KR20200002842A - 오스테나이트계 스테인리스강 슬라브의 제조 방법 - Google Patents

Abstract

[과제] 오스테나이트계 스테인리스강 연속 주조 슬라브의 길이 방향(주조 방향)에 발생하는 표면 결함을 안정적으로 현저하게 억제하는 연속 주조 기술을 제공한다.
[해결 수단] 오스테나이트계 스테인리스강의 연속 주조에 있어서, 적어도 장변 방향 중앙 위치의 응고쉘 두께가 5 내지 10mm가 되는 깊이 영역의 용강에, 양쪽의 장변측에서 서로 역방향의 장변 방향 흐름이 발생하도록 전력을 인가하여 전자 교반(EMS)을 행하여, 10<ΔT<50×F_EMS+10, 을 충족하도록 주조 조건을 컨트롤하는, 오스테나이트계 스테인리스강 슬라브의 제조 방법. 단, ΔT는 평균 용강 온도(℃)와 당해 용강의 응고 개시 온도(℃)의 차, F_EMS는 전자 교반에 의한 장변 방향의 용강 유속과, 주조 속도의 함수에 의해 표시되는 교반 강도 지표이다.

Description

오스테나이트계 스테인리스강 슬라브의 제조 방법

본 발명은 전자 교반(EMS)을 이용한 연속 주조에 의해 오스테나이트계 스테인리스강 슬라브를 제조하는 방법에 관한 것이다.

SUS304를 비롯한 오스테나이트계 스테인리스강의 용제 수법으로서, 연속 주조법이 널리 이용되고 있다. 얻어진 연속 주조 슬라브는 열간 압연, 냉간 압연의 공정을 거쳐, 박판 강대(鋼帶)로 할 수 있다. 요즘에는 그 제조 기술은 확립되어 있고, 오스테나이트계 스테인리스강의 박판 강대는 많은 용도로 제품 소재로서 사용되고 있다. 그러나, 그러한 오스테나이트계 스테인리스강의 박판 강대라도, 주조 슬라브의 표면 결함에 유래한다고 생각되는 표면 흠집이 현재화(顯在化)되는 경우가 있다. 슬라브 표면을 그라인더에 의해 연삭하는 공정을 도입함으로써, 박판 강대에서의 표면 흠집의 문제는 많은 경우 회피된다. 그러나, 그라인더에 의한 표면 연삭은 비용이 증가된다. 표면 연삭을 생략해도 박판 강대에서의 표면 흠집이 문제가 되지 않는, 연속 주조 슬라브의 제조 기술이 요망되고 있다.

특허문헌 1에는 오스테나이트계 스테인리스강의 연속 주조 슬라브에 있어서, 오실레이션 마크(Oscillatin Mark)에 기인하는 표면 결함을 경감하는 기술이 개시되어 있다. 또한, 강의 연속 주조에서는, 응고쉘로의 이물 혼입을 억제하는 조치로서 전자 교반(EMS; Electro-Magnetic Stirrer)이 유효하여 널리 이용되고 있다(예를 들면 특허문헌 2 등). 특허문헌 3에는 전자 교반을 행하고, 또한 침지 노즐로부터의 토출 각도를 상향 5°로 함으로써, 중탄소강이나 저탄소강의 연속 주조 슬라브에 발생하는 기포 결함이나 균열을 경감한 예가 나타나 있다. 그러나, 이들 종래의 기술을 오스테나이트계 스테인리스강에 적용해도, 그 박판 강대에 있어서, 주조 슬라브에 기인하는 표면 흠집의 발생을 안정적으로 현저하게 경감하는 것은 곤란하다.

특허문헌 1: 일본 공개특허공보 특개평6-190507호 특허문헌 2: 일본 공개특허공보 특개2004-98082호 특허문헌 3: 일본 공개특허공보 특개평10-166120호 특허문헌 4: 일본 공개특허공보 특개2005-297001호 특허문헌 5: 일본 공개특허공보 특개2017-24078호

발명자들의 검토에 의하면, 오스테나이트계 스테인리스강의 박판 강대에 현재화하여, 특히 미려한 표면 외관이 요구되는 용도에서 문제가 되기 쉬운 표면 흠집은 주로 연속 주조 슬라브의 길이 방향(즉 주조 방향)에 발생한 균열을 동반하는 표면 결함에 기인하는 것임이 확인되고 있다. 이하, 이 종류의 슬라브 표면의 결함을 「주조 방향 표면 결함」이라고 부른다. 주조 방향 표면 결함에 기인하는 박판 강대에서의 표면 흠집의 발생은 특허문헌 1에 개시되어 있는 바와 같은 오실레이션 마크의 평활화를 실시해도 해결에는 이르지 않는다.

발명자들의 조사에 따르면, 상기 연속 주조 슬라브의 주조 방향 표면 결함은 다음과 같이 하여 발생하는 것이라고 생각된다.

연속 주조 공정의 주형 내에서의 냉각이 불균일해지면, 응고쉘의 두께의 불균일이 발생하고, 그 후에 응고 수축이나 용강(溶鋼) 정압(靜壓)에 기인하는 응력이 여기에 집중됨으로써 미세한 균열이 발생한다. 이것이 슬라브 표면에서 주조 방향 표면 결함으로서 나타난다. 그 균열은 이미 형성되어 있는 응고쉘을 깰 정도의 깊이로는 성장하지 않기 때문에 연속 주조의 조업에 지장을 초래하는 심각한 사태에는 이르지 않는다.

상기의 국소적인 냉각 속도의 저하가 발생하는 원인은 반드시 특정할 수 없지만, 주조 방향 표면 결함의 개소를 관찰하면 주위보다도 움푹 패어 있는 경우가 많기 때문에, 응고 초기에 몰드로부터 국소적으로 응고쉘이 떨어지는 현상이 발생하고 있는 것으로 생각된다. 이것에는 몰드 파우더의 유입의 불균일이나, 응고쉘의 응고 수축에 따른 변형의 불균일 등의 복수의 요인을 생각할 수 있다. 또한, 이러한 종류의 주조 방향 표면 결함은, 페라이트계 스테인리스 강종 등과 비교하여, 오스테나이트계 스테인리스 강종에 있어서 특히 문제가 되기 쉽지만, 이것은 응고 모드의 차이에 기인하는 것으로 생각되고 있다.

주형 내 냉각의 불균일은 강냉각 조건에서 조장되는 것이 알려져 있고, 종래부터 주형에서의 완(緩)냉각에 의해, 슬라브 표면의 주조 방향 표면 결함 발생을 억제하는 수법이 제안되어 있다. 예를 들어, 특허문헌 4에서는 결정화되기 쉬운 몰드 파우더를 사용함으로써, 몰드 파우더층의 열 저항을 증대시켜서 응고쉘을 완냉각하는 것이 제안되어 있다. 그러나, 몰드 파우더만으로는 완냉각의 효과는 충분하다고는 말할 수 없고, 오스테나이트계 스테인리스강 슬라브의 표면 주조 방향 표면 결함을 근절하기에 이르지 않았다. 또한, 몰드 파우더의 변경은 오실레이션 마크 깊이 등, 다른 품질 인자로의 영향이나, 브레이크 아웃 발생으로의 영향이 있기 때문에, 간단하지 않다. 특허문헌 5에서는 주형 내 벽면에 열전도율이 낮은 금속을 충전함으로써, 주형의 완냉각화를 실현하고 있다. 그러나, 이것만으로는 슬라브 표면의 주조 방향 표면 결함을 완전히 억지할 수는 없다. 또한, 이러한 종류의 주형을 적용하는 경우, 주조 방향 표면 결함이 문제가 되는 강종에만 적용할 수는 없고, 전체 강종에 적용하는 것이 되기 때문에, 그러한 강종에 있어서는 다른 표면 품질 악화 요인이 될 수 있다.

본 발명은, 오스테나이트계 스테인리스강에 있어서, 연속 주조 슬라브의 길이 방향(즉 주조 방향)에 발생하는 상기 「주조 방향 표면 결함」을 안정적으로 현저하게 억제하는 연속 주조 기술을 개시하여, 그라인더에 의한 연속 주조 슬라브 표면의 손질을 생략해도 박판 강대로까지 가공했을 때 표면 흠집이 극히 발생하기 어려운 오스테나이트계 스테인리스강의 연속 주조 슬라브를 제공하는 것을 목적으로 한다.

상기 사정을 감안하여, 발명자들은 오스테나이트계 스테인리스강 슬라브 표면의 주조 방향 표면 결함의 억제 방법을 예의 연구한 결과, 「주조 온도의 저온화」와 「몰드 내 전자 교반」을 조합함으로써, 몰드에서의 균일 완냉각을 실현하는 수법을 발견했다. 그 수법을 적용하면, 기존의 연속 주조 설비에 있어서 주조 방향 표면 결함을 안정적으로 현저하게 억제하는 것이 가능한 것이 확인되었다. 본 발명은 이러한 지견에 기초하는 것이다.

즉, 본 발명에서는 이하의 발명을 개시한다.

수평면으로 절단한 몰드 내면의 윤곽 형상이 직사각형인 몰드를 사용하는 강의 연속 주조에 있어서, 상기 직사각형의 장변을 구성하는 2개의 몰드 내 벽면을 「장변면」, 단변을 구성하는 2개의 몰드 내 벽면을 「단변면」, 장변면에 평행인 수평 방향을 「장변 방향」, 단변면에 평행인 수평 방향을 「단변 방향」이라고 부를 때,

몰드 내의 장변 방향 및 단변 방향의 중심에 설치된 2개의 토출 구멍을 갖는 침지 노즐로부터, 질량%로, C: 0.005 내지 0.150%, Si: 0.10 내지 3.00%, Mn: 0.10 내지 6.50%, Ni: 1.50 내지 22.00%, Cr: 15.00 내지 26.00%, Mo: 0 내지 3.50%, Cu: 0 내지 3.50%, N: 0.005 내지 0.250%, Nb: 0 내지 0.80%, Ti: 0 내지 0.80%, V: 0 내지 1.00%, Zr: 0 내지 0.80%, Al: 0 내지 1.500%, B: 0 내지 0.010%, 희토류 원소와 Ca의 합계: 0 내지 0.060%, 잔부 Fe 및 불가피적 불순물로 이루어지고, 하기 (4)식으로 정의되는 A값이 20.0 이하인 화학 조성의 오스테나이트계 스테인리스강의 용강을 토출하는 동시에, 적어도 장변 방향 중앙 위치의 응고쉘 두께가 5 내지 10mm가 되는 깊이 영역에서의 응고쉘 근방의 용강에, 양쪽의 장변측에서 서로 역방향의 장변 방향 흐름이 발생하도록 전력을 인가하여 전자 교반(EMS)을 행하고, 하기 (1)식을 충족하도록 연속 주조 조건을 컨트롤하는, 오스테나이트계 스테인리스강 슬라브의 제조 방법.

10<ΔT<50×F_EMS+10 … (1)

단, ΔT 및 F_EMS는 각각 하기 (2)식 및 (3)식에 의해 표시된다.

ΔT=T_L-T_S … (2)

F_EMS=V_EMS×(0.18×V_C+0.71) … (3)

여기에서, T_L은 장변 방향 1/4 위치 및 단변 방향 1/2 위치에서의 평균 탕면(湯面) 깊이 20mm에서의 평균 용강 온도(℃), T_S는 당해 용강의 응고 개시 온도(℃), F_EMS는 교반 강도 지표, V_EMS는 전자 교반에 의해 부여되는 장변 방향 중앙 위치의 응고쉘 두께가 5 내지 10mm가 되는 깊이 영역의 장변 방향 평균 용강 유속(m/s), V_C는 주조 슬라브 길이 방향의 진행 속도에 상당하는 주조 속도(m/min)이다.

A=3.647(Cr+Mo+1.5Si+0.5Nb)-2.603(Ni+30C+30N+0.5Mn)-32.377 … (4)

여기에서 (4)식의 원소 기호의 개소에는 질량%로 표시되는 당해 원소의 함유량의 값이 대입된다.

상기 연속 주조에 있어서, 추가로 하기 (5)식도 충족하도록 연속 주조 조건을 컨트롤하는 것이 보다 바람직하다. (5)식 대신에 하기 (6)식을 채용해도 좋다.

ΔT≤25 … (5)

ΔT≤20 … (6)

또한, 추가로 하기 (7)식도 충족하도록 연속 주조 조건을 컨트롤하는 것이 보다 바람직하다. (7)식 대신에 하기 (8)식을 채용해도 좋다.

F_EMS≤0.50 … (7)

F_EMS≤0.40 … (8)

몰드 내에서 용강의 탕면은 연속 주조 조업 중에 용탕 유동이나 진동에 의해 흔들린다. 「평균 탕면 깊이」는 용강의 탕면의 평균적 위치를 기준으로 한 연직 하향 방향의 깊이이다. 「장변 방향 1/4 위치 및 단변 방향 1/2 위치」는 몰드 내에 중앙의 침지 노즐을 사이에 둔 2개소이다. 평균 용강 온도 T_L(℃)은 그 2개소 각각에서의 평균 탕면 깊이 20mm에서의 용강 온도의 평균값이다. 응고 개시 온도 T_S(℃)는 액상선 온도에 상당하는 온도이다.

본 발명의 연속 주조 슬라브의 제조 방법에 의하면, 오스테나이트계 스테인리스강의 연속 주조 슬라브에 있어서, 상기 「주조 방향 표면 결함」의 생성이 현저하게 억제되어, 그라인더에 의한 연속 주조 슬라브의 표면 손질을 생략한 제조 프로세스로, 오스테나이트계 스테인리스강의 박판 강대에 나타나는 슬라브 기인의 표면 흠집 문제를 회피하는 것이 가능해진다.

도 1은 주조 방향 표면 결함이 발생한 오스테나이트계 스테인리스강 연속 주조 슬라브의 표면 외관 사진.
도 2는 슬라브의 주조 방향 표면 결함에 기인하는 표면 흠집이 발생한 오스테나이트계 스테인리스강 냉연 강판의 표면 외관 사진.
도 3은 주조 방향 표면 결함이 발생한 오스테나이트계 스테인리스강 연속 주조 슬라브의 표면 부근의 단면 조직 사진.
도 4는 본 발명에 적용할 수 있는 연속 주조 장치에 대하여, 몰드 내 용강의탕면 높이에서의 수평면으로 절단한 단면 구조를 모식적으로 예시한 도.
도 5는 도 4에 나타낸 몰드 내에 「장변 방향 1/4 위치 및 단변 방향 1/2 위치」를 기호 P₁, P₂로 나타낸 도면.
도 6은 전자 교반을 사용한 방법으로 얻어진 본 발명에 따른 오스테나이트계 스테인리스강 연속 주조 슬라브의 주조 방향에 수직인 단면의 금속 조직 사진.
도 7은 전자 교반을 사용하지 않는 방법으로 얻어진 오스테나이트계 스테인리스강 연속 주조 슬라브의 주조 방향에 수직인 단면의 금속 조직 사진.
도 8은 ΔT와 F_EMS의 관계를 플롯한 그래프.

연속 주조에 있어서는 일반적으로 몰드 내 용강의 탕면 위에 몰드 파우더가 용융된 플럭스층이 형성되어 있다. 이 플럭스는 주조 중에 탕면으로부터 용강과 몰드의 틈새로 들어가, 응고쉘과 몰드 사이에 플럭스막을 형성하여, 양자의 윤활을 담당한다. 통상, 같은 주조 방향 위치(탕면으로부터의 깊이가 같은 위치)에서는, 플럭스막에 의해 분리되어 있는 응고쉘과 몰드의 거리가 거의 균등하며, 몰드로부터의 열제거(拔熱; Heat Removal)도 거의 균등해진다. 그러나, 응고쉘과 몰드의 사이에 이물이 들어가는 등 어떠한 원인에 의해, 응고 초기의 쉘과 몰드의 간격이 주위보다도 커지는 개소가 발생하는 경우가 있다. 그 개소에서는 응고쉘의 표면이 주위보다도 움푹 패이는 동시에, 냉각 속도가 주위보다 저하되므로 응고쉘의 두께가 주위보다 얇은 상태에서 응고가 진행된다. 위쪽에서 주조 방향으로 보아, 상기의 간격이 커진 위치에서는, 그 간격이 커지는 요인(이물의 혼입 등)의 영향이 해소될 때까지, 잠시동안, 주위보다도 응고쉘의 두께가 얇아지는 상태가 계속된다. 즉, 몰드 내부의 응고쉘에는 주조 방향으로 응고쉘의 얇은 부분이 연장된 영역이 형성된다. 응고쉘이 얇은 부분에는 응력이 집중되어, 그 표층부가 응력에 견딜 수 없게 되면, 몰드 내부에서 주조 방향으로 연장되는 표면 균열이 발생한다. 단, 그 균열은 미소하여, 그곳으로부터 용탕이 누출되는 사고(브레이크 아웃)에는 이르지 않는다. 오스테나이트계 스테인리스강의 연속 주조 슬라브에 생성되는 「주조 방향 표면 결함」은 이와 같은 메커니즘에 의해 발생하는 것으로 생각된다.

주된 오스테나이트계 스테인리스강은 δ페라이트상을 초정(初晶)으로서 응고되는 경우가 많지만, 화학 조성에 따라서는, δ페라이트상의 생성 비율이 극히 낮은 경우나, 오스테나이트 단상 응고되는 경우도 있을 수 있다. 강 중의 불순물인 P나 S 등은 오스테나이트상 중보다도 δ페라이트상 중에 고용(固溶)되기 쉬우므로, 특히 δ페라이트상의 생성 비율이 낮은 강종에 있어서는, P나 S 등이 오스테나이트상의 입계에 편석하기 쉽고, 그 개소의 강도를 저하시킨다. 그로 인해, 오스테나이트계 스테인리스강에서는, 페라이트계 스테인리스강에 비해서, 표면 균열을 동반하는 상술의 「주조 방향 표면 결함」이 생성되기 쉬운 것은 아닐까라고 생각된다.

상기의 표면 균열을 동반하는 주조 방향 표면 결함은 슬라브의 길이 방향으로 수 센티미터에서 수십 센티미터의 길이로 관찰되는 경우가 많다. 슬라브의 육안 검사에서 표면 균열의 발생 정도가 매우 큰 경우에는, 그 부분을 그라인더로 중점적으로 손질하는 작업이 행해지는 경우도 있다. 그러나, 이러한 종류의 표면 균열은 슬라브 표면이 얕은 곳에 존재하므로, 통상, 열간 압연이나 냉간 압연으로 추가적인 균열로 진전되는 경우는 없다. 그로 인해, 특히 SUS304 등의 범용 강종에서는 연속 주조 슬라브에 특단의 표면 손질을 실시하지 않고, 열간 압연, 냉간 압연의 공정으로 진행하는 것이 일반적이다. 연속 주조 슬라브의 표면에 존재하는 어느 정도의 규모의 주조 방향 표면 결함은 냉연 강판에 있어서 압연 방향으로 연속적으로 또는 간헐적으로 연장된 표면 흠집이 되어 나타난다. 따라서, 고품질의 오스테나이트계 스테인리스강 냉연 강판을 얻기 위해서는, 연속 주조의 단계에서, 주조 방향 표면 결함의 생성이 가능한 적은 슬라브를 제조해 두는 것이 유효하다.

도 1에 규모가 큰 주조 방향 표면 결함이 발생한 오스테나이트계 스테인리스강 연속 주조 슬라브의 표면 외관 사진을 예시한다. 사진의 장변에 대하여 평행 방향이 슬라브의 길이 방향(주조 방향), 직각 방향이 슬라브의 폭 방향에 상당한다. 화살표의 개소에 길이가 27cm를 초과하는 주조 방향 표면 결함이 보인다.

도 2에 슬라브의 주조 방향 표면 결함에 기인하는 표면 흠집이 발생한 오스테나이트계 스테인리스 냉연 강판의 표면 외관 사진을 예시한다. 자에 평행인 방향이 압연 방향에 상당한다. 자른 판 샘플의 중앙부에 압연 방향으로 연장되는 표면 흠집이 보인다. 이 사진의 예는 매우 큰 흠집이 발생한 사례이다. 흠집 발생 개소의 원소 분석으로 몰드 파우더에 포함되는 원소(Na 등)가 다량으로 검출되었으므로, 이 표면 흠집은 슬라브의 주조 방향 표면 결함에 기인하는 것이라고 특정되었다.

도 3에 비교적 규모가 큰 주조 방향 표면 결함이 발생한 오스테나이트계 스테인리스강 연속 주조 슬라브의 표면 부근의 단면 조직 사진을 예시한다. 사진의 장변에 대하여 평행 방향이 슬라브의 폭 방향에 상당하며, 사진의 장변 및 단변에 수직인 방향이 주조 방향에 상당한다. 균열이 발생되어 있는 부근의 슬라브 표면은 주위보다도 움푹 패어 있는 점에서, 초기의 응고쉘이 형성될 때 어떠한 원인으로 응고쉘과 몰드의 거리가 주위보다도 커졌다고 생각된다. 그 때문에 몰드로부터의 열제거가 주위보다도 완만하게 되어 응고 속도가 저하되고, 응고쉘의 두께가 주위보다도 얇은 상태에서 주조가 진행되어, 얇은 응고쉘의 부분에 응력이 집중되어 균열에 이른 것으로 생각된다.

이러한 종류의 균열이 발생한 사례에 대하여, 슬라브 표면 근처의 금속 조직을 균열 근방과 정상부로 비교하면, 어느 사례에서도 균열 근방에서는 덴드라이트 2차 암 간격이 정상부보다도 커져 있기 때문에, 주조 방향 표면 결함이 발생한 부분은 주위보다도 응고 속도가 작은 것이 확인되었다.

초기 응고의 균일화 및 완냉각화를 실현하기 위해, 먼저 몰드 내의 용탕 온도와 강의 응고 개시 온도와의 차를 작게 하는 조작(저온 주조)을 검토했다. 이것에 의해, 몰드 열제거량을 전체적으로 저하시키는 것을 기대했다. 실험의 결과, 저온 주조에 의해 완냉각화를 도모할 수는 있었지만, 용탕 온도를 주조의 전 기간에 있어서 일정하게 낮게 유지하는 것은 매우 곤란하고, 용탕 온도가 너무 높은 경우에는 완냉각의 효과가 없어지며, 한편, 용탕 온도가 너무 낮아지면 턴디쉬의 노즐 폐색 등의 트러블이 발생하여, 조업에 지장이 생겼다. 그래서, 다음으로, 저온 주조에 더하여, 몰드 내 전자 교반(EMS)의 적용을 검토했다. 전자 교반을 행하면, 몰드 장변 방향에 있어서 탕면 온도를 균일화하는 작용이 발휘되기 때문이다. 실험 결과, 양 수법의 조합에 의해, 극단적으로 저온 주조하는 일 없이, 초기 응고를 완냉각화, 균일화할 수 있어, 주조 방향 표면 결함의 형성이 현저하게 경감되었다.

또한, 주조 온도를 저온 주조로 하지 않고, 통상의 온도에서 주조한 경우, 몰드 내 전자 교반을 적용해도, 충분히 완냉각할 수는 없고, 주조 방향 표면 결함을 감소시키는 것에 관하여, 예상했던 정도의 효과는 얻어지지 않았다.

본 발명에서는 이하의 화학 조성을 갖는 오스테나이트계 스테인리스강을 대상으로 한다.

질량%로, C: 0.005 내지 0.150%, Si: 0.10 내지 3.00%, Mn: 0.10 내지 6.50%, Ni: 1.50 내지 22.00%, Cr: 15.00 내지 26.00%, Mo: 0 내지 3.50%, Cu: 0 내지 3.50%, N: 0.005 내지 0.250%, Nb: 0 내지 0.80%, Ti: 0 내지 0.80%, V: 0 내지 1.00%, Zr: 0 내지 0.80%, Al: 0 내지 1.500%, B: 0 내지 0.010%, 희토류 원소와 Ca의 합계: 0 내지 0.060%, 잔부 Fe 및 불가피적 불순물로 이루어지며, 하기 (4)식으로 정의되는 A값이 20.0 이하인 화학 조성.

A=3.647(Cr+Mo+1.5Si+0.5Nb)-2.603(Ni+30C+30N+0.5Mn)-32.377 … (4)

여기에서 (4)식의 원소 기호의 개소에는 질량%로 표시되는 당해 원소의 함유량의 값이 대입된다. 함유하지 않는 원소에 대해서는 0이 대입된다.

상기의 (4)식의 A값은 본래 용접시에 발생하는 응고 조직 중의 페라이트상의 비율(체적%)을 나타내는 지표로서 이용되고 있는 것이지만, 연속 주조 슬라브의 주조 방향 표면 결함의 경감 효과가 큰 오스테나이트계 강종을 식별하기 위해서도 유의한 지표인 것이 확인되었다. 이 값이 20.0 이하인 스테인리스강종에서는 연속 주조시에 δ페라이트상의 정출량이 적거나, 혹은 오스테나이트 단상 응고가 되기 때문에 주조 방향 표면 결함이 발생하기 쉽다. 본 발명에서는 그러한 오스테나이트계 강종을 대상으로 하여 주조 방향 표면 결함의 현저한 경감을 도모한다. A값이 음의 값이 되는 강종은 대체로 오스테나이트 단상 응고가 되는 강종으로 간주해도 좋다. A값의 하한은 특별히 설정하지 않아도 좋지만, 통상, -20.0 이상의 강을 적용하는 것이 보다 효과적이다.

도 4에 본 발명에 적용할 수 있는 연속 주조 장치에 대하여, 몰드 내 용강의 탕면 높이에서의 수평면으로 절단한 단면 구조를 모식적으로 예시한다. 「탕면」은 용강의 액면이다. 탕면 위에는 통상 몰드 파우더층이 형성되어 있다. 대향하는 2쌍의 몰드((11A, 11B), (21A, 22B))에 둘러싸인 영역의 중앙에 침지 노즐(30)이 설치되어 있다. 침지 노즐은 탕면보다 아래쪽에 2개의 토출 구멍을 갖고 있으며, 그러한 토출 구멍으로부터 용강(40)이 몰드 내부에 연속 공급되어, 몰드 내의 소정 높이 위치에 탕면이 형성된다. 수평면으로 절단한 몰드 내 벽면의 윤곽 형상은 직사각형이고, 도 4 중에는 직사각형의 장변을 구성하는 「장변면」을 도면부호 12A, 12B, 단변을 구성하는 「단변면」을 도면부호 22A, 22B로 표시하고 있다. 또한, 장변면에 평행인 수평 방향을 「장변 방향」, 단변면에 평행인 수평 방향을 「단변 방향」이라고 부른다. 도 4 중에는 흰색 화살표에 의해 장변 방향을 도면부호 10, 단변 방향을 도면부호 20으로 표시하고 있다. 탕면 높이에 있어서, 장변면(12A)과 장변면(12B)의 거리(후술하는 도 5의 t)는 예를 들어 150 내지 300mm, 단변면(22A)과 단변면(22B)의 거리(후술하는 도 5의 W)는 예를 들어 600 내지 2000mm이다.

몰드(11A 및 11B)의 뒷면에는 각각 전자 교반 장치(70A 및 70B)가 설치되고, 적어도 장변면(12A) 및 장변면(12B)의 표면을 따라서 형성되는 응고쉘의 두께가 5 내지 10mm가 되는 깊이 영역에 있어서, 용강에 장변 방향의 유동력을 부여할 수 있도록 되어있다. 여기서, 「깊이」는 탕면의 높이 위치를 기준으로 한 깊이이다. 연속 주조 중 탕면은 다소 흔들리지만, 본 명세서에서는 평균 탕면 높이를 탕면의 위치로 한다. 응고쉘의 두께가 5 내지 10mm가 되는 깊이 영역은 주조 속도나 몰드로부터의 열제거 속도에도 의하지만, 일반적으로는 탕면으로부터의 깊이가 300mm 이하의 범위 내에 존재한다. 따라서, 전자 교반 장치(70A 및 70B)는 탕면으로부터 300mm 깊이 정도까지의 용강에 유동력을 부여할 수 있는 위치에 설치되어 있다.

도 4 중에는, 응고쉘의 두께가 5 내지 10mm가 되는 깊이 영역에 있어서 전자 교반 장치(70A 및 70B)의 전자력에 의해 발생하는 장변면 근방의 용강류 방향을 각각 검은색의 화살표(60A) 및 화살표(60B)에 의해 나타내고 있다. 전자 교반에 의한 유동 동향은 양쪽의 장변측에서 서로 역방향의 장변 방향 흐름이 발생하도록 한다. 이 경우, 응고쉘 두께가 10mm정도가 될 때까지의 깊이 영역에서, 이미 형성된 응고쉘에 접촉하는 용강의 수평 방향 흐름이 몰드 내에서 소용돌이를 그리는듯한 흐름이 된다. 이 와류에 의해 몰드 내의 탕면 근처의 용강은 정체를 일으키지 않고 원활하게 유동하여, 초기의 응고쉘이 형성되는 탕면 바로 아래의 용강이 몰드 벽에 접촉할 때의 용강 온도를 몰드 내에서 균일화하는 효과가 높아진다.

도 5는 도 4에 나타낸 몰드 내에 「장변 방향 1/4 위치 및 단변 방향 1/2 위치」를 기호 P₁, P₂로 나타낸 것이다. 상기 평균 용강 온도 T_L(℃)은 P₁ 위치에서의 평균 탕면 깊이 20mm에서의 용강 온도(℃)와 P₂ 위치에서의 평균 탕면 깊이 20mm에서의 용강 온도(℃)의 평균값으로서 표시된다.

본 발명에서는, 하기 (1)식을 충족하도록, 가능한 한 저온에서 주조한다. 하기 (1)'식을 충족하도록 주조하는 것이 보다 효과적이다.

10<ΔT<50×F_EMS+10 … (1)

10 <ΔT<50×F_EMS+8 … (1)'

ΔT는 주조시의 용강 온도와 그 용강의 응고 개시 온도와의 온도차를 의미한다. 구체적으로는 하기 (2)식으로 정의된다.

ΔT=T_L-T_S … (2)

주조시의 용강 온도로서 평균 용강 온도 T_L(℃)를 채용한다. T_L은 도 5에 나타낸 P₁, P₂ 위치의 2개소에서의 평균 탕면 깊이 20mm에서의 용강 온도(℃)의 평균값이다. 용강의 응고 개시 온도 T_S(℃)는 동일한 조성의 강에 대하여 실험실 내 실험에 의해 액상선 온도를 측정함으로써 파악할 수 있다. 실 조업에 있어서는, 미리 목표 조성별마다 파악하고 있는 응고 온도의 데이터에 기초하여, 상기 ΔT를 제어할 수 있다.

ΔT가 10℃ 이하가 되는 저온에서의 조업에서는 불측(不測)의 온도 변동이 생겼을 경우에 턴디쉬의 노즐 폐색 등의 트러블로 이어질 위험성이 높고, 공업적인 실시가 어렵다. 한편, ΔT의 상한은 몰드 내 용강의 교반 효과에 따라 허용 범위가 변동된다. 기본적으로는 전자 교반에 의한 교반력이 클수록 탕면 근방의 용강 온도가 균일화되어, ΔT의 허용 상한은 확대된다. 따라서, 몰드 내 전자 교반을 사용하지 않고 ΔT를 저하시키는 것만으로는 슬라브 표면 주조 방향 표면 결함의 억제 효과를 충분히 얻을 수는 없다. 단, 교반 효과를 정밀하게 평가하기 위해서는 몰드 내로 공급되는 용강의 토출량의 영향도 무시할 수 없는 것을 알 수 있었다. 그 교반 효과를 나타내는 지표가 하기 (3)식의 교반 강도 지표 F_EMS이다.

F_EMS=V_EMS×(0.18×V_C+0.71) … (3)

여기에서, V_EMS는 전자 교반에 의해 부여되는 장변 방향 중앙 위치의 응고쉘 두께가 5 내지 10mm가 되는 깊이 영역에서 응고쉘 표면이 접하는 용강의 장변 방향 평균 유속(m/s), Vc는 주조 속도(m/min)이다. 주조 속도 Vc가 커질수록, 침지 노즐로부터의 토출 유량이 증대됨에 따라, 몰드 내의 용강 교반도 활발해진다. (3)식의 교반 강도 지표 F_EMS는 교반 효과에 미치는 전자 교반의 기여를 용강 토출량의 영향을 가미하여 보정한 파라미터라고 파악할 수 있다.

이 교반 강도 지표 F_EMS를 상기 (1)식, 보다 바람직하게는 (1)'식에 적용함으로써, ΔT의 허용 상한을 정밀하게 예측할 수 있다. 구체적으로는, (1)식에 나타내어지는 바와 같이 ΔT가 50×F_EMS+10보다도 작아지는 조건, 보다 바람직하게는 (1)'식에 나타내어지는 바와 같이 ΔT가 50×F_EMS+8보다도 작아지는 조건에서 연속 주조를 행함으로써, 주조 방향 표면 결함에 기인하는 냉연 강판의 표면 흠집을 현저하게 경감할 수 있다. 용강 교반의 강도(교반 강도 지표 F_EMS)가 커질수록, ΔT의 허용 상한은 넓어진다. 단, F_EMS가 과대해지면 탕면의 물결침이 심해져서, 응고쉘 중에 몰드 파우더 입자나 탕면 위에 부상한 개재물 등의 이물을 응고쉘 중에 끌어들이기 쉬워진다.

주조 방향 표면 결함에 기인하는 냉연 강판에서의 표면 흠집의 발생 방지 효과를 보다 한층 높은 레벨로 발휘시키기 위해서는, 상기 (1)식 혹은 (1)'식에 더하여 추가로, 하기 (5)식을 충족하도록 연속 주조 조건을 컨트롤하는 것이 보다 바람직하고, 하기 (6)식을 충족하는 것이 더욱 바람직하다.

ΔT≤25 … (5)

ΔT≤20 … (6)

또한, 탕면의 물결침에 기인하는 이물의 혼입을 효과적으로 방지하기 위해서는, 하기 (7)식을 충족하도록 연속 주조 조건을 컨트롤하는 것이 보다 바람직하고, 하기 (8)식을 충족하는 것이 더욱 바람직하다.

F_EMS≤0.50 … (7)

F_EMS≤0.40 … (8)

도 6에 전자 교반을 사용한 방법으로 얻어진 본 발명에 따른 오스테나이트계 스테인리스강의 연속 주조 슬라브에 대하여, 주조 방향에 수직인 단면의 금속 조직 사진을 예시한다. 사진의 장변에 평행인 방향이 슬라브의 폭 방향, 단변에 평행인 방향이 슬라브의 두께 방향이다. 이 사진은 사진의 하단이 슬라브 표면(몰드 접촉면)으로부터 15mm의 거리에 상당하는 시야이며, 슬라브 표면은 사진의 상단측에 있다.

용융 금속이 주형에 대하여 유동하고 있는 경우, 흐름의 상류측으로 경사져서 결정의 응고가 진행되고, 유속이 클수록 결정 성장의 경사 각도는 커지는 것이 알려져 있다. 도 6의 예에서는 덴드라이트 1차 암의 성장 방향이 우측으로 경사져 있다. 따라서, 응고쉘에 접촉하는 용강은 사진의 오른쪽에서 왼쪽으로 흐르고 있던 것을 알 수 있다. 응고쉘에 접촉하는 용강의 유동 속도와 결정 성장의 경사 각도의 관계는 예를 들면 회전하는 막대상의 열제거체를 사용한 응고 실험에 의해 알 수 있다. 미리 실험실 내 실험에 의해 구한 데이터에 기초하여, 연속 주조시의 응고쉘이 접촉하는 용강의 유속을 추정할 수 있다. 응고쉘의 두께가 5 내지 10mm가 되는 깊이 영역에서 응고쉘 표면이 접하는 용강의 장변 방향 평균 유속 V_EMS는 이러한 단면 사진에 의해 표면으로부터 5 내지 10mm의 거리에서의 덴드라이트 1차 암의 평균 경사 각도를 측정함으로써 파악할 수 있다. 도 6의 예에서는, V_EMS는 약 0.3m/s인 것으로 추정된다. V_EMS는 예를 들어 0.1 내지 0.6mm/s의 범위에서 조정하는 것이 일반적인 연속 주조 장치에 있어서는 실용적이다. 0.2 내지 0.4mm/s가 되도록 관리해도 좋다.

실 조업에 있어서, 상기의 용강 유속 V_EMS는 전자 교반 장치에 인가하는 전류값(이하 「전자 교반 전류」라고 함.)에 의해 컨트롤할 수 있다. 전자 교반 장치를 구비하는 연속 주조 설비에서는 미리 컴퓨터 시뮬레이션, 용강 유동 속도의 실측 실험, 및 많은 조업 실적에 있어서 채취된 슬라브에 대한 상술한 바와 같은 조직 관찰에 의해, 「전자 교반 전류와 몰드 내 각 위치에서의 용강 유속의 관계」가 데이터로서 축적되어 있다. 실 조업에서는 그러한 축적 데이터에 기초하여 상기 V_EMS를 전자 교반 전류에 의해 소정값으로 컨트롤하면 된다.

도 7에 전자 교반을 사용하지 않은 방법으로 얻어진 오스테나이트계 스테인리스강의 연속 주조 슬라브에 대하여, 주조 방향에 수직인 단면의 금속 조직 사진을 예시한다. 시료의 관찰 위치는 도 6과 동일하다. 이 경우, 덴드라이트의 성장 방향에 일정 방향으로의 경사는 보이지 않는다. 즉, 이 주편(鑄片)의 응고쉘 두께가 5 내지 10mm인 부분은 용강의 장변 방향 흐름이 발생하지 않은 상태에서 응고된 것임을 알 수 있다.

실시예

표 1에 나타내는 화학 조성의 오스테나이트계 스테인리스강을 연속 주조 장치로 주조하여 주편(슬라브)을 제조했다.

연속 주조 몰드는 용탕과의 접촉면이 구리 합금으로 구성되는 일반적인 수냉 구리 합금 몰드이다. 연속 주조의 몰드 사이즈에 대해서는, 탕면 높이에 있어서, 단변 길이는 200mm로 하고, 장변 길이는 700 내지 1650mm의 범위 내로 설정했다. 몰드 하단에서의 치수는 응고 수축을 고려하여 상기보다도 약간 작게 되어 있다. 침지 노즐은 장변 방향의 양측에 2개의 토출 구멍을 갖는 것을 장변 방향 및 단변 방향의 중심 위치에 설치했다. 침지 노즐의 외경은 105mm이다. 2개의 토출 구멍은 노즐 중심을 지나 단변면에 평행인 평면에 대하여 대칭형이다. 대향하는 양 장변의 몰드 뒷면에 각각 전자 교반 장치를 설치하고, 몰드 내의 탕면 근방의 깊이 위치로부터 약 200mm 깊이 위치까지의 용강에 장변 방향의 유동력을 부여하도록 전자 교반을 행했다. 도 1에 나타낸 바와 같이, 대향하는 양 장변측에서 유동 방향이 역방향이 되도록 했다. 응고쉘의 두께가 5 내지 10mm가 되는 깊이 영역에서 응고쉘 표면이 접하는 용강의 장변 방향 평균 유속 V_EMS는 이 연속 주조 설비에 대하여 미리 구한 「전자 교반 전류와 몰드 내 각 위치에서의 용강 유속의 관계」의 축적 데이터에 기초하여 전자 교반 전류를 조정함으로써 컨트롤했다. 도 5에 나타낸 P₁, P₂ 위치의 2개소에서의 평균 탕면 깊이 20mm에서의 용강 온도(℃)를 열전대에 의해 각각 측정하고, 그 2개소의 평균값을 평균 용강 온도 T_L(℃)로서 채용했다.

표 2 중에 각 예의 주조 조건을 나타내고 있다. ΔT는 전술의 (2)식에 의해 나타나는 평균 용강 온도 T_L(℃)과 응고 개시 온도 T_S(℃)의 차이다. 응고 개시 온도 T_S(℃)는 표 1에 기재되어 있다. 「(1)식 판정」의 란에는, 상기 (1)식의 요건을 충족하는 경우에 ○, 충족하지 않는 경우에 ×를 표시했다.

표 2 중의 예 No.마다 그 연속 주조 조건에 따라서 길이 약 8m의 연속 주조 슬라브를 복수개 제조했다. 그 중의 1개를 그 예 No.의 대표 슬라브로서 선택했다. 대표 슬라브의 편측 표면을 육안 관찰하여, 표면 균열을 동반하는 주조 방향 표면 결함의 유무를 조사했다. 육안으로 분명하게 표면 균열의 존재를 확인할 수 있었던 경우를 「슬라브 표면 균열; 있음」으로 하여 표 2 중에 나타내고 있다.

각 예 No.의 대표 슬라브를 통상의 열간 압연 공정 및 냉간 압연 공정으로, 판 두께 0.6 내지 2.0mm의 냉연 코일로 했다. 슬라브 표면의 그라인더에 의한 손질은 행하지 않았다. 얻어진 냉연 코일을 레이저 조사식의 표면 검사 장치를 구비한 라인에 통판(通板)시켜서, 코일의 편측 표면을 전체 길이에 걸쳐서 일정한 검출 기준으로 검사하여 표면 흠집의 존재를 조사했다. 코일 전체 길이를 길이 방향 1m마다 구분한 영역(이하 「세그먼트」라고 부름.) 중에 표면 흠집이 검출된 경우, 그 세그먼트를 「흠집 있는 세그먼트」라고 인정했다. 코일 전체 길이의 세그먼트 총 수에서 차지하는 「흠집 있는 세그먼트」의 수의 비율(이하 「결함 발생률」이라고 함.)을 구하여, 결함 발생률이 3%를 초과하는 경우를 ×(표면 성상(性狀); 불량), 3% 이하인 경우를 ○(표면 성상; 양호)로 판정했다. 그 결과를 표 2 중의 「냉연 코일 표면 흠집 평가」의 란에 표시하고 있다. 이 검출 기준은 상당히 엄격한 것으로, 연속 주조 슬라브의 주조 방향 표면 결함에 유래하는 흠집 이외의 흠집도 검출된다. 통상, 상기의 결함 발생률이 3%를 초과하는 냉연 코일이라도 많은 용도로 적용 가능하지만, 표면 성상을 중시하는 용도로는 사용할 수 없는 경우가 있다. 한편, 상기의 결함 발생률이 3% 이하의 냉연 코일은 매우 양호한 표면 성상을 나타낸다고 평가할 수 있어, 흠집에 기인하는 용도상의 제한은 극히 적어진다.

도 8에 표 2의 ΔT와 F_EMS의 관계를 플롯한 그래프를 나타낸다. 플롯의 ○ 표시 및 × 표시는 표 2에 기재된 냉연 코일 표면 흠집 평가와 정합한다. 도 8 중에는 상기 (1)식의 ΔT 상한 허용 경계선(ΔT=50×F_EMS+10)을 점선으로 나타내고 있다. ΔT가 이 라인보다 큰 경우에도 냉연 코일의 표면 흠집이 매우 적어 ○ 평가가 된 예가 있다. 그러나, 안정적으로 ○ 평가의 양호한 표면 성상을 실현하기 위해서는, ΔT가 이 라인보다 하측이 되는 조건을 채용하는 것이 극히 유효하다.

10 장변 방향
11A, 11B 몰드
12A, 12B 장변면
20 단변 방향
21A, 21B 몰드
22A, 22B 단변면
30 침지 노즐
40 용강
42 응고쉘
60A, 60B 전자 교반에 의한 용강류 방향
70A, 70B 전자 교반 장치

Claims (5)

1. 수평면으로 절단한 몰드 내면의 윤곽 형상이 직사각형인 몰드를 사용하는 강 의 연속 주조에 있어서, 상기 직사각형의 장변을 구성하는 2개의 몰드 내 벽면을 「장변면」, 단변을 구성하는 2개의 몰드 내 벽면을 「단변면」, 장변면에 평행인 수평 방향을 「장변 방향」, 단변면에 평행인 수평 방향을 「단변 방향」이라고 부를 때,
   몰드 내의 장변 방향 및 단변 방향의 중심에 설치된 2개의 토출 구멍을 갖는 침지 노즐로부터, 질량%로, C: 0.005 내지 0.150%, Si: 0.10 내지 3.00%, Mn: 0.10 내지 6.50%, Ni: 1.50 내지 22.00%, Cr: 15.00 내지 26.00%, Mo: 0 내지 3.50%, Cu: 0 내지 3.50%, N: 0.005 내지 0.250%, Nb: 0 내지 0.80%, Ti: 0 내지 0.80%, V: 0 내지 1.00%, Zr: 0 내지 0.80%, Al: 0 내지 1.500%, B: 0 내지 0.010%, 희토류 원소와 Ca의 합계: 0 내지 0.060%, 잔부 Fe 및 불가피적 불순물로 이루어지고, 하기 (4)식으로 정의되는 A값이 20.0 이하인 화학 조성의 오스테나이트계 스테인리스강의 용강을 토출하는 동시에, 적어도 장변 방향 중앙 위치의 응고쉘 두께가 5 내지 10mm가 되는 깊이 영역에서의 응고쉘 근방의 용강에, 양쪽의 장변측에서 서로 역방향의 장변 방향 흐름이 발생하도록 전력을 인가하여 전자 교반(EMS)을 행하여, 하기 (1)식을 충족하도록 연속 주조 조건을 컨트롤하는, 오스테나이트계 스테인리스강 슬라브의 제조 방법.
   10<ΔT<50×F_EMS+10 … (1)
   단, ΔT 및 F_EMS는 각각 하기 (2)식 및 (3)식에 의해 표시된다.
   ΔT=T_L-T_S … (2)
   F_EMS=V_EMS×(0.18×V_C+0.71) … (3)
   여기에서, T_L은 장변 방향 1/4 위치 및 단변 방향 1/2 위치에서의 평균 탕면 깊이 20mm에서의 평균 용강 온도(℃), T_S는 당해 용강의 응고 개시 온도(℃), F_EMS는 교반 강도 지표, V_EMS는 전자 교반에 의해 부여되는 장변 방향 중앙 위치의 응고쉘 두께가 5 내지 10mm가 되는 깊이 영역의 장변 방향 평균 용강 유속(m/s), V_C는 주조 슬라브 길이 방향의 진행 속도에 상당하는 주조 속도(m/min)이다.
   A=3.647(Cr+Mo+1.5Si+0.5Nb)-2.603(Ni+30C+30N+0.5Mn)-32.377 … (4)
   여기에서 (4)식의 원소 기호의 개소에는 질량%로 표시되는 당해 원소의 함유량의 값이 대입된다.
2. 제1항에 있어서, 추가로 하기 (5)식도 충족하도록 연속 주조 조건을 컨트롤하는 오스테나이트계 스테인리스강 슬라브의 제조 방법.
   ΔT≤25 … (5)
3. 제1항에 있어서, 추가로 하기 (6)식도 충족하도록 연속 주조 조건을 컨트롤하는 오스테나이트계 스테인리스강 슬라브의 제조 방법.
   ΔT≤20 … (6)
4. 제1항 내지 제3항 중 어느 한 항에 있어서, 추가로 하기 (7)식도 충족하도록 연속 주조 조건을 컨트롤하는 오스테나이트계 스테인리스강 슬라브의 제조 방법.
   F_EMS≤0.50 … (7)
5. 제1항 내지 제3항 중 어느 한 항에 있어서, 추가로 하기 (8)식도 충족하도록 연속 주조 조건을 컨트롤하는 오스테나이트계 스테인리스강 슬라브의 제조 방법.
   F_EMS≤0.40 … (8)

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