JP2001179413A - 鋼の連続鋳造方法 - Google Patents
鋼の連続鋳造方法Info
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Abstract
(57)【要約】
【課題】亜包晶鋼などの鋼を高速で鋳造する場合に、表
面に縦割れの発生のない鋳片を得ることができる鋼の連
続鋳造方法の提供。 【解決手段】鋳型の冷却板内への入側と出側の冷却水の
温度差から、溶鋼側から冷却水側に向かう冷却板内の熱
流束Ｑ（ＭＷ／ｍ2 ）を求め、このＱが、下記（Ａ）式
を満足する条件で鋳造する方法。 Ｑ（ＭＷ／ｍ2 ）≦ｆ（Ｃ、Ｆ） ・・・（Ａ） ここで、ｆ（Ｃ、Ｆ）＝１３０×（Ｃ−０．１２）2 −
０．２Ｆ＋２．６、 Ｃ：鋳造する鋼のＣ含有率（質量％）、Ｆ：鋳型内の湯
面レベルの振幅（ｍｍ）
面に縦割れの発生のない鋳片を得ることができる鋼の連
続鋳造方法の提供。 【解決手段】鋳型の冷却板内への入側と出側の冷却水の
温度差から、溶鋼側から冷却水側に向かう冷却板内の熱
流束Ｑ（ＭＷ／ｍ2 ）を求め、このＱが、下記（Ａ）式
を満足する条件で鋳造する方法。 Ｑ（ＭＷ／ｍ2 ）≦ｆ（Ｃ、Ｆ） ・・・（Ａ） ここで、ｆ（Ｃ、Ｆ）＝１３０×（Ｃ−０．１２）2 −
０．２Ｆ＋２．６、 Ｃ：鋳造する鋼のＣ含有率（質量％）、Ｆ：鋳型内の湯
面レベルの振幅（ｍｍ）
Description
【０００１】
【発明の属する技術分野】本発明は、鋳片表面の縦割れ
の発生を防止できる鋼の連続鋳造方法に関する。
の発生を防止できる鋼の連続鋳造方法に関する。
【０００２】
【従来の技術】スラブ鋳片の連続鋳造においては、鋳片
品質の向上および生産性の確保などの観点から、通常１
５０〜３００ｍｍの厚さの鋳片が鋳造されている。この
ような厚さの鋳片では、速度１〜２ｍ／分で鋳造するの
が一般的である。
品質の向上および生産性の確保などの観点から、通常１
５０〜３００ｍｍの厚さの鋳片が鋳造されている。この
ような厚さの鋳片では、速度１〜２ｍ／分で鋳造するの
が一般的である。
【０００３】一方、近年、関連する設備の建設費および
要員の削減等の観点から、製品の厚さや形状により近い
４０〜１００ｍｍの厚さの薄鋳片を得る試みが進められ
ている。これら薄鋳片では、速度３〜５ｍ／分で鋳造す
るのが一般的である。
要員の削減等の観点から、製品の厚さや形状により近い
４０〜１００ｍｍの厚さの薄鋳片を得る試みが進められ
ている。これら薄鋳片では、速度３〜５ｍ／分で鋳造す
るのが一般的である。
【０００４】ところで、Ｃ含有率が０．０６５〜０．１
７質量％程度の、いわゆる亜包晶鋼では、鋳造速度が前
述の通常のスラブ鋳片の場合のように１〜２ｍ／分の比
較的遅い速度であっても、溶鋼が凝固する際の不均一凝
固にともなって、鋳片表面に縦割れが発生しやすいこと
はよく知られている。
７質量％程度の、いわゆる亜包晶鋼では、鋳造速度が前
述の通常のスラブ鋳片の場合のように１〜２ｍ／分の比
較的遅い速度であっても、溶鋼が凝固する際の不均一凝
固にともなって、鋳片表面に縦割れが発生しやすいこと
はよく知られている。
【０００５】また、亜包晶鋼以外のＣ含有率が０．０６
５質量％程度未満または０．１７質量％程度を超える鋼
でも、前述の薄鋳片の場合のように３〜５ｍ／分の比較
的速い速度では、鋳片表面に縦割れが発生しやすいこと
が知られている。
５質量％程度未満または０．１７質量％程度を超える鋼
でも、前述の薄鋳片の場合のように３〜５ｍ／分の比較
的速い速度では、鋳片表面に縦割れが発生しやすいこと
が知られている。
【０００６】鋳片表面の縦割れの発生の防止に関して、
特開平３−１９３２４８号公報では、モールドパウダー
にＺｒＯ2 、ＴｉＯ2 、Ｓｃ2 Ｏ3 、Ｙ2 Ｏ3 等のIII
Ａ族およびIV族の元素の酸化物を添加する方法、また、
特開平５−１５９５５号公報では、Ｔ．ＣａＯのＳｉＯ
2 に対する質量％の比「Ｔ．ＣａＯ／ＳｉＯ2 」を大き
くする方法などが提案されている。これらの方法は、い
ずれも溶融スラグ（モールドパウダの溶融したもの）の
冷却過程でより多くの結晶を析出させて鋳型内の鋳片を
緩冷却することにより、鋳片表面の縦割れの発生を防止
する方法である。
特開平３−１９３２４８号公報では、モールドパウダー
にＺｒＯ2 、ＴｉＯ2 、Ｓｃ2 Ｏ3 、Ｙ2 Ｏ3 等のIII
Ａ族およびIV族の元素の酸化物を添加する方法、また、
特開平５−１５９５５号公報では、Ｔ．ＣａＯのＳｉＯ
2 に対する質量％の比「Ｔ．ＣａＯ／ＳｉＯ2 」を大き
くする方法などが提案されている。これらの方法は、い
ずれも溶融スラグ（モールドパウダの溶融したもの）の
冷却過程でより多くの結晶を析出させて鋳型内の鋳片を
緩冷却することにより、鋳片表面の縦割れの発生を防止
する方法である。
【０００７】しかし、これら特開平３−１９３２４８号
公報や特開平５−１５９５５号公報で提案された方法で
も、亜包晶鋼を鋳造する場合やそれ以外の鋼を高速で鋳
造する場合に、鋳片表面の縦割れを完全に防止すること
は困難である。さらに、たとえば、上述のＴ．ＣａＯ／
ＳｉＯ2 を極端に大きくして、鋳型内の鋳片を緩冷却す
ることにより、鋳片表面の縦割れの発生を防止しようと
しても、鋳型内面と鋳片との間の潤滑性が悪くなるた
め、ブレークアウトが発生しやすくなるという問題があ
る。つまり、モールドパウダの改善だけで、鋳片表面の
縦割れの発生を防止するには限界がある。
公報や特開平５−１５９５５号公報で提案された方法で
も、亜包晶鋼を鋳造する場合やそれ以外の鋼を高速で鋳
造する場合に、鋳片表面の縦割れを完全に防止すること
は困難である。さらに、たとえば、上述のＴ．ＣａＯ／
ＳｉＯ2 を極端に大きくして、鋳型内の鋳片を緩冷却す
ることにより、鋳片表面の縦割れの発生を防止しようと
しても、鋳型内面と鋳片との間の潤滑性が悪くなるた
め、ブレークアウトが発生しやすくなるという問題があ
る。つまり、モールドパウダの改善だけで、鋳片表面の
縦割れの発生を防止するには限界がある。
【０００８】「鉄と鋼」ｖｏｌ．８３、（１９９７）Ｎ
ｏ．１１、ｐ．７０１には、鋳型の冷却板内の熱流束が
限界値を超えると、鋳片表面に縦割れが発生することが
開示されている。具体的には、亜包晶鋼などの中炭素鋼
においては、その熱流束が１．５ＭＷ／ｍ2 を、また低
炭素鋼においては、その熱流束が２ＭＷ／ｍ2 を、それ
ぞれ超えると鋳片表面に縦割れが発生しやすいことが開
示されている。つまり、鋳型の冷却板内の熱流束をある
限界値より小さくすることにより、鋳片表面の縦割れの
発生を防止する方法が開示されている。
ｏ．１１、ｐ．７０１には、鋳型の冷却板内の熱流束が
限界値を超えると、鋳片表面に縦割れが発生することが
開示されている。具体的には、亜包晶鋼などの中炭素鋼
においては、その熱流束が１．５ＭＷ／ｍ2 を、また低
炭素鋼においては、その熱流束が２ＭＷ／ｍ2 を、それ
ぞれ超えると鋳片表面に縦割れが発生しやすいことが開
示されている。つまり、鋳型の冷却板内の熱流束をある
限界値より小さくすることにより、鋳片表面の縦割れの
発生を防止する方法が開示されている。
【０００９】しかし、この方法では、鋳型内の湯面レベ
ル変動の大きさによっては、鋳片表面に縦割れの発生す
る場合がある。
ル変動の大きさによっては、鋳片表面に縦割れの発生す
る場合がある。
【００１０】
【発明が解決しようとする課題】本発明は、亜包晶鋼を
鋳造する場合やその他の鋼を高速で鋳造する場合でも、
鋳片表面に縦割れの発生がなく、良好な表面品質の鋳片
を得ることができる鋼の連続鋳造方法を提供することを
目的とする。
鋳造する場合やその他の鋼を高速で鋳造する場合でも、
鋳片表面に縦割れの発生がなく、良好な表面品質の鋳片
を得ることができる鋼の連続鋳造方法を提供することを
目的とする。
【００１１】
【課題を解決するための手段】本発明の要旨は、鋳型の
冷却板内への入側と出側の冷却水の温度差から、溶鋼側
から冷却水側に向かう冷却板内の熱流束Ｑ（ＭＷ／
ｍ2 ）を求め、このＱが、下記（Ａ）式を満足する条件
で鋳造する鋼の連続鋳造方法にある。
冷却板内への入側と出側の冷却水の温度差から、溶鋼側
から冷却水側に向かう冷却板内の熱流束Ｑ（ＭＷ／
ｍ2 ）を求め、このＱが、下記（Ａ）式を満足する条件
で鋳造する鋼の連続鋳造方法にある。
【００１２】 Ｑ（ＭＷ／ｍ2 ）≦ｆ（Ｃ、Ｆ） ・・・（Ａ） ここで、ｆ（Ｃ、Ｆ）＝１３０×（Ｃ−０．１２）2 −
０．２Ｆ＋２．６ Ｃ：鋳造する鋼のＣ含有率（質量％） Ｆ：鋳型内の湯面レベルの振幅（ｍｍ） 鋳型の冷却板内を溶鋼側から冷却水側に向かう熱流束Ｑ
とは、下記（Ｂ）式で定義される値である。
０．２Ｆ＋２．６ Ｃ：鋳造する鋼のＣ含有率（質量％） Ｆ：鋳型内の湯面レベルの振幅（ｍｍ） 鋳型の冷却板内を溶鋼側から冷却水側に向かう熱流束Ｑ
とは、下記（Ｂ）式で定義される値である。
【００１３】 Ｑ（Ｗ／ｍ2 ）＝（ΔＴ×Ｗ×Ｐ）／Ｓ ・・・（Ｂ） ここで、△Ｔ：冷却板内への入側と出側の冷却水の温度
差（Ｋ） Ｗ：冷却板内の冷却水の流量（ｋｇ／秒） Ｐ：冷却水の比熱(Ｊ/(Ｋ・ｋｇ）） Ｓ：鋳型の冷却板の表面積（ｍ2 )。
差（Ｋ） Ｗ：冷却板内の冷却水の流量（ｋｇ／秒） Ｐ：冷却水の比熱(Ｊ/(Ｋ・ｋｇ）） Ｓ：鋳型の冷却板の表面積（ｍ2 )。
【００１４】鋳型内の湯面レベルの振幅Ｆとは、次のこ
とを意味する。すなわち、鋳造中に鋳型内の溶鋼表面、
すなわち湯面レベルは通常上下方向に振動する。鋳造中
の１分間の湯面レベルの振幅の平均値を湯面レベルの振
幅Ｆとする。湯面レベルを測定する方法は、後述するよ
うに渦流レベル計を用いる方法が望ましい。また、測定
する位置は、鋳型短辺と浸漬ノズルから５０ｍｍ程度以
上離れ、かつ鋳型長辺から２０ｍｍ程度以上離れた鋳型
内の領域とするのが望ましい。浸漬ノズルの吐出孔から
の吐出流が湯面レベルに影響を及ぼしやすい鋳型内の領
域を避けるためである。
とを意味する。すなわち、鋳造中に鋳型内の溶鋼表面、
すなわち湯面レベルは通常上下方向に振動する。鋳造中
の１分間の湯面レベルの振幅の平均値を湯面レベルの振
幅Ｆとする。湯面レベルを測定する方法は、後述するよ
うに渦流レベル計を用いる方法が望ましい。また、測定
する位置は、鋳型短辺と浸漬ノズルから５０ｍｍ程度以
上離れ、かつ鋳型長辺から２０ｍｍ程度以上離れた鋳型
内の領域とするのが望ましい。浸漬ノズルの吐出孔から
の吐出流が湯面レベルに影響を及ぼしやすい鋳型内の領
域を避けるためである。
【００１５】本発明者らは、前述の本発明の課題を、下
記の知見に基づき、の対策を採ることにより解決し
た。
記の知見に基づき、の対策を採ることにより解決し
た。
【００１６】鋳型の冷却板内を溶鋼側から冷却水側に
向かう熱流束Ｑと鋳型内の湯面レベル変動とが鋳片表面
の縦割れの発生に及ぼす影響を検討した。その結果、縦
割れの発生は、鋼に特有の一定の限界の熱流束を超える
場合にだけ発生するのではないことがわかった。すなわ
ち、それぞれの鋼において、鋳型内の湯面レベルに対し
て、限界の熱流束があって、その限界の熱流束を超える
と縦割れが発生する。つまり、鋳型内の湯面レベルの振
幅が大きくなるとともに、その鋼の限界の熱流束は低下
する。これは、湯面レベルの振幅が大きいと、溶鋼が凝
固する際に、不均一凝固が助長されるため、鋳片表面に
縦割れが発生しやすくなることに起因する。
向かう熱流束Ｑと鋳型内の湯面レベル変動とが鋳片表面
の縦割れの発生に及ぼす影響を検討した。その結果、縦
割れの発生は、鋼に特有の一定の限界の熱流束を超える
場合にだけ発生するのではないことがわかった。すなわ
ち、それぞれの鋼において、鋳型内の湯面レベルに対し
て、限界の熱流束があって、その限界の熱流束を超える
と縦割れが発生する。つまり、鋳型内の湯面レベルの振
幅が大きくなるとともに、その鋼の限界の熱流束は低下
する。これは、湯面レベルの振幅が大きいと、溶鋼が凝
固する際に、不均一凝固が助長されるため、鋳片表面に
縦割れが発生しやすくなることに起因する。
【００１７】不均一凝固を防止するには、鋳型の冷却
板内への入側と出側の冷却水の温度差から求められる冷
却板内を溶鋼側から冷却水側に向かう熱流束Ｑ（ＭＷ／
ｍ2）の値が、上記（Ａ）式を満足する条件で鋳造すれ
ばよい。
板内への入側と出側の冷却水の温度差から求められる冷
却板内を溶鋼側から冷却水側に向かう熱流束Ｑ（ＭＷ／
ｍ2）の値が、上記（Ａ）式を満足する条件で鋳造すれ
ばよい。
【００１８】図１は、鋳型内の湯面レベルの振幅と鋳型
の冷却板内の熱流束とが鋳片表面の縦割れの発生に及ぼ
す影響を示す図である。垂直部長さ１．５ｍ、湾曲半径
３．５ｍの垂直曲げ型連続鋳造機を用い、厚さ９０ｍ
ｍ、幅１２００ｍｍの鋳片を鋳造した。後述する表１に
示すＣ含有率０．０５質量％の低炭素鋼、０．１０質量
％の亜包晶鋼および０．２０質量％の中炭素鋼を用い、
それぞれ５ｍ／分の速度で鋳造したときの結果を示す。
の冷却板内の熱流束とが鋳片表面の縦割れの発生に及ぼ
す影響を示す図である。垂直部長さ１．５ｍ、湾曲半径
３．５ｍの垂直曲げ型連続鋳造機を用い、厚さ９０ｍ
ｍ、幅１２００ｍｍの鋳片を鋳造した。後述する表１に
示すＣ含有率０．０５質量％の低炭素鋼、０．１０質量
％の亜包晶鋼および０．２０質量％の中炭素鋼を用い、
それぞれ５ｍ／分の速度で鋳造したときの結果を示す。
【００１９】図２は、図１に示した実験結果を基に、縦
軸を限界の熱流束、横軸をＣ含有率として、両者の関係
を示した図である。この図中に示す曲線が前述のｆ
（Ｃ、Ｆ）式を示す曲線である。
軸を限界の熱流束、横軸をＣ含有率として、両者の関係
を示した図である。この図中に示す曲線が前述のｆ
（Ｃ、Ｆ）式を示す曲線である。
【００２０】図１および図２に示すように、それぞれの
鋼において、湯面レベルの振幅に応じた限界の熱流束の
値以下の条件で鋳造すれば、鋳片表面の縦割れの発生を
防止できることがわかる。
鋼において、湯面レベルの振幅に応じた限界の熱流束の
値以下の条件で鋳造すれば、鋳片表面の縦割れの発生を
防止できることがわかる。
【００２１】
【発明の実施の形態】本発明の方法では、鋳造する鋼に
対応して、鋳造中の鋳型内の湯面レベル変動量の大きさ
に応じて、鋳型の冷却板内を溶鋼側から冷却水側に向か
う熱流束を調整することにより、鋳片表面の縦割れの発
生を防止する。
対応して、鋳造中の鋳型内の湯面レベル変動量の大きさ
に応じて、鋳型の冷却板内を溶鋼側から冷却水側に向か
う熱流束を調整することにより、鋳片表面の縦割れの発
生を防止する。
【００２２】鋳型内の湯面レベル変動を測定する方法と
して、通常用いられているラジオアイソトープを使用す
る方法、γ線強度を計測する方法、または渦流レベル計
を使用する方法を用いることができる。湯面レベル変動
に対する計器の応答の速さの観点からは、渦流レベル計
を用いるのが望ましい。
して、通常用いられているラジオアイソトープを使用す
る方法、γ線強度を計測する方法、または渦流レベル計
を使用する方法を用いることができる。湯面レベル変動
に対する計器の応答の速さの観点からは、渦流レベル計
を用いるのが望ましい。
【００２３】鋳型の冷却板内を溶鋼側から冷却水側に向
かう熱流束を調整する方法のうち、下記の（イ）〜
（ニ）は、鋳造中の条件の変更、調整ができないか、ま
たは、鋳造中の早急な条件の変更が困難な方法である。
鋳造中に調整できるのは、下記の（ホ）および（ヘ）の
方法である。
かう熱流束を調整する方法のうち、下記の（イ）〜
（ニ）は、鋳造中の条件の変更、調整ができないか、ま
たは、鋳造中の早急な条件の変更が困難な方法である。
鋳造中に調整できるのは、下記の（ホ）および（ヘ）の
方法である。
【００２４】（イ）冷却板用に、通常用いられる銅や銅
合金、またはその他の材質を用いる方法 （ロ）冷却板内に設ける冷却水の通水路の横断面サイズ
や個数を調整する方法 （ハ）冷却水の通水路に通水する冷却水量を調整する方
法 （ニ）冷却板内への入側の冷却水の温度を調整する方法 （ホ）鋳型内に添加するモールドパウダの冷却能を調整
する方法 （ヘ）鋳造速度を調整する方法。
合金、またはその他の材質を用いる方法 （ロ）冷却板内に設ける冷却水の通水路の横断面サイズ
や個数を調整する方法 （ハ）冷却水の通水路に通水する冷却水量を調整する方
法 （ニ）冷却板内への入側の冷却水の温度を調整する方法 （ホ）鋳型内に添加するモールドパウダの冷却能を調整
する方法 （ヘ）鋳造速度を調整する方法。
【００２５】まず、鋳造中に調整できる（ホ）および
（ヘ）の方法を説明する。上記（ホ）のモールドパウダ
の冷却能を調整する方法については、鋳型内面と鋳片と
の間の潤滑性を悪くしない程度の範囲内で、すなわち、
ブレークアウトを発生させない範囲で、Ｔ．ＣａＯのＳ
ｉＯ2 に対する質量％の比、すなわち「Ｔ．ＣａＯ／Ｓ
ｉＯ2 」を大きくしたり、または、凝固点を高くしたモ
ールドパウダを用いるのがよい。これにより、モールド
パウダによる鋳型内の鋳片の冷却能を低下させること、
すなわち、鋳型内の鋳片を緩冷却することができるの
で、鋳片表面の縦割れの発生を防止できる。Ｔ．ＣａＯ
とは、モールドパウダ中のＣａ分を全てＣａＯに換算し
た値を意味する。たとえば、モールドパウダ中に配合し
たＣａＦ2 中のＣａ分も、ＣａＯに換算して合計した値
を意味する。
（ヘ）の方法を説明する。上記（ホ）のモールドパウダ
の冷却能を調整する方法については、鋳型内面と鋳片と
の間の潤滑性を悪くしない程度の範囲内で、すなわち、
ブレークアウトを発生させない範囲で、Ｔ．ＣａＯのＳ
ｉＯ2 に対する質量％の比、すなわち「Ｔ．ＣａＯ／Ｓ
ｉＯ2 」を大きくしたり、または、凝固点を高くしたモ
ールドパウダを用いるのがよい。これにより、モールド
パウダによる鋳型内の鋳片の冷却能を低下させること、
すなわち、鋳型内の鋳片を緩冷却することができるの
で、鋳片表面の縦割れの発生を防止できる。Ｔ．ＣａＯ
とは、モールドパウダ中のＣａ分を全てＣａＯに換算し
た値を意味する。たとえば、モールドパウダ中に配合し
たＣａＦ2 中のＣａ分も、ＣａＯに換算して合計した値
を意味する。
【００２６】上記（ヘ）の鋳造速度を調整する方法は、
冷却板内の熱流束の調整に即効性があり、また効果的で
ある。鋳型内の湯面レベル変動量が大きくなった場合に
は、前述の（Ａ）式を満足するように、鋳造速度を低下
させることにより、熱流束を低下させる。
冷却板内の熱流束の調整に即効性があり、また効果的で
ある。鋳型内の湯面レベル変動量が大きくなった場合に
は、前述の（Ａ）式を満足するように、鋳造速度を低下
させることにより、熱流束を低下させる。
【００２７】この際に、（Ａ）式を満足する範囲内の熱
流束で、それぞれの上限に近い熱流束の値となるよう
に、鋳造速度を調整するのが望ましい。つまり、鋳造速
度を低下させすぎないのが望ましい。これにより、生産
性を確保しながら、表面に縦割れの発生がなく、良好な
表面品質の鋳片が得られる。
流束で、それぞれの上限に近い熱流束の値となるよう
に、鋳造速度を調整するのが望ましい。つまり、鋳造速
度を低下させすぎないのが望ましい。これにより、生産
性を確保しながら、表面に縦割れの発生がなく、良好な
表面品質の鋳片が得られる。
【００２８】次に、鋳造中の条件の変更、調整が困難の
ため、鋳造開始前に調整する上記（イ）〜（ニ）の方法
を説明する。
ため、鋳造開始前に調整する上記（イ）〜（ニ）の方法
を説明する。
【００２９】鋳造開始前に冷却板内の熱流束を調整する
方法として、上記（イ）の冷却板用の材質を調整する方
法については、たとえば、熱伝導率の低い銅、銅合金、
またはその他の材料を選択することにより、冷却板内の
熱流束を低下させることができる。
方法として、上記（イ）の冷却板用の材質を調整する方
法については、たとえば、熱伝導率の低い銅、銅合金、
またはその他の材料を選択することにより、冷却板内の
熱流束を低下させることができる。
【００３０】また、上記（ロ）、（ハ）および（ニ）の
冷却板内に設ける冷却水の通水路の大きさ、冷却水量お
よび冷却水の温度を調整するそれぞれの方法について
は、たとえば、通水路の横断面積を大きくしたり、冷却
水量を少なくしたり、または、入側の冷却水の温度を高
くすることによって、冷却板内の熱流束を低下させるこ
とができる。
冷却板内に設ける冷却水の通水路の大きさ、冷却水量お
よび冷却水の温度を調整するそれぞれの方法について
は、たとえば、通水路の横断面積を大きくしたり、冷却
水量を少なくしたり、または、入側の冷却水の温度を高
くすることによって、冷却板内の熱流束を低下させるこ
とができる。
【００３１】鋳造開始前に上記（イ）〜（ニ）を調整す
るとともに、鋳造中に前述の（ヘ）で記載の方法を実施
することにより、鋳造速度の低下を抑制することができ
る。したがって、生産性の低下をより抑制できる。
るとともに、鋳造中に前述の（ヘ）で記載の方法を実施
することにより、鋳造速度の低下を抑制することができ
る。したがって、生産性の低下をより抑制できる。
【００３２】
【実施例】垂直部長さ１．５ｍ、湾曲半径３．５ｍの垂
直曲げ型連続鋳造機を用い、厚さ９０ｍｍ、幅１２００
ｍｍの鋳片を鋳造した。用いた鋼を表１に示す。
直曲げ型連続鋳造機を用い、厚さ９０ｍｍ、幅１２００
ｍｍの鋳片を鋳造した。用いた鋼を表１に示す。
【００３３】
【表１】
【００３４】各試験では、１ヒート約８０ｔｏｎを鋳造
した。鋳造速度は、鋼Ｂの亜包晶鋼については当初３ｍ
／分、それ以外の鋼については当初５ｍ／分とした。用
いたモールドパウダの化学組成を表２に示す。鋳造中に
鋳型内の湯面レベル変動量を渦流レベル計を用いて測定
した。湯面レベルの測定位置は、鋳型の幅の１／４、鋳
型の厚さの１／２の一方の位置とした。試験中に湯面レ
ベル変動量が大きくなった場合には、本発明例の試験で
は、鋳造速度を低下させるか、または、鋳型内に添加す
るモールドパウダを変更した。比較例の試験では、湯面
レベル変動量が大きくなっても、とくに、鋳造速度やモ
ールドパウダを変更しなかった。
した。鋳造速度は、鋼Ｂの亜包晶鋼については当初３ｍ
／分、それ以外の鋼については当初５ｍ／分とした。用
いたモールドパウダの化学組成を表２に示す。鋳造中に
鋳型内の湯面レベル変動量を渦流レベル計を用いて測定
した。湯面レベルの測定位置は、鋳型の幅の１／４、鋳
型の厚さの１／２の一方の位置とした。試験中に湯面レ
ベル変動量が大きくなった場合には、本発明例の試験で
は、鋳造速度を低下させるか、または、鋳型内に添加す
るモールドパウダを変更した。比較例の試験では、湯面
レベル変動量が大きくなっても、とくに、鋳造速度やモ
ールドパウダを変更しなかった。
【００３５】
【表２】
【００３６】各試験では、長さ１０ｍの鋳片サンプルを
採取した。その際、鋳造速度やモールドパウダを変更し
た場合には、その変更前後での長さ１０ｍの鋳片サンプ
ルを採取した。
採取した。その際、鋳造速度やモールドパウダを変更し
た場合には、その変更前後での長さ１０ｍの鋳片サンプ
ルを採取した。
【００３７】鋳片表面を目視で観察し、縦割れの発生状
況を評価した。鋳造したままの鋳片表面を目視で観察す
るので、長さが５０ｍｍ程度以上の縦割れを主として観
察している。評価Ａは、縦割れが発生していないか、極
わずかしか発生していないもの、評価Ｂは、縦割れが１
０個程度発生しているが、縦割れの疵深さが浅いもの、
評価Ｃは、深い縦割れが発生しているか、または、縦割
れが著しく多く発生しているものとした。各試験条件と
各試験結果を表３に示す。
況を評価した。鋳造したままの鋳片表面を目視で観察す
るので、長さが５０ｍｍ程度以上の縦割れを主として観
察している。評価Ａは、縦割れが発生していないか、極
わずかしか発生していないもの、評価Ｂは、縦割れが１
０個程度発生しているが、縦割れの疵深さが浅いもの、
評価Ｃは、深い縦割れが発生しているか、または、縦割
れが著しく多く発生しているものとした。各試験条件と
各試験結果を表３に示す。
【００３８】
【表３】
【００３９】試験Ｎｏ．１、Ｎｏ．２および試験Ｎｏ．
３では、亜包晶鋼の鋼Ｂを、モールドパウダｂを用い
て、３ｍ／分の速度でそれぞれ鋳造した。いずれも、鋳
造当初の湯面レベルの振幅Ｆは８ｍｍであったが、途中
で１４ｍｍとなり、振幅が大きくなった。これに伴っ
て、前述のｆ（Ｃ、Ｆ）式で求まるこの鋼の限界熱流束
は１．８ＭＷ／ｍ2 から１．２ＭＷ／ｍ2 に低下した。
３では、亜包晶鋼の鋼Ｂを、モールドパウダｂを用い
て、３ｍ／分の速度でそれぞれ鋳造した。いずれも、鋳
造当初の湯面レベルの振幅Ｆは８ｍｍであったが、途中
で１４ｍｍとなり、振幅が大きくなった。これに伴っ
て、前述のｆ（Ｃ、Ｆ）式で求まるこの鋼の限界熱流束
は１．８ＭＷ／ｍ2 から１．２ＭＷ／ｍ2 に低下した。
【００４０】試験Ｎｏ．１では、湯面レベルの振幅が大
きくなってから、鋳造速度を２．５ｍ／分に低下させ
た。このため、鋳型の冷却板内の熱流束が１．６ＭＷ／
ｍ2 から１．１ＭＷ／ｍ2 に低下した。鋳型の冷却板内
の熱流束をこの鋼の限界の熱流束より低くできたので、
鋳片表面に縦割れは、鋳造速度を低下させる前の評価Ｂ
から評価Ａとなり、鋳片表面に縦割れは発生しなかっ
た。
きくなってから、鋳造速度を２．５ｍ／分に低下させ
た。このため、鋳型の冷却板内の熱流束が１．６ＭＷ／
ｍ2 から１．１ＭＷ／ｍ2 に低下した。鋳型の冷却板内
の熱流束をこの鋼の限界の熱流束より低くできたので、
鋳片表面に縦割れは、鋳造速度を低下させる前の評価Ｂ
から評価Ａとなり、鋳片表面に縦割れは発生しなかっ
た。
【００４１】試験Ｎｏ．２では、湯面レベルの振幅が大
きくなってから、鋳型内に添加するモールドパウダを
Ｔ．ＣａＯのＳｉＯ2 に対する質量％の比Ｔ．ＣａＯ／
ＳｉＯ2 が１．２であるパウダに変更した。当初のパウ
ダの比Ｔ．ＣａＯ／ＳｉＯ2 は１．１であり、パウダを
変更することによって、鋳型内の冷却板の熱流束を１．
６ＭＷ／ｍ2 から１．２ＭＷ／ｍ2 に低下することがで
きた。そのため、鋳型の冷却板内の熱流束をこの鋼の限
界の熱流束より低くできたので、鋳片表面に縦割れは、
モールドパウダを変更する前の評価Ｂから評価Ａとな
り、鋳片表面に縦割れは発生しなかった。
きくなってから、鋳型内に添加するモールドパウダを
Ｔ．ＣａＯのＳｉＯ2 に対する質量％の比Ｔ．ＣａＯ／
ＳｉＯ2 が１．２であるパウダに変更した。当初のパウ
ダの比Ｔ．ＣａＯ／ＳｉＯ2 は１．１であり、パウダを
変更することによって、鋳型内の冷却板の熱流束を１．
６ＭＷ／ｍ2 から１．２ＭＷ／ｍ2 に低下することがで
きた。そのため、鋳型の冷却板内の熱流束をこの鋼の限
界の熱流束より低くできたので、鋳片表面に縦割れは、
モールドパウダを変更する前の評価Ｂから評価Ａとな
り、鋳片表面に縦割れは発生しなかった。
【００４２】試験Ｎｏ．３では、湯面レベルの振幅が大
きくなってからも、とくに対策は実施しなかった。その
ため、鋳型の冷却板内の熱流束は当初の１．６ＭＷ／ｍ
2 のままであり、一方、この鋼の限界の熱流束は１．２
ＭＷ／ｍ2 に低下しているので、鋳型の冷却板内の熱流
束が限界の熱流束を超えた。そのため、鋳片表面に縦割
れは、湯面レベルの振幅が大きくなる前の評価Ｂから評
価Ｃとなり、鋳片表面に縦割れが著しく発生した。
きくなってからも、とくに対策は実施しなかった。その
ため、鋳型の冷却板内の熱流束は当初の１．６ＭＷ／ｍ
2 のままであり、一方、この鋼の限界の熱流束は１．２
ＭＷ／ｍ2 に低下しているので、鋳型の冷却板内の熱流
束が限界の熱流束を超えた。そのため、鋳片表面に縦割
れは、湯面レベルの振幅が大きくなる前の評価Ｂから評
価Ｃとなり、鋳片表面に縦割れが著しく発生した。
【００４３】試験Ｎｏ．４、Ｎｏ．５および試験Ｎｏ．
６では、低炭素鋼の鋼Ａを、モールドパウダａを用い
て、５ｍ／分の速度でそれぞれ鋳造した。いずれも、鋳
造当初の湯面レベルの振幅は８ｍｍであったが、途中で
１４ｍｍとなり、振幅が大きくなった。これに伴って、
この鋼の限界熱流束は２．３ＭＷ／ｍ2 から１．７ＭＷ
／ｍ2 に低下した。
６では、低炭素鋼の鋼Ａを、モールドパウダａを用い
て、５ｍ／分の速度でそれぞれ鋳造した。いずれも、鋳
造当初の湯面レベルの振幅は８ｍｍであったが、途中で
１４ｍｍとなり、振幅が大きくなった。これに伴って、
この鋼の限界熱流束は２．３ＭＷ／ｍ2 から１．７ＭＷ
／ｍ2 に低下した。
【００４４】試験Ｎｏ．４では、湯面レベルの振幅が大
きくなってから、鋳造速度を低下させたので、鋳造速度
変更後は、鋳片表面の縦割れの評価はＡで、鋳片表面に
縦割れは発生しなかった。
きくなってから、鋳造速度を低下させたので、鋳造速度
変更後は、鋳片表面の縦割れの評価はＡで、鋳片表面に
縦割れは発生しなかった。
【００４５】試験Ｎｏ．５では、湯面レベルの振幅が大
きくなってから、鋳型内に添加するモールドパウダを変
更し、当初のパウダの比Ｔ．ＣａＯ／ＳｉＯ2 より高く
したモールドパウダに変更した。そのため、モールドパ
ウダ変更後は、鋳片表面の縦割れの評価はＡで、鋳片表
面に縦割れは発生しなかった。
きくなってから、鋳型内に添加するモールドパウダを変
更し、当初のパウダの比Ｔ．ＣａＯ／ＳｉＯ2 より高く
したモールドパウダに変更した。そのため、モールドパ
ウダ変更後は、鋳片表面の縦割れの評価はＡで、鋳片表
面に縦割れは発生しなかった。
【００４６】試験Ｎｏ．６では、湯面レベルの振幅が大
きくなってからも、とくに対策は実施しなかった。その
ため、鋳型の冷却板内の熱流束が限界の熱流束を超え、
鋳片表面に縦割れは、湯面レベルの振幅が大きくなる前
の評価Ｂから評価Ｃとなり、鋳片表面に縦割れが著しく
発生した。
きくなってからも、とくに対策は実施しなかった。その
ため、鋳型の冷却板内の熱流束が限界の熱流束を超え、
鋳片表面に縦割れは、湯面レベルの振幅が大きくなる前
の評価Ｂから評価Ｃとなり、鋳片表面に縦割れが著しく
発生した。
【００４７】試験Ｎｏ．７、Ｎｏ．８および試験Ｎｏ．
９では、中炭素鋼の鋼Ｃを、モールドパウダｂを用い
て、５ｍ／分の速度でそれぞれ鋳造した。いずれも、鋳
造当初の湯面レベルの振幅は８ｍｍであったが、途中で
１４ｍｍとなり、振幅が大きくなった。これに伴って、
この鋼の限界熱流束は２．３ＭＷ／ｍ2 から１．７ＭＷ
／ｍ2 に低下した。
９では、中炭素鋼の鋼Ｃを、モールドパウダｂを用い
て、５ｍ／分の速度でそれぞれ鋳造した。いずれも、鋳
造当初の湯面レベルの振幅は８ｍｍであったが、途中で
１４ｍｍとなり、振幅が大きくなった。これに伴って、
この鋼の限界熱流束は２．３ＭＷ／ｍ2 から１．７ＭＷ
／ｍ2 に低下した。
【００４８】試験Ｎｏ．７では、湯面レベルの振幅が大
きくなってから、鋳造速度を３．５ｍ／分に低下させ
た。このため、試験Ｎｏ．１およびＮｏ．３と同じよう
に、鋳型の冷却板内の熱流束をこの鋼の限界の熱流束よ
り低くできた。そのため、鋳造速度変更後は、鋳片表面
の縦割れの評価はＡで、鋳片表面に縦割れは発生しなか
った。
きくなってから、鋳造速度を３．５ｍ／分に低下させ
た。このため、試験Ｎｏ．１およびＮｏ．３と同じよう
に、鋳型の冷却板内の熱流束をこの鋼の限界の熱流束よ
り低くできた。そのため、鋳造速度変更後は、鋳片表面
の縦割れの評価はＡで、鋳片表面に縦割れは発生しなか
った。
【００４９】試験Ｎｏ．８では、湯面レベルの振幅が大
きくなってから、鋳型内に添加するモールドパウダを
Ｔ．ＣａＯのＳｉＯ2 に対する質量％の比Ｔ．ＣａＯ／
ＳｉＯ2 が１．２であるパウダに変更した。そのため、
試験Ｎｏ．２およびＮｏ．４と同じように、鋳型の冷却
板内の熱流束をこの鋼の限界の熱流束より低くできた。
そのため、鋳造速度変更後は、鋳片表面の縦割れの評価
はＡで、鋳片表面に縦割れは発生しなかった。
きくなってから、鋳型内に添加するモールドパウダを
Ｔ．ＣａＯのＳｉＯ2 に対する質量％の比Ｔ．ＣａＯ／
ＳｉＯ2 が１．２であるパウダに変更した。そのため、
試験Ｎｏ．２およびＮｏ．４と同じように、鋳型の冷却
板内の熱流束をこの鋼の限界の熱流束より低くできた。
そのため、鋳造速度変更後は、鋳片表面の縦割れの評価
はＡで、鋳片表面に縦割れは発生しなかった。
【００５０】試験Ｎｏ．９では、湯面レベルの振幅が大
きくなってからも、とくに対策は実施しなかった。その
ため、試験Ｎｏ．３およびＮｏ．６の際と同じように、
鋳型の冷却板内の熱流束がこの鋼の限界の熱流束を超え
たため、鋳片表面に縦割れが著しく発生し評価はＣであ
った。
きくなってからも、とくに対策は実施しなかった。その
ため、試験Ｎｏ．３およびＮｏ．６の際と同じように、
鋳型の冷却板内の熱流束がこの鋼の限界の熱流束を超え
たため、鋳片表面に縦割れが著しく発生し評価はＣであ
った。
【００５１】
【発明の効果】本発明の方法の適用により、亜包晶鋼を
鋳造する際やその他の鋼を高速で鋳造する際に、鋳片表
面に縦割れの発生がなく、良好な表面品質の鋳片を得る
ことができる。
鋳造する際やその他の鋼を高速で鋳造する際に、鋳片表
面に縦割れの発生がなく、良好な表面品質の鋳片を得る
ことができる。
【００５２】さらに、湯面レベルの振幅に応じて、たと
えば鋳造速度を適度に低下させることにより、生産性を
著しく低下させることなく、鋳片表面の縦割れの発生を
防止できる。また、Ｔ．ＣａＯのＳｉＯ2 に対する質量
％の比Ｔ．ＣａＯ／ＳｉＯ2を過度に大きくしたりしな
いので、鋳型内面と鋳片との間の潤滑性を確保でき、ブ
レークアウトの発生を防止しつつ、鋳片表面の縦割れの
発生を防止できる。
えば鋳造速度を適度に低下させることにより、生産性を
著しく低下させることなく、鋳片表面の縦割れの発生を
防止できる。また、Ｔ．ＣａＯのＳｉＯ2 に対する質量
％の比Ｔ．ＣａＯ／ＳｉＯ2を過度に大きくしたりしな
いので、鋳型内面と鋳片との間の潤滑性を確保でき、ブ
レークアウトの発生を防止しつつ、鋳片表面の縦割れの
発生を防止できる。
【図１】鋳型内の湯面レベルの振幅と鋳型の冷却板内の
熱流束とが鋳片表面の縦割れの発生に及ぼす影響を示す
図である。
熱流束とが鋳片表面の縦割れの発生に及ぼす影響を示す
図である。
【図２】図１に示した実験結果に関し、縦軸を限界の熱
流束、横軸を鋼のＣ含有率で示した図である。
流束、横軸を鋼のＣ含有率で示した図である。
フロントページの続き (72)発明者 原 昌司 大阪府大阪市中央区北浜４丁目５番33号住 友金属工業株式会社内 (72)発明者 村上 敏彦 大阪府大阪市中央区北浜４丁目５番33号住 友金属工業株式会社内 (72)発明者 花尾 方史 大阪府大阪市中央区北浜４丁目５番33号住 友金属工業株式会社内 Ｆターム(参考） 4E004 MC13 PA04
Claims (1)
- 【請求項１】鋳型の冷却板内への入側と出側の冷却水の
温度差から、溶鋼側から冷却水側に向かう冷却板内の熱
流束Ｑ（ＭＷ／ｍ2 ）を求め、このＱが、下記（Ａ）式
を満足する条件で鋳造することを特徴とする鋼の連続鋳
造方法。 Ｑ（ＭＷ／ｍ2 ）≦ｆ（Ｃ、Ｆ） ・・・（Ａ） ここで、ｆ（Ｃ、Ｆ）＝１３０×（Ｃ−０．１２）2 −
０．２Ｆ＋２．６ Ｃ：鋳造する鋼のＣ含有率（質量％） Ｆ：鋳型内の湯面レベルの振幅（ｍｍ）
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP35996799A JP2001179413A (ja) | 1999-12-17 | 1999-12-17 | 鋼の連続鋳造方法 |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP35996799A JP2001179413A (ja) | 1999-12-17 | 1999-12-17 | 鋼の連続鋳造方法 |
Publications (1)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JP2001179413A true JP2001179413A (ja) | 2001-07-03 |
Family
ID=18467224
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP35996799A Pending JP2001179413A (ja) | 1999-12-17 | 1999-12-17 | 鋼の連続鋳造方法 |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JP2001179413A (ja) |
Cited By (4)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JP2007160347A (ja) * | 2005-12-13 | 2007-06-28 | Mishima Kosan Co Ltd | 連続鋳造方法及びこの方法を適用した連続鋳造用鋳型 |
| JP2007289977A (ja) * | 2006-04-21 | 2007-11-08 | Jfe Steel Kk | 連続鋳造の鋳型内溶湯温度の推定方法及び装置 |
| CN106903280A (zh) * | 2015-12-23 | 2017-06-30 | 本钢板材股份有限公司 | 一种薄板坯连铸的耐侯钢生产方法 |
| CN113198995A (zh) * | 2021-04-25 | 2021-08-03 | 芜湖新兴铸管有限责任公司 | 一种包晶钢连铸坯凹陷改善控制方法 |
-
1999
- 1999-12-17 JP JP35996799A patent/JP2001179413A/ja active Pending
Cited By (5)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JP2007160347A (ja) * | 2005-12-13 | 2007-06-28 | Mishima Kosan Co Ltd | 連続鋳造方法及びこの方法を適用した連続鋳造用鋳型 |
| JP2007289977A (ja) * | 2006-04-21 | 2007-11-08 | Jfe Steel Kk | 連続鋳造の鋳型内溶湯温度の推定方法及び装置 |
| JP4501892B2 (ja) * | 2006-04-21 | 2010-07-14 | Ｊｆｅスチール株式会社 | 連続鋳造の鋳型内溶湯温度の推定方法及び装置 |
| CN106903280A (zh) * | 2015-12-23 | 2017-06-30 | 本钢板材股份有限公司 | 一种薄板坯连铸的耐侯钢生产方法 |
| CN113198995A (zh) * | 2021-04-25 | 2021-08-03 | 芜湖新兴铸管有限责任公司 | 一种包晶钢连铸坯凹陷改善控制方法 |
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