KR101087318B1 - 극저 탄소 주물편의 제조 방법 - Google Patents

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Abstract

탄소한도 0.01 질량% 이하까지 탈탄한 용강에, Ti를 첨가하고, 또한, Ce, La, Nd 중 1종 이상을 첨가하고, 침지 노즐을 사용하여, 턴디쉬상 노즐로부터 상기 침지 노즐 토출 구멍까지의 범위의 임의의 개소로부터 분출되는 Ar 가스 유량을, 3NI(노멀 리터)/분 이하로 하면서, 상기 용강을 턴디쉬로부터 주형에 주입하여, 연속 주조하는 것을 특징으로 하는 극저 탄소 주물편의 제조 방법.
턴디쉬, 침지 노즐, 토출 구멍, 극저 탄소 주물편

Description

극저 탄소 주물편의 제조 방법{METHOD FOR MANUFACTURE OF ULTRA-LOW CARBON STEEL SLAB}
본 발명은 극저 탄소 주물편을 연속 주조로 제조하는 방법에 관한 것이다．
전로나 진공 처리 용기에서 정련된 용강 중의 용존 산소는, 강탈산 원소인 A1에 의해 탈산되는 것이 일반적이다. 그러나， 용존 산소가 많은 극저 탄소강을 A1 탈산하면, 알루미나(A12O3)가 발생하고, 이들이 응집 합체하여, 수백㎛ 이상의 조대한 클러스터가 대량으로 생성된다.
이 알루미나 클러스터의 일부가, 연속 주조 시에 턴디쉬로부터 침지 노즐로 침입하여, 침지 노즐 내측 구멍부에 부착되면, 노즐의 폐색을 야기시켜서, 조업을 저해한다. 또한, 알루미나 클러스터가 주형에 침입하여 주물편 표층에 잔류하면, 박강판의 표면 손상 발생의 원인이 되어 품질에 악영향을 미치게 된다.
이 대책으로서, 일반적으로는, 턴디쉬상 노즐, 슬라이딩 노즐, 또는, 침지 노즐로부터 Ar 가스를 분출하여 A12O3계 개재물을 기포 표면에 부착시켜서, 침지 노즐의 내측 구멍부에의 부착을 방지하는 동시에, 주형 내에서 부상시켜서 제거하는 방법이 있다.
그러나，이 방법으로는, 분출된 Ar 기포가, 주물편에 있어서의 핀홀 결함의 원인이 된다는 점, 또한, 주형 내에서 부상한 Ar 기포에 의해 메니스커스가 흐트러져서 파우더를 끌어들이게 되어, 말려든 파우더 입자가, 박강판에 있어서의 표면 손상의 원인이 된다고 하는 문제가 있었다．
또한, 용강을 연속 주조할 경우, 제조가 용이하다는 관점에서, 통상은, 도7에 도시한 바와 같이 내경이, 내측 구멍부(10)의 상단으로부터 하단에 걸쳐서 일정한, 스트레이트 형상의 침지 노즐(1)을 사용한다.
그러나，내측 구멍부가 스트레이트 형상의 침지 노즐의 경우, 도8에 도시한 바와 같이 슬라이딩 노즐(1l)의 개구부(l2)가 침지 노즐(1)의 중심으로부터, 어긋나 있으므로, 턴디쉬(도시하지 않음) 내의 용강이 슬라이딩 노즐(11)을 통과해서 침지 노즐(1) 내에 유입되면, 도8에 도시한 바와 같이 침지 노즐(1) 내에, 용강 유속의 불균일 분포가 불가피하게 발생한다(도면 중, 중앙부의 하향 화살표 참조).
이것이 원인으로, 좌우의 토출 구멍에서 유속이 다른 편류(13a, 13b)가 발생하여 주형 내의 유동 상태가 흐트러져, 파우더 또는 기포가, 용강 미응고부의 깊은 위치에까지 끌려 들어가 주물편 내에 잔류한다는 문제가 있었다．
이들의 문제를 해결하기 위해서, 종래의 지견에 기초하여，2개의 해결 방법이 개시되어 있다. 첫번째는, A1 탈산을 실시한 용강에 대하여, 내측 구멍부에 오리피스를 갖는 침지 노즐을 사용하는 방법이다.
이 방법은, 내측 구멍부에의 알루미나 부착 방지 및 편류의 억제를 목적으로 하는 것으로，예를 들어, 일본 특허 공개 제2001-239351호 공보에는, 내측 구멍부 에 복수의 단차를 갖는 침지 노즐이 개시 되어 있고, 또한, 일본 특허 공개 제2004-255407호 공보에는, 내측 구멍부에 복수의 불연속적인 돌기를 갖는 침지 노즐이 개시되어 있다.
그리고, 이들의 특허 문헌에 있어서는, 내측 구멍부에 오리피스(단차 또는 돌기)를 설치하면，침지 노즐 내에 있어서, 용강 유속이 현저하게 느린 부분이 해소되어 유속이 균일화되고, 그 결과, 편류 억제와 알루미나 부착 방지 효과가 얻어지는 것이 개시되어 있다.
또한, 일본 특허 공개 제2001-239351호 공보에는, 불활성 가스 유량은, 1Nl(노멀 리터)/분 이상 40Nl(노멀 리터)/분 이하가 적정하다는 것이 개시되어 있다. 또한， 이후, 「노멀 리터」를 단순히 「Nl」이라고 기재하는 경우가 있다.
두 번째는, 알루미나 클러스터를 생성시키지 않는 방법으로서, 예를 들어, 일본 특허 공개 제2002-88412호 공보, 일본 특허 공개 제2003-49218호 공보, 일본 특허 공개 제2003-268435호 공보, 일본 특허 공개 제2005-60734호 공보 및 일본 특허 공개 제2005-139492호 공보에는, Ti와 희토류 금속으로 탈산(이하, 「Ti-희토류 금속 탈산」이라 한다.)하는 방법이 개시되어 있다.
이 방법은, 용강을 Ti로 탈산해서 Ti 산화물을 생성하고, 그 후에 희토류 금속을 첨가하여, Ti 산화물을, 응집 합체하기 어려운 볼 형상 개재물로 개질해서 미세 분산시키는 방법이다. 이 방법에 의하면, 침지 노즐에의 개재물 부착, 침지 노즐의 폐색 및 알루미나 클러스터에서 기인한 표면 손상 발생을 방지할 수 있다.
또한, 일본 특허 공개 평11-343516호 공보에는, Ti 탈산후, Ca 및 희토류 금 속 중의 1종 또는 2종을 첨가하여 Ar 가스를 분출시키지 않고 연속 주조하는 방법이 개시되어있다. 이 방법도, 클러스터 형상 개재물의 생성을 억제하고, 개재물을 미세 분산시키는 방법으로서, 이 방법에 의해, 표면 성상이 양호한 티탄 킬드강을 얻을 수 있다.
우선， 일본 특허 공개 제2001-239351호 공보 및 일본 특허 공개 제2004-255407호 공보에 개시되어 있는 방법, 즉, 내측 구멍부에 오리피스를 갖는 침지 노즐을 사용해서 Al 탈산한 용강을 연속 주조하는 방법에 대해서 설명한다.
상기 특허 문헌에 개시된 기술에 있어서는, 내측 구멍부에 오리피스를 갖는 침지 노즐을 사용하여도 유속 분포를 균일화하는 효과는 얻기 어렵다. 그것은 상기 기술에 있어서는, 노즐 폐색의 문제가 있기 때문이다.
이 원인은, 오리피스 하단보다 하부에서는，와류가 발생해서 교반이 일어나므로, 알루미나는 부착되지 않지만, 오리피스 상단보다 상부에서는 와류가 발생하지 않으므로, 알루미나의 부착을 피할 수 없다는 점에 있다.
특히, 오리피스 상단은, 알루미나의 부착이 가장 진행하기 쉬운 개소이며, 여기에, 대량의 알루미나계 개재물이 부착되면, 노즐이 폐색된다.
일본 특허 공개 제2001-239351호 공보에 개시하는 바와 같이, Ar 가스를 용강에 분출하면, 노즐의 폐색을 방지하는 것은 가능하게 된다． 그러나, 용강에 분출된 Ar 가스의 일부는, 침지 노즐 내에 충만하여, 침지 노즐 내의 탕면 위치(2차 메니스커스)를 밀어 내린다.
턴디쉬로부터 침지 노즐로 유입하는 용강은, 슬라이딩 노즐 위치로부터, 2차 메니스커스까지 자유낙하하나, 2차 메니스커스가 밀어 내려져 있으면， 용강의 낙하 거리가 길어지므로, 용강의 낙하 위치의 바로 아래에서는， 강한 하강류가 발생하기 쉬워진다.
경우에 따라서는, 그 반동으로, 도9에 도시한 바와 같이 반전 상승류(14)(도면 중, 점선 화살표, 참조)가 발생하여, 침지 노즐 내에 있어서, 용강 유속의 불균일 분포(도면 중, 실선 화살표, 참조)가 발생한다.
용강의 낙하류에 의해 발생하는 용강 유속의 불균일 분포는, 2차 메니스커스를, 슬라이딩 노즐 위치에 가깝게 하면 완화된다. 그러나，알루미나의 부착 방지 효과를 얻기 위해서는, 소정량 이상의 Ar 가스 유량이 필요하다. 통상，Ar 가스 유량은, 5 내지 20Nl/분이지만, 이 Ar 가스 유량으로는，2차 메니스커스를 슬라이딩 노즐 위치에 가깝게 하는 것은 곤란하다.
2차 메니스커스가 낮고, 오리피스 상단(도1 중, 「21a」 참조)까지의 거리가 짧으면, 용강이 오리피스보다 상부에서 일단 체류하지 않아, 유속 분포가 균일화되지 않은 채로, 오리피스를 통과할 가능성이 높다. 따라서, 2차 메니스커스가 낮은 상태에서는，오리피스만으로, 낙하류에 기인하는 편류를 억제하는 것은 어렵다.
다음으로, 일본 특허 공개 제2002-88412호 공보, 일본 특허 공개 제2003-49218호 공보, 일본 특허 공개 제2003-268435호 공보, 일본 특허 공개 제2005-60734호 공보, 일본 특허 공개 제2005-139492호 공보 및 일본 특허 공개 평1l-343516호 공보에 개시된 방법, 즉, 알루미나 클러스터를 생성하지 않는 용강을 연속 주조하는 방법에 대해서 설명한다.
상기 특허 문헌 개시의 기술에서는，개재물은 응집 합체하기 어려우므로, 조대한 클러스터는 생성되지 않아 노즐 폐색은 발생하기 어렵다. 그러나，상기 특허 문헌에 있어서, 침지 노즐의 내측 구멍부의 형상은 규정되어 있지 않고, 2차 메니스커스에 관한 기술적 사항은 기재되어 있지 않다.
상기 기술에 있어서는, 유속의 불균일 분포 및 편류의 억제에 대한 수단이 강구되어 있지 않으므로, 파우더 또는 기포가, 용강 미응고부의 깊은 위치에까지 끌려 들어갈 가능성이 높아, 파우더 또는 기포가 주물편 내에 잔류하여, 박 강판에 가공했을 경우에 발생하는 표면 손상의 원인으로 될 염려가 있다.
이와 같이, 종래의 기술에 있어서는, 노즐 폐색의 방지와 주물편 품질의 확보를 양립시키는 것이 어렵다는 문제가 있었다. 또한，여기서 말하는 주물편 품질의 확보란 박강판에 가공해도 표면 손상이 발생하지 않는 주물편을 안정적으로 제조하는 것을 의미한다.
본 발명은 이들 문제점을 감안하여, 연속 주조의 조업성과 주물편 품질을 양립시킬 수 있는 극저 탄소 주물편의 제조 방법을 제공하는 것을 목적으로 한다.
본 발명자들은, 전술한 과제를 해결하기 위해 연구를 거듭한 결과, 극저 탄소 용강에, Ti-희토류 금속(Ce, La, Nd) 탈산을 실시하고, 내측 구멍부에 오리피스를 갖는 침지 노즐을 사용하면, 노즐 폐색을 방지하고, 또한, 박강판에 가공을 실시해도 표면 손상이 발생하지 않는 극저 탄소 주물편을 연속 주조할 수 있다는 것을 발견하였다.
본 발명은, 상기 지견을 기초로 하여 이루어진 것으로，이하의 구성을 요지로 하는 것이다.
(1) 탄소 농도 0.01 질량% 이하까지 탈탄한 용강에, Ti를 첨가하고, 또한, Ce, La, Nd 중 1종 이상을 첨가하고, 침지 노즐을 사용하여, 턴디쉬상 노즐로부터 상기 침지 노즐 토출 구멍까지의 범위의 임의의 개소로부터 분출되는 Ar 가스 유량을, 3Nl(노멀 리터)/분 이하로 하면서, 상기 용강을, 턴디쉬로부터 주형에 주입하여, 연속 주조하는 것을 특징으로 하는 극저 탄소 주물편의 제조 방법.
(2) 상기 침지 노즐이, 내측 구멍부에 오리피스를 갖는 것을 특징으로 하는 상기 (1)에 기재된 극저 탄소 주물편의 제조 방법.
(3) 상기 내측 구멍부의 단면 형상이 완전 원형이며, 또한，(i) 내측 구멍부 상단의 반경(R)〔mm〕과 오리피스의 최소 반경(r)〔mm〕의 사이에, 3≤R-r≤30인 관계가 있고, 또한, (ⅱ) 오리피스의 상단으로부터 하단까지의 길이(L)〔mm〕가 50≤L≤150인 것을 특징으로 하는 상기 (2)에 기재된 극저 탄소 주물편의 제조 방법.
(4) 상기 내측 구멍부의 단면 형상이 타원이며, 또한，(i) 내측 구멍부 상단에 있어서의 장경 방향의 반경(A)〔mm〕과 오리피스에 있어서의 장경 방향의 최소 반경(a)〔mm〕사이에, 3≤A-a≤30 되는 관계가 있고, 또한, (ⅱ) 오리피스의 상단으로부터 하단까지의 길이(L)〔mm〕가 50≤L≤150인 것을 특징으로 하는 상기 (2)에 기재된 극저 탄소 주물편의 제조 방법.
(5) 상기 침지 노즐이, 밑바닥을 구비하는 원통 형상이며, 또한，(i) 원통형의 측벽의 하부에, 2개의 토출 구멍이 원통에 축대칭의 위치에 배치되고, 또한, (ⅱ) 원통 저부 및 양 토출 구멍의 저부를 겹치게 하여 외부에 개구하는 슬릿이 설치되어 있는 것을 특징으로 하는 상기 (1) 또는 (2)에 기재된 극저 탄소 주물편의 제조 방법.
(6) 상기 침지 노즐에 있어서, (i) 원통 저부에 있어서의 슬릿과 접하는 부위가 원통 측벽을 향하여 상방으로 경사져 있고, 또한, (ⅱ) 토출 구멍 저부에 있어서의 슬릿과 접하는 부위가 토출 구멍 측벽을 향하여 상방으로 경사져 있고, 또한 (ⅲ) 원형 저부가 형성하는 면과 토출 구멍 저부가 형성하는 면과의 사이에 실질적으로 단차를 갖지 않는 것을 특징으로 하는 상기 (5)에 기재된 극저 탄소 주물편의 제조 방법.
(7) 상기 침지 노즐에 있어서, 원통 저부에 있어서의 " 슬릿과 접하는 부위"가 원통 측벽을 향하는 경사각, 및, 토출 구멍 저부에 있어서의 "슬릿과 접하는 부위"가 토출 구멍 측벽을 향하는 경사각이, 모두 상방으로 30° 이상인 것을 특징으로 하는 상기 (6)에 기재된 극저 탄소 주물편의 제조 방법.
(8) 상기 침지 노즐에 있어서, 토출 구멍의 꼭대기부가 원통의 측벽과 접하는 부위가, 원통의 측벽에 매끄럽게 접하는 곡면으로 형성되어 있는 것을 특징으로 하는 상기 (5) 내지 (7) 중 어느 하나에 기재된 극저 탄소 주물편의 제조 방법.
(9) 상기 침지 노즐이, 슬릿의 양 측면의 사이를 결합하는 리브를 구비하는 것을 특징으로 하는 상기 (5) 내지 (8) 중 어느 하나에 기재된 극저 탄소 주물편의 제조 방법.
(10) 상기 침지 노즐에 있어서, 슬릿의 개구 폭이, 토출 구멍 개구 단면적의 평방근의 0.15 내지 0.40배인 것을 특징으로 하는 상기 (5) 내지 (9) 중 어느 하나에 기재된 극저 탄소 주물편의 제조 방법.
(11) 상기 침지 노즐에 있어서, 원통의 측면 및 저부, 토출 구멍 및 슬릿의 용탕과 접하는 면의 일부 또는 전부를, 카본레스스피넬, 로카본스피넬, 마그네시아그라파이트, 지르코니아그라파이트, 실리카레스알루미나그라파이트 중의 어느 하나의 재질로 구성한 것을 특징으로 하는 상기 (1) 내지 (10) 중 어느 하나에 기재된 극저 탄소 주물편의 제조 방법.
본 발명에 따르면, 극저 탄소강의 연속 주조에 있어서, 노즐 폐색을 방지하고, 또한, 박강판에 가공해도 표면 손상이 발생하지 않는 극저 탄소 주물편을 제조할 수 있다.
도1은 본 발명에서 이용하는 오리피스를 갖는 침지 노즐을 도시한 도면이다.
도2는 단면 형상이 완전 원형이고, 내측 구멍부에 오리피스를 갖는 침지 노즐을 도시한 도면이다．
도3은 단면 형상이 타원이고, 내측 구멍부에 오리피스를 갖는 침지 노즐을 도시한 도면이다．
도4는 오리피스의 바람직한 설치 위치를 설명하는 도면이다．
도5는 단면 형상이 완전 원형이고, 또한, 2개의 오리피스를 갖는 침지 노즐을 도시한 도면이다．
도6은 단면 형상이 타원이고, 또한, 2개의 오리피스를 갖는 침지 노즐을 도 시한 도면이다．
도7은 일반적으로 사용되는, 내경이 내측 구멍부 상단으로부터 하단에 걸쳐서 일정한 스트레이트 형상의 침지 노즐을 도시한 도면이다．
도8은 도7에 도시한 침지 노즐을 사용한 경우에 발생하는 용강 유속의 불균일 분포를 도시한 도면이다．
도9는 강한 낙하류에 의해 발생하는 용강 유속의 불균일 분포 및 반전 상승류의 형태를 도시한 도면이다.
도10은 Ar 가스 유량과 주물편에 발생한 핀홀 결함과의 관계를 도시한 도면이다．
도11은 Ar 가스 유량과, 강판에 발생한 표면 손상과의 관계를 도시한 도면이다．
도12는 본 발명에서 이용하는, 밑바닥을 구비하는 원통 형상이고, 원통형의 측벽의 하부에, 2개의 토출 구멍을 원통에 축 대칭의 위치에 갖고, 또한, 원통 저부 및 양 토출 구멍의 저부를 겹치게 하여 외부에 개구하는 슬릿을 구비하는 침지 노즐을 도시한 도면이다． 도12의 (a)는 A-A 단면을 도시하는 도면이다． 도12의 (b)는 B-B 단면을 도시하는 도면이다． 도12의 (c)는 C-C 단면을 도시하는 도면이다．
도13은 침지 노즐의 일부를 도시한 도면이다． 도13의 (a)는 A-A 단면을 도시하는 도면이다． 도13의 (b)는 B-B 단면을 도시하는 도면이다． 도13의 (c)는 C-C 단면을 도시하는 도면이다．도13의 (d)는 D-D 단면을 도시하는 도면이다．
도14는 다른 침지 노즐의 일부를 도시한 도면이다． 도14의 (a)는 A-A 단면을 도시하는 도면이다． 도14의 (b)는 B-B 단면을 도시하는 도면이다． 도14의 (c)는 C-C 단면을 도시하는 도면이다． 도14의 (d)는 D-D 단면을 도시하는 도면이다.
도15는 다른 침지 노즐의 일부를 도시한 도면이다． 도15의 (a)는 A-A 단면을 도시하는 도면이다． 도15의 (b)는 B-B 단면을 도시하는 도면이다． 도15의 (c)는 C-C 단면을 도시하는 도면이다．
도16은 다른 침지 노즐의 일부를 도시한 도면이다． 도16의 (a)는 A-A 단면을 도시하는 도면이다． 도16의 (b)는 B-B 단면을 도시하는 도면이다． 도16의 (c)는 C-C 단면을 도시하는 도면이다．
도17은 다른 침지 노즐의 일부를 도시한 도면이다． 도17의 (a)는 A-A 단면을 도시하는 도면이다． 도17의 (b)는 B-B 단면을 도시하는 도면이다． 도17의 (c)는 C-C 단면을 도시하는 도면이다． 도17의 (d)는 D-D 단면을 도시하는 도면이다．
도18은 본 발명에서 이용하는 다른 침지 노즐을 도시한 도면이다． 도18의 (a)는 A-A 단면을 도시하는 도면이다． 도18의 (b)는 B-B 단면을 도시하는 도면이다． 도18의 (c)는 C-C 단면을 도시하는 도면이다.
도19는 다른 침지 노즐의 일부를 도시한 도면이다． 도19의 (a)는 A-A 단면을 도시하는 도면이다． 도19의 (b)는 B-B 단면을 도시하는 도면이다． 도19의 (c)는 C-C 단면을 도시하는 도면이다． 도19의 (d)는 D-D 단면을 도시하는 도면이다．
도20은 다른 침지 노즐의 일부를 도시한 도면이다． 도20의 (a)는 A-A 단면을 도시하는 도면이다． 도20의 (b)는 B-B 단면을 도시하는 도면이다． 도20의 (c) 는 C-C 단면을 도시하는 도면이다． 도20의 (d)는 D-D 단면을 도시하는 도면이다.
종래 기술의 과제를 해결하기 위해서는, 이하의 3 조건이 주요한 요건이다.
조건 1 : 개재물의 응집·합체를 방지하여 클러스터를 생성시키지 않는다.
조건 2 : 2차 메니스커스의 위치를, 최대한, 슬라이딩 노즐에 가까이 한다.
조건 3 : 내측 구멍부에 오리피스를 갖는 침지 노즐 및/또는, 저부에 슬릿을 갖는 침지 노즐을 사용한다.
우선，[배경 기술]의 항에서 설명한 바와 같이, 조대한 클러스터는, 노즐 폐색 및 박강판의 표면 손상의 원인이 되므로, 조건 1은, 클러스터의 생성을 방지하는 것을 목적으로 한다.
다음으로, 조건 2는, 낙하류에 의해 발생하는 유속의 불균일 분포를 억제하는 것을 목적으로 한다. 2차 메니스커스의 위치가 슬라이딩 노즐 위치에 근접할수록, 용강의 낙하 거리는 짧아지므로, 강한 하강류는 발생하기 어려워져, 낙하류에 기인하는 유속의 불균일 분포는, 거의 억제된다.
본 발명에 있어서는, Ti-희토류 금속(Ce, La, Nd) 탈산에 의해, 주조 단계에 있어서 클러스터를 생성시키지 않아 노즐 폐색의 발생을 방지한다.
그 때문에, Ar 가스 유량을, A1 탈산 용강을 주조할 때의 Ar 가스 유량보다도 크게 저감할 수가 있어， 그 결과, 2차 메니스커스를, 슬라이딩 노즐 위치에 근접시키는 것이 가능한다. 또한, 주조시에, 내측 구멍부에 오리피스를 갖는 침지 노즐을 사용하면, 용강 유속은 균일화되어, 편류는 억제된다.
사용하는 침지 노즐에 관한 조건 3은, 슬라이딩 노즐에 의해 발생하는 유속의 불균일 분포를 해소하는 것을 목적으로 한다.
침지 노즐의 내측 구멍부에 오리피스를 설치하면, 오리피스보다 상부에서, 용강은, 일단 체류하므로, 그 동안에, 유속의 불균일 분포가 해소된다.
내측 구멍부에 오리피스를 갖고, 또한, 저부에 슬릿을 갖는 침지 노즐을 사용하면, 유속의 불균일 분포가 해소되므로， 파우더 또는 기포가, 용강 미응고부의 깊은 위치에까지 끌려들어 가는 일이 없다. 그 결과, 파우더 또는 기포가 주물편 내에 잔류하는 것에 기인하는， 강판의 표면 손상(주물편을 강판에 가공했을 때에 발생하는)의 발생을 방지할 수 있다.
조건 2와 조건 3이 동시에 만족되면, 용강이 2차 메니스커스와 오리피스 상단 사이에, 보다 긴 시간 체류하게 되므로, 오리피스에 의한 정류화 효과는, 보다 향상된다.
또한， 편류 발생의 유무의 평가는, 통상，2개의 주형의 짧은 변의 열전달 계수의 차를 사용해서 행한다. 열전달 계수는, 벽면을 통한 열의 전파의 용이함을 나타내는 지표이다. 2개의 주형의 짧은 변의 열전달 계수의 차가 250J/(m2·s·K) 이상의 경우에, "비대칭성적인 용강 유동", 즉 "편류"가 발생하고 있는 것이, 경험적으로 알려져 있다.
열전달 계수의 산출 방법을, 식(1) 및 식(2)에 나타낸다. 열전달 계수(h)〔J/(m2·s·K)〕는, 주형 발열량(q)〔J/(m2·s)〕 및 용강과 주형 표면과의 온도차(T ∞-TMD)〔K〕로부터 산출되고, 주형 발열량(q)은, 주형 냉각수가 동판을 통과하기 전과 통과후의 온도 변화(tout-tin)〔K〕, 냉각수 유량(Qw)〔kg/s〕, 물의 비열(Cw)〔J/(kg·K)〕 및 동판 표면적(S)〔m2〕으로부터 산출된다.
[식1]
h=q/(T∞-TMD)
[식2]
q=QwCw(tout-tin)/S
이하, 본 발명을 상세하게 설명한다.
본 발명은, 극저 탄소강을 대상으로 한다. 탄소 농도의 상한값은 특별히 한정되지 않으나, 극저 탄소강의 박강판은, 엄격한 가공이 실시되는 자동차용 강철판 등에 이용되므로, 우수한 가공성을 구비할 필요가 있다. 그 때문에, 탄소 농도는, O.O1 질량% 이하가 바람직하다. 또한， 탄소 농도의 하한값은 특히 규정하지 않는다.
본 발명에 있어서는, 2차 정련에 있어서, 탄소 농도 O.01 질량% 이하까지 탈탄한 후, 용강에 Ti를 첨가해서 탈산한다. Ti의 첨가량은, 0.04 질량% 이상이 바람직하다. 0.04 질량% 미만에서는， 탈산이 충분히 일어나지 않아, 용존 산소가 용강중에 잔류할 가능성이 높다.
2차 정련에 있어서, 탄소 농도 0.01 질량% 이하까지 탈탄할 경우, 정련 장치로 탈탄을 행하기 전에, 예를 들어, 전로에 의한 정련 단계에 있어서, 예비적으로 A1로 탈산을 행해도 좋다. 이 경우, 탈산 후의 Al 농도를 0.01 질량% 이하, 바람직하게는 0.008 질량% 이하, 더욱 바람직하게는 O.OO6 질량% 이하로 한다.
탈산 후의 A1 농도가 0.01 질량% 이하이면, 탈산 생성물인 알루미나는, 용강을 연속 주조할 때까지의 사이에 용강 표면에 부상하여, 분리할 수 있으므로, 주조 중의 용강 내에 잔류하는 알루미나량이 적어져서, 노즐 폐색 등의 문제가 발생하지 않는다.
또한, 탈산 후의 A1 농도가 0.008 질량% 이하이면, 주조 중의 용강 내에 잔류하는 알루미나량이 보다 적어지므로 바람직하고, 또한， 탈산 후의 A1 농도가 0.006 질량% 이하이면, 주조 중의 용강 내에 잔류하는 알루미나량이 더욱 적어지므로, 보다 바람직하다.
한편，Ti 첨가량의 상한은 특별히 규정하지 않는다. Ti 첨가로 생성되는 Ti 산화물은, A12O3계 개재물보다 응집 합체하기 어렵지만, 내화물에 부착되기 쉬우므로, 노즐 폐색의 발생이 우려된다.
그래서, 용강을 Ti로 탈산한 후, Ce, La 및 Nd 중의 1종 이상을 첨가한다. 이 첨가에 의해, Ti 산화물이, 응집 합체하기 어렵고, 또한, 내화물에 부착되기 어려운 볼 형상 개재물로 개질된다.
Ce, La 및 Nd 중의 1종 이상의 합계 첨가량은, 0.001 질량% 이상 O.O1 질량% 이하가 바람직하다. 상기 합계 첨가량이 O.O0l 질량% 미만이면, Ti 산화물의 개질이 불충분해져, 응집 합체하기 어려운 볼 형상 개재물로 되기 어렵고, 또한, O.O1 질량% 를 초과하게 되면, Ti 산화물의 개질이 과잉으로 되어, Ti 계 개재물의 비중이 무거워져 부상하기 어려워져, 용강의 청정성이 악화된다.
Ce, La, Nd 이외의 희토류 금속(예를 들어, Pr, Sm 등)은, Ce, La, Nd와 동등한 개질 효과를 갖지 않으므로, Ti 산화물의 개질에는, Ce, La 및 Nd 중의 1종 이상의 첨가가 유효하다．
여기서, 도1에, 본 발명에서 사용하는, 오리피스를 갖는 침지 노즐을 도시한다. 본 발명에서는, 내측 구멍부(10) 중，내측 구멍부 상단보다도 내경이 작은 부위를 「오리피스(2l)」, 내측 구멍부 상단과 내경이 동일하거나 또는 그것보다도 내경이 큰 부위를 「비오리피스(21z)」라고 정의한다. 오리피스(21)와 비오리피스(21z)의 경계에 대해서는, 상류측의 경계를 오리피스 상단(21a), 하류측의 경계를 오리피스 하단(2lb)이라고 한다.
상술한 바와 같이， 본 발명에서는, Ar 가스 유량을, 종래의 A1 탈산 시보다도 크게 저감하는 것이 가능하다. Ar 가스 유량을 저감해 가면, .2차 메니스커스는 상승해 가서 3Nl/분 이하로 되면, 2차 메니스커스는, 슬라이딩 노즐로부터 100 내지 120mm 정도의 위치까지 상승한다.
상기 위치까지 2차 메니스커스가 상승하면, 강한 하강류는 거의 발생하지 않고, 또한, 오리피스 상단까지의 거리를 충분히 확보할 수 있으므로, 용강 유속의 불균일 분포를 확실하게 해소할 수 있다. 이것을, 본 발명자들은 발견하였다. 또한， 본 발명에 있어서의 Ar값의 유량값으로서는, 시판되는 유량계를 이용하여 측정한 값을 이용하는 것이 가능하다.
Ar 가스 유량이 적을수록, 2차 메니스커스가 상승하므로, Ar 가스 유량은, 바람직하게는 , 2Nl/분 이하, 더욱 바람직하게는 , 1Nl/분 미만이다.
Ti 산화물이, 전부 적절하게 개질되어 있으면, Ti 산화물의 침지 노즐에의 부착은 거의 일어나지 않으므로, Ar 가스 유량의 하한값은, 0Nl/분도 포함한다.
Ar 가스는, 턴디쉬상 노즐, 슬라이딩 노즐, 또는, 침지 노즐 중의 1개소 또는 2개소 이상으로부터 분출하는 것이 일반적이지만, 턴디쉬상 노즐로부터 침지 노즐 토출 구멍까지의 범위 내이면, Ar 가스를 분출하는 개소의 위치 및 개소의 수는, 임의로 선택할 수 있다.
본 발명에서 이용하는 침지 노즐에 있어서는, 편류 억제 효과를 보다 현저하게 확보하기 위하여, 오리피스의 사이즈에, 바람직한 범위가 존재한다.
침지 노즐의 단면 형상으로서는, 통형상， 완전 원형 또는 타원이 이용된다. 도2에, 단면 형상이 완전 원형인 침지 노즐을 도시하고, 도3에, 단면 형상이 타원인 침지 노즐을 도시한다.
단면 형상이 완전 원형인 경우에는, 내측 구멍부 상단의 반경을 R〔mm〕, 오리피스의 최소 반경을 r〔mm〕로 정의한다. 한편, 단면 형상이 타원인 경우에는, 내측 구멍부 상단의 장경 방향의 반경을 A〔mm〕, 오리피스의 장경 방향의 최소 반경을 a〔mm〕로 정의한다.
여기서, 오리피스에 관하여, 최소 반경을 이용한 것은, 본 발명에 있어서는, 오리피스를, 「내측 구멍부 상단보다도 내경이 작은 부위」로 정의하고 있기 때문이다.
오리피스의 형상으로서, 오리피스 상단으로부터 하단에 걸쳐서 내경이 일정하지 않은 형상도 상정되므로， 최소 반경을 이용하여 그러한 같은 형상에도 적용할 수 있는 정의로 하였다.
다음으로, 비오리피스의 반경과 오리피스의 최소 반경과의 차를 「오리피스의 높이」로 정의한다. 통상， 비오리피스의 반경은, 내측 구멍부 상단의 반경과 동등하므로 「오리피스의 높이」는, 내측 구멍부 상단의 반경과 오리피스의 최소 반경의 차로 바꾸어 말할 수 있다.
그렇게 하면, 「오리피스의 높이」는, 침지 노즐의 단면 형상이 완전 원형의 경우에는 「R-r」, 타원의 경우에는 「A-a」로 나타난다.
또한, 오리피스의 상단으로부터 하단까지의 거리를, 「오리피스의 길이」라고 정의하고, L〔mm〕로 표기한다.
침지 노즐의 단면 형상이 완전 원형의 경우, 「오리피스의 높이」에 대해서는, 「3≤R-r≤30」 인 관계가 성립하는 것이 바람직하다. R-r<3의 범위는, 유속 균일화에 대한 오리피스의 효과가 작아져, 편류를 억제하는 것이 어렵고, 또한，R-r>30의 범위는, 오리피스를 통과하는 용강 유속이 현저하게 커져서, 주형내 유동에 악영향을 미치기 쉽다.
다음으로, 오리피스의 길이(L)〔mm〕에 대해서는, 50≤L≤150인 관계가 성립 하는 것이 바람직하다. L<50의 범위에서는， 유속이 균일화 되기 전에, 용강이 오리피스를 통과해 버리므로, 편류를 억제하는 것이 어렵고, 또한, L>150의 범위에서는， 내경이 작은 부분이 길어지기 때문에, 용강 유속이 현저하게 커져서 주형내 유동에 악영향을 미치기 쉽다.
침지 노즐의 단면 형상이 타원인 경우, 「오리피스의 높이」에 대해서는, 「3≤A-a≤30」인 관계, 오리피스의 길이(L)〔mm〕에 대해서는, 「50≤L≤150」인 관계가 성립하는 것이 바람직하다. 이유는, 단면 형상이 완전 원형의 경우와 마찬가지이다.
본 발명에서 이용하는 침지 노즐에 있어서, 오리피스의 위치는, 특별히 한정되는 것은 아니다. 그러나， 도4에 도시한 바와 같이 오리피스의 상단(U)이, 내측 구멍부 상단(T)과 토출 구멍 상단(B)의 중간점(M)보다도 하방에 있으면, 용강을 확실하게 체류시켜서, 유속의 불균일 분포를 해소하기 쉬워지므로, 바람직하다.
또한, 오리피스의 수량은, 단독보다도 복수인 쪽이, 정류화 효과가 커지므로, 바람직하다. 단， 오리피스의 수가 많아지면, 용강 유속이 큰 부분이 증가하므로, 1개 또는 2개가 바람직하다.
도5 및 도6에, 오리피스의 수가 2개인 침지 노즐을 나타낸다. 단면 형상이 완전 원형의 내측 구멍부에, 복수개의 오리피스를 설치하는 경우(도5, 참조), 내측 구멍부 상단으로부터 i번째의 오리피스의 r 및 L(각각, ri, Li라 표기한다)이, 각각, 3≤R-ri≤30, 50≤Li≤l50의 조건을 충족시키는 것이 바람직하다.
또한, 어느 하나의 오리피스의 상단이, 내측 구멍부 상단과 토출 구멍 상단의 중간점보다도 하방에 있는 것이 바람직하다.
단면 형상이 타원인 내측 구멍부에 복수의 오리피스를 설치할 경우(도6, 참조), 내측 구멍부 상단으로부터 i번째의 오리피스의 a 및 L(각각, ai, Li라 표기한다)이, 각각, 3≤A-ai≤30, 50≤Li≤150인 조건을 충족시키는 것이 바람직하다.
또한, 어느 하나의 오리피스의 상단이 내측 구멍부 상단과 토출 구멍 상단의 중간점보다도 하방에 있는 것이 바람직하다.
여기서, 본 발명에서 이용하는, 다른 형태의 침지 노즐에 대해서 설명한다.
도12에, 다른 형태의 침지 노즐의 일실시형태를 나타낸다. 도12에 도시한 침지 노즐(1)은, 밑바닥을 구비하는 원통 형상의 침지 노즐이다. 원통 측벽(5)의 하부에는, 토출 구멍 측벽(7)과 토출 구멍 꼭대기부(8)에서 형성되는 토출 구멍(2)이, 원통 축에 대칭으로, 2개 배치되고, 또한, 원통 저부(4) 및 토출 구멍(2)의 저부(6)에, 슬릿 측벽(9)으로 형성되어, 외부에 개구하는 슬릿(3)이 설치되어 있다.
침지 노즐에 슬릿을 설치하면， 주형내로의 용강의 토출류가 보다 균일하게 분산되어 편류가 보다 해소되며, 또한, 파우더의 휩쓸려 들어감이 보다 안정적으로 방지되므로, 보다 바람직하다. 여기서, 슬릿(3)의 개구 폭(Ws)과, 토출 구멍(2)의 개구부(2z)의 단면적(Sz)의 평방근의 사이에는, 이하에 서술하는 이유에 의해, 적정한 관계가 존재한다.
우선， 슬릿 개구 폭(Ws)/√(토출 구멍 개구부 단면적(Sz))이 0.4를 초과하여, 토출 구멍(2)에 비해서 슬릿(3)이 커지면, 슬릿(3)을 통과하는 용강의 유량이 증가하여, 용강 중의 기포나 개재물 등이, 용강 미응고부의 깊은 위치에까지 끌려 들어가, 주형내에 잔류하여, 박강판에 가공했을 때의 표면 손상의 원인으로 된다.
한편， 슬릿 개구 폭(Ws)/√(토출 구멍 개구부 단면적(Sz))이 0.1 미만이면, 슬릿 측벽(9)에의 개재물의 부착, 또는, 슬릿 측벽(9)의 마모 등이 발생하는 경우 가 있다.
이상의 이유에 의해, 슬릿 개구 폭(Ws)/√(토출 구멍 개구부 단면적(Sz))은, 0.15 내지 0.4가 적정하다.
도13에, 도12에 나타내는 침지 노즐의 저부의 형태를 나타낸다. 도13에 도시한 침지 노즐에 있어서, 원통 저부(4)에 있어서의 슬릿(3)과 접하는 부위는, 원통 측벽(5)을 향해서 경사각(θ1)으로 경사지고, 토출 구멍 저부(6)에 있어서의 슬릿(3)과 접하는 부위는, 토출 구멍 측벽(7)을 향해서 경사각(θ2)로 경사져 있다.
경사각(θ1 및 θ2)은, 3O 내지 6O°가 바람직하다. 경사각이 30° 미만이면, 침지 노즐 내에 소용돌이가 발생하는 경우가 있다. 경사각이 60°를 초과하면, 토출 구멍 꼭대기부가 주형 내의 메니스커스에 접근하여, 토출류가 파우더를 끌어들이기 쉬운 상황이 된다. 또한， 경사각은 30° 이상이 바람직하다.
원통 저부(4)의 경사각(θ1)과 토출 구멍 저부(6)의 경사각(θ2)은 일치하는 것이 바람직하지만, 반드시 일치하지 않아도 좋다. 경사각(θ1)과 경사각(θ2)이 일치하지 않는 경우의 각도차는, 1O° 이하가 바람직하다. 또한, 원통 저부(4)의 면과 토출 구멍 저부(6)의 면을, 동일한 평면으로 하여 형성하면, 침지 노즐의 구조가 단순화되어서 바람직하다.
한편， 도14에 도시한 바와 같이 원통 저부(4)의 면과 토출 구멍 저부(6)의 면은, 접합면에 단차를 형성하지 않으면, 원하는 각도로 접해 있어도 된다. 도14 에 도시한 바와 같이 토출 구멍 저부(6)를, 침지 노즐 외주를 향해서 내려가는 방향으로 형성하면, 토출 구멍 꼭대기부(8)의 기울기와 서로 어울려, 토출 구멍(2)으로부터의 토출류의 방향을 조정할 수 있다.
원통 저부(4)의 면과 토출 구멍 저부(6)의 면 사이의 단차에 대해서는, 실질적으로 단차가 없으면 되며, 완전히, 단차를 없앨 필요는 없다. 여기서, 「실질적으로 단차가 없다」는 것은, 단차가, 침지 노즐(1) 내의 하향류와, 토출 구멍(2)으로부터의 토출류와의 연속성을 손상하지 않는 정도의 단차라고 하는 의미다. 구체적으로는，5mm 이하 정도의 단차라면 괜찮다.
도15에 도시한 바와 같이 원통 저부(4)의 면과 토출 구멍 저부(6)의 면 사이에, 약간의 단차(12)가 존재하고 있어도, 본 발명의 효과는 손상되지 않는다.
토출 구멍(2)의 형상은, 도12 내지 도15에 도시한 바와 같이 홈 베이스형이 바람직하나, 도16에 도시한 바와 같이 원호 형상 또는 곡면 형상으로 해도 된다. 원통 저부(4)의 면도, 곡면으로 해도 된다. 이 경우, 원통 저부(4)의 경사각(θ1)과 토출 구멍 저부(6)의 경사각(θ2)은, 각각, 원통 저부(4) 또는 토출 구멍 저부(6)가 슬릿(3)과 접하는 근방의 평균 경사각으로 하면 된다．
토출 구멍 꼭대기부(8)에 있어서 원통 측벽(5)과 접하는 부위는, 도17에 도시한 바와 같이 원통 측벽(5)에 매끄럽게 접하는 곡면(11)으로 형성하는 것이 바람직하다. 상기 부위를 곡면으로 형성함으로써, 토출류가 토출 구멍 꼭대기부(2)로부터 괴리하는 것을 방지하여 토출 구멍(2) 내로의 파우더 휩쓸려 들어감을 억제할 수 있다.
토출 구멍 꼭대기부(8)와 원통 측벽(5)을 매끄럽게 연결하는 곡면(11)의 곡률 반경(Rz)은, 도17에 도시한 바와 같이 원통 측벽(5)의 두께(t)와 토출각(Φ)에 의해 결정된다. Φ를 작게 하면, 침지 노즐을 구성하는 재료의 강도 상의 문제가 발생하지만, Rz을 크게 할 수 있으므로, 토출류의 괴리 방지에는 유리하다. 예를 들어, Φ=45° 정도의 경우, 곡률 반경(Rz)은, 50 내지 100mm가 바람직하다.
또한, 본 발명에서 사용하는 침지 노즐로서는, 도18에 도시한 바와 같이 노즐 상단과 토출 구멍(2) 사이에, 개구 단면적이, 원통의 개구 단면적보다도 작은 오리피스(21)를 갖는 것이 바람직하다.
원통 저부에 슬릿을 갖는 침지 노즐에 있어서는, 용탕 유량을 증대하면, 용탕류가 슬릿을 밀어 넓히는 힘이 증대한다. 그 때문에, 도19에 도시한 바와 같이 슬릿(3)에, 슬릿 측벽(9)의 사이를 결합하는 리브(22)를 설치하는 것이 바람직하다. 리브(22)를 설치함으로써, 슬릿(3)을 밀어 넓히는 힘이 증대해도, 침지 노즐(1)의 변형, 파손을 방지하는 것이 가능하다.
침지 노즐에 사용하는 내화물로서는, 알루미나그라파이트, 알루미나스피넬 등, 종래로부터 이용되고 있는 내화물을 사용할 수 있다.
그러나， 용강의 성분에 따라서는, 알루미나그라파이트제의 침지 노즐이 침식을 받아, 주조 중에, 용존하는 경우가 있으므로, 침지 노즐의 내통 측벽 및 원통 저부나, 토출 구멍 및 슬릿의 용강과 접하는 면의 일부 또는 전부를, 카본레스스피넬, 로카본스피넬, 마그네시아그라파이트, 지르코니아그라파이트, 실리카레스알루 미그라파이트(고내용손성 내화물) 중의 어느 하나로 구성하는 것이 바람직하다.
도20에, 원통 측벽(5) 및 원통 저부(6), 토출 구멍(2) 및 슬릿(3)의 용강과 접하는 면의 전부를, 고내용손성(高耐溶損性) 내화물(23)로 구성하고, 그 이외의 부분은, 보통 내화물(24)로 구성한 침지 노즐을 나타낸다.
본 발명에 있어서는, 침지 노즐에의 비금속 개재물의 부착이 지극히 적고, 노즐 폐색이 발생하지 않으므로, 주물편의 표면에, 클러스터 형상 개재물에 의한 표면결함이 발생하기 어렵다.
또한, 본 발명으로 얻어진 주물편은, 제조의 단계에서, 표면 손상의 원인으로 되는 기포 및 파우더의 침투가 억제되고 있으므로, 열간 압연, 냉간 압연 등의 통상적인 방법에 의한 박강판으로서도, 표면 손상이 발생하지 않는다.
또한, 본 발명은, 통상의 250mm 두께 정도의 슬라브 연속 주조에 적용되는 것 뿐만 아니라, 주형 두께가 그보다도 얇은, 예를 들어 15Omm 이하의 박슬라브 연속 주조에 있어서도, 동등한 효과를 발현하므로, 품질이 지극히 양호한 주물편을 얻을 수 있다.
[실시예 1]
이하에, 실시예 및 참고예, 비교예(표1, 참조)를 들어, 다양한 형상을 갖는 침지 노즐(도1 내지 6 참조)을 이용하는 본 발명에 대해서 설명한다.
[표1]
Figure 112010049928591-pct00024
[참고예]
전로에서의 정련과 진공 탈가스 장치에 의한 처리로 탄소농도를 0.002 질량%로 한 300톤의 래들내의 용강에 Ti를 첨가해서 탈산하여, 6분간 환류하고, 그 후, Ce 및 La를 질량비 Ce/La=1.3의 Ce-La 합금으로 첨가하여 3분간 환류함으로써, Ti 농도를 0.03 질량%로 하고, Ce 및 La의 합계 농도를 0.01 질량%로 하고, Ce 농도/La 농도를 1.3으로 한 용강을 용제하였다.
이 용강을 연속 주조법에 의해, Ar 없이(유량 0Nl/분) 두께 250mm, 폭 1600mm의 주물편으로 주조하였다.
침지 노즐의 단면 형상은, 외경 150mm, 내경 85mm의 완전 원형이다. 내측 구 멍부의 재질은, 알루미나그라파이트이다.
내측 구멍부 상단으로부터 토출 구멍 상단까지의 길이는, 590mm이며, 내측 구멍부는, 스트레이트 형상이다.
주조중, 침지 노즐에의 개재물 부착은 발생하지 않아 조업성에 문제는 없었다. 또한, 주형의 단변 동판에는, 최대로 200J/(m2·s·K)의 열전달 계수 차가 발생하였으나, 편류 판단 기준인 250J/(m2·s·K)을 하회하였으므로, 편류는 발생하지 않았다고 판단하였다.
주조한 주물편은, 길이 1OOOOmm로 절단하여, 1 코일 단위로 하였다. 이 주물편 표면을 CCD 카메라로 관찰하여, 핀홀 결함을, 주물편 표면적 1m2당에 존재하는 개수로 평가하였다.
다음으로, 이 주물편을, 통상적인 방법에 의해 열간 압연, 냉간 압연하여 최종적으로는, 두께 0.8mm, 폭 1600mm의 냉연 강판 코일로 하였다.
강판 품질은, 냉간 압연 후의 검사 라인에서 육안으로 관찰을 행하여, 1 코일당에 발생하는 표면 손상의 개수로 평가하였다.
그 결과, 주물편에는 핀홀 결함은 발생하지 않았다. 또한, 냉연 강판의 표면에 0.2개/코일의 표면 손상이 발생하였다. 단， 표면 손상의 발생 위치가 엣지 트림의 범위 내였으므로, 제품 품질상의 문제는 되지 않았다.
[실시예 1-2]
전로에서의 정련과 진공 탈가스 장치에 의한 처리로, 탄소 농도를 0.002 질 량%로 한 300톤의 래들내의 용강에, Ti를 첨가하여 탈산하고 6분간 환류하고, 그 후에 Ce 및 La를, 질량비 Ce/La=1.3의 Ce-La 합금으로 첨가해서 3분간 환류함으로써 Ti 농도를 O.03 질량%로 하고, Ce 및 La의 합계 농도를 0.01 질량%로 하고, Ce 농도/La 농도를 1.3으로 한 용강을 용제하였다.
이 용강을 연속 주조법에 의해, 턴디쉬상 노즐로부터 분출되는 Ar 가스 유량2.8 Nl/분으로, 두께 250mm, 폭 1600mm의 주물편으로 주조하였다.
침지 노즐의 단면 형상은, 외경 150mm, 내경 85mm의 완전 원형이다. 내측 구멍부의 재질은, 알루미나그라파이트이다.
내측 구멍부 상단으로부터 토출 구멍 상단까지의 길이는, 590mm이고, 내측 구멍부에, 높이 : R-r=5mm., 길이 : L=90mm의 단차(오리피스)를 갖고 있다. 이 단차의 상단부는, 내측 구멍부 상단으로부터 40Omm의 위치에 있다.
주조중, 침지 노즐에의 개재물 부착은 발생하지 않아, 조업성에 문제는 없었다. 또한, 주형의 단변 동판에는, 최대로 150J/(m2·s·K)의 열전달 계수 차가 생겼지만, 편류 판단 기준인 250J/(m2·s·K)를 하회하였으므로, 편류는 발생하지 않았다고 판단하였다.
주조한 주물편은, 길이 1OOOOmm로 절단하여, 1 코일 단위로 하였다. 이 주물편 표면을 CCD 카메라로 관찰하여 핀홀 결함을, 주물편 표면적 1m2당에 존재하는 개수로 평가하였다.
다음으로,이 주물편을, 통상적인 방법에 의해 열간 압연, 냉간 압연하여 최 종적으로는, 두께 0.8mm, 폭 1600mm의 냉연 강판 코일로 하였다.
강판 품질은, 냉간 압연 후의 검사 라인에서 육안으로 관찰을 행하여, 1 코일당에 발생하는 표면 손상의 개수로 평가하였다.
그 결과, 주물편의 핀홀 결함 및 강판의 표면 손상은 둘 다 발생하지 않았다.
[실시예 1-3]
전로에서의 정련과 진공 탈가스 장치에 의한 처리로, 탄소 농도를 0.002 질량%로 한 300톤의 래들내의 용강에, Ti를 첨가하여 탈산하고 6분간 환류하고, 그 후에 Ce 및 La 및 Nd를, 질량비 Ce/La=1.3의 La/Nd=3.5의 Ce-La-Nd 합금으로 첨가해서 3분간 환류함으로써 Ti 농도를 O.03 질량%로 하고, Ce, La 및 Nd의 합계 농도를 0.01 질량%로 하고, Ce 농도/La 농도를 1.3으로 하고 La 농도/Nd 농도를 3.5로 한 용강을 용제하였다.
이 용강을 연속 주조법에 의해, 턴디쉬상 노즐로부터 분출되는 Ar 가스 유량0.5 Nl/분으로, 두께 250mm, 폭 1600mm의 주물편으로 주조하였다.
침지 노즐의 단면 형상은, 외경 150mm, 내경 85mm의 완전 원형이다. 내측 구멍부의 재질은, 알루미나그라파이트이다.
내측 구멍부 상단으로부터 토출 구멍 상단까지의 길이는, 590mm이며, 내측 구멍부에, 높이 : R-r=5mm, 길이 : L=90mm의 단차(오리피스)를 갖고 있다. 이 단차의 상단부는, 내측 구멍부 상단으로부터 4OOmm의 위치에 있다.
주조중, 침지 노즐에의 개재물 부착은 발생하지 않아, 조업성에 문제는 없었 다. 또한, 주형의 단변 동판에는, 최대 1OOJ/(m2·s·K)의 열전달 계수 차가 생겼지만, 편류 판단 기준인 250J/(m2·s·K)을 하회하였으므로, 편류는 발생하지 않았다고 판단하였다.
주조한 주물편은, 길이 1OOOOmm로 절단하여, 1 코일 단위로 하였다. 이 주물편 표면을 CCD 카메라로 관찰하여, 핀홀 결함을 주물편 표면적 1m2당에 존재하는 개수로 평가하였다.
다음으로,이 주물편을, 통상적인 방법에 의해 열간 압연, 냉간 압연하여, 최종적으로는, 두께 0.8mm, 폭 1600mm의 냉연 강판 코일로 하였다.
강판 품질은, 냉간 압연 후의 검사 라인에서 육안으로 관찰을 행하여, 1코일당에 발생하는 표면 손상의 개수로 평가하였다.
그 결과, 주물편의 핀홀 결함 및 강판의 표면 손상은 모두 발생하지 않았다.
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[실시예 1-5]
전로에서의 정련과 진공 탈가스 장치에 의한 처리로, 탄소 농도를 0.002질량%로 한 300톤의 래들내의 용강에, Ti를 첨가하여 탈산하고, 6분간 환류하고 그 후에 Ce, La 및 Nd를 질량비 Ce/La=1.3, La/Nd=3.5의 Ce-La-Nd 합금으로 첨가해서 3분간 환류함으로써 Ti 농도를 O.03 질량%로 하고, Ce, La 및 Nd의 합계 농도를 0.01 질량%로 하고, Ce 농도/La 농도를 1.3으로 하고, La 농도/Nd 농도를 3.5로 한 용강을 용제하였다.
이 용강을 연속 주조법에 의해, 턴디쉬상 노즐로부터 분출되는 Ar 가스 유량0.5 Nl/분으로, 두께 250mm, 폭 1600mm의 주물편으로 주조하였다.
침지 노즐의 단면 형상은, 외형이 장경 150mm, 단경 l20mm의 타원이며, 내형이 장경 105mm, 단경 75mm의 타원이다. 내측 구멍부의 재질은, 알루미나그라파이트이다.
내측 구멍부 상단으로부터 토출 구멍 상단까지의 길이는, 590mm이며, 내측 구멍부에, 높이 : A-a=5mm, 길이 : L=90mm의 단차(오리피스)를 갖고 있다. 이 단차의 상단부는, 내측 구멍부 상단으로부터 40Omm의 위치에 있다.
주조중, 침지 노즐에의 개재물 부착은 발생하지 않아 조업성에 문제는 없었다. 또한, 주형의 단변 동판에는, 최대로 1OOJ/(m2·s·K)의 열전달 계수 차가 생겼지만, 편류 판단 기준인 250J/(m2·s·K)을 하회하였으므로, 편류는 발생하지 않았다고 판단하였다.
주조한 주물편은, 길이 1OOOOmm로 절단하여, 1 코일 단위로 하였다. 이 주 물편 표면을 CCD 카메라로 관찰하여 핀홀 결함을, 주물편 표면적 1m2당에 존재하는 개수로 평가하였다.
다음으로,이 주물편을, 통상적인 방법에 의해 열간 압연, 냉간 압연하여, 최종적으로는, 두께 0.8mm, 폭 1600mm의 냉연 강판 코일로 하였다.
강판 품질은, 냉간 압연 후의 검사 라인에서 육안으로 관찰을 행하여, 1 코일당에 발생하는 표면 손상의 개수로 평가하였다.
그 결과, 주물편의 핀홀 결함 및 강판의 표면 손상은 모두 발생하지 않았다.
[실시예 1-6]
전로에서의 정련과 진공 탈가스 장치에 의한 처리로, 탄소 농도를 0.002 질량%로 한 300톤의 래들내의 용강에, Ti를 첨가하여 탈산하고, 6분간 환류하고, 그 후에 Ce 및 La를, 질량비 Ce/La=1.3의 Ce-La 합금으로 첨가하여 3분간 환류함으로써, Ti 농도를 0.03 질량%로 하고, Ce 및 La의 합계 농도를 0.01 질량%로 하고, Ce 농도/La 농도를 1.3으로 한 용강을 용제하였다.
이 용강을 박 슬라브 연속 주조법에 의해, 턴디쉬상 노즐로부터 분출하는 Ar 가스 유량 0.5Nl/분으로 두께 130mm, 폭 1600mm의 주물편으로 주조하였다.
여기서는, 박 슬라브 연속 주조법으로서 두께가 150mm 이하의 주형을 이용하여 주조하고, 기단의 하류측에 설치된 보열로로 주물편의 온도를 1000 내지 1200℃로 유지하여 상온 가까이까지 냉각하는 일 없이 열간 압연을 행하였다.
침지 노즐의 단면 형상은, 외경 70mm의 완전 원형이다. 내측 구멍부의 재질 은, 알루미나그라파이트이다.
내측 구멍부 상단으로부터 토출 구멍 상단까지의 길이는, 590mm이며, 내측 구멍부에, 높이 : R-r=5mm, 길이 : L=90mm의 단차(오리피스)를 갖고 있다. 이 단차의 상단부는, 내측 구멍부 상단으로부터 40Omm의 위치에 있다.
주조중, 침지 노즐에의 개재물 부착은 발생하지 않아 조업성에 문제는 없었다. 또한, 주형의 단변 동판에는, 최대로 100J/(m2·s·K)의 열전달 계수 차가 생겼지만, 편류 판단 기준인 250J/(m2·s·K)을 하회하였으므로, 편류는 발생하지 않았다고 판단하였다.
주조한 주물편은, 길이 1OOOOmm로 절단하여, 1 코일 단위로 하였다. 이 주물편 표면을 CCD 카메라로 관찰하여 핀홀 결함을, 주물편 표면적 1m2당에 존재하는 개수로 평가하였다.
다음으로,이 주물편을, 통상적인 방법에 의해 열간 압연, 냉간 압연하여, 최종적으로는, 두께 0.8mm, 폭 1600mm의 냉연 강판 코일로 하였다.
강판 품질은, 냉간 압연 후의 검사 라인에서 육안으로 관찰을 행하여, 1 코일당에 발생하는 표면 손상의 개수로 평가하였다.
그 결과, 주물편의 핀홀 결함 및 강판의 표면 손상은 모두 발생하지 않았다.
[실시예 1-7]
전로에서의 정련과 진공 탈가스 장치에 의한 처리로, 탄소 농도를 0.002질량%, Al농도를 0.005질량%로 한 300톤의 래들내의 용강에, Ti를 첨가하여 탈산하 고, 6분간 환류하고 그 후에 Ce, La 및 Nd를 질량비 Ce/La=1.3, La/Nd=3.5의 Ce-La-Nd 합금으로 첨가해서 3분간 환류함으로써 Ti 농도를 O.03 질량%로 하고, Ce, La 및 Nd의 합계 농도를 0.01 질량%로 하고, Ce 농도/La 농도를 1.3으로 하고 La 농도/Nd 농도를 3.5로 한 용강을 용제하였다.
이 용강을 연속 주조법에 의해, 턴디쉬상 노즐로부터 분출되는 Ar 가스 유량2.8 Nl/분으로, 두께 250mm, 폭 1600mm의 주물편으로 주조하였다.
침지 노즐의 단면 형상은, 외경 150mm, 내경 85mm의 완전 원형이다. 내측 구멍부의 재질은, 알루미나그라파이트이다.
내측 구멍부 상단으로부터 토출 구멍 상단까지의 길이는, 590mm이며, 내측 구멍부에, 높이 : R-r=5mm, 길이 : L=90mm의 단차(오리피스)를 갖고 있다. 이 단차의 상단부는, 내측 구멍부 상단으로부터 40Omm의 위치에 있다.
주조중, 침지 노즐에의 개재물 부착은 발생하지 않아 조업성에 문제는 없었다. 또한, 주형의 단변 동판에는, 최대로 15OJ/(m2·s·K)의 열전달 계수 차가 생겼지만, 편류 판단 기준인 250J/(m2·s·K)을 하회하였으므로, 편류는 발생하지 않았다고 판단하였다.
주조한 주물편은, 길이 1OOOOmm로 절단하여, 1 코일 단위로 하였다. 이 주물편 표면을 CCD 카메라로 관찰하여 핀홀 결함을, 주물편 표면적 1m2당에 존재하는 개수로 평가하였다.
다음으로,이 주물편을, 통상적인 방법에 의해 열간 압연, 냉간 압연하여, 최 종적으로는, 두께 0.8mm, 폭 1600mm의 냉연 강판 코일로 하였다.
강판 품질은, 냉간 압연 후의 검사 라인에서 육안으로 관찰을 행하여, 1 코일당에 발생하는 표면 손상의 개수로 평가하였다.
그 결과, 주물편의 핀홀 결함 및 강판의 표면 손상은 모두 발생하지 않았다.
[비교예1-1]
전로에서의 정련과 진공 탈가스 장치에 의한 처리로 탄소농도를 0.002 질량%로 한 300톤의 래들내의 용강에 Al을 첨가해서 탈산하여, 5분간 환류함으로써 Al농도가 0.04 질량%인 용강을 용제하였다.
이 용강을 연속 주조법에 의해, 턴디쉬상 노즐로부터 분출되는 Ar 가스 유량 7Nl/분으로 두께 250mm, 폭 1600mm의 주물편으로 주조하였다.
침지 노즐의 단면 형상은, 외경 150mm, 내경 85mm의 완전 원형이다. 내측 구멍부의 재질은, 알루미나그라파이트이다. 내측 구멍부 상단으로부터 토출 구멍 상단까지의 길이는, 590mm이며, 내측 구멍부는, 스트레이트 형상이다.
주조중, 주조 질량 150톤을 경과했을 무렵부터 턴디쉬의 슬라이딩 노즐의 개방도가 서서히 커졌으므로 침지 노즐에의 개재물 부착이 발생했다고 판단하여, 주형으로의 용강 공급을 확보하기 위하여 감속하여 주조를 완료하였다.
주형의 단변 동판에는, 최대로 300J/(m2·s·K)의 열전달 계수 차가 발생하여 편류 판단 기준인 250J/(m2·s·K)을 상회하였으므로, 편류가 발생하였다고 판단하였다.
주조한 주물편은, 길이 1OOOOmm로 절단하여, 1 코일 단위로 하였다. 이 주물편 표면을 CCD 카메라로 관찰하여, 핀홀 결함을, 주물편 표면적 1m2당에 존재하는 개수로 평가하였다.
다음으로, 이 주물편을, 통상적인 방법에 의해 열간 압연, 냉간 압연하여 최종적으로는, 두께 0.8mm, 폭 1600mm의 냉연 강판 코일로 하였다.
강판 품질은, 냉간 압연 후의 검사 라인에서 육안으로 관찰을 행하여, 1 코일당에 발생하는 표면 손상의 개수로 평가하였다.
그 결과, 주물편의 핀홀 결함이 15개/m2, 강판의 표면 손상이 10개/코일 발생하였다.
[비교예1-2]
전로에서의 정련과 진공 탈가스 장치에 의한 처리로 탄소농도를 0.002 질량%로 한 300톤의 래들내의 용강에 Al을 첨가해서 탈산하여, 5분간 환류함으로써 Al농도가 0.04 질량%인 용강을 용제하였다.
이 용강을 연속 주조법에 의해, 턴디쉬상 노즐로부터 분출되는 Ar 가스 유량 2Nl/분으로 두께 250mm, 폭 1600mm의 주물편으로 주조하였다.
침지 노즐의 단면 형상은, 외경 150mm, 내경 85mm의 완전 원형이다. 내측 구멍부의 재질은, 알루미나그라파이트이다. 내측 구멍부 상단으로부터 토출 구멍 상단까지의 길이는, 590mm이며, 내측 구멍부에 높이 : R-r=5mm, 길이 : L=90mm의 단차(오리피스)를 갖고 있다. 이 단차의 상단부는, 내측 구멍부 상단으로부터 40Omm의 위치에 있다.
주조 개시후 얼마 지나지 않아, 턴디쉬의 슬라이딩 노즐의 개방도가 서서히상승하기 시작하여 주조 질량 150톤의 시점에서 개방도를 완전 개방으로 하여도 주형으로의 용강 공급이 부족하게 되었다. 이 시점에서 침지 노즐이 폐색되었다고 판단하여 래들 및 턴디쉬에 합계 130톤의 용강을 남긴 상태(주조 질량 170톤)에서 주조를 중단하였다.
주조중의 주형의 단변 동판에는, 최대로 330J/(m2·s·K)의 열전달 계수 차가 발생하여 편류 판단 기준인 250J/(m2·s·K)을 상회하였으므로, 편류가 발생하였다고 판단하였다.
침지 노즐의 폐색 상태가 진행됨에 따라 단차(오리피스)의 효과가 소실되어 불균일한 유속 분포가 발생하여 편류가 발생되었다고 추측된다.
주조한 주물편은, 길이 1OOOOmm로 절단하여, 1 코일 단위로 하였다. 이 주물편 표면을 CCD 카메라로 관찰하여, 핀홀 결함을, 주물편 표면적 1m2당에 존재하는 개수로 평가하였다.
다음으로, 이 주물편을, 통상적인 방법에 의해 열간 압연, 냉간 압연하여 최종적으로는, 두께 0.8mm, 폭 1600mm의 냉연 강판 코일로 하였다.
강판 품질은, 냉간 압연 후의 검사 라인에서 육안으로 관찰을 행하여, 1 코일당에 발생하는 표면 손상의 개수로 평가하였다.
그 결과, 주물편의 핀홀 결함은 발생하지 않았으나, 강판의 표면 손상이 10 개/코일 발생하였다.
[비교예1-3]
전로에서의 정련과 진공 탈가스 장치에 의한 처리로, 탄소 농도를 0.002 질량%로 한 300톤의 래들내의 용강에, Ti를 첨가하여 탈산하고, 6분간 환류하고, 그 후에 Ce 및 La를, 질량비 Ce/La=1.3의 Ce-La 합금으로 첨가하여 3분간 환류함으로써, Ti 농도를 0.03 질량%로 하고, Ce 및 La의 합계 농도를 0.01 질량%로 하고, Ce 농도/La 농도를 1.3으로 한 용강을 용제하였다.
이 용강을 연속 주조법에 의해, 턴디쉬상 노즐로부터 분출하는 Ar 가스 유량 7Nl/분으로 두께 250mm, 폭 1600mm의 주물편으로 주조하였다.
침지 노즐의 단면 형상은, 외경 150mm, 내경 85mm의 완전 원형이다. 내측 구멍부의 재질은, 알루미나그라파이트이다.
내측 구멍부 상단으로부터 토출 구멍 상단까지의 길이는 590mm이고, 내측 구멍부는 스트레이트 형상이다.
주조중, 침지 노즐에의 개재물 부착은 발생하지 않아 조업성에 문제는 없었다. 그러나, 주형의 단변 동판에는, 최대로 300J/(m2·s·K)의 열전달 계수 차가 발생하여 편류 판단 기준인 250J/(m2·s·K)을 상회하였으므로, 편류가 발생하였다고 판단하였다.
주조한 주물편은, 길이 1OOOOmm로 절단하여, 1 코일 단위로 하였다. 이 주물편 표면을 CCD 카메라로 관찰하여 핀홀 결함을, 주물편 표면적 1m2당에 존재하는 개수로 평가하였다.
다음으로,이 주물편을, 통상적인 방법에 의해 열간 압연, 냉간 압연하여, 최종적으로는, 두께 0.8mm, 폭 1600mm의 냉연 강판 코일로 하였다.
강판 품질은, 냉간 압연 후의 검사 라인에서 육안으로 관찰을 행하여, 1 코일당에 발생하는 표면 손상의 개수로 평가하였다.
그 결과, 주물편에는 핀홀 결함이 15개/m2, 강판의 표면 손상이 3개/코일 발생하였다.
[비교예1-4]
전로에서의 정련과 진공 탈가스 장치에 의한 처리로, 탄소 농도를 0.002 질량%로 한 300톤의 래들내의 용강에, Ti를 첨가하여 탈산하고, 6분간 환류하고, 그 후에 Ce 및 La를, 질량비 Ce/La=1.2의 Ce-La 합금으로 첨가하여 3분간 환류함으로써, Ti 농도를 0.03 질량%로 하고, Ce 및 La의 합계 농도를 0.01 질량%로 하고, Ce 농도/La 농도를 1.2로 한 용강을 용제하였다.
이 용강을 연속 주조법에 의해, 턴디쉬상 노즐로부터 분출하는 Ar 가스 유량 4.5Nl/분으로 두께 250mm, 폭 1600mm의 주물편으로 주조하였다.
침지 노즐의 단면 형상은, 외경 150mm, 내경 85mm의 완전 원형이다. 내측 구멍부의 재질은, 알루미나그라파이트이다. 내측 구멍부 상단으로부터 토출 구멍 상단까지의 길이는, 590mm이고, 내측 구멍부는 스트레이트 형상이다.
주조중, 침지 노즐에의 개재물 부착은 발생하지 않아 조업성에 문제는 없었 다. 그러나, 주형의 단변 동판에는, 최대로 280J/(m2·s·K)의 열전달 계수 차가 발생하여 편류 판단 기준인 250J/(m2·s·K)을 상회하였으므로, 편류가 발생하였다고 판단하였다.
주조한 주물편은, 길이 1OOOOmm로 절단하여, 1 코일 단위로 하였다. 이 주물편 표면을 CCD 카메라로 관찰하여 핀홀 결함을, 주물편 표면적 1m2당에 존재하는 개수로 평가하였다.
다음으로,이 주물편을, 통상적인 방법에 의해 열간 압연, 냉간 압연하여, 최종적으로는, 두께 0.8mm, 폭 1600mm의 냉연 강판 코일로 하였다.
강판 품질은, 냉간 압연 후의 검사 라인에서 육안으로 관찰을 행하여, 1 코일당에 발생하는 표면 손상의 개수로 평가하였다.
그 결과, 주물편에는 핀홀 결함이 10개/m2, 강판의 표면 손상이 3개/코일 발생하였다.
[비교예1-5]
전로에서의 정련과 진공 탈가스 장치에 의한 처리로, 탄소 농도를 0.002 질량%로 한 300톤의 래들내의 용강에, Ti를 첨가하여 탈산하고, 6분간 환류하고, 그 후에 Ce 및 La를, 질량비 Ce/La=1.2의 Ce-La 합금으로 첨가하여 3분간 환류함으로써, Ti 농도를 0.03 질량%로 하고, Ce 및 La의 합계 농도를 0.01 질량%로 하고, Ce 농도/La 농도를 1.2로 한 용강을 용제하였다.
이 용강을 연속 주조법에 의해, 턴디쉬상 노즐로부터 분출하는 Ar 가스 유량 3.5Nl/분으로 두께 250mm, 폭 1600mm의 주물편으로 주조하였다.
침지 노즐의 단면 형상은, 외경 150mm, 내경 85mm의 완전 원형이다. 내측 구멍부의 재질은, 알루미나그라파이트이다. 내측 구멍부 상단으로부터 토출 구멍 상단까지의 길이는 590mm이고, 내측 구멍부에 높이 : R-r=5mm, 길이 : L=90mm의 단차(오리피스)를 갖고 있다. 이 단차의 상단부는, 내측 구멍부 상단으로부터 40Omm의 위치에 있다.
주조중, 침지 노즐에의 개재물 부착은 발생하지 않아 조업성에 문제는 없었다. 그러나, 주형의 단변 동판에는, 최대로 260J/(m2·s·K)의 열전달 계수 차가 발생하여 편류 판단 기준인 250J/(m2·s·K)을 상회하였으므로, 편류가 발생하였다고 판단하였다.
주조한 주물편은, 길이 1OOOOmm로 절단하여, 1 코일 단위로 하였다. 이 주물편 표면을 CCD 카메라로 관찰하여 핀홀 결함을, 주물편 표면적 1m2당에 존재하는 개수로 평가하였다.
다음으로,이 주물편을, 통상적인 방법에 의해 열간 압연, 냉간 압연하여, 최종적으로는, 두께 0.8mm, 폭 1600mm의 냉연 강판 코일로 하였다.
강판 품질은, 냉간 압연 후의 검사 라인에서 육안으로 관찰을 행하여, 1 코일당에 발생하는 표면 손상의 개수로 평가하였다.
그 결과, 주물편에는 핀홀 결함이 5개/m2, 강판의 표면 손상이 1개/코일 발생하였다.
여기서, 도1O에, 실시예 1-2 내지 1-6 및 참고예, 비교예1-3 내지 1-5(Ti-희토류 금속 탈산)에 기초한, Ar 가스 유량과 주물편 핀홀 결함과의 관계를 나타낸다. 도면 중, ●은, 내측 구멍부가 스트레이트 형상인 침지 노즐을 사용한 경우를 나타내고, ■는, 내측 구멍부에 오리피스를 갖는 침지 노즐을 사용한 경우를 나타낸다.
또한, 도11에, 실시예 1-2 내지 1-6 및 비교예(1-3) 내지 1-5(Ti-희토류 금속 탈산)에 기초한 Ar 가스 유량과 강판 표면 손상 발생과의 관계를 나타낸다. 도면 중, ●은, 내측 구멍부가 스트레이트 형상인 침지 노즐을 사용한 경우를 나타내고, ■는, 내측 구멍부에 오리피스를 갖는 침지 노즐을 사용한 경우를 나타낸다.
본 발명에 있어서, 내측 구멍부에 오리피스를 갖는 침지 노즐, 또는, 내측 구멍부가 스트레이트 형상인 침지 노즐을 사용하고, Ar 가스 유량 3Nl/분 이하(도면 중, A의 영역)로 주조를 행하면, 주물편 핀홀 결함 및 강판 표면 손상이 모두 발생하지 않는, 품질이 양호한 주물편을 얻을 수 있다는 것을 알 수 있다.
[실시예 2]
이하에, 실시예 및 비교예(표2, 참조)을 들어, 저부에 슬릿을 갖는 침지 노즐(도12 내지 도20, 참조)을 이용하는 본 발명에 대해서 설명한다.
[표2]
Figure 112008039969143-pct00023
[실시예 2-1]
전로에서의 정련과 진공 탈가스 장치에 의한 처리로, 탄소 농도를 0.002 질량%로 한 300톤의 래들내의 용강에, Ti를 첨가하여 탈산하고, 6분간 환류하고, 그 후에 Ce 및 La를, 질량비 Ce/La=1.3의 Ce-La 합금으로 첨가하여 3분간 환류함으로써, Ti 농도를 0.03 질량%로 하고, Ce 및 La의 합계 농도를 0.01 질량%로 하고, Ce 농도/La 농도를 1.3으로 한 용강을 용제하였다.
이 용강을 연속 주조법에 의해, 턴디쉬상 노즐로부터 분출하는 Ar 가스 유량 2.8Nl/분으로 두께 250mm, 폭 1600mm의 주물편으로 주조하였다.
침지 노즐은 도13에 도시한 침지 노즐을 사용하였다. 침지 노즐의 단면 형상은, 외경 150mm, 내경 85mm의 완전 원형이다. 토출 구멍 개구부 단면적은 2829mm2, 슬릿폭은 15mm, 각도(θ1 및 θ2)는 모두 45°이다. 내측 구멍부의 재질은, 알루미나그라파이트이다.
내측 구멍부 상단으로부터 토출 구멍 상단까지의 길이는 590mm이고, 내측 구멍부는 스트레이트 형상이다.
주조중, 침지 노즐에의 개재물 부착은 발생하지 않아 조업성에 문제는 없었다. 또한, 주형의 단변 동판에는, 최대로 100J/(m2·s·K)의 열전달 계수 차가 발생하였으나 편류 판단 기준인 250J/(m2·s·K)을 하회하였으므로, 편류가 발생하지 않았다고 판단하였다.
주조한 주물편은, 길이 1OOOOmm로 절단하여, 1 코일 단위로 하였다. 이 주물편 표면을 CCD 카메라로 관찰하여 핀홀 결함을, 주물편 표면적 1m2당에 존재하는 개수로 평가하였다.
다음으로,이 주물편을, 통상적인 방법에 의해 열간 압연, 냉간 압연하여, 최종적으로는, 두께 0.8mm, 폭 1600mm의 냉연 강판 코일로 하였다.
강판 품질은, 냉간 압연 후의 검사 라인에서 육안으로 관찰을 행하여, 1 코일당에 발생하는 표면 손상의 개수로 평가하였다.
그 결과, 주물편에는 핀홀 결함 및 강판의 표면 손상은 모두 발생하지 않았 다.
[실시예 2-2]
전로에서의 정련과 진공 탈가스 장치에 의한 처리로, 탄소 농도를 0.002 질량%로 한 300톤의 래들내의 용강에, Ti를 첨가하여 탈산하고, 6분간 환류하고, 그 후에 Ce 및 La를, 질량비 Ce/La=1.3의 Ce-La 합금으로 첨가하여 3분간 환류함으로써, Ti 농도를 0.03 질량%로 하고, Ce 및 La의 합계 농도를 0.01 질량%로 하고, Ce 농도/La 농도를 1.3으로 한 용강을 용제하였다.
이 용강을 연속 주조법에 의해, 턴디쉬상 노즐로부터 분출하는 Ar 가스 유량 0.5Nl/분으로 두께 250mm, 폭 1600mm의 주물편으로 주조하였다.
침지 노즐은 도17 및 도18에 도시한 침지 노즐을 사용하였다. 침지 노즐의 단면 형상은, 외경 150mm, 내경 85mm의 완전 원형이고, 토출 구멍 개구부 단면적은 2829mm2, 슬릿폭은 15mm, 각도(θ1 및 θ2)는 모두 45°이다. 곡면(11)의 곡률 반경(Rz)은 60mm이다. 내측 구멍부의 재질은, 알루미나그라파이트이다.
내측 구멍부 상단으로부터 토출 구멍 상단까지의 길이는 590mm이고, 내측 구멍부에 높이 : R-r=5mm, 길이 : L=90mm의 단차(오리피스)를 갖고 있다. 이 단차의 상단부는, 내측 구멍부 상단으로부터 40Omm의 위치에 있다.
주조중, 침지 노즐에의 개재물 부착은 발생하지 않아 조업성에 문제는 없었다. 또한, 주형의 단변 동판에는, 최대로 80J/(m2·s·K)의 열전달 계수 차가 발생 하였으나 편류 판단 기준인 250J/(m2·s·K)을 하회하였으므로, 편류가 발생하지 않았다고 판단하였다.
주조한 주물편은, 길이 1OOOOmm로 절단하여, 1 코일 단위로 하였다. 이 주물편 표면을 CCD 카메라로 관찰하여 핀홀 결함을, 주물편 표면적 1m2당에 존재하는 개수로 평가하였다.
다음으로,이 주물편을, 통상적인 방법에 의해 열간 압연, 냉간 압연하여, 최종적으로는, 두께 0.8mm, 폭 1600mm의 냉연 강판 코일로 하였다.
강판 품질은, 냉간 압연 후의 검사 라인에서 육안으로 관찰을 행하여, 1 코일당에 발생하는 표면 손상의 개수로 평가하였다.
그 결과, 주물편에는 핀홀 결함 및 강판의 표면 손상은 모두 발생하지 않았다.
[실시예 2-3]
전로에서의 정련과 진공 탈가스 장치에 의한 처리로, 탄소 농도를 0.002 질량%로 한 300톤의 래들내의 용강에, Ti를 첨가하여 탈산하고, 6분간 환류하고, 그 후에 Ce 및 La를, 질량비 Ce/La=1.3의 Ce-La 합금으로 첨가하여 3분간 환류함으로써, Ti 농도를 0.03 질량%로 하고, Ce 및 La의 합계 농도를 0.01 질량%로 하고, Ce 농도/La 농도를 1.3으로 한 용강을 용제하였다.
이 용강을 연속 주조법에 의해, 턴디쉬상 노즐로부터 분출하는 Ar 가스 유량 0Nl/분으로 두께 250mm, 폭 1600mm의 주물편으로 주조하였다.
침지 노즐은 도17 및 도18에 도시한 침지 노즐을 사용하였다. 침지 노즐의 단면 형상은, 외경 150mm, 내경 85mm의 완전 원형이다. 토출 구멍 개구부 단면적은 2829mm2, 슬릿폭은 15mm, 각도(θ1 및 θ2)는 모두 45°이다. 토출 각도(Φ)는 45°, 곡면(11)의 곡률 반경(Rz)은 60mm이다. 내측 구멍부의 재질은, 알루미나그라파이트이다.
내측 구멍부 상단으로부터 토출 구멍 상단까지의 길이는 590mm이고, 내측 구멍부에 높이 : R-r=5mm, 길이 : L=90mm의 단차(오리피스)를 갖고 있다. 이 단차의 상단부는, 내측 구멍부 상단으로부터 40Omm의 위치에 있다.
주조중, 침지 노즐에의 개재물 부착은 발생하지 않아 조업성에 문제는 없었다. 또한, 주형의 단변 동판에는, 최대로 90J/(m2·s·K)의 열전달 계수 차가 발생하였으나 편류 판단 기준인 250J/(m2·s·K)을 하회하였으므로, 편류가 발생하지 않았다고 판단하였다.
주조한 주물편은, 길이 1OOOOmm로 절단하여, 1 코일 단위로 하였다. 이 주물편 표면을 CCD 카메라로 관찰하여 핀홀 결함을, 주물편 표면적 1m2당에 존재하는 개수로 평가하였다.
다음으로,이 주물편을, 통상적인 방법에 의해 열간 압연, 냉간 압연하여, 최종적으로는, 두께 0.8mm, 폭 1600mm의 냉연 강판 코일로 하였다.
강판 품질은, 냉간 압연 후의 검사 라인에서 육안으로 관찰을 행하여, 1 코 일당에 발생하는 표면 손상의 개수로 평가하였다.
그 결과, 주물편에는 핀홀 결함은 발생하지 않았다. 또한 냉연 강판의 표면에 0.2개/코일의 표면 손상이 발생하였다. 단, 표면 손상의 발생 위치가 엣지 트림의 범위 내에 있었으므로 제품 품질 상의 문제는 되지 않았다.
[실시예 2-4]
전로에서의 정련과 진공 탈가스 장치에 의한 처리로, 탄소 농도를 0.002 질량%로 한 300톤의 래들내의 용강에, Ti를 첨가하여 탈산하고, 6분간 환류하고, 그 후에 Ce 및 La를, 질량비 Ce/La=1.3의 Ce-La 합금으로 첨가하여 3분간 환류함으로써, Ti 농도를 0.03 질량%로 하고, Ce 및 La의 합계 농도를 0.01 질량%로 하고, Ce 농도/La 농도를 1.3으로 한 용강을 용제하였다.
이 용강을 연속 주조법에 의해, 턴디쉬상 노즐로부터 분출하는 Ar 가스 유량 2.8Nl/분으로 두께 250mm, 폭 1600mm의 주물편으로 주조하였다.
침지 노즐은 도19에 도시한 침지 노즐을 사용하였다. 침지 노즐의 단면 형상은, 외경 150mm, 내경 85mm의 완전 원형이다. 토출 구멍 개구부 단면적은 2829mm2, 슬릿폭은 15mm, 각도(θ1 및 θ2)는 모두 45°이다. 토출 각도(Φ)는 45°, 곡면(11)의 곡률 반경(Rz)은 60mm이다.
리브의 꼭대기각(θ3)은 30°, 리브의 저면의 폭(Wr)은 15mm, 리브의 측벽의 간격(Dr)은 85mm이다. 내측 구멍부의 재질은, 알루미나그라파이트이다.
내측 구멍부 상단으로부터 토출 구멍 상단까지의 길이는 590mm이고, 내측 구 멍부에 높이 : R-r=5mm, 길이 : L=90mm의 단차(오리피스)를 갖고 있다. 이 단차의 상단부는, 내측 구멍부 상단으로부터 40Omm의 위치에 있다.
주조중, 침지 노즐에의 개재물 부착은 발생하지 않아 조업성에 문제는 없었다. 또한, 주형의 단변 동판에는, 최대로 110J/(m2·s·K)의 열전달 계수 차가 발생하였으나 편류 판단 기준인 250J/(m2·s·K)을 하회하였으므로, 편류가 발생하지 않았다고 판단하였다.
주조한 주물편은, 길이 1OOOOmm로 절단하여, 1 코일 단위로 하였다. 이 주물편 표면을 CCD 카메라로 관찰하여 핀홀 결함을, 주물편 표면적 1m2당에 존재하는 개수로 평가하였다.
다음으로,이 주물편을, 통상적인 방법에 의해 열간 압연, 냉간 압연하여, 최종적으로는, 두께 0.8mm, 폭 1600mm의 냉연 강판 코일로 하였다.
강판 품질은, 냉간 압연 후의 검사 라인에서 육안으로 관찰을 행하여, 1 코일당에 발생하는 표면 손상의 개수로 평가하였다.
그 결과, 주물편에는 핀홀 결함 및 강판의 표면 손상은 모두 발생하지 않았다.
[실시예 2-5]
전로에서의 정련과 진공 탈가스 장치에 의한 처리로, 탄소 농도를 0.002 질량%, Al농도를 0.005 질량%로 한 300톤의 래들내의 용강에, Ti를 첨가하여 탈산하고, 6분간 환류하고, 그 후에 Ce 및 La를, 질량비 Ce/La=1.3의 Ce-La 합금으로 첨 가하여 3분간 환류함으로써, Ti 농도를 0.03 질량%로 하고, Ce 및 La의 합계 농도를 0.01 질량%로 하고, Ce 농도/La 농도를 1.3으로 한 용강을 용제하였다.
이 용강을 연속 주조법에 의해, 턴디쉬상 노즐로부터 분출하는 Ar 가스 유량 2.8Nl/분으로 두께 250mm, 폭 1600mm의 주물편으로 주조하였다.
침지 노즐은 도13에 도시한 침지 노즐을 사용하였다. 침지 노즐의 단면 형상은, 외경 150mm, 내경 85mm의 완전 원형이다. 토출 구멍 개구부 단면적은 2829mm2, 슬릿폭은 15mm, 각도(θ1 및 θ2)는 모두 45°이다. 내측 구멍부의 재질은, 알루미나그라파이트이다.
내측 구멍부 상단으로부터 토출 구멍 상단까지의 길이는 590mm이고, 내측 구멍부는 스트레이트 형상이다.
주조중, 침지 노즐에의 개재물 부착은 발생하지 않아 조업성에 문제는 없었다. 또한, 주형의 단변 동판에는, 최대로 120J/(m2·s·K)의 열전달 계수 차가 발생하였으나 편류 판단 기준인 250J/(m2·s·K)을 하회하였으므로, 편류가 발생하지 않았다고 판단하였다.
주조한 주물편은, 길이 1OOOOmm로 절단하여, 1 코일 단위로 하였다. 이 주물편 표면을 CCD 카메라로 관찰하여 핀홀 결함을, 주물편 표면적 1m2당에 존재하는 개수로 평가하였다.
다음으로,이 주물편을, 통상적인 방법에 의해 열간 압연, 냉간 압연하여, 최 종적으로는, 두께 0.8mm, 폭 1600mm의 냉연 강판 코일로 하였다.
강판 품질은, 냉간 압연 후의 검사 라인에서 육안으로 관찰을 행하여, 1 코일당에 발생하는 표면 손상의 개수로 평가하였다.
그 결과, 주물편에는 핀홀 결함 및 강판의 표면 손상은 모두 발생하지 않았다.
[실시예 2-6]
전로에서의 정련과 진공 탈가스 장치에 의한 처리로, 탄소 농도를 0.002 질량%, Al농도를 0.005 질량%로 한 300톤의 래들내의 용강에, Ti를 첨가하여 탈산하고, 6분간 환류하고, 그 후에 Ce 및 La를, 질량비 Ce/La=1.3의 Ce-La 합금으로 첨가하여 3분간 환류함으로써, Ti 농도를 0.03 질량%로 하고, Ce 및 La의 합계 농도를 0.01 질량%로 하고, Ce 농도/La 농도를 1.3으로 한 용강을 용제하였다.
이 용강을 연속 주조법에 의해, 턴디쉬상 노즐로부터 분출하는 Ar 가스 유량 0Nl/분으로 두께 250mm, 폭 1600mm의 주물편으로 주조하였다.
침지 노즐은 도17 및 도18에 도시한 침지 노즐을 사용하였다. 침지 노즐의 단면 형상은, 외경 150mm, 내경 85mm의 완전 원형이다. 토출 구멍 개구부 단면적은 2829mm2, 슬릿폭은 15mm, 각도(θ1 및 θ2)는 모두 45°이다. 토출 각도(Φ)는 20°, 곡면(11)의 곡률 반경(Rz)은 51mm이다. 내측 구멍부의 재질은, 알루미나그라파이트이다.
내측 구멍부 상단으로부터 토출 구멍 상단까지의 길이는 590mm이고, 내측 구 멍부에 높이 : R-r=5mm, 길이 : L=90mm의 단차(오리피스)를 갖고 있다. 이 단차의 상단부는, 내측 구멍부 상단으로부터 40Omm의 위치에 있다.
주조중, 침지 노즐에의 개재물 부착은 발생하지 않아 조업성에 문제는 없었다. 또한, 주형의 단변 동판에는, 최대로 50J/(m2·s·K)의 열전달 계수 차가 발생하였으나 편류 판단 기준인 250J/(m2·s·K)을 하회하였으므로, 편류가 발생하지 않았다고 판단하였다.
주조한 주물편은, 길이 1OOOOmm로 절단하여, 1 코일 단위로 하였다. 이 주물편 표면을 CCD 카메라로 관찰하여 핀홀 결함을, 주물편 표면적 1m2당에 존재하는 개수로 평가하였다.
다음으로,이 주물편을, 통상적인 방법에 의해 열간 압연, 냉간 압연하여, 최종적으로는, 두께 0.8mm, 폭 1600mm의 냉연 강판 코일로 하였다.
강판 품질은, 냉간 압연 후의 검사 라인에서 육안으로 관찰을 행하여, 1 코일당에 발생하는 표면 손상의 개수로 평가하였다.
그 결과, 주물편에는 핀홀 결함은 발생하지 않았다. 또한 냉연 강판의 표면에 0.2개/코일의 표면 손상이 발생하였다. 단 표면 손상의 발생위치가 엣지 트림의 범위 내였으므로 제품 품질상의 문제는 되지 않았다.
[비교예 2-1]
전로에서의 정련과 진공 탈가스 장치에 의한 처리로, 탄소 농도를 0.002 질량%로 한 300톤의 래들내의 용강에, Al을 첨가하여 탈산하고, 5분간 환류함으로써, Al 농도가 0.04 질량%인 용강을 용제하였다.
이 용강을 연속 주조법에 의해, 턴디쉬상 노즐로부터 분출하는 Ar 가스 유량 2.8Nl/분으로 두께 250mm, 폭 1600mm의 주물편으로 주조하였다.
침지 노즐은 도13에 도시한 침지 노즐을 사용하였다. 침지 노즐의 단면 형상은, 외경 150mm, 내경 85mm의 완전 원형이다. 토출 구멍 개구부 단면적은 2829mm2, 슬릿폭은 15mm, 각도(θ1 및 θ2)는 모두 15°이다. 내측 구멍부의 재질은, 알루미나그라파이트이다.
내측 구멍부 상단으로부터 토출 구멍 상단까지의 길이는 590mm이고, 내측 구멍부는 스트레이트 형상이다.
주조중, 침지 노즐에의 개재물 부착은 발생하지 않아 조업성에 문제는 없었다. 그러나, 주형의 단변 동판에는, 최대로 280J/(m2·s·K)의 열전달 계수 차가 발생하여 편류 판단 기준인 250J/(m2·s·K)을 상회하였으므로, 편류가 발생하였다고 판단하였다.
주조한 주물편은, 길이 1OOOOmm로 절단하여, 1 코일 단위로 하였다. 이 주물편 표면을 CCD 카메라로 관찰하여 핀홀 결함을, 주물편 표면적 1m2당에 존재하는 개수로 평가하였다.
다음으로,이 주물편을, 통상적인 방법에 의해 열간 압연, 냉간 압연하여, 최종적으로는, 두께 0.8mm, 폭 1600mm의 냉연 강판 코일로 하였다.
강판 품질은, 냉간 압연 후의 검사 라인에서 육안으로 관찰을 행하여, 1 코일당에 발생하는 표면 손상의 개수로 평가하였다.
그 결과, 주물편에는 핀홀 결함이 10개/m2, 강판에는 3개/코일의 표면 손상이 발생하였다.
[비교예2-2]
전로에서의 정련과 진공 탈가스 장치에 의한 처리로, 탄소 농도를 0.002 질량%로 한 300톤의 래들내의 용강에, Al을 첨가하여 탈산하고, 5분간 환류함으로써, Al 농도가 0.04 질량%인 용강을 용제하였다.
이 용강을 연속 주조법에 의해, 턴디쉬상 노즐로부터 분출하는 Ar 가스 유량 2.8Nl/분으로 두께 250mm, 폭 1600mm의 주물편으로 주조하였다.
침지 노즐은 도13에 도시한 침지 노즐을 사용하였다. 침지 노즐의 단면 형상은, 외경 150mm, 내경 85mm의 완전 원형이다. 토출 구멍 개구부 단면적은 2829mm2, 슬릿폭은 5mm, 각도(θ1 및 θ2)는 모두 45°이다. 내측 구멍부의 재질은, 알루미나그라파이트이다.
내측 구멍부 상단으로부터 토출 구멍 상단까지의 길이는 590mm이고, 내측 구멍부는 스트레이트 형상이다.
주조중, 침지 노즐에의 개재물 부착은 발생하지 않아 조업성에 문제는 없었다. 그러나, 주형의 단변 동판에는, 최대로 260J/(m2·s·K)의 열전달 계수 차가 발 생하여 편류 판단 기준인 250J/(m2·s·K)을 상회하였으므로, 편류가 발생하였다고 판단하였다.
주조한 주물편은, 길이 1OOOOmm로 절단하여, 1 코일 단위로 하였다. 이 주물편 표면을 CCD 카메라로 관찰하여 핀홀 결함을, 주물편 표면적 1m2당에 존재하는 개수로 평가하였다.
다음으로,이 주물편을, 통상적인 방법에 의해 열간 압연, 냉간 압연하여, 최종적으로는, 두께 0.8mm, 폭 1600mm의 냉연 강판 코일로 하였다.
강판 품질은, 냉간 압연 후의 검사 라인에서 육안으로 관찰을 행하여, 1 코일당에 발생하는 표면 손상의 개수로 평가하였다.
그 결과, 주물편에는 핀홀 결함이 5개/m2, 강판에는 1개/코일의 표면 손상이 발생하였다.
[비교예2-3]
전로에서의 정련과 진공 탈가스 장치에 의한 처리로, 탄소 농도를 0.002 질량%로 한 300톤의 래들내의 용강에, Al을 첨가하여 탈산하고, 5분간 환류함으로써, Al 농도가 0.04 질량%인 용강을 용제하였다.
이 용강을 연속 주조법에 의해, 턴디쉬상 노즐로부터 분출하는 Ar 가스 유량 2.8Nl/분으로 두께 250mm, 폭 1600mm의 주물편으로 주조하였다.
주조 시에 사용한 침지 노즐은 도13에 도시한 침지 노즐이다. 침지 노즐의 단면 형상은, 외경 150mm, 내경 85mm의 완전 원형이다. 토출 구멍 개구부 단면적 은 2829mm2, 슬릿폭은 25mm, 각도(θ1 및 θ2)는 모두 45°이다. 내측 구멍부의 재질은, 알루미나그라파이트이다.
내측 구멍부 상단으로부터 토출 구멍 상단까지의 길이는 590mm이고, 내측 구멍부는 스트레이트 형상이다.
주조중, 침지 노즐에의 개재물 부착은 발생하지 않아 조업성에 문제는 없었다. 그러나, 주형의 단변 동판에는, 최대로 300J/(m2·s·K)의 열전달 계수 차가 발생하여 편류 판단 기준인 250J/(m2·s·K)을 상회하였으므로, 편류가 발생하였다고 판단하였다.
주조한 주물편은, 길이 1OOOOmm로 절단하여, 1 코일 단위로 하였다. 이 주물편 표면을 CCD 카메라로 관찰하여 핀홀 결함을, 주물편 표면적 1m2당에 존재하는 개수로 평가하였다.
다음으로,이 주물편을, 통상적인 방법에 의해 열간 압연, 냉간 압연하여, 최종적으로는, 두께 0.8mm, 폭 1600mm의 냉연 강판 코일로 하였다.
강판 품질은, 냉간 압연 후의 검사 라인에서 육안으로 관찰을 행하여, 1 코일당에 발생하는 표면 손상의 개수로 평가하였다.
그 결과, 주물편에는 핀홀 결함이 15개/m2, 강판에는 3개/코일의 표면 손상이 발생하였다.
전술한 바와 같이, 본 발명에 따르면, 노즐 폐색을 방지할 수 있고, 또한, 박강판에 가공해도 표면 손상을 발생하지 않는 극저 탄소 주물편을 제조할 수 있다. 따라서, 본 발명은, 강 제조 산업에 있어서 이용 가능성이 높은 것이다.

Claims (11)

  1. 탄소 농도 0.01 질량% 이하까지 탈탄한 용강에, Ti를 첨가하고, 또한, Ce, La, Nd 중 l종 이상을 첨가하고, 침지 노즐을 사용하여, 턴디쉬상 노즐로부터 상기 침지 노즐 토출 구멍까지의 범위의 임의의 개소로부터 분출되는 Ar 가스 유량을, 0Nl(노멀 리터)/분 초과 ~ 3Nl(노멀 리터)/분 이하로 하면서, 상기 용강을, 턴디쉬로부터 주형에 주입하여, 연속 주조하고,
    상기 침지 노즐이, 내측 구멍부에 오리피스를 갖는 것을 특징으로 하는 극저 탄소 주물편의 제조 방법.
  2. 삭제
  3. 제1항에 있어서, 상기 내측 구멍부의 단면 형상이 완전 원형이며, 또한，
    (i) 내측 구멍부 상단의 반경(R)〔mm〕과 오리피스의 최소 반경(r)〔mm〕의 사이에, 3≤R-r≤30인 관계가 있고, 또한,
    (ⅱ) 오리피스의 상단으로부터 하단까지의 길이(L)〔mm〕가 50≤L≤150인 것을 특징으로 하는 극저 탄소 주물편의 제조 방법.
  4. 제1항에 있어서, 상기 내측 구멍부의 단면 형상이 타원이며, 또한，
    (i) 내측 구멍부 상단에 있어서의 장경 방향의 반경(A)〔mm〕과 오리피스에 있어서의 장경 방향의 최소 반경(a)〔mm〕사이에, 3≤A-a≤30인 관계가 있고, 또한,
    (ii) 오리피스의 상단으로부터 하단까지의 길이(L)〔mm〕가 50≤L≤150인 것을 특징으로 하는 극저 탄소 주물편의 제조 방법.
  5. 제1항에 있어서, 상기 침지 노즐이, 밑바닥을 구비하는 원통 형상이며, 또한，
    (i) 원통형의 측벽의 하부에, 2개의 토출 구멍이 원통에 축 대칭의 위치에 배치되고, 또한,
    (ii) 원통 저부 및 양쪽 토출 구멍의 저부를 겹치게 하여 외부에 개구하는 슬릿이 설치되어 있는 것을 특징으로 하는 극저 탄소 주물편의 제조 방법.
  6. 제5항에 있어서, 상기 침지 노즐에 있어서,
    (i) 원통 저부에 있어서의 슬릿과 접하는 부위가 원통 측벽을 향하여 상방으로 경사지고, 또한,
    (ii) 토출 구멍 저부에 있어서의 슬릿과 접하는 부위가 토출 구멍 측벽을 향하여 상방으로 경사지고, 또한，
    (iii) 원통 저부가 형성하는 면과 토출 구멍 저부가 형성하는 면과의 사이에 단차를 갖지 않는 것을 특징으로 하는 극저 탄소 주물편의 제조 방법.
  7. 제6항에 있어서, 상기 침지 노즐에 있어서, 원통 저부에 있어서의 "슬릿과 접하는 부위"가 원통 측벽을 향하는 경사각, 및, 토출 구멍 저부에 있어서의 "슬릿과 접하는 부위"가 토출 구멍 측벽을 향하는 경사각이 모두 상방으로 30° 이상인 것을 특징으로 하는 극저 탄소 주물편의 제조 방법.
  8. 제5항에 있어서, 상기 침지 노즐에 있어서, 토출 구멍의 꼭대기부가 원통의 측벽과 접하는 부위가, 원통의 측벽에 매끄럽게 접하는 곡면으로 형성되어 있는 것을 특징으로 하는 극저 탄소 주물편의 제조 방법.
  9. 제5항에 있어서, 상기 침지 노즐이, 슬릿의 양 측면의 사이를 결합하는 리브를 구비하는 것을 특징으로 하는 극저 탄소 주물편의 제조 방법.
  10. 제5항에 있어서, 상기 침지 노즐에 있어서, 슬릿의 개구 폭이, 토출 구멍 개구 단면적의 평방근의 0.15 내지 0.40배인 것을 특징으로 하는 극저 탄소 주물편의 제조 방법.
  11. 제1항, 제3항 또는 제4항 중 어느 한 항에 있어서, 상기 침지 노즐에 있어서, 원통의 측면 및 저부, 토출 구멍 및 슬릿의 용탕과 접하는 면의 일부 또는 전부를, 카본레스스피넬, 로카본스피넬, 마그네시아그라파이트, 지르코니아그라파이트, 실리카레스알루미나그라파이트 중의 어느 하나의 재질로 구성한 것을 특징으로 하는 극저 탄소 주물편의 제조 방법.
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