JP2002018562A - スラブの連続鋳造方法と浸漬ノズル - Google Patents
スラブの連続鋳造方法と浸漬ノズルInfo
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Abstract
(57)【要約】
【課題】 狭幅から広幅の鋳片のスラブ鋳造に用いる２
孔浸漬ノズルの形状および鋳造条件を変更して適正な溶
鋼流れを得る手法を提供する。 【解決手段】 下記(1) 式または(1) ’式を満足するよ
うに、浸漬ノズル吐出孔平均幅およびAr流量の選択を行
う。 Ｆ＝4.1Tp ／(Nw1.09・Mw3.67) ・・・(1) Ｆ＝4.1Tp ／(Nw1.09・Mw3.67) −2.3 ×102 Ａ−0.45
α・・・(1)' 但し、0.1 ≦Ｆ≦0.4 Tp：吐出流量 (m3/sec) Nw：ノズル吐出孔平均幅 (ｍ) Mw：鋳型長辺幅 (ｍ) Ａ：ノズル内添加Ar流量 (ｍ3/sec) α：吐出孔角度 (rad) 但し、０≦Ａ≦6.67×10-4、−0.17≦α≦0.70、Ｌ≧0.
15
孔浸漬ノズルの形状および鋳造条件を変更して適正な溶
鋼流れを得る手法を提供する。 【解決手段】 下記(1) 式または(1) ’式を満足するよ
うに、浸漬ノズル吐出孔平均幅およびAr流量の選択を行
う。 Ｆ＝4.1Tp ／(Nw1.09・Mw3.67) ・・・(1) Ｆ＝4.1Tp ／(Nw1.09・Mw3.67) −2.3 ×102 Ａ−0.45
α・・・(1)' 但し、0.1 ≦Ｆ≦0.4 Tp：吐出流量 (m3/sec) Nw：ノズル吐出孔平均幅 (ｍ) Mw：鋳型長辺幅 (ｍ) Ａ：ノズル内添加Ar流量 (ｍ3/sec) α：吐出孔角度 (rad) 但し、０≦Ａ≦6.67×10-4、−0.17≦α≦0.70、Ｌ≧0.
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Description
【０００１】
【発明の属する技術分野】本発明は、スラブの連続鋳造
方法およびそれに用いる浸漬ノズル、特に表層近傍での
介在物およびパウダー性欠陥を防止するスラブの連続鋳
造方法およびそれに用いる浸漬ノズルに関するものであ
る。
方法およびそれに用いる浸漬ノズル、特に表層近傍での
介在物およびパウダー性欠陥を防止するスラブの連続鋳
造方法およびそれに用いる浸漬ノズルに関するものであ
る。
【０００２】
【従来の技術】近年、溶鋼の連続鋳造においては、製品
欠陥の原因となる非金属介在物の少ない鋳造法が求めら
れており、特に、鋳型内でのパウダーの巻き込み防止、
介在物の浮上分離は鋳造過程における重点課題である。
欠陥の原因となる非金属介在物の少ない鋳造法が求めら
れており、特に、鋳型内でのパウダーの巻き込み防止、
介在物の浮上分離は鋳造過程における重点課題である。
【０００３】ここで、鋳片の表層近傍での介在物の捕捉
現象は鋳型内溶鋼流動と密接な関係が有り、メニスカス
近傍の溶鋼に適度な流れを与えることが必要である。こ
れは溶鋼流れが不十分であると、溶鋼流動による介在物
洗浄効果が減少することに加え、メニスカス近傍の熱供
給が不足して凝固シェル先端の爪が成長することにより
Al2O3 ないし溶融パウダーが捕捉されるからである。
現象は鋳型内溶鋼流動と密接な関係が有り、メニスカス
近傍の溶鋼に適度な流れを与えることが必要である。こ
れは溶鋼流れが不十分であると、溶鋼流動による介在物
洗浄効果が減少することに加え、メニスカス近傍の熱供
給が不足して凝固シェル先端の爪が成長することにより
Al2O3 ないし溶融パウダーが捕捉されるからである。
【０００４】一方、溶鋼流れが過大となると溶鋼流によ
りパウダーが巻き込まれ同じく表皮化介在物となる。こ
のような現象に対し浸漬ノズルは重要な要素であり、浸
漬ノズルに関してこれまで多くの提案がなされている。
例えば、特許第2610560 号公報には吐出流速に対し、浸
漬ノズル吐出孔下部のボックス形状を規定することによ
り適正な流動を得る方法が、特公平６−28778 号公報に
は４孔ノズルを用い、上下吐出孔間の距離、吐出流量お
よび浸漬深さを規定することにより適正な流動を得る方
法がそれぞれ開示されている。これらの方法は、いずれ
も吐出流量ないし吐出流速によりメニスカス近傍の適正
な流速を得るものである。
りパウダーが巻き込まれ同じく表皮化介在物となる。こ
のような現象に対し浸漬ノズルは重要な要素であり、浸
漬ノズルに関してこれまで多くの提案がなされている。
例えば、特許第2610560 号公報には吐出流速に対し、浸
漬ノズル吐出孔下部のボックス形状を規定することによ
り適正な流動を得る方法が、特公平６−28778 号公報に
は４孔ノズルを用い、上下吐出孔間の距離、吐出流量お
よび浸漬深さを規定することにより適正な流動を得る方
法がそれぞれ開示されている。これらの方法は、いずれ
も吐出流量ないし吐出流速によりメニスカス近傍の適正
な流速を得るものである。
【０００５】
【発明が解決しようとする課題】しかし、本発明者らが
このような従来技術の効果について鋭意研究を重ねた結
果、鋳型長辺幅が大きくなった場合、同一の吐出流量あ
るいは鋳造速度であってもメニスカス近傍の平均溶鋼流
速は低下するとの知見を得た。
このような従来技術の効果について鋭意研究を重ねた結
果、鋳型長辺幅が大きくなった場合、同一の吐出流量あ
るいは鋳造速度であってもメニスカス近傍の平均溶鋼流
速は低下するとの知見を得た。
【０００６】図１(a) 、同(b) にその１例を示す。図１
(a) は、鋳型短辺壁からノズル方向の流れを正としてメ
ニスカス近傍の流速の実測結果を、図１(b) は計算機シ
ミュレーションによる結果である。
(a) は、鋳型短辺壁からノズル方向の流れを正としてメ
ニスカス近傍の流速の実測結果を、図１(b) は計算機シ
ミュレーションによる結果である。
【０００７】これらの結果からも分かるように、実測お
よびシミュレーションともに、ほぼ同様な結果が得られ
ており、本知見が妥当であることがわかる。すなわち、
従来の発明においては鋳型長辺幅に応じて適正ノズル形
状が変化するという観点が考慮されておらず、鋳型幅が
ある範囲内でしか効果が得られないと云うものであっ
た。
よびシミュレーションともに、ほぼ同様な結果が得られ
ており、本知見が妥当であることがわかる。すなわち、
従来の発明においては鋳型長辺幅に応じて適正ノズル形
状が変化するという観点が考慮されておらず、鋳型幅が
ある範囲内でしか効果が得られないと云うものであっ
た。
【０００８】特許第2803536 号公報には鋳型長辺幅、短
辺幅および鋳造条件を明記し適正なノズル形状を選択す
る方法が開示されているが、この場合の使用ノズルは吐
出孔先端にスリットを設けた特殊形状をしており、一般
的なスラブの鋳造に使用される２孔ノズルにはこの特許
公報開示の条件式は適用できない。また、鋳込スタート
時の耐火物による吸熱の影響によりスリット形状部の吐
出孔が閉塞してしまうという問題も有している。
辺幅および鋳造条件を明記し適正なノズル形状を選択す
る方法が開示されているが、この場合の使用ノズルは吐
出孔先端にスリットを設けた特殊形状をしており、一般
的なスラブの鋳造に使用される２孔ノズルにはこの特許
公報開示の条件式は適用できない。また、鋳込スタート
時の耐火物による吸熱の影響によりスリット形状部の吐
出孔が閉塞してしまうという問題も有している。
【０００９】本発明の課題は、これまで明確となってい
なかった鋳型長辺幅のメニスカス近傍の流速に対する影
響を考慮し、一般的に狭幅から広幅までの種々の鋳片幅
のスラブ鋳造に用いられる２孔浸漬ノズルの形状および
鋳造条件を変更することによって適正な溶鋼流れを得る
手法を提供することである。
なかった鋳型長辺幅のメニスカス近傍の流速に対する影
響を考慮し、一般的に狭幅から広幅までの種々の鋳片幅
のスラブ鋳造に用いられる２孔浸漬ノズルの形状および
鋳造条件を変更することによって適正な溶鋼流れを得る
手法を提供することである。
【００１０】
【課題を解決するための手段】本発明者らは、鋳型長辺
幅によりメニスカス近傍の平均溶鋼流速が変動するとい
う知見を基に、更に鋳造諸条件の流速に対する影響につ
いて鋭意研究を重ねた結果、浸漬ノズルの吐出孔平均幅
を鋳型長辺幅に対し適正値とすることで適正な流速が得
られるとの知見を得、この知見にもとづき、本発明をな
すに至った。
幅によりメニスカス近傍の平均溶鋼流速が変動するとい
う知見を基に、更に鋳造諸条件の流速に対する影響につ
いて鋭意研究を重ねた結果、浸漬ノズルの吐出孔平均幅
を鋳型長辺幅に対し適正値とすることで適正な流速が得
られるとの知見を得、この知見にもとづき、本発明をな
すに至った。
【００１１】ここに、本発明は、タンディッシュの底壁
に、垂直に取付けられた浸漬ノズルにおいて、該浸漬ノ
ズル先端近傍に一対の吐出孔を設け、鋳型に溶鋼を供給
するにあたり、ノズルの吐出流量、鋳型長辺幅、吐出孔
平均幅との関係が式(1) の範囲内となることを特徴とし
たスラブの連続鋳造方法である。
に、垂直に取付けられた浸漬ノズルにおいて、該浸漬ノ
ズル先端近傍に一対の吐出孔を設け、鋳型に溶鋼を供給
するにあたり、ノズルの吐出流量、鋳型長辺幅、吐出孔
平均幅との関係が式(1) の範囲内となることを特徴とし
たスラブの連続鋳造方法である。
【００１２】 Ｆ＝4.1Tp ／(Nw1.09 ・Mw3.67) ・・・(1) 但し、0.1 ≦Ｆ≦0.4 Tp：吐出流量 (ｍ3/sec) Nw：ノズル吐出孔平均幅 (ｍ) Mw：鋳型長辺幅 (ｍ) さらに別の面からは、本発明は、タンディッシュの底壁
に、垂直に取付けられた浸漬ノズルにおいて、該浸漬ノ
ズル先端近傍に一対の吐出孔を設け、鋳型に溶鋼を供給
するにあたり、メニスカスから浸漬ノズルの吐出孔中央
までの距離 (Ｌ) が0.15ｍ以上であり、吐出孔角度が水
平に対し上向きを負、下向きを正とした場合に、角度が
−0.17rad から0.70rad の範囲であり、且つ、ノズル閉
塞防止としてノズル内に添加するAr流量が０ｍ3/sec か
ら6.67×10-4ｍ3/sec の範囲であるとき、下記式(1)'を
満たすことを特徴としたスラブの連続鋳造方法である。
に、垂直に取付けられた浸漬ノズルにおいて、該浸漬ノ
ズル先端近傍に一対の吐出孔を設け、鋳型に溶鋼を供給
するにあたり、メニスカスから浸漬ノズルの吐出孔中央
までの距離 (Ｌ) が0.15ｍ以上であり、吐出孔角度が水
平に対し上向きを負、下向きを正とした場合に、角度が
−0.17rad から0.70rad の範囲であり、且つ、ノズル閉
塞防止としてノズル内に添加するAr流量が０ｍ3/sec か
ら6.67×10-4ｍ3/sec の範囲であるとき、下記式(1)'を
満たすことを特徴としたスラブの連続鋳造方法である。
【００１３】 Ｆ＝4.1Tp ／(Nw1.09 ・Mw3.67) −2.3 ×102 Ａ−0.45α・・・(1) ' 但し、0.1 ≦Ｆ≦0.4 、０≦Ａ≦6.67×10-4、−0.17≦α≦0.70、Ｌ≧0.15 Tp：吐出流量 (ｍ3/sec) Nw：吐出孔平均幅 (ｍ) Mw：鋳型長辺幅 (ｍ) Ａ：ノズル内添加Ar流量 (ｍ3/sec) α：吐出孔角度 (rad) Ｌ：メニスカスから吐出孔中央までの距離 (ｍ) さらに、本発明は、浸漬ノズルにおいて、先端近傍に設
けられた一対の吐出孔の開孔サイズが前述の式(1) また
は(1)'を満たす平均幅であって、その範囲が鋳型短辺幅
に対し0.35倍以内であり、且つ、吐出孔平均高さ (NL)
は吐出孔平均幅に対し0.5 から2.0 倍の範囲である(2)
式または(3) 式を満たす２孔浸漬ノズルである。
けられた一対の吐出孔の開孔サイズが前述の式(1) また
は(1)'を満たす平均幅であって、その範囲が鋳型短辺幅
に対し0.35倍以内であり、且つ、吐出孔平均高さ (NL)
は吐出孔平均幅に対し0.5 から2.0 倍の範囲である(2)
式または(3) 式を満たす２孔浸漬ノズルである。
【００１４】Nw／Mt≦0.35・・・(2) 0.5 ≦NL/Nw ≦2.0 ・・・(3) Mt：鋳型短辺幅 (ｍ) NL：吐出孔平均高さ (ｍ) Nw：吐出孔平均幅 (ｍ)
【００１５】
【発明の実施の形態】ここで、添付図面を参照して本発
明の実施の形態を具体的に説明する。図２は、浸漬ノズ
ル先端の側方に対になって設けられた対向する吐出孔を
有する２孔浸漬ノズルを用いた場合の鋳型内溶鋼流動を
示す模式的説明図である。図３は、一般的な２孔浸漬ノ
ズル形状の例を示す模式図である。本発明にあって図３
のいずれの形状の浸漬ノズルであってもよく制限はない
が、後述する実施例では吐出孔外観は例１のものであっ
て、ノズル先端の内観が例１、３のものを用いている。
吐出孔は鋳型短辺壁を向いて配置される。
明の実施の形態を具体的に説明する。図２は、浸漬ノズ
ル先端の側方に対になって設けられた対向する吐出孔を
有する２孔浸漬ノズルを用いた場合の鋳型内溶鋼流動を
示す模式的説明図である。図３は、一般的な２孔浸漬ノ
ズル形状の例を示す模式図である。本発明にあって図３
のいずれの形状の浸漬ノズルであってもよく制限はない
が、後述する実施例では吐出孔外観は例１のものであっ
て、ノズル先端の内観が例１、３のものを用いている。
吐出孔は鋳型短辺壁を向いて配置される。
【００１６】なお、下記に各種記号の簡単な説明を示
す。 Ｆ：メニスカス近傍の平均流速 (ｍ/sec)(鋳型厚み1/2
、幅1/4 位置でのメニスカス近傍の流速平均値) Tp：吐出流量 (ｍ3/sec) Nw：吐出孔平均幅 (ｍ) Mw：鋳型長辺幅 (ｍ) Mt：鋳型短辺幅 (ｍ) Ａ：ノズル内添加Ar流量 (ｍ3/sec) NL：吐出孔平均高さ (ｍ) Nw：吐出孔平均幅 (ｍ) ψ：吐出孔近傍平均内径 (ｍ) Ｌ：メニスカスから吐出孔中央までの距離 (ｍ)
す。 Ｆ：メニスカス近傍の平均流速 (ｍ/sec)(鋳型厚み1/2
、幅1/4 位置でのメニスカス近傍の流速平均値) Tp：吐出流量 (ｍ3/sec) Nw：吐出孔平均幅 (ｍ) Mw：鋳型長辺幅 (ｍ) Mt：鋳型短辺幅 (ｍ) Ａ：ノズル内添加Ar流量 (ｍ3/sec) NL：吐出孔平均高さ (ｍ) Nw：吐出孔平均幅 (ｍ) ψ：吐出孔近傍平均内径 (ｍ) Ｌ：メニスカスから吐出孔中央までの距離 (ｍ)
【００１７】図２に白抜き矢印で示す様に、吐出孔から
の溶鋼は鋳型短辺壁に衝突し、上下方向にその流れを変
え、上昇流はメニスカスに到達後ノズル方向へ流れる。
の溶鋼は鋳型短辺壁に衝突し、上下方向にその流れを変
え、上昇流はメニスカスに到達後ノズル方向へ流れる。
【００１８】前述のように、この溶鋼の流速には適正範
囲があり、本発明者らが平均流速に対する鋳片の表層か
ら0.01ｍ以内における介在物個数を調査した結果、ノズ
ルに向かう流速を正とすると図４で示されるようにメニ
スカス近傍の溶鋼流の平均流速は鋳片の表面品質に大き
な影響を及ぼすことが確認できた。
囲があり、本発明者らが平均流速に対する鋳片の表層か
ら0.01ｍ以内における介在物個数を調査した結果、ノズ
ルに向かう流速を正とすると図４で示されるようにメニ
スカス近傍の溶鋼流の平均流速は鋳片の表面品質に大き
な影響を及ぼすことが確認できた。
【００１９】また、冷間圧延コイルにおける表面欠陥発
生率との関係を図５に示すが、図４の傾向とほぼ一致し
ている。ここで、表面欠陥発生率は介在物起因により不
良となった製品の重量比である。
生率との関係を図５に示すが、図４の傾向とほぼ一致し
ている。ここで、表面欠陥発生率は介在物起因により不
良となった製品の重量比である。
【００２０】従って本発明における平均流速は、一般的
な２孔浸漬ノズル使用の場合、ノズル側に向かう流れを
正とすると、図４および図５の傾向から0.1 ｍ/secから
0.4ｍ/secまでが適正範囲であるとみなすことができ
る。
な２孔浸漬ノズル使用の場合、ノズル側に向かう流れを
正とすると、図４および図５の傾向から0.1 ｍ/secから
0.4ｍ/secまでが適正範囲であるとみなすことができ
る。
【００２１】この範囲は要求される品質レベルにより異
なり厳格なる品質追求のためには、0.2 ｍ/secから0.3
ｍ/secの更に狭い流速範囲であることが好ましい。次
に、平均流速に対する鋳造条件の影響を調査するために
実際の製造ラインの鋳型におけるメニスカス近傍の流速
測定を実施した。
なり厳格なる品質追求のためには、0.2 ｍ/secから0.3
ｍ/secの更に狭い流速範囲であることが好ましい。次
に、平均流速に対する鋳造条件の影響を調査するために
実際の製造ラインの鋳型におけるメニスカス近傍の流速
測定を実施した。
【００２２】そのときの鋳造条件およびその調査方法を
以下に述べる。まず、鋳造における浸漬ノズルの断面形
状は円筒で、ノズル先端近傍に一対の吐出孔を有し、吐
出孔から更に下方は閉塞されているごく一般的な２孔浸
漬ノズルであり、吐出孔の角度は水平で、その形状は矩
形および楕円の２タイプとし縦横の平均長さの違う数種
類とした。鋳型サイズは短辺幅0.2 ｍで長辺幅0.7 ｍか
ら1.9 ｍまで任意とした。
以下に述べる。まず、鋳造における浸漬ノズルの断面形
状は円筒で、ノズル先端近傍に一対の吐出孔を有し、吐
出孔から更に下方は閉塞されているごく一般的な２孔浸
漬ノズルであり、吐出孔の角度は水平で、その形状は矩
形および楕円の２タイプとし縦横の平均長さの違う数種
類とした。鋳型サイズは短辺幅0.2 ｍで長辺幅0.7 ｍか
ら1.9 ｍまで任意とした。
【００２３】メニスカス近傍の溶鋼の流速の測定にはカ
ルマン渦式流速計を使用し、鋳型厚み1/2 、幅1/4 位置
での測定結果を用いた。カルマン渦式流速計について、
図６に概略図を、その原理を下記に簡単に説明する。
ルマン渦式流速計を使用し、鋳型厚み1/2 、幅1/4 位置
での測定結果を用いた。カルマン渦式流速計について、
図６に概略図を、その原理を下記に簡単に説明する。
【００２４】流体に浸漬棒を溶鋼流に浸漬した場合、流
れの後方に浸漬棒との衝突によってカルマン渦が発生す
る。浸漬棒上端にはこのカルマン渦による振動を検知す
る振動板が取付けられており、この振動を高速フーリエ
変換し、得られた周波数から一次式により溶鋼の流速を
求めるものである。
れの後方に浸漬棒との衝突によってカルマン渦が発生す
る。浸漬棒上端にはこのカルマン渦による振動を検知す
る振動板が取付けられており、この振動を高速フーリエ
変換し、得られた周波数から一次式により溶鋼の流速を
求めるものである。
【００２５】これら種々の条件にてメニスカス近傍の平
均流速を繰り返し調査検討した結果、図７および図８の
知見を得るに至った。まず、図７は吐出孔形状、鋳造速
度一定のもとで、鋳型長辺幅によるメニスカス近傍の溶
鋼流の平均流速 (以下、「溶鋼流速」と称す) との関係
を示したものであるが、図１でも述べたように鋳型長辺
幅の増加につれ溶鋼流速は減少する。これは鋳型幅が増
加した場合、吐出流量増加により吐出孔出口の吐出流速
は増加するが、スラブの鋳造においては鋳型短辺幅が長
辺幅に比べ明らかに狭いため、ノズルから鋳型短辺に衝
突し、反転流としてメニスカスの溶鋼流速となるまでに
鋳型長辺の凝固シェル界面における流動抵抗により吐出
流速が減衰する影響である。
均流速を繰り返し調査検討した結果、図７および図８の
知見を得るに至った。まず、図７は吐出孔形状、鋳造速
度一定のもとで、鋳型長辺幅によるメニスカス近傍の溶
鋼流の平均流速 (以下、「溶鋼流速」と称す) との関係
を示したものであるが、図１でも述べたように鋳型長辺
幅の増加につれ溶鋼流速は減少する。これは鋳型幅が増
加した場合、吐出流量増加により吐出孔出口の吐出流速
は増加するが、スラブの鋳造においては鋳型短辺幅が長
辺幅に比べ明らかに狭いため、ノズルから鋳型短辺に衝
突し、反転流としてメニスカスの溶鋼流速となるまでに
鋳型長辺の凝固シェル界面における流動抵抗により吐出
流速が減衰する影響である。
【００２６】図８は吐出流量一定のもとで、吐出孔形状
と溶鋼流速の関係を示したものである。吐出孔平均幅の
増加に従い溶鋼流速は低下している。更にその傾向は、
吐出孔平均幅が0.05ｍから0.11ｍの範囲においては吐出
孔平均高さによらず同等である。
と溶鋼流速の関係を示したものである。吐出孔平均幅の
増加に従い溶鋼流速は低下している。更にその傾向は、
吐出孔平均幅が0.05ｍから0.11ｍの範囲においては吐出
孔平均高さによらず同等である。
【００２７】これは、従来から研究報告されているよう
に、スライディングゲートもしくはストッパーで溶鋼流
路の開度調整を行う連続鋳造においては、先端が閉塞さ
れている浸漬ノズルの場合、側壁に設けた吐出孔の高さ
方向の流速成分は圧力の違いにより下部ほど流速が速
く、上部近傍では殆ど流速がないか、あるいは、吐出方
向と逆向きの流速となっていることに関係する。
に、スライディングゲートもしくはストッパーで溶鋼流
路の開度調整を行う連続鋳造においては、先端が閉塞さ
れている浸漬ノズルの場合、側壁に設けた吐出孔の高さ
方向の流速成分は圧力の違いにより下部ほど流速が速
く、上部近傍では殆ど流速がないか、あるいは、吐出方
向と逆向きの流速となっていることに関係する。
【００２８】つまり、溶鋼流速に影響を及ぼすのは吐出
孔下部近傍の高速な吐出流であり、吐出孔の高さによる
影響は少なく、従って、吐出孔平均幅を広げることによ
り、吐出孔下部の圧力が低下し、結果として溶鋼流速が
減少する。
孔下部近傍の高速な吐出流であり、吐出孔の高さによる
影響は少なく、従って、吐出孔平均幅を広げることによ
り、吐出孔下部の圧力が低下し、結果として溶鋼流速が
減少する。
【００２９】以上の結果から、浸漬ノズルの吐出孔の平
均幅、鋳型長辺幅、吐出流量で重回帰を行い、溶鋼流速
に対し下記の式を得た。 Ｆ＝4.1Tp ／(Nw1.09・Mw3.67) .....(1) Tp：吐出流量 (ｍ3/sec) Nw：吐出孔平均幅 (ｍ) Mw：鋳型長辺幅 (ｍ)
均幅、鋳型長辺幅、吐出流量で重回帰を行い、溶鋼流速
に対し下記の式を得た。 Ｆ＝4.1Tp ／(Nw1.09・Mw3.67) .....(1) Tp：吐出流量 (ｍ3/sec) Nw：吐出孔平均幅 (ｍ) Mw：鋳型長辺幅 (ｍ)
【００３０】図９は、鋳型短辺幅を変更し、(1) 式によ
るＦ値と溶鋼流速実測値との関係を示した図であるが、
両者は概ね一致しており、鋳片幅の値は影響しないこと
が確認できた。つまり、一般的なスラブサイズにおいて
は(1) 式が成り立つことが確認された。
るＦ値と溶鋼流速実測値との関係を示した図であるが、
両者は概ね一致しており、鋳片幅の値は影響しないこと
が確認できた。つまり、一般的なスラブサイズにおいて
は(1) 式が成り立つことが確認された。
【００３１】これにより、(1) 式を用いてＦ値が0.1 ｍ
/secから0.4 ｍ/secの範囲となる様、鋳造条件、鋳型幅
に応じた吐出孔形状の浸漬ノズルを選択することで溶鋼
流速を0.1 ｍ/secから0.4 ｍ/secの適正範囲とすること
が可能となるわけである。
/secから0.4 ｍ/secの範囲となる様、鋳造条件、鋳型幅
に応じた吐出孔形状の浸漬ノズルを選択することで溶鋼
流速を0.1 ｍ/secから0.4 ｍ/secの適正範囲とすること
が可能となるわけである。
【００３２】本発明者らは更に、溶鋼流速に及ぼす吐出
孔平均幅以外の影響因子について調査を重ねた結果、吐
出孔の角度およびAl2O3 介在物によるノズル閉塞防止策
としてノズル内に添加するアルゴンガス流量によって
も、溶鋼流速が変化する知見を見出した。なお、アルゴ
ンガスの添加操作自体等は従来例と同様であってよい。
孔平均幅以外の影響因子について調査を重ねた結果、吐
出孔の角度およびAl2O3 介在物によるノズル閉塞防止策
としてノズル内に添加するアルゴンガス流量によって
も、溶鋼流速が変化する知見を見出した。なお、アルゴ
ンガスの添加操作自体等は従来例と同様であってよい。
【００３３】図10には、ノズル吐出孔の角度に対する溶
鋼流速との関係を、図11にはアルゴンガス流量との関係
をそれぞれグラフで示す。ここで、浸漬ノズルの吐出孔
平均幅、鋳型長辺幅、鋳造条件は一定であり、吐出孔角
度は水平に対し上向きの角度を負とし、下向きを正の値
としている。
鋼流速との関係を、図11にはアルゴンガス流量との関係
をそれぞれグラフで示す。ここで、浸漬ノズルの吐出孔
平均幅、鋳型長辺幅、鋳造条件は一定であり、吐出孔角
度は水平に対し上向きの角度を負とし、下向きを正の値
としている。
【００３４】図10からは、吐出孔の角度が増加するにつ
れ溶鋼流速は低下することがわかる。これは、溶鋼流速
は吐出孔からの溶鋼流が鋳型内短辺に衝突分岐しその上
昇成分である為、角度が正 (下向き) になるにつれ上昇
成分が低減することによるものである。
れ溶鋼流速は低下することがわかる。これは、溶鋼流速
は吐出孔からの溶鋼流が鋳型内短辺に衝突分岐しその上
昇成分である為、角度が正 (下向き) になるにつれ上昇
成分が低減することによるものである。
【００３５】図11からは、アルゴンガス流量 (AR流量)
の増加に伴い溶鋼流速は減少することがわかる。これ
は、吐出孔から出たアルゴンガス気泡が上昇し、メニス
カスで上向きの溶鋼流を作り出すことにより短辺からノ
ズルに向かう溶鋼の流れを乱す影響である。これらは同
図から或る範囲においてほぼ一次式の関係で表すことが
できるため、(1) 式にアルゴンガス流量および吐出孔角
度による補正を加え(1)' 式が得られた。
の増加に伴い溶鋼流速は減少することがわかる。これ
は、吐出孔から出たアルゴンガス気泡が上昇し、メニス
カスで上向きの溶鋼流を作り出すことにより短辺からノ
ズルに向かう溶鋼の流れを乱す影響である。これらは同
図から或る範囲においてほぼ一次式の関係で表すことが
できるため、(1) 式にアルゴンガス流量および吐出孔角
度による補正を加え(1)' 式が得られた。
【００３６】ここで、一次式として精度良く成り立つ範
囲としては図10、図11より吐出孔角度は−0.17rad から
0.70rad であり、アルゴンガス流量は6.67×10-4ｍ3/se
c 以下である。また、メニスカスでの流れが鋳型短辺か
らノズル方向に向かう流れとなるためには、少なくとも
吐出流が直接メニスカスに到達しない条件が必要であ
り、一般的なスラブ幅は２ｍ以内であるのでメニスカス
から浸漬ノズルの吐出孔中央までの距離 (Ｌ) は0.15ｍ
以上必要であるといえる。
囲としては図10、図11より吐出孔角度は−0.17rad から
0.70rad であり、アルゴンガス流量は6.67×10-4ｍ3/se
c 以下である。また、メニスカスでの流れが鋳型短辺か
らノズル方向に向かう流れとなるためには、少なくとも
吐出流が直接メニスカスに到達しない条件が必要であ
り、一般的なスラブ幅は２ｍ以内であるのでメニスカス
から浸漬ノズルの吐出孔中央までの距離 (Ｌ) は0.15ｍ
以上必要であるといえる。
【００３７】 Ｆ＝4.1Tp ／(Nw1.09・Mw3.67) −2.3 ×102 Ａ−0.45α・・・(1)' 但し、0.1 ≦Ｆ≦0.4 、０≦Ａ≦6.67×10-4、−175 ≦α≦698 、Ｌ≧0.15 Tp：吐出流量 (ｍ3/sec) Nw：吐出孔平均幅 (ｍ) Mw：鋳型長片幅 (ｍ) Ａ：ノズル内添加Ar流量 (ｍ3/sec) α：吐出孔角度 (rad) Ｌ：メニスカスから吐出孔中央までの距離 (ｍ)
【００３８】吐出孔はその平均高さ／平均幅の比が１と
なる正方形または円形が一般的であるが、矩形または楕
円である場合、前記図８の結果から、吐出孔平均高さが
0.05ｍでは吐出孔平均幅が0.10ｍ (平均高さ／平均幅の
比＝2.0)を越えたあたりから溶鋼流速のばらつきが見ら
れており、また、吐出孔平均高さが0.10ｍでは吐出孔平
均幅が0.05ｍ (平均高さ／平均幅の比＝0.5)よりも小さ
くなるあたりで溶鋼流速のばらつきが発生しえいる。こ
れは前述のごとく、吐出孔の上部近傍では吐出方向と逆
向きの流速が発生するため、その平均高さ／平均幅の比
が或る臨界値を越えた場合、逆向きの流速により鋳型短
辺方向への流速が乱されることによるものであり、ま
た、下回った場合は吐出孔上下壁での渦発生により吐出
流方向が上下に振れることによる現象である。従って、
平均高さ／平均幅の比は或る範囲内であることが望まし
い。
なる正方形または円形が一般的であるが、矩形または楕
円である場合、前記図８の結果から、吐出孔平均高さが
0.05ｍでは吐出孔平均幅が0.10ｍ (平均高さ／平均幅の
比＝2.0)を越えたあたりから溶鋼流速のばらつきが見ら
れており、また、吐出孔平均高さが0.10ｍでは吐出孔平
均幅が0.05ｍ (平均高さ／平均幅の比＝0.5)よりも小さ
くなるあたりで溶鋼流速のばらつきが発生しえいる。こ
れは前述のごとく、吐出孔の上部近傍では吐出方向と逆
向きの流速が発生するため、その平均高さ／平均幅の比
が或る臨界値を越えた場合、逆向きの流速により鋳型短
辺方向への流速が乱されることによるものであり、ま
た、下回った場合は吐出孔上下壁での渦発生により吐出
流方向が上下に振れることによる現象である。従って、
平均高さ／平均幅の比は或る範囲内であることが望まし
い。
【００３９】図12は吐出孔の平均高さ/ 平均幅の比が溶
鋼流速に及ぼす影響を示すグラフであり、かかる比は、
本発明者らの調査結果では、図12に示すごとく、0.5 か
ら2.0 の範囲が望ましいといえる。
鋼流速に及ぼす影響を示すグラフであり、かかる比は、
本発明者らの調査結果では、図12に示すごとく、0.5 か
ら2.0 の範囲が望ましいといえる。
【００４０】図13は吐出孔幅/ 鋳型短辺幅の比に対する
スラブの縦割れ発生率の関係を示すグラフであり、上記
比が0.35以下で縦割れ防止が図れ、品質が向上すること
が分かる。
スラブの縦割れ発生率の関係を示すグラフであり、上記
比が0.35以下で縦割れ防止が図れ、品質が向上すること
が分かる。
【００４１】したがって、本発明において用いる浸漬ノ
ズルとしては、浸漬ノズルにおいて、先端近傍に設けら
れた一対の吐出孔の開孔サイズが(1) 式または(1)'式を
満たす平均幅であって、その範囲が鋳型短辺幅に対し0.
35倍以内であり、且つ、吐出孔平均高さは、吐出孔平均
幅に対し0.5 から2.0 倍の範囲である(2) 式および(3)'
式を満たす２孔浸漬ノズルが望ましい。
ズルとしては、浸漬ノズルにおいて、先端近傍に設けら
れた一対の吐出孔の開孔サイズが(1) 式または(1)'式を
満たす平均幅であって、その範囲が鋳型短辺幅に対し0.
35倍以内であり、且つ、吐出孔平均高さは、吐出孔平均
幅に対し0.5 から2.0 倍の範囲である(2) 式および(3)'
式を満たす２孔浸漬ノズルが望ましい。
【００４２】 Ｆ＝4.1Tp ／(Nw1.09・Mw3.67) ・・・(1) 但し、0.1 ≦Ｆ≦0.4 Ｆ＝4.1Tp ／(Nw1.09・Mw3.67) −2.3 ×102 Ａ−0.45α・・・(1)' 但し、0.1 ≦Ｆ≦0.4 、０≦Ａ≦6.67×10-4、−0.17≦α≦0.70、 Ｌ≧0.15 Nw／Mt≦0.35 ・・・(2) 0.5 ≦NL/Nw ≦2.0 ・・・(3) Tp：吐出流量 (ｍ3/sec) Ａ：ノズル内添加Ar流量 (ｍ3/sec) α：吐出孔角度 (rad) Mt：鋳型短辺幅 (ｍ) NL：吐出孔平均高さ (ｍ) Nw：吐出孔平均幅 (ｍ) Mw：鋳型長辺幅 (ｍ)
【００４３】このように、実質的な操業においては、ス
ラブ表層近傍の介在物以外に表面縦割れ、内部割れ、中
心偏析等の問題があり、これらの品質が重視される材質
においては鋳造速度増加により適正なメニスカス流速を
得難いものであったが、本発明によって、例えば、内部
品質を問題とする低速鋳造材で且つ鋳型幅が広いスラブ
の鋳造においては、吐出孔の平均幅を狭く、角度は上向
きで、且つアルゴンガス流量を絞ることにより表層介在
物欠陥も改善することが可能である。
ラブ表層近傍の介在物以外に表面縦割れ、内部割れ、中
心偏析等の問題があり、これらの品質が重視される材質
においては鋳造速度増加により適正なメニスカス流速を
得難いものであったが、本発明によって、例えば、内部
品質を問題とする低速鋳造材で且つ鋳型幅が広いスラブ
の鋳造においては、吐出孔の平均幅を狭く、角度は上向
きで、且つアルゴンガス流量を絞ることにより表層介在
物欠陥も改善することが可能である。
【００４４】また、例えば、生産効率を重視した鋳造に
おいては、前述と逆方向の選択により、従来品質に比し
てパウダー性欠陥の少ない高速鋳造が可能となる。次
に、実施例にを関連させて本発明の作用効果をさらに具
体的に説明する。
おいては、前述と逆方向の選択により、従来品質に比し
てパウダー性欠陥の少ない高速鋳造が可能となる。次
に、実施例にを関連させて本発明の作用効果をさらに具
体的に説明する。
【００４５】
【００４６】
【実施例１】成分調整された溶鋼をタンディッシュを介
し、該タンディッシュ底壁に垂直に取付けられた浸漬ノ
ズルによってスラブを連続鋳造した。
し、該タンディッシュ底壁に垂直に取付けられた浸漬ノ
ズルによってスラブを連続鋳造した。
【００４７】鋼種は炭素濃度0.15％の鋼であり、その鋳
造条件を表１に、冷間圧延コイルでの表面欠陥発生率を
図14に示す。溶鋼流速が表面欠陥に大きく影響する結果
が得られた。
造条件を表１に、冷間圧延コイルでの表面欠陥発生率を
図14に示す。溶鋼流速が表面欠陥に大きく影響する結果
が得られた。
【００４８】
【表１】 次に、表面欠陥発生率を抑制させるべく、溶鋼流速が0.
1 から0.4 ｍ/secの範囲内となる様、(1) 式によりＦ値
を算出し、種々の鋳造条件に対し浸漬ノズルの吐出孔平
均幅を変更して鋳造した。その鋳造条件を表２に示す。
1 から0.4 ｍ/secの範囲内となる様、(1) 式によりＦ値
を算出し、種々の鋳造条件に対し浸漬ノズルの吐出孔平
均幅を変更して鋳造した。その鋳造条件を表２に示す。
【００４９】Ｆ＝4.1Tp ／(Nw1.09・Mw3.67) ...(1)
【００５０】
【表２】 図15には、Ｆ値と実測による溶鋼流速の関係を示すが、
両者はほぼ一致した。
両者はほぼ一致した。
【００５１】図16および図17に本発明を実施したときの
冷間圧延コイルの品質の調査結果を示す。図16より、本
発明により溶鋼流速は0.1 から0.4 の範囲にほぼなって
おり、また、実施例と比較例との実績平均値を示す図17
から分かるように冷間圧延コイルでの不良発生率を低減
することができた。
冷間圧延コイルの品質の調査結果を示す。図16より、本
発明により溶鋼流速は0.1 から0.4 の範囲にほぼなって
おり、また、実施例と比較例との実績平均値を示す図17
から分かるように冷間圧延コイルでの不良発生率を低減
することができた。
【００５２】
【実施例２】連続鋳造装置により炭素濃度0.01％から0.
07％の低炭素鋼を鋳造した。浸漬ノズル形状として、操
業面、資材管理面を考慮し、吐出孔平均幅、角度の異な
る４種類を試作した。その形状概要を表３に示す。
07％の低炭素鋼を鋳造した。浸漬ノズル形状として、操
業面、資材管理面を考慮し、吐出孔平均幅、角度の異な
る４種類を試作した。その形状概要を表３に示す。
【００５３】
【表３】 次に、表３の浸漬ノズルを使用するにあたり、本発明に
よる(1) 式から求まるＦ値が0.2 から0.3 ｍ/secの範囲
となるように、操業条件により使用ノズルを選択した。
よる(1) 式から求まるＦ値が0.2 から0.3 ｍ/secの範囲
となるように、操業条件により使用ノズルを選択した。
【００５４】表４に鋳造速度、鋳型サイズによる各種浸
漬ノズルのＦ値か適正であるか否かの評価を掲載する。
また、本発明(1)'式によるＦ値が約0.2/sec となるよう
にAR流量を決定し、種々鋳込条件にて鋳造を実施した。
そのときの鋳造条件を表５に示す。
漬ノズルのＦ値か適正であるか否かの評価を掲載する。
また、本発明(1)'式によるＦ値が約0.2/sec となるよう
にAR流量を決定し、種々鋳込条件にて鋳造を実施した。
そのときの鋳造条件を表５に示す。
【００５５】 Ｆ＝4.1Tp ／(Nw1.09・Mw3.67) ・・・(1) Ｆ＝4.1Tp ／(Nw1.09・Mw3.67) −2.3 ×102 Ａ−0.45α・・・ (1)'
【００５６】
【表４】
【００５７】
【表５】 表４に示す結果からも分かるように、種々条件におい
て、溶鋼流速実測値はほぼ0.2 ｍ/secとなり、品質にお
いても冷間圧延コイル表面欠陥発生率が0.01から0.02％
であった。
て、溶鋼流速実測値はほぼ0.2 ｍ/secとなり、品質にお
いても冷間圧延コイル表面欠陥発生率が0.01から0.02％
であった。
【００５８】表６および図18に比較例での結果および表
面欠陥発生率の比較を示すが、本発明を実施することに
より欠陥が低減しているのが分かる。図18は実績平均値
で示す。
面欠陥発生率の比較を示すが、本発明を実施することに
より欠陥が低減しているのが分かる。図18は実績平均値
で示す。
【００５９】
【表６】
【００６０】
【実施例３】表７に炭素濃度0.01％未満である極低炭鋼
種Ｂの鋳造諸条件を示す。本鋼種は溶鋼流速を確保し良
好なコイル品質を得る目的で鋳造速度範囲を1.3×10-2
から1.3 ×10-2ｍ/secの範囲にて操業を実施している。
種Ｂの鋳造諸条件を示す。本鋼種は溶鋼流速を確保し良
好なコイル品質を得る目的で鋳造速度範囲を1.3×10-2
から1.3 ×10-2ｍ/secの範囲にて操業を実施している。
【００６１】図19には本例における鋳造速度の増速時の
品質欠陥発生率を示す。
品質欠陥発生率を示す。
【００６２】
【表７】 今回、生産効率向上として鋳造速度約3.5 ×10-2ｍ/sec
の増速試験を実施した。実施にあたり、本発明による
(2) 式から最適なノズルの吐出孔平均幅を算出した結
果、0.10ｍが得られた。これに基づきノズル作製および
実際の製造ラインにて鋳造を行った。
の増速試験を実施した。実施にあたり、本発明による
(2) 式から最適なノズルの吐出孔平均幅を算出した結
果、0.10ｍが得られた。これに基づきノズル作製および
実際の製造ラインにて鋳造を行った。
【００６３】なお、鋳造諸条件はノズルの吐出孔平均幅
以外は、表７のものと同一条件であり、表８に概要を示
す。結果は、図20で示すように、鋳造速度3.5 ×10-2ｍ
/secにおいても表面欠陥発生率0.1 ％未満の良好な成品
成績であり、生産効率向上を図ることが可能となった。
以外は、表７のものと同一条件であり、表８に概要を示
す。結果は、図20で示すように、鋳造速度3.5 ×10-2ｍ
/secにおいても表面欠陥発生率0.1 ％未満の良好な成品
成績であり、生産効率向上を図ることが可能となった。
【００６４】
【表８】
【００６５】
【実施例４】表９に炭素濃度1.00％である鋼種Ｃの鋳造
諸条件を示す。本鋼種は内部割れ感受性が高く、内部品
質対策として1.3 ×10-2ｍ/sec以下の低速鋳造を実施し
ているが、溶鋼流速の実測値は約0.1 ｍ/secであり、表
面品質は改善の余地を有している。
諸条件を示す。本鋼種は内部割れ感受性が高く、内部品
質対策として1.3 ×10-2ｍ/sec以下の低速鋳造を実施し
ているが、溶鋼流速の実測値は約0.1 ｍ/secであり、表
面品質は改善の余地を有している。
【００６６】図21に鋳造速度の表面および内部品質に対
する影響を示す。
する影響を示す。
【００６７】
【表９】 ここで、本発明によるノズルの吐出孔平均幅およびArガ
ス流量変更を用いて鋳造速度1.9 ×10-2から2.19×10-2
ｍ/secとほぼ同等の溶鋼流速を得ることにより表面品質
改善試験を実施した。
ス流量変更を用いて鋳造速度1.9 ×10-2から2.19×10-2
ｍ/secとほぼ同等の溶鋼流速を得ることにより表面品質
改善試験を実施した。
【００６８】まず、(1)'式から鋳造速度約2.1 ×10-2ｍ
/secでのＦ値は約0.2 ｍ/secとなる。次に、鋳造速度1.
1 ×10- 2 ｍ/secで0.2 ｍ/secの溶鋼流速を得るために
(1)'式から諸条件を算出した結果、吐出孔平均幅および
Arガス流量の値として表10の結果を得た。
/secでのＦ値は約0.2 ｍ/secとなる。次に、鋳造速度1.
1 ×10- 2 ｍ/secで0.2 ｍ/secの溶鋼流速を得るために
(1)'式から諸条件を算出した結果、吐出孔平均幅および
Arガス流量の値として表10の結果を得た。
【００６９】このときの浸漬ノズルおよびArガス流量条
件により、鋳造速度0.7 ×10-2から1.3 ×10-2ｍ/secの
範囲で鋼種Ｄを3.2 ×10-5kg鋳造した結果、図22で示す
ように各鋳造速度で表面品質改善効果が得られた。
件により、鋳造速度0.7 ×10-2から1.3 ×10-2ｍ/secの
範囲で鋼種Ｄを3.2 ×10-5kg鋳造した結果、図22で示す
ように各鋳造速度で表面品質改善効果が得られた。
【００７０】
【表１０】
【００７１】
【発明の効果】以上説明のごとく、本発明によれば、鋳
型サイズの異なる成品生産において溶鋼流速を近似式で
算出し、かつ、適正範囲となるよう浸漬ノズルの吐出孔
の平均幅、角度、必要によりノズル閉塞防止としての添
加ガス流量設定により良好な表面品質が得られる効果を
有するものである。また、吐出孔平均幅の改善のみで表
面品質を悪化させることなく鋳造速度増加による生産効
率向上が可能となる。さらに、近年の品質に対する要求
レベルの高まりに対し、設備改造によるコスト増加を伴
わず品質改善が可能となる効果を有する。
型サイズの異なる成品生産において溶鋼流速を近似式で
算出し、かつ、適正範囲となるよう浸漬ノズルの吐出孔
の平均幅、角度、必要によりノズル閉塞防止としての添
加ガス流量設定により良好な表面品質が得られる効果を
有するものである。また、吐出孔平均幅の改善のみで表
面品質を悪化させることなく鋳造速度増加による生産効
率向上が可能となる。さらに、近年の品質に対する要求
レベルの高まりに対し、設備改造によるコスト増加を伴
わず品質改善が可能となる効果を有する。
【図１】図１(a) 、(b) は、鋳型短辺幅中央でノズルか
ら鋳型短辺壁までのメニスカス近傍の流速を示すグラフ
である。
ら鋳型短辺壁までのメニスカス近傍の流速を示すグラフ
である。
【図２】鋳型内溶鋼流動を示した略式斜視図である。
【図３】浸漬ノズル形状を示した説明図である。
【図４】メニスカス近傍平均流速が鋳片表層10mm以内の
介在物個数に対する影響を示したグラフである。
介在物個数に対する影響を示したグラフである。
【図５】メニスカス近傍平均流速が冷間圧延コイル表面
欠陥に及ぼす影響を示したグラフである。
欠陥に及ぼす影響を示したグラフである。
【図６】カルマン渦式流速計による流速測定の概略説明
図である。
図である。
【図７】吐出孔形状、鋳造速度一定条件での鋳型長辺幅
が溶鋼流速に与える影響を示したグラフである。
が溶鋼流速に与える影響を示したグラフである。
【図８】吐出流量一定で吐出孔平均幅が溶鋼流速に与え
る影響を示したグラフである。
る影響を示したグラフである。
【図９】本発明によるＦ値と溶鋼流速実測値との関係を
示したグラフである。
示したグラフである。
【図１０】浸漬ノズルの吐出孔角度が溶鋼流速に与える
影響を示したグラフである。
影響を示したグラフである。
【図１１】ノズル閉塞防止としてノズル内に添加するAr
ガス流量 (AR流量) が溶鋼流速に与える影響を示したグ
ラフである。
ガス流量 (AR流量) が溶鋼流速に与える影響を示したグ
ラフである。
【図１２】図12は吐出孔平均高さと平均幅の比が溶鋼流
速に及ぼす影響を示すグラフである。
速に及ぼす影響を示すグラフである。
【図１３】中炭素鋼で浸漬ノズルの吐出孔平均幅と鋳型
短辺幅の比が鋳片表面縦割れ疵発生率へ与える影響を示
したグラフである。
短辺幅の比が鋳片表面縦割れ疵発生率へ与える影響を示
したグラフである。
【図１４】溶鋼流速と冷間圧延コイル表面欠陥との関係
を示したグラフである。
を示したグラフである。
【図１５】本発明によるＦ値と溶鋼流速実測値との関係
を示したグラフである。
を示したグラフである。
【図１６】溶鋼流速と冷間圧延コイル表面欠陥との関係
を示したグラフである。
を示したグラフである。
【図１７】本発明例と比較例での冷間圧延コイル表面欠
陥発生率を示したグラフである。
陥発生率を示したグラフである。
【図１８】本発明例と比較例での冷間圧延コイル表面欠
陥発生率を示したグラフである。
陥発生率を示したグラフである。
【図１９】鋳造速度による冷間圧延コイル表面欠陥発生
状況を示したグラフである。
状況を示したグラフである。
【図２０】本発明適用による鋳造速度増加時の冷間圧延
コイル表面欠陥発生状況を示したグラフである。
コイル表面欠陥発生状況を示したグラフである。
【図２１】炭素濃度1.00％の鋼種で鋳造速度が表面およ
び内部欠陥に与える影響を示したグラフである。
び内部欠陥に与える影響を示したグラフである。
【図２２】本発明を適用した場合の表面欠陥発生状況を
示したグラフである。
示したグラフである。
─────────────────────────────────────────────────────
【手続補正書】
【提出日】平成１２年７月６日（２０００．７．６）
【手続補正１】
【補正対象書類名】明細書
【補正対象項目名】発明の名称
【補正方法】変更
【補正内容】
【発明の名称】 スラブの連続鋳造方法と浸漬ノ
ズル
ズル
───────────────────────────────────────────────────── フロントページの続き (51)Int.Cl.7 識別記号 ＦＩ テーマコート゛(参考） Ｂ２２Ｄ 11/103 Ｂ２２Ｄ 11/103 Ｂ 11/18 11/18 Ｚ 41/50 ５２０ 41/50 ５２０
Claims (3)
- 【請求項１】 タンディッシュの底壁に、垂直に取り付
けられた浸漬ノズルにおいて、該浸漬ノズル先端近傍に
一対の吐出孔を設け、鋳型に溶鋼を供給するに当たり、
ノズルの吐出流量、鋳型長辺幅、吐出孔平均幅との関係
が式(1) 式の範囲内となることを特徴としたスラブの連
続鋳造方法。 Ｆ＝4.1 Tp／(Nw1.09・Mw3.67) ・・・(1) 但し、0.1 ≦Ｆ≦0.4 Tp：吐出流量 (m3/sec) Nw：吐出孔平均幅 (ｍ) Mw：鋳型長辺幅 (ｍ) - 【請求項２】 タンディッシュの底壁に、垂直に取り付
けられた浸漬ノズルにおいて、該浸漬ノズル先端近傍に
一対の吐出孔を設け、鋳型に溶鋼を供給するに当たり、
メニスカスから浸漬ノズルの吐出孔中央までの距離
(Ｌ) が0.15ｍ以上であり、吐出孔角度が水平に対し上
向きを負、下向きを正とした場合に、角度が−0.17rad
から0.70rad の範囲であり、且つ、ノズル閉塞防止とし
てノズル内に添加するAr流量が0 ｍ3/sec から6.67×10
-4ｍ3/sec の範囲であるとき、下記(1)'式を満たすこと
を特徴としたスラブの連続鋳造方法。 Ｆ＝4.1 Tp／(Nw1.09・Mw3.67) −2.3 ×102 Ａ−0.45α・・・(1)' 但し、0.1 ≦Ｆ≦0.4 、０≦Ａ≦6.67×10-4、−0.17≦α≦0.70 Tp：吐出流量 (ｍ3/sec) Nw：吐出孔平均幅 (ｍ) Mw：鋳型長辺幅 (ｍ) Ａ：ノズル内添加Ar流量 (ｍ3/sec) α：吐出孔角度 (rad) Ｌ：メニスカスから吐出孔中央までの距離 (ｍ) - 【請求項３】 浸漬ノズルにおいて、先端近傍に設けら
れた一対の吐出孔の開孔サイズが(1) 式または(1)'式を
満たす平均幅であって、その範囲が鋳型短辺幅に対し0.
35倍以内であり、且つ、吐出孔平均高さ (NL) は、吐出
孔平均幅に対し0.5 から2.0 倍の範囲である(2) 式およ
び(3)'式を満たすことを特徴とする２孔浸漬ノズル。 Ｆ＝4.1 Tp／(Nw1.09・Mw3.67) ・・・(1) 但し、0.1 ≦Ｆ≦0.4 Ｆ＝4.1Tp ／(Nw1.09・Mw3.67) −2.3 ×102 Ａ−0.45α・・・(1)' 但し、0.1 ≦Ｆ≦0.4 、０≦Ａ≦6.67×10-4、−0.17≦α≦0.70 Nw／Mt≦0.35 ・・・(2) 0.5 ≦NL/Nw ≦2.0 ・・・(3) Tp：吐出流量 (ｍ3/sec) Ａ：ノズル内添加Ar流量 (ｍ3/sec) α：吐出孔角度 (rad) Mt：鋳型短辺幅 (ｍ) NL：吐出孔平均高さ (ｍ) Nw：吐出孔平均幅 (ｍ) Mw：鋳型長辺幅 (ｍ)
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| JP2007216288A (ja) * | 2006-02-20 | 2007-08-30 | Jfe Steel Kk | 鋼の連続鋳造方法 |
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| KR101277692B1 (ko) * | 2011-07-29 | 2013-06-27 | 현대제철 주식회사 | 연주공정에서의 핀홀결함 저감 방법 |
| JP2014180688A (ja) * | 2013-03-19 | 2014-09-29 | Kurosaki Harima Corp | 浸漬ノズル |
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Cited By (7)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JP2007144438A (ja) * | 2005-11-25 | 2007-06-14 | Nippon Steel Corp | 一方向性電磁鋼板用鋳片とその鋳造方法 |
| JP4660361B2 (ja) * | 2005-11-25 | 2011-03-30 | 新日本製鐵株式会社 | 一方向性電磁鋼板用鋳片とその鋳造方法 |
| JP2007216288A (ja) * | 2006-02-20 | 2007-08-30 | Jfe Steel Kk | 鋼の連続鋳造方法 |
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| JP2014180688A (ja) * | 2013-03-19 | 2014-09-29 | Kurosaki Harima Corp | 浸漬ノズル |
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