JP2003094155A - 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】 1300℃における粘度ηが0.5 Pa・ｓ（５ポア
ズ）以上で、かつ凝固温度（ブレークポイント）が1000
℃以上の超高粘度モールドパウダーを用いた場合であっ
ても、鋳型潤滑が良好で、しかも表面欠陥のない鋳片を
安定して製造する。 【解決手段】 垂直鋳型の長辺面の傾斜角度β（°）
（但し、鋳型の出口方向に鋳型厚みが狭まる方向を正と
する）と鋳型の振動ストロークＳ（mm）の関係が、次式
(1) ２×10-3mm≦Ｓ sinβ≦８×10-3mm --- (1) の関係を満足し、かつ鋳型振動における鋳型の最大上昇
速度Ｖm (m/min）と鋳造速度Ｖc (m/min）との比が、次
式(2) 0.8 ≦Ｖm ／Ｖc ≦ 1.6 --- (2) の範囲を満足する条件下で、鋼片を鋳造する。
ズ）以上で、かつ凝固温度（ブレークポイント）が1000
℃以上の超高粘度モールドパウダーを用いた場合であっ
ても、鋳型潤滑が良好で、しかも表面欠陥のない鋳片を
安定して製造する。 【解決手段】 垂直鋳型の長辺面の傾斜角度β（°）
（但し、鋳型の出口方向に鋳型厚みが狭まる方向を正と
する）と鋳型の振動ストロークＳ（mm）の関係が、次式
(1) ２×10-3mm≦Ｓ sinβ≦８×10-3mm --- (1) の関係を満足し、かつ鋳型振動における鋳型の最大上昇
速度Ｖm (m/min）と鋳造速度Ｖc (m/min）との比が、次
式(2) 0.8 ≦Ｖm ／Ｖc ≦ 1.6 --- (2) の範囲を満足する条件下で、鋼片を鋳造する。
Description
【発明の詳細な説明】
【０００１】
【発明の属する技術分野】この発明は、鋼の連続鋳造方
法に関し、粘度が0.5 Pa・ｓ（５ポアズ）以上の超高粘
度モールドパウダーの使用下で、凝固初期における凝固
殻拘束性ブレークアウトの発生を効果的に防止すると共
に、該パウダーの巻き込み防止による鋳片性状の有利な
向上を図ろうとするものである。 【０００２】 【従来の技術】鋼鋳片を連続鋳造によって製造する場
合、溶鋼を浸漬ノズルを通じて鋳型内に注入し、凝固殻
（凝固シェルともいう）を形成させつつ下方に引き抜く
方法が、一般的である。かような鋼の連続鋳造におい
て、近年、生産性の向上を目的として、鋳造速度の増加
が図られているが、この場合には、次のような問題が顕
在化していた。 １）注入速度の増加により、溶鋼中にパウダーが巻き込
まれ、これらが鋳片内に残存することによって最終製品
で欠陥となる。 ２）初期凝固時の冷却速度の増加に伴い、凝固殻の不均
一成長を招き、甚だしい場合には、鋳片の表面に縦割れ
が発生する。このような表面縦割れが発生すると、圧延
工程へ鋳片を送給するに先立って、疵や欠陥部の除去作
業（以下、手入れという）が必要となる。 【０００３】上記の問題を解決するものとして、モール
ドパウダーの粘度を増加してパウダーの巻き込みを減少
させたり、あるいは凝固温度を高くして、鋳型・凝固シ
ェル間の伝熱抵抗を増大させ、シェルの暖冷却化を図
る、などの対策が一般的に実施されている。しかしなが
ら、これらの対策では、鋳型・鋳片間の潤滑性を悪化さ
せるため、拘束性ブレークアウトが発生する危険性が増
大する。 【０００４】この対策として、特開平４−40103 号公報
では、鋳型の長片テーパを 0.1％以下にすると共に、湯
面被覆剤（モールドパウダー) として、CaＯ／SiO2重量
比が0.5〜1.6 、1300℃における粘度η（Poise)と鋳造
速度Ｖc(m/min)の積が 6.0以上、1250℃における表面張
力が 290 dyne/cm以上、ブレークポイントが1000℃以下
を満足するパウダーを使用する方法を提案している。 【０００５】 【発明が解決しようとする課題】上記特開平４−40103
号公報に開示の技術の開発により、それなりの効果が認
められるに至ったものの、実際の工程に適用するには、
以下に述べるような問題を残していた。すなわち、特開
平４−40103 号公報に開示の方法では、ぶりき材や自動
車用鋼板（Ti−Sulc鋼：極低炭、低窒素、低ＳのTi添加
鋼）を鋳造する場合には、確かに鋳片欠陥指数やブレー
クアウト指数および鋳片表面付着パウダーに起因した圧
延疵については、減少効果が見られた。しかしながら、
この方法では、鋳片のままでは観察・発見が困難で、表
面酸化スケールを酸洗・除去して初めて発見可能な、微
細な表面割れ（深さ１mm以内）が鋳造速度の増加につれ
て増大し、特に直送圧延（ＣＣ→熱延、ＣＣ→加熱炉→
熱延など）のような酸化スケール生成量の少ない工程で
熱延する場合、甚だしい場合には、熱延板や冷延板にお
いて、線状疵となることが判明した。これは、パウダー
の凝固温度（ブレークポイント）が1000℃以下であるた
め、鋳型内抜熱量が大きくなり、その結果、鋳型内で凝
固シェルに発生する熱応力が大きくなって、微細表面割
れに至るものと考えられる。 【０００６】この発明は、上記の問題を有利に解決する
もので、1300℃におけるモールドパウダーの粘度ηが0.
5 Pa・ｓ（５ポアズ）以上、また該パウダーの凝固温度
が1000℃以上であっても、鋳型潤滑が安定し、かつ表面
割れ発生のない鋳片を安定して製造することができる、
鋼の連続鋳造方法を提案することを目的とする。 【０００７】 【課題を解決するための手段】さて、発明者らは、上記
の目的を達成すべく鋭意研究を重ねた結果、以下に述べ
る知見を得た。 (1) 従来、鋳型テーパーは、相対値である％（次式(3)
）や％／m （次式(4) ）で表現されてきたが、絶対値
表現に着目することにより、鋳型・凝固シェル間の潤滑
性を定量的に評価できる。 テーパー（％）＝（上記開口厚Ｔu −下端開口厚Ｔd)／長辺高さＬ×100 ---(3) テーパー（％／m ）＝（Ｔu −Ｔd ）／Ｔu ／Ｌ×100 ---(4) (2) 粘度が0.5 Pa・ｓ（５ポアズ）以上、ブレークポイ
ントが1000℃以上のモールドパウダーを使用しても、拘
束性ブレークアウト（ＢＯ）の発生なしに、安定した鋳
造を行うためには、特開平４−40103 号公報では考慮し
ていない、鋳型振動条件と鋳型長辺傾斜角度βを特定の
範囲に規制することが重要である。 この発明は、上記の知見に立脚するものである。 【０００８】すなわち、この発明は、1300℃における粘
度ηが0.5 Pa・s （５ポアズ）以上で、かつ凝固温度
（ブレークポイント）Ｔm が1000℃以上の湯面被覆剤を
使用して鋼を連続鋳造するに際し、垂直鋳型の長辺面の
傾斜角度β（°）（但し、鋳型の出口方向に鋳型厚みが
狭まる方向を正とする）と鋳型の振動ストロークＳ(mm)
の関係が、次式(1) ２×10-3mm≦Ｓ sinβ≦８×10-3mm --- (1) の関係を満足し、かつ鋳型振動における鋳型の最大上昇
速度Ｖm (m/min）と鋳造速度Ｖc (m/min）との比が、次
式(2) 0.8 ≦Ｖm ／Ｖc ≦ 1.6 --- (2) の範囲を満足する条件下で、鋼片を鋳造することを特徴
とする鋼の連続鋳造方法である。 【０００９】 【発明の実施の形態】以下、この発明を具体的に説明す
る。鋼の連続鋳造において、潤滑を保ち、かつ凝固シェ
ルの摩擦による破断を防止するために一般的に実施され
ている鋳型振動（モールドオシレーションとも呼ばれ
る）時の鋳型壁面の動きは、鋳型に傾斜β（°）が存在
するために、鋳型の上昇時には鋳型壁面は凝固シェルに
近づき、下降時には離れる。つまり、鋳型壁面と凝固シ
ェルとの間隔は周期的に変動していることになる。この
変動厚みΔｄは、鋳型傾斜角度βと振動ストロークＳを
用いて、次式で表される。 Δｄ＝Ｓ sinβ このΔｄが大きいと、例えば、潤滑不良により鋳型・凝
固シェル間に液相の潤滑膜が殆ど存在しない場合、上昇
してくる鋳型壁面が凝固シェルを直接摺動することにな
り、シェルに大きな引っ張り力が作用することになる。 【００１０】ここに、鋳型・凝固シェル間に液相の潤滑
膜が殆ど存在しない頻度は、パウダーの粘度が高くなる
ほど、またブレークポイントが高くなるほど、大きくな
り、拘束性ブレークアウトの危険が増大する。また、鋳
型の上昇速度の最大値Ｖm （サイン振動波形の場合、Ｖ
m ＝πＳｆ）と鋳造速度Ｖc との比Ｖm ／Ｖc の増加
も、その危険性を増大させる。 【００１１】そこで、発明者らは、上記したΔｄとＶm
／Ｖc を特定の範囲に規制する必要があると考え、これ
らを種々に変化させた実験を行った。その結果、モール
ドパウダーの粘度が0.5 Pa・s （５ポアズ）以上、ブレ
ークポイントが1000℃以上においても、Ｖm ／Ｖc が適
正な範囲を満足する場合、すなわち次式(2) 0.8 ≦Ｖm ／Ｖc ≦ 1.6 --- (2) の範囲を満足する場合には、殆ど拘束性ブレークアウト
の発生なしに、鋳造できることが判明した。 【００１２】ただし、Δｄの低下、つまりβの低下は、
パウダー消費量の局所的増加とその不安定化を増大さ
せ、鋳片表面にディプレッション（凹）や縦割れまたは
コーナー近傍割れを増大させる傾向にあるので、β値を
所定の範囲に制限する必要があることも判明した。そこ
で、このβ値の適正範囲について検討したところ、この
β（°）を鋳型の振動ストロークＳ（mm）との関係で、
次式(1) ２×10-3mm≦Ｓ sinβ≦８×10-3mm --- (1) の関係を満足する範囲に制御すれば、所望の効果が得ら
れることが究明された。 【００１３】ここに、Ｖm ／Ｖc に上限が存在するの
は、鋳型上昇時のシェルに作用する引っ張り摩擦力が過
大となって、拘束性ブレークアウトの増大につながるの
を防止するためであり、粘度：0.5 Pa・s （５ポアズ）
以上、ブレークポイント：1000℃以上で、かつΔｄが適
正範囲内では、1.6 以下とするのが最適である。一方、
Ｖm ／Ｖc に下限値が存在する理由は、Ｖm が小さすぎ
ると、鋳型振動毎に凝固シェルに作用する圧縮力が小さ
くなり、オシレーションマーク部の結合力が弱まり、鋳
型が上昇する際にシェルの破断が発生し易くなるためで
ある。理論的にはＶm ／Ｖc ＞1.0 で凝固開始位置シェ
ルに圧縮力が作用するが、湯面変動速度や凝固シェル強
度、鋼種、潤滑膜厚さ等の影響により、経験的には 0.8
以上であれば問題がないことが見出された。 【００１４】 【実施例】断面サイズで、鋳型下端厚みＴd が 220mm,
265mm 、長辺が1560mmの垂直鋳型を用いて、Ｃ：0.03〜
0.06mass％, Si：tr, Mn：0.3 〜0.6 mass％, Ｐ：0.01
5〜0.035 mass％, Ｓ：0.007 〜0.020 mass％およびA
l：0.025 〜0.045 mass％を含有し、残部はFeおよび不
可避的不純物の組成になる低炭素鋼を連続鋳造した。こ
の際、タンディッシュ内の溶鋼過熱度は15〜40℃、定常
での鋳造速度は 1.1〜2.7 m/min 、鋳型振動の波形はサ
イン波、ストロークＳは４〜10mmとした。また、使用し
た鋳型の上端から下端までの長さ（鋳型長）は 907mm
で、その状態で鋳型テーパーβを０〜0.07°に加工し
た。モールドパウダーは、表１に示すものを使用した。
なお、短辺テーパーは、発明鋳型および従来鋳型とも
に、片面：0.58°に設定した。 【００１５】表１および表２に示す条件で連続鋳造中の
鋳型測温に基づく拘束性ブレークアウト（ＢＯ）予知シ
ステム（特公平１−143748号公報に記載される方法によ
った）による警報発生率（1000チャージ当たりの回数）
を鋳型内潤滑性の指標として、潤滑性を評価した。ま
た、鋳片表面の割れを評価するために、調査用鋳片（30
0 mm長さ、全幅）の表面黒皮酸化膜を研磨機で 0.1〜0.
2 mm除去後、過酸化水素水と塩酸の混酸腐食を施し、割
れ（鋳片１m 当たりの割れ個数、個／m ）を調査した。
ディプレッション（鋳片当たりの個数、個／m ）は１チ
ャージ（スラブ８〜12本）当たり２本のスラブの両面を
外観観察により評価した。その後の熱延は、鋳片表面は
手入れ無しのまま、実施した。そして、製品冷延板（厚
み：0.3 mm）コイルのパウダー性欠陥率（個数／コイル
長×100)についても調査した。得られた結果を表２に併
記する。 【００１６】 【表１】 【００１７】 【表２】【００１８】表２に示したとおり、この発明により、従
来よりも粘度が２倍以上のパウダーを使用しても、安定
した鋳型内潤滑が達成されていることが、ＢＯ警報発生
回数から分かる。また、製品品質の悪化（パウダー欠陥
率や表面割れ発生）もほとんどなく、良好な製品が得ら
れていることが分かる。 【００１９】なお、参考のため、図１に、拘束性ブレー
クアウトや鋳片表面割れおよびディプレッションが発生
しない、安定鋳造条件を得る領域を示す。 【００２０】 【発明の効果】かくして、この発明によれば、高速鋳造
に際し、粘度ηが0.5 Pa・ｓ（５ポアズ）以上で、かつ
凝固温度（ブレークポイント）が1000℃以上のモールド
パウダーを使用した場合であっても、安定した鋳型内潤
滑が達成できるだけでなく、縦割れやパウダー欠陥など
の製品欠陥のない鋳片を安定して製造することができ
る。
法に関し、粘度が0.5 Pa・ｓ（５ポアズ）以上の超高粘
度モールドパウダーの使用下で、凝固初期における凝固
殻拘束性ブレークアウトの発生を効果的に防止すると共
に、該パウダーの巻き込み防止による鋳片性状の有利な
向上を図ろうとするものである。 【０００２】 【従来の技術】鋼鋳片を連続鋳造によって製造する場
合、溶鋼を浸漬ノズルを通じて鋳型内に注入し、凝固殻
（凝固シェルともいう）を形成させつつ下方に引き抜く
方法が、一般的である。かような鋼の連続鋳造におい
て、近年、生産性の向上を目的として、鋳造速度の増加
が図られているが、この場合には、次のような問題が顕
在化していた。 １）注入速度の増加により、溶鋼中にパウダーが巻き込
まれ、これらが鋳片内に残存することによって最終製品
で欠陥となる。 ２）初期凝固時の冷却速度の増加に伴い、凝固殻の不均
一成長を招き、甚だしい場合には、鋳片の表面に縦割れ
が発生する。このような表面縦割れが発生すると、圧延
工程へ鋳片を送給するに先立って、疵や欠陥部の除去作
業（以下、手入れという）が必要となる。 【０００３】上記の問題を解決するものとして、モール
ドパウダーの粘度を増加してパウダーの巻き込みを減少
させたり、あるいは凝固温度を高くして、鋳型・凝固シ
ェル間の伝熱抵抗を増大させ、シェルの暖冷却化を図
る、などの対策が一般的に実施されている。しかしなが
ら、これらの対策では、鋳型・鋳片間の潤滑性を悪化さ
せるため、拘束性ブレークアウトが発生する危険性が増
大する。 【０００４】この対策として、特開平４−40103 号公報
では、鋳型の長片テーパを 0.1％以下にすると共に、湯
面被覆剤（モールドパウダー) として、CaＯ／SiO2重量
比が0.5〜1.6 、1300℃における粘度η（Poise)と鋳造
速度Ｖc(m/min)の積が 6.0以上、1250℃における表面張
力が 290 dyne/cm以上、ブレークポイントが1000℃以下
を満足するパウダーを使用する方法を提案している。 【０００５】 【発明が解決しようとする課題】上記特開平４−40103
号公報に開示の技術の開発により、それなりの効果が認
められるに至ったものの、実際の工程に適用するには、
以下に述べるような問題を残していた。すなわち、特開
平４−40103 号公報に開示の方法では、ぶりき材や自動
車用鋼板（Ti−Sulc鋼：極低炭、低窒素、低ＳのTi添加
鋼）を鋳造する場合には、確かに鋳片欠陥指数やブレー
クアウト指数および鋳片表面付着パウダーに起因した圧
延疵については、減少効果が見られた。しかしながら、
この方法では、鋳片のままでは観察・発見が困難で、表
面酸化スケールを酸洗・除去して初めて発見可能な、微
細な表面割れ（深さ１mm以内）が鋳造速度の増加につれ
て増大し、特に直送圧延（ＣＣ→熱延、ＣＣ→加熱炉→
熱延など）のような酸化スケール生成量の少ない工程で
熱延する場合、甚だしい場合には、熱延板や冷延板にお
いて、線状疵となることが判明した。これは、パウダー
の凝固温度（ブレークポイント）が1000℃以下であるた
め、鋳型内抜熱量が大きくなり、その結果、鋳型内で凝
固シェルに発生する熱応力が大きくなって、微細表面割
れに至るものと考えられる。 【０００６】この発明は、上記の問題を有利に解決する
もので、1300℃におけるモールドパウダーの粘度ηが0.
5 Pa・ｓ（５ポアズ）以上、また該パウダーの凝固温度
が1000℃以上であっても、鋳型潤滑が安定し、かつ表面
割れ発生のない鋳片を安定して製造することができる、
鋼の連続鋳造方法を提案することを目的とする。 【０００７】 【課題を解決するための手段】さて、発明者らは、上記
の目的を達成すべく鋭意研究を重ねた結果、以下に述べ
る知見を得た。 (1) 従来、鋳型テーパーは、相対値である％（次式(3)
）や％／m （次式(4) ）で表現されてきたが、絶対値
表現に着目することにより、鋳型・凝固シェル間の潤滑
性を定量的に評価できる。 テーパー（％）＝（上記開口厚Ｔu −下端開口厚Ｔd)／長辺高さＬ×100 ---(3) テーパー（％／m ）＝（Ｔu −Ｔd ）／Ｔu ／Ｌ×100 ---(4) (2) 粘度が0.5 Pa・ｓ（５ポアズ）以上、ブレークポイ
ントが1000℃以上のモールドパウダーを使用しても、拘
束性ブレークアウト（ＢＯ）の発生なしに、安定した鋳
造を行うためには、特開平４−40103 号公報では考慮し
ていない、鋳型振動条件と鋳型長辺傾斜角度βを特定の
範囲に規制することが重要である。 この発明は、上記の知見に立脚するものである。 【０００８】すなわち、この発明は、1300℃における粘
度ηが0.5 Pa・s （５ポアズ）以上で、かつ凝固温度
（ブレークポイント）Ｔm が1000℃以上の湯面被覆剤を
使用して鋼を連続鋳造するに際し、垂直鋳型の長辺面の
傾斜角度β（°）（但し、鋳型の出口方向に鋳型厚みが
狭まる方向を正とする）と鋳型の振動ストロークＳ(mm)
の関係が、次式(1) ２×10-3mm≦Ｓ sinβ≦８×10-3mm --- (1) の関係を満足し、かつ鋳型振動における鋳型の最大上昇
速度Ｖm (m/min）と鋳造速度Ｖc (m/min）との比が、次
式(2) 0.8 ≦Ｖm ／Ｖc ≦ 1.6 --- (2) の範囲を満足する条件下で、鋼片を鋳造することを特徴
とする鋼の連続鋳造方法である。 【０００９】 【発明の実施の形態】以下、この発明を具体的に説明す
る。鋼の連続鋳造において、潤滑を保ち、かつ凝固シェ
ルの摩擦による破断を防止するために一般的に実施され
ている鋳型振動（モールドオシレーションとも呼ばれ
る）時の鋳型壁面の動きは、鋳型に傾斜β（°）が存在
するために、鋳型の上昇時には鋳型壁面は凝固シェルに
近づき、下降時には離れる。つまり、鋳型壁面と凝固シ
ェルとの間隔は周期的に変動していることになる。この
変動厚みΔｄは、鋳型傾斜角度βと振動ストロークＳを
用いて、次式で表される。 Δｄ＝Ｓ sinβ このΔｄが大きいと、例えば、潤滑不良により鋳型・凝
固シェル間に液相の潤滑膜が殆ど存在しない場合、上昇
してくる鋳型壁面が凝固シェルを直接摺動することにな
り、シェルに大きな引っ張り力が作用することになる。 【００１０】ここに、鋳型・凝固シェル間に液相の潤滑
膜が殆ど存在しない頻度は、パウダーの粘度が高くなる
ほど、またブレークポイントが高くなるほど、大きくな
り、拘束性ブレークアウトの危険が増大する。また、鋳
型の上昇速度の最大値Ｖm （サイン振動波形の場合、Ｖ
m ＝πＳｆ）と鋳造速度Ｖc との比Ｖm ／Ｖc の増加
も、その危険性を増大させる。 【００１１】そこで、発明者らは、上記したΔｄとＶm
／Ｖc を特定の範囲に規制する必要があると考え、これ
らを種々に変化させた実験を行った。その結果、モール
ドパウダーの粘度が0.5 Pa・s （５ポアズ）以上、ブレ
ークポイントが1000℃以上においても、Ｖm ／Ｖc が適
正な範囲を満足する場合、すなわち次式(2) 0.8 ≦Ｖm ／Ｖc ≦ 1.6 --- (2) の範囲を満足する場合には、殆ど拘束性ブレークアウト
の発生なしに、鋳造できることが判明した。 【００１２】ただし、Δｄの低下、つまりβの低下は、
パウダー消費量の局所的増加とその不安定化を増大さ
せ、鋳片表面にディプレッション（凹）や縦割れまたは
コーナー近傍割れを増大させる傾向にあるので、β値を
所定の範囲に制限する必要があることも判明した。そこ
で、このβ値の適正範囲について検討したところ、この
β（°）を鋳型の振動ストロークＳ（mm）との関係で、
次式(1) ２×10-3mm≦Ｓ sinβ≦８×10-3mm --- (1) の関係を満足する範囲に制御すれば、所望の効果が得ら
れることが究明された。 【００１３】ここに、Ｖm ／Ｖc に上限が存在するの
は、鋳型上昇時のシェルに作用する引っ張り摩擦力が過
大となって、拘束性ブレークアウトの増大につながるの
を防止するためであり、粘度：0.5 Pa・s （５ポアズ）
以上、ブレークポイント：1000℃以上で、かつΔｄが適
正範囲内では、1.6 以下とするのが最適である。一方、
Ｖm ／Ｖc に下限値が存在する理由は、Ｖm が小さすぎ
ると、鋳型振動毎に凝固シェルに作用する圧縮力が小さ
くなり、オシレーションマーク部の結合力が弱まり、鋳
型が上昇する際にシェルの破断が発生し易くなるためで
ある。理論的にはＶm ／Ｖc ＞1.0 で凝固開始位置シェ
ルに圧縮力が作用するが、湯面変動速度や凝固シェル強
度、鋼種、潤滑膜厚さ等の影響により、経験的には 0.8
以上であれば問題がないことが見出された。 【００１４】 【実施例】断面サイズで、鋳型下端厚みＴd が 220mm,
265mm 、長辺が1560mmの垂直鋳型を用いて、Ｃ：0.03〜
0.06mass％, Si：tr, Mn：0.3 〜0.6 mass％, Ｐ：0.01
5〜0.035 mass％, Ｓ：0.007 〜0.020 mass％およびA
l：0.025 〜0.045 mass％を含有し、残部はFeおよび不
可避的不純物の組成になる低炭素鋼を連続鋳造した。こ
の際、タンディッシュ内の溶鋼過熱度は15〜40℃、定常
での鋳造速度は 1.1〜2.7 m/min 、鋳型振動の波形はサ
イン波、ストロークＳは４〜10mmとした。また、使用し
た鋳型の上端から下端までの長さ（鋳型長）は 907mm
で、その状態で鋳型テーパーβを０〜0.07°に加工し
た。モールドパウダーは、表１に示すものを使用した。
なお、短辺テーパーは、発明鋳型および従来鋳型とも
に、片面：0.58°に設定した。 【００１５】表１および表２に示す条件で連続鋳造中の
鋳型測温に基づく拘束性ブレークアウト（ＢＯ）予知シ
ステム（特公平１−143748号公報に記載される方法によ
った）による警報発生率（1000チャージ当たりの回数）
を鋳型内潤滑性の指標として、潤滑性を評価した。ま
た、鋳片表面の割れを評価するために、調査用鋳片（30
0 mm長さ、全幅）の表面黒皮酸化膜を研磨機で 0.1〜0.
2 mm除去後、過酸化水素水と塩酸の混酸腐食を施し、割
れ（鋳片１m 当たりの割れ個数、個／m ）を調査した。
ディプレッション（鋳片当たりの個数、個／m ）は１チ
ャージ（スラブ８〜12本）当たり２本のスラブの両面を
外観観察により評価した。その後の熱延は、鋳片表面は
手入れ無しのまま、実施した。そして、製品冷延板（厚
み：0.3 mm）コイルのパウダー性欠陥率（個数／コイル
長×100)についても調査した。得られた結果を表２に併
記する。 【００１６】 【表１】 【００１７】 【表２】【００１８】表２に示したとおり、この発明により、従
来よりも粘度が２倍以上のパウダーを使用しても、安定
した鋳型内潤滑が達成されていることが、ＢＯ警報発生
回数から分かる。また、製品品質の悪化（パウダー欠陥
率や表面割れ発生）もほとんどなく、良好な製品が得ら
れていることが分かる。 【００１９】なお、参考のため、図１に、拘束性ブレー
クアウトや鋳片表面割れおよびディプレッションが発生
しない、安定鋳造条件を得る領域を示す。 【００２０】 【発明の効果】かくして、この発明によれば、高速鋳造
に際し、粘度ηが0.5 Pa・ｓ（５ポアズ）以上で、かつ
凝固温度（ブレークポイント）が1000℃以上のモールド
パウダーを使用した場合であっても、安定した鋳型内潤
滑が達成できるだけでなく、縦割れやパウダー欠陥など
の製品欠陥のない鋳片を安定して製造することができ
る。
【図面の簡単な説明】
【図１】 拘束性ブレークアウトや鋳片表面割れおよび
ディプレッションが発生しない、安定鋳造条件の領域を
示す図である。
ディプレッションが発生しない、安定鋳造条件の領域を
示す図である。
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(51)Int.Cl.7 識別記号 ＦＩ テーマコート゛(参考）
Ｂ２２Ｄ 11/20 Ｂ２２Ｄ 11/20 Ａ
(72)発明者 鍋島 祐樹
千葉県千葉市中央区川崎町１番地 川崎製
鉄株式会社千葉製鉄所内
(72)発明者 岸本 康夫
千葉県千葉市中央区川崎町１番地 川崎製
鉄株式会社技術研究所内
Ｆターム(参考） 4E004 MA02 MA04 MB14 MC05
Claims (1)
- 【特許請求の範囲】 【請求項１】 1300℃における粘度ηが0.5 Pa・s 以上
で、かつ凝固温度（ブレークポイント）Ｔm が1000℃以
上の湯面被覆剤を使用して鋼を連続鋳造するに際し、垂
直鋳型の長辺面の傾斜角度β（°）（但し、鋳型の出口
方向に鋳型厚みが狭まる方向を正とする）と鋳型の振動
ストロークＳ（mm）の関係が、次式(1) ２×10-3mm≦Ｓ sinβ≦８×10-3mm --- (1) の関係を満足し、かつ鋳型振動における鋳型の最大上昇
速度Ｖm (m/min）と鋳造速度Ｖc (m/min）との比が、次
式(2) 0.8 ≦Ｖm ／Ｖc ≦ 1.6 --- (2) の範囲を満足する条件下で、鋼片を鋳造することを特徴
とする鋼の連続鋳造方法。
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Cited By (3)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JP2007229737A (ja) * | 2006-02-28 | 2007-09-13 | Nippon Steel Corp | 厚鋼板用大断面鋳片の垂直型連続鋳造方法 |
| JP2009248178A (ja) * | 2008-04-10 | 2009-10-29 | Nippon Steel Corp | 鋼の連続鋳造鋳型の振動方法及び鋼の連続鋳造方法 |
| KR101505143B1 (ko) | 2013-04-30 | 2015-03-23 | 현대제철 주식회사 | 코일제조방법 |
Citations (6)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JPS61235053A (ja) * | 1985-04-10 | 1986-10-20 | Nippon Steel Corp | 拘束性ブレ−クアウトの防止方法 |
| JPH079104A (ja) * | 1993-06-24 | 1995-01-13 | Nippon Steel Corp | 鋼の連続鋳造法 |
| JPH10109142A (ja) * | 1996-10-01 | 1998-04-28 | Sumitomo Metal Ind Ltd | 連続鋳造用鋳型および連続鋳造方法 |
| JP2000158106A (ja) * | 1998-11-30 | 2000-06-13 | Shinagawa Refract Co Ltd | 鋼の連続鋳造方法 |
| JP2001047200A (ja) * | 1999-08-04 | 2001-02-20 | Nippon Steel Metal Prod Co Ltd | 鋼の連続鋳造用パウダー |
| JP2001239352A (ja) * | 2000-02-29 | 2001-09-04 | Nkk Corp | 鋼の連続鋳造方法およびそれに用いるモールドパウダー |
-
2001
- 2001-09-21 JP JP2001288460A patent/JP4654554B2/ja not_active Expired - Fee Related
Patent Citations (6)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JPS61235053A (ja) * | 1985-04-10 | 1986-10-20 | Nippon Steel Corp | 拘束性ブレ−クアウトの防止方法 |
| JPH079104A (ja) * | 1993-06-24 | 1995-01-13 | Nippon Steel Corp | 鋼の連続鋳造法 |
| JPH10109142A (ja) * | 1996-10-01 | 1998-04-28 | Sumitomo Metal Ind Ltd | 連続鋳造用鋳型および連続鋳造方法 |
| JP2000158106A (ja) * | 1998-11-30 | 2000-06-13 | Shinagawa Refract Co Ltd | 鋼の連続鋳造方法 |
| JP2001047200A (ja) * | 1999-08-04 | 2001-02-20 | Nippon Steel Metal Prod Co Ltd | 鋼の連続鋳造用パウダー |
| JP2001239352A (ja) * | 2000-02-29 | 2001-09-04 | Nkk Corp | 鋼の連続鋳造方法およびそれに用いるモールドパウダー |
Cited By (3)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JP2007229737A (ja) * | 2006-02-28 | 2007-09-13 | Nippon Steel Corp | 厚鋼板用大断面鋳片の垂直型連続鋳造方法 |
| JP2009248178A (ja) * | 2008-04-10 | 2009-10-29 | Nippon Steel Corp | 鋼の連続鋳造鋳型の振動方法及び鋼の連続鋳造方法 |
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