JPH11179507A - 連続鋳造用鋳型の振動方法 - Google Patents
連続鋳造用鋳型の振動方法Info
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- JPH11179507A JPH11179507A JP34745197A JP34745197A JPH11179507A JP H11179507 A JPH11179507 A JP H11179507A JP 34745197 A JP34745197 A JP 34745197A JP 34745197 A JP34745197 A JP 34745197A JP H11179507 A JPH11179507 A JP H11179507A
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Abstract
(57)【要約】
【課題】 連続鋳造の際に発生する爪の深さを小さくし
製品の表面品質の改善を図る。 【解決手段】連続鋳造用鋳型に溶融金属を供給して該鋳
型の一端から鋳造鋳片を連続的に引き抜く鋳造操業を実
施するに当たり、該連続鋳造用鋳型を下記の条件に従い
振動させるようにする。 記 Ｄ＞ａ＋ｂ（１／ｆ）0.5 ＋ｃＬ−ｄΔＴ Ｄ：鋳片ストランドが最終製品になるまでに除去され
る、スラブ厚さ換算スケール厚さ（mm） ａ，ｂ，ｃ，ｄ：鋳造条件（鋼種、鋳片サイズ、モール
ドフラックスの物性、浸漬ノズルの使用条件）に依存す
る定数 【数１】
製品の表面品質の改善を図る。 【解決手段】連続鋳造用鋳型に溶融金属を供給して該鋳
型の一端から鋳造鋳片を連続的に引き抜く鋳造操業を実
施するに当たり、該連続鋳造用鋳型を下記の条件に従い
振動させるようにする。 記 Ｄ＞ａ＋ｂ（１／ｆ）0.5 ＋ｃＬ−ｄΔＴ Ｄ：鋳片ストランドが最終製品になるまでに除去され
る、スラブ厚さ換算スケール厚さ（mm） ａ，ｂ，ｃ，ｄ：鋳造条件（鋼種、鋳片サイズ、モール
ドフラックスの物性、浸漬ノズルの使用条件）に依存す
る定数 【数１】
Description
【０００１】
【産業上の利用分野】この発明は溶融金属の連続鋳造に
おいて、とくに鋳造鋳片の表面性状を、鋳造過程におい
て簡便な手法でもって改善しようとするものである。
おいて、とくに鋳造鋳片の表面性状を、鋳造過程におい
て簡便な手法でもって改善しようとするものである。
【０００２】近年、溶融金属の連続鋳造、とくに、鋼の
連続鋳造においては、省エネルギーの観点からホットチ
ャージ圧延 (ＨＣＲ) や直接圧延 (ＤＨＣＲ) が進めら
れている。ＨＣＲやＤＨＣＲを実施するに当たっての必
須の条件は、連続鋳造により得られた鋳造鋳片の表面や
その表皮下に、非金属介在物や表面偏析あるいはノロ噛
み等の欠陥がないことであり、そのためには、鋳型の振
動条件の変更や鋳型潤滑材の最適化、鋳型に電磁ブレー
キ装置を配置して該鋳型内における溶鋼の流動制御、あ
るいは鋳型内の溶鋼の湯面の制御性の改善を図る等、種
々の対策がなされていた。
連続鋳造においては、省エネルギーの観点からホットチ
ャージ圧延 (ＨＣＲ) や直接圧延 (ＤＨＣＲ) が進めら
れている。ＨＣＲやＤＨＣＲを実施するに当たっての必
須の条件は、連続鋳造により得られた鋳造鋳片の表面や
その表皮下に、非金属介在物や表面偏析あるいはノロ噛
み等の欠陥がないことであり、そのためには、鋳型の振
動条件の変更や鋳型潤滑材の最適化、鋳型に電磁ブレー
キ装置を配置して該鋳型内における溶鋼の流動制御、あ
るいは鋳型内の溶鋼の湯面の制御性の改善を図る等、種
々の対策がなされていた。
【０００３】ところで、連続鋳造においては、このよう
な対策を施しても実際のところは鋳造鋳片の表面欠陥を
完全に防止するまでには至っておらず、これに起因した
品質不良を伴うことがしばしばあった。このため、鋳造
鋳片について品質不良を伴うおそれがある場合には、Ｈ
ＣＲやＤＨＣＲの実施を避けて高温状態にある鋳造鋳片
を一たん冷却するか、あるいは高温のままでその表面を
スカーフィング (溶削) して予め表面欠陥を取り除く必
要があったけれども、かかる対策では鋳造鋳片の温度低
下によって熱が無駄になるだけでなく、スカーフィング
工程の追加等余計な作業工程が必要になること、また、
歩留り（良片歩留り：製品になった重量／鋳造鋳片の重
量）の低下が避けられず省エネルギーを本来の目的とす
るＨＣＲやＤＨＣＲによる効果が期待できない状況にあ
った。
な対策を施しても実際のところは鋳造鋳片の表面欠陥を
完全に防止するまでには至っておらず、これに起因した
品質不良を伴うことがしばしばあった。このため、鋳造
鋳片について品質不良を伴うおそれがある場合には、Ｈ
ＣＲやＤＨＣＲの実施を避けて高温状態にある鋳造鋳片
を一たん冷却するか、あるいは高温のままでその表面を
スカーフィング (溶削) して予め表面欠陥を取り除く必
要があったけれども、かかる対策では鋳造鋳片の温度低
下によって熱が無駄になるだけでなく、スカーフィング
工程の追加等余計な作業工程が必要になること、また、
歩留り（良片歩留り：製品になった重量／鋳造鋳片の重
量）の低下が避けられず省エネルギーを本来の目的とす
るＨＣＲやＤＨＣＲによる効果が期待できない状況にあ
った。
【０００４】最近では、炭素含有率が0.005 mass％以下
になる極低炭素鋼の鋳造において、オッシレーションマ
ーク部の直下の「爪」と称する凝固組織の不連続部に、
溶融金属中の非金属介在物やアルゴン気泡が鋳型内にお
いて浮上する過程で捕捉され、これが最終製品で表面欠
陥や内部欠陥になることが明らかになってきている。
になる極低炭素鋼の鋳造において、オッシレーションマ
ーク部の直下の「爪」と称する凝固組織の不連続部に、
溶融金属中の非金属介在物やアルゴン気泡が鋳型内にお
いて浮上する過程で捕捉され、これが最終製品で表面欠
陥や内部欠陥になることが明らかになってきている。
【０００５】爪の軽減対策としては、「鉄鋼協会編、鉄
と鋼、Vol.4,1994年,T165 」においてネガテイブスリト
ップ時間を減少させることが有効であることが報告され
ており、また、「材料とプロセス,Vol4.1991年,253. 日
本鉄鋼協会編」には鋳造温度を上昇させることが有効で
あることが、さらに、「Steelmaking Conf.Proc.,AIME
(1992),P409」にはメニスカスにおける溶鋼流速を図る
ことが有効であることが報告されており、とくに、鋳造
温度と溶鋼流速の影響が大きいと考えられていた。
と鋼、Vol.4,1994年,T165 」においてネガテイブスリト
ップ時間を減少させることが有効であることが報告され
ており、また、「材料とプロセス,Vol4.1991年,253. 日
本鉄鋼協会編」には鋳造温度を上昇させることが有効で
あることが、さらに、「Steelmaking Conf.Proc.,AIME
(1992),P409」にはメニスカスにおける溶鋼流速を図る
ことが有効であることが報告されており、とくに、鋳造
温度と溶鋼流速の影響が大きいと考えられていた。
【０００６】
【発明が解決しようとする課題】しかしながら、爪の深
さを小さくするために鋳造温度を上昇させた場合には、
精錬過程での熱負荷増大による耐火物の溶損を起こす問
題が生じたり、鋳造速度の増加時のブレークアウトの危
険性が高くなる一方、メニスカスにおける溶鋼流速の増
加はモールドフラックスを巻き込み鋳造鋳片の品質劣化
を招く原因になっていた。
さを小さくするために鋳造温度を上昇させた場合には、
精錬過程での熱負荷増大による耐火物の溶損を起こす問
題が生じたり、鋳造速度の増加時のブレークアウトの危
険性が高くなる一方、メニスカスにおける溶鋼流速の増
加はモールドフラックスを巻き込み鋳造鋳片の品質劣化
を招く原因になっていた。
【０００７】この発明の目的は、連続鋳造において生じ
ていた上述のような従来の問題を解決できる新規な鋳型
の振動方法を提案するところにある。
ていた上述のような従来の問題を解決できる新規な鋳型
の振動方法を提案するところにある。
【０００８】
【課題を解決するための手段】この発明は、連続鋳造用
鋳型に溶融金属を供給し該鋳型の一端から鋳造鋳片を連
続的に引き抜く鋳造操業を実施するに当たり、該連続鋳
造用鋳型を下記の条件に従い振動させることを特徴とす
る、溶融金属の連続鋳造方法である。 記 Ｄ＞ａ＋ｂ（１／ｆ）0.5 ＋ｃＬ−ｄΔＴ ここに、 Ｄ：鋳片ストランドが最終製品になるまでに除去され
る、スラブ厚さ換算スケール厚さ（mm） ａ，ｂ，ｃ，ｄ：鋳造条件（鋼種、鋳片サイズ、モール
ドフラックスの物性、浸漬ノズルの使用条件）に依存す
る定数
鋳型に溶融金属を供給し該鋳型の一端から鋳造鋳片を連
続的に引き抜く鋳造操業を実施するに当たり、該連続鋳
造用鋳型を下記の条件に従い振動させることを特徴とす
る、溶融金属の連続鋳造方法である。 記 Ｄ＞ａ＋ｂ（１／ｆ）0.5 ＋ｃＬ−ｄΔＴ ここに、 Ｄ：鋳片ストランドが最終製品になるまでに除去され
る、スラブ厚さ換算スケール厚さ（mm） ａ，ｂ，ｃ，ｄ：鋳造条件（鋼種、鋳片サイズ、モール
ドフラックスの物性、浸漬ノズルの使用条件）に依存す
る定数
【数２】
【０００９】
【発明の実施の形態】この発明においては、鋳片サイ
ズ、モールドフラックスの物性、浸漬ノズルの使用条件
が一定の場合の、爪深さに及ぼす鋳型の振動条件を種々
調査した結果、鋳造する溶融金属の固相温度を基準にし
たタンッデシュ内過熱度ΔＴを上昇させる以外に、鋳型
の１サイクル時間１／ｆが短く、かつ、下降している凝
固シェルを基準にした鋳型の最大下降距離Ｌ (mm) が小
さい程、鋳造鋳片のオッシレーションマーク直下で観察
される爪の深さが浅くなることを突き止めたのであり、
ここに、爪深さｔは下記式で表すことができる。
ズ、モールドフラックスの物性、浸漬ノズルの使用条件
が一定の場合の、爪深さに及ぼす鋳型の振動条件を種々
調査した結果、鋳造する溶融金属の固相温度を基準にし
たタンッデシュ内過熱度ΔＴを上昇させる以外に、鋳型
の１サイクル時間１／ｆが短く、かつ、下降している凝
固シェルを基準にした鋳型の最大下降距離Ｌ (mm) が小
さい程、鋳造鋳片のオッシレーションマーク直下で観察
される爪の深さが浅くなることを突き止めたのであり、
ここに、爪深さｔは下記式で表すことができる。
【００１０】 ｔ＝ａ＋ｂ（１／ｆ) 0.5 ＋ｃＬ＋−ｄΔＴ
【００１１】
【数３】
【００１２】さらに、これらの要因と爪深さとの関係を
重回帰解析して求めたパラメータの定数ａ〜ｄは一般的
な鋳造条件範囲、例えば極低炭素鋼、低炭素鋼、ＳＵＳ
３０４、ＳＵＳ４３０等の溶融金属を、Ｖc ＝0.8 〜2.
3 ｍ／min , Ｓ＝３〜８mm、ｆ＝７０〜１８５cpm 、Δ
Ｔ＝２５〜１２０度、浸漬ノズルの形状：下向き３５
度、浸漬深さ：２３０mmにおいて、それぞれ、ａ＝−
０. ３６、ｂ＝１４. １、ｃ＝０. １４５、ｄ＝０．０
０５となる。このようにして得た回帰式は、図１（ａ）
（ｂ）に比較して示すところからも明らかなように、従
来から提唱されているオッシレーションマーク深さのパ
ラメーターであるネガテイブストリップ時間（ｔn)より
も爪の深さと強い相関がある。
重回帰解析して求めたパラメータの定数ａ〜ｄは一般的
な鋳造条件範囲、例えば極低炭素鋼、低炭素鋼、ＳＵＳ
３０４、ＳＵＳ４３０等の溶融金属を、Ｖc ＝0.8 〜2.
3 ｍ／min , Ｓ＝３〜８mm、ｆ＝７０〜１８５cpm 、Δ
Ｔ＝２５〜１２０度、浸漬ノズルの形状：下向き３５
度、浸漬深さ：２３０mmにおいて、それぞれ、ａ＝−
０. ３６、ｂ＝１４. １、ｃ＝０. １４５、ｄ＝０．０
０５となる。このようにして得た回帰式は、図１（ａ）
（ｂ）に比較して示すところからも明らかなように、従
来から提唱されているオッシレーションマーク深さのパ
ラメーターであるネガテイブストリップ時間（ｔn)より
も爪の深さと強い相関がある。
【００１３】一方、鋳造鋳片の表層に存在する爪の深さ
が増すに従い、冷延鋼板の表面欠陥(脱酸生成物、モー
ルドフラックス、気泡等によるもの) は増加するが、爪
の深さを、加熱炉、焼鈍炉にて生成され、酸洗工程にて
除去される酸化スケールの総厚さ (換算のスケール厚
さ) Ｄ (mm）よりも浅くすることによって冷延鋼板の表
面欠陥を著しく軽減することが可能であり、そのために
は、下記式を満足するような鋳造条件を設定する必要が
あり、これによって製品の表面欠陥を効果的に軽減でき
ることになる。
が増すに従い、冷延鋼板の表面欠陥(脱酸生成物、モー
ルドフラックス、気泡等によるもの) は増加するが、爪
の深さを、加熱炉、焼鈍炉にて生成され、酸洗工程にて
除去される酸化スケールの総厚さ (換算のスケール厚
さ) Ｄ (mm）よりも浅くすることによって冷延鋼板の表
面欠陥を著しく軽減することが可能であり、そのために
は、下記式を満足するような鋳造条件を設定する必要が
あり、これによって製品の表面欠陥を効果的に軽減でき
ることになる。
【００１４】Ｄ＞ｔ＝ａ＋ｂ(1/f)0.5＋ｃＬ−ｄΔＴ
【００１５】ここに、定数ａ, ｂ, ｃおよびｄは鋳造条
件 (鋼種、鋳型の冷却条件、モールドフラックスの物
性、浸漬ノズル) が一定条件における、爪深さの測定結
果とこの発明による因子との重回帰分析から容易に求め
ることができ、Ｄについては、鋳造鋳片が最終製品にな
るまでの歩留りから計算すればよい。
件 (鋼種、鋳型の冷却条件、モールドフラックスの物
性、浸漬ノズル) が一定条件における、爪深さの測定結
果とこの発明による因子との重回帰分析から容易に求め
ることができ、Ｄについては、鋳造鋳片が最終製品にな
るまでの歩留りから計算すればよい。
【００１６】以上のことから、耐火物に負担をかけない
鋳造温度で、あるいは、モールドフラックスの巻き込み
が発生しないメニスカス溶鋼流速のもとで連続鋳造を行
うことによって爪の深さを小さくすることができる。
鋳造温度で、あるいは、モールドフラックスの巻き込み
が発生しないメニスカス溶鋼流速のもとで連続鋳造を行
うことによって爪の深さを小さくすることができる。
【００１７】
【実施例】Ｃ：０．００１５mass％ (以下単に％で記
す) 、Ｓｉ：０．０１％、Ｍｎ：０．０５％、Ｐ：０．
０３０％、Ｓ：０．００７％、Ａｌ：０．０３５％、Ｔ
ｉ：０．０３０％、Ｎｂ：０．００３％になる極低炭素
鋼 (固相温度１５２５℃) を、垂直長さが２. ３ｍにな
る垂直曲げ型の連続鋳造設備を用いて、モールドフラッ
クスの粘度：４poise(１３００℃) 、凝固温度：９８０
度、溶融金属のタンデッシュ内における温度：１５５５
℃〜１５６０℃、浸漬ノズル：２孔式で溶鋼噴流の吐出
角度が下向き２５°、浸漬深さが２３０mm、 鋳造速度
Ｖc ：２. ０ｍ／min 、鋳型振動におけるストローク
Ｓ：４mm、振動数ｆ：１６０cpm:として、幅１５６０m
m、厚さ２６０mmの鋳片スラブを鋳造し、次いで、ＨＣ
Ｒ (加熱炉への装入時の鋳片の表面温度：７５０〜８５
０℃、加熱温度：１１５０℃、在炉時間：１１０〜１３
０min ) を経て最終的に厚さ１. ５mmに冷間圧延し、得
られた冷延鋼板につき、その表面欠陥 (ヘゲ、スリーバ
ー等) の発生率 (＝欠陥発生長さ／コイル長さ×１０
０) を調査した (冷延コイルまでのスラブ換算のスケー
ル総厚さは０. ７mm、この発明に従う連続鋳造において
爪深さの推定値は０. ５８mm、定数ａは−０. ３６、ｂ
は１４. １、ｃは０. １４５、ｄは０．００５の値を採
用) 。
す) 、Ｓｉ：０．０１％、Ｍｎ：０．０５％、Ｐ：０．
０３０％、Ｓ：０．００７％、Ａｌ：０．０３５％、Ｔ
ｉ：０．０３０％、Ｎｂ：０．００３％になる極低炭素
鋼 (固相温度１５２５℃) を、垂直長さが２. ３ｍにな
る垂直曲げ型の連続鋳造設備を用いて、モールドフラッ
クスの粘度：４poise(１３００℃) 、凝固温度：９８０
度、溶融金属のタンデッシュ内における温度：１５５５
℃〜１５６０℃、浸漬ノズル：２孔式で溶鋼噴流の吐出
角度が下向き２５°、浸漬深さが２３０mm、 鋳造速度
Ｖc ：２. ０ｍ／min 、鋳型振動におけるストローク
Ｓ：４mm、振動数ｆ：１６０cpm:として、幅１５６０m
m、厚さ２６０mmの鋳片スラブを鋳造し、次いで、ＨＣ
Ｒ (加熱炉への装入時の鋳片の表面温度：７５０〜８５
０℃、加熱温度：１１５０℃、在炉時間：１１０〜１３
０min ) を経て最終的に厚さ１. ５mmに冷間圧延し、得
られた冷延鋼板につき、その表面欠陥 (ヘゲ、スリーバ
ー等) の発生率 (＝欠陥発生長さ／コイル長さ×１０
０) を調査した (冷延コイルまでのスラブ換算のスケー
ル総厚さは０. ７mm、この発明に従う連続鋳造において
爪深さの推定値は０. ５８mm、定数ａは−０. ３６、ｂ
は１４. １、ｃは０. １４５、ｄは０．００５の値を採
用) 。
【００１８】また、比較材についても同様の調査を行う
べく、従来の考え方である高温鋳造(鋳造温度：１５７
０℃) を基本としてブレークアウト防止の観点から鋳造
速度を最大１. ８ｍ／min 、鋳型振動のストロークＳを
７. ８mm、振動数ｆを１４０cpm に設定して連続鋳造を
行った。
べく、従来の考え方である高温鋳造(鋳造温度：１５７
０℃) を基本としてブレークアウト防止の観点から鋳造
速度を最大１. ８ｍ／min 、鋳型振動のストロークＳを
７. ８mm、振動数ｆを１４０cpm に設定して連続鋳造を
行った。
【００１９】その結果、この発明に従い鋳造した場合に
おいては冷延鋼板の表面欠陥発生率が０. ０８であった
のに対して、比較材においては０. ２５％であって、こ
の発明では製品の品質が格段に改善できることが確かめ
られた。また、この発明においては鋳造温度を約１０℃
程度低下させることができたので鋳造速度を０. ２ｍ／
min 程度増加させることができるようになり、生産性の
向上を図ることができた。
おいては冷延鋼板の表面欠陥発生率が０. ０８であった
のに対して、比較材においては０. ２５％であって、こ
の発明では製品の品質が格段に改善できることが確かめ
られた。また、この発明においては鋳造温度を約１０℃
程度低下させることができたので鋳造速度を０. ２ｍ／
min 程度増加させることができるようになり、生産性の
向上を図ることができた。
【００２０】
【発明の効果】この発明によれば、連続鋳造に際して従
来不可避であった表面欠陥を余計な工程を付加すること
なしに低減できるので、ＨＣＲ、あるいはＤＨＣＲのも
と無欠陥製品を安定的に製造できる。
来不可避であった表面欠陥を余計な工程を付加すること
なしに低減できるので、ＨＣＲ、あるいはＤＨＣＲのも
と無欠陥製品を安定的に製造できる。
【図１】(ａ) はこの発明で規定した条件と爪深さの関
係を示した図であり、 (ｂ) はネガティブストリップ時
間ｔn と爪深さの関係を示した図である。
係を示した図であり、 (ｂ) はネガティブストリップ時
間ｔn と爪深さの関係を示した図である。
Claims (1)
- 【請求項１】 連続鋳造用鋳型に溶融金属を供給して該
鋳型の一端から鋳造鋳片を連続的に引き抜く鋳造操業を
実施するに当たり、該連続鋳造用鋳型を下記の条件に従
い振動させることを特徴とする、溶融金属の連続鋳造方
法。 記 Ｄ＞ａ＋ｂ（１／ｆ）0.5 ＋ｃＬ−ｄΔＴ ここに、 Ｄ：鋳片ストランドが最終製品になるまでに除去され
る、スラブ厚さ換算スケール厚さ（mm） ａ，ｂ，ｃ，ｄ：鋳造条件（鋼種、鋳片サイズ、モール
ドフラックスの物性、浸漬ノズルの使用条件）に依存す
る定数 【数１】
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP34745197A JPH11179507A (ja) | 1997-12-17 | 1997-12-17 | 連続鋳造用鋳型の振動方法 |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP34745197A JPH11179507A (ja) | 1997-12-17 | 1997-12-17 | 連続鋳造用鋳型の振動方法 |
Publications (1)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPH11179507A true JPH11179507A (ja) | 1999-07-06 |
Family
ID=18390331
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP34745197A Withdrawn JPH11179507A (ja) | 1997-12-17 | 1997-12-17 | 連続鋳造用鋳型の振動方法 |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JPH11179507A (ja) |
Cited By (3)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JP2010120044A (ja) * | 2008-11-19 | 2010-06-03 | Jfe Steel Corp | 連続鋳造用鋳型の振動方法 |
| JP2010131628A (ja) * | 2008-12-04 | 2010-06-17 | Jfe Steel Corp | 連続鋳造用鋳型の振動方法 |
| US8673907B2 (en) | 2007-12-17 | 2014-03-18 | Astrazeneca Ab | Pharmaceutically acceptable salts of methyl (3-{ [[3-(6-amino- 2-butoxy-8-oxo-7,8-dihydro-9H-purin-9-yl) propyl] (3-morpholin-4-ylpropyl) amino] methyl }phenyl) acetate and their use in therapy |
-
1997
- 1997-12-17 JP JP34745197A patent/JPH11179507A/ja not_active Withdrawn
Cited By (3)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| US8673907B2 (en) | 2007-12-17 | 2014-03-18 | Astrazeneca Ab | Pharmaceutically acceptable salts of methyl (3-{ [[3-(6-amino- 2-butoxy-8-oxo-7,8-dihydro-9H-purin-9-yl) propyl] (3-morpholin-4-ylpropyl) amino] methyl }phenyl) acetate and their use in therapy |
| JP2010120044A (ja) * | 2008-11-19 | 2010-06-03 | Jfe Steel Corp | 連続鋳造用鋳型の振動方法 |
| JP2010131628A (ja) * | 2008-12-04 | 2010-06-17 | Jfe Steel Corp | 連続鋳造用鋳型の振動方法 |
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