과정; 및
    상기 용강을 응고시켜 주편을 주조하는 과정;을 포함하고,
    상기 주편을 주조하는 과정에서 상기 발열제가 산화하면서 발생하는 산화열을 이용하여 상기 용강의 응고 속도를 지연시키는 주조 방법.
  9. 청구항 8에 있어서,
    상기 용강은 상기 용강 100질량%에 대하여 0.07 내지 0.2질량%의 탄소를 함유하는 중탄소강을 포함하는 주조 방법.
  10. 청구항 9에 있어서,
    상기 몰드 플럭스를 마련하는 과정에서,
    상기 몰드 플럭스 100질량%에 대하여 2 내지 10질량%의 발열제와, 4.4 내지 46.1질량%의 전위금속산화물이 혼합된 상기 몰드 플럭스를 마련하는 주조 방법.
  11. 청구항 10에 있어서,
    상기 몰드 플럭스는 SiO2, CaO, Al2O3, MgO, Na2O 및 F를 더 포함하고,
    상기 CaO와 SiO2는 CaO와 SiO2의 비(CaO/SiO2)가 0.8 초과, 1.5 미만인 주조 방법.
  12. 청구항 11에 있어서,
    상기 발열제는 CaSi를 포함하는 주조 방법.
  13. 청구항 12에 있어서,
    상기 전위금속산화물은 FeO, NiO 및 Cr2O3 중 적어도 어느 하나를 포함하는 주조 방법.
  14. 청구항 13에 있어서,
    상기 전위금속산화물의 함량은 하기 수학식 1 내지 3에 의해 산출하는 주조 방법.
    수학식1) FeO[질량%]=A(CaSi[질량%])+B
    수학식2) NiO[질량%]=C(CaSi[질량%])+D
    수학식3) Cr2O3[질량%]=E(CaSi[질량%])+F
    (여기에서, A=1.5, B=1.4, C=1.6, D=1.5, E=4.2, F=4.1임)
  15. 청구항 14에 있어서,
    상기 발열제는 산소와 상기 전위금속산화물 중 적어도 어느 한 가지와 산화반응을 일으켜 산화열을 발생하는 주조 방법.
  16. 청구항 15에 있어서,
    상기 전위금속산화물은 상기 발열제와 반응하여 상기 몰드 플럭스 내에서 금속입자로 존재하는 주조 방법.
  17. 청구항 16에 있어서,
    상기 금속입자는 상기 몰드와 상기 용강 간의 복사열을 차단 또는 산란시키는 주조방법.
PCT/KR2016/013627 2016-04-29 2016-11-24 몰드 플럭스 및 이를 이용한 주조방법 WO2017188539A1 (ko)

Priority Applications (3)

Application Number Priority Date Filing Date Title
CN201680084977.3A CN109070201A (zh) 2016-04-29 2016-11-24 结晶器保护渣及使用其的铸造方法
EP16900612.9A EP3450048A4 (en) 2016-04-29 2016-11-24 MOLDING FLUID AND MOLDING PROCESS THEREWITH
JP2018555240A JP6701379B2 (ja) 2016-04-29 2016-11-24 モールドフラックス及びこれを利用した鋳造方法

Applications Claiming Priority (2)

Application Number Priority Date Filing Date Title
KR1020160053137A KR101834421B1 (ko) 2016-04-29 2016-04-29 몰드 플럭스 및 이를 이용한 주조방법
KR10-2016-0053137 2016-04-29

Publications (1)

Publication Number Publication Date
WO2017188539A1 true WO2017188539A1 (ko) 2017-11-02

Family

ID=60159729

Family Applications (1)

Application Number Title Priority Date Filing Date
PCT/KR2016/013627 WO2017188539A1 (ko) 2016-04-29 2016-11-24 몰드 플럭스 및 이를 이용한 주조방법

Country Status (5)

Country Link
EP (1) EP3450048A4 (ko)
JP (1) JP6701379B2 (ko)
KR (1) KR101834421B1 (ko)
CN (1) CN109070201A (ko)
WO (1) WO2017188539A1 (ko)

Cited By (1)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
CN114130974A (zh) * 2021-12-14 2022-03-04 广东韶钢松山股份有限公司 一种改善中碳钢表面凹坑麻面的保护渣和方法

Citations (5)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
JPH0857615A (ja) * 1994-08-24 1996-03-05 Nisshin Steel Co Ltd 鋳片の冷却条件を均一化した連続鋳造方法
KR20020044896A (ko) * 2000-12-07 2002-06-19 이구택 발열 특성을 가진 턴디쉬 플럭스
JP2003053497A (ja) * 2001-08-08 2003-02-26 Hirono Kagaku Kogyo Kk 連続鋳造用フラックス
KR20120051411A (ko) * 2010-11-12 2012-05-22 주식회사 포스코 고산소강의 연속주조용 몰드 플럭스 및 이를 이용한 고산소강의 연속주조법
KR20130009472A (ko) * 2011-07-15 2013-01-23 주식회사 포스코 연속주조용 몰드파우더

Family Cites Families (7)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
JP3141187B2 (ja) * 1993-12-14 2001-03-05 新日本製鐵株式会社 鋼の連続鋳造用パウダー
JP2917824B2 (ja) * 1994-08-11 1999-07-12 住友金属工業株式会社 鋼の連続鋳造用モールドパウダー
JPH0985402A (ja) * 1995-09-27 1997-03-31 Sumitomo Metal Ind Ltd 連続鋳造用モールドパウダー
JPH1034301A (ja) * 1996-07-19 1998-02-10 Sumitomo Metal Ind Ltd 連続鋳造用初期モールドパウダー
JP3675302B2 (ja) * 2000-05-30 2005-07-27 住友金属工業株式会社 ステンレス鋼スラグの無害化方法
KR20040051175A (ko) * 2002-12-12 2004-06-18 주식회사 포스코 저탄소강 주편의 표면 결함을 방지하기 위한 연속 주조용몰드 플럭스
JP4950751B2 (ja) * 2007-04-27 2012-06-13 日本冶金工業株式会社 Ｆｅ基合金およびＮｉ基合金の連続鋳造方法および連続鋳造用発熱性モールドパウダー

Patent Citations (5)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
JPH0857615A (ja) * 1994-08-24 1996-03-05 Nisshin Steel Co Ltd 鋳片の冷却条件を均一化した連続鋳造方法
KR20020044896A (ko) * 2000-12-07 2002-06-19 이구택 발열 특성을 가진 턴디쉬 플럭스
JP2003053497A (ja) * 2001-08-08 2003-02-26 Hirono Kagaku Kogyo Kk 連続鋳造用フラックス
KR20120051411A (ko) * 2010-11-12 2012-05-22 주식회사 포스코 고산소강의 연속주조용 몰드 플럭스 및 이를 이용한 고산소강의 연속주조법
KR20130009472A (ko) * 2011-07-15 2013-01-23 주식회사 포스코 연속주조용 몰드파우더

Non-Patent Citations (1)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Title
See also references of EP3450048A4 *

Cited By (2)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
CN114130974A (zh) * 2021-12-14 2022-03-04 广东韶钢松山股份有限公司 一种改善中碳钢表面凹坑麻面的保护渣和方法
CN114130974B (zh) * 2021-12-14 2023-06-27 广东韶钢松山股份有限公司 一种改善中碳钢表面凹坑麻面的保护渣和方法

Also Published As

Publication number Publication date
JP6701379B2 (ja) 2020-05-27
KR101834421B1 (ko) 2018-03-05
CN109070201A (zh) 2018-12-21
JP2019515797A (ja) 2019-06-13
EP3450048A4 (en) 2019-03-13
EP3450048A1 (en) 2019-03-06
KR20170123501A (ko) 2017-11-08

Similar Documents

Publication Publication Date Title
KR100894114B1 (ko) 강철의 레이들 정련방법
WO2017188539A1 (ko) 몰드 플럭스 및 이를 이용한 주조방법
WO2016178461A2 (ko) 몰드 플럭스 및 이를 이용한 연속 주조 방법 및 이로 제작된 주편
JP2004167527A (ja) 鋼の連続鋳造用鋳型添加剤
WO2021006476A1 (ko) 몰드 플럭스 및 이를 이용한 주조 방법
US3868241A (en) Manufacture of fused cast refractory with streams of oxygen
WO2018008814A1 (ko) 주조용 치구 및 이를 이용한 주조방법
EP0141523A1 (en) Mold additives for use in continuous casting
JP2000102846A (ja) 連続鋳造用モールドパウダー
KR100321022B1 (ko) 중탄소고망간강용몰드플럭스
JP3184313B2 (ja) ロックウ−ル原料としての溶融高炉スラグならびにその成分調整材の供給方法
KR960015801B1 (ko) 연속주조에 있어서 주조초기 주편의 표면결함을 감소하기 위한 발열성 프론트파우더
KR100349151B1 (ko) 중탄소강연속주조용지르코니아함유몰드플럭스
CN113351843B (zh) 一种铁铬铝合金的连铸方法及装置
JP3597971B2 (ja) 鋼の連続鋳造方法
CN113321511B (zh) 一种洁净钢生产用引流砂及其制备方法
JP3256148B2 (ja) 凝固過程での収縮量の大きい鋼の連続鋳造方法
Dutta et al. Continuous casting (concast)
US4150979A (en) Method of continuous production of nodular cast iron
WO2020091289A1 (ko) 주형 및 주조 방법
JPH0985402A (ja) 連続鋳造用モールドパウダー
JP3296376B2 (ja) 鋳型添加剤
JPH01186253A (ja) 連続鋳造用鋳型添加剤
JP5693420B2 (ja) 連続鋳造方法
JP3017026B2 (ja) 注湯装置の耐火内張層

Legal Events

Date Code Title Description
ENP Entry into the national phase

Ref document number: 2018555240

Country of ref document: JP

Kind code of ref document: A

NENP Non-entry into the national phase

Ref country code: DE

121 Ep: the epo has been informed by wipo that ep was designated in this application

Ref document number: 16900612

Country of ref document: EP

Kind code of ref document: A1

WWE Wipo information: entry into national phase

Ref document number: 2016900612

Country of ref document: EP

ENP Entry into the national phase

Ref document number: 2016900612

Country of ref document: EP

Effective date: 20181129