JP2004106054A - 連続鋳造用鋳型及び連続鋳造方法 - Google Patents
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Abstract
【課題】高粘度のパウダーを高速度化した鋳片引き抜き速度の条件下で使用しても、所定のパウダーの流入量が確保され、高い鋳型内潤滑を維持した鋳造が可能な連続鋳造用鋳型及び連続鋳造方法を提供する。
【解決手段】少なくとも溶鋼湯面近傍の鋳型内面形状を鋳片引き抜き方向下方に向かって広がる逆テーパー形状とした連続鋳造用鋳型であって、その逆テーパー値Ｔｉｎｖが下式を満たすように設定したことを特徴とする連続鋳造用鋳型。
０．１×Ｖｃ／［（０．０６／η＋０．０２）×Ｓ×ｃｏｓ−１（−Ｖｃ／πｆＳ）］≦Ｔｉｎｖ≦０．３×Ｖｃ／［（０．０６／η＋０．０２）×Ｓ×ｃｏｓ−１（−Ｖｃ／πｆＳ）］
但し、
Ｖｃ ；引抜速度（ｍｍ／ｓ）
ｆ ；鋳型振動数（サイクル／ｓ）
Ｓ ；鋳型振動ストローク（ｍｍ）
η ；モールドパウダー粘度（Ｐａ・ｓ）
【選択図】 図１
【解決手段】少なくとも溶鋼湯面近傍の鋳型内面形状を鋳片引き抜き方向下方に向かって広がる逆テーパー形状とした連続鋳造用鋳型であって、その逆テーパー値Ｔｉｎｖが下式を満たすように設定したことを特徴とする連続鋳造用鋳型。
０．１×Ｖｃ／［（０．０６／η＋０．０２）×Ｓ×ｃｏｓ−１（−Ｖｃ／πｆＳ）］≦Ｔｉｎｖ≦０．３×Ｖｃ／［（０．０６／η＋０．０２）×Ｓ×ｃｏｓ−１（−Ｖｃ／πｆＳ）］
但し、
Ｖｃ ；引抜速度（ｍｍ／ｓ）
ｆ ；鋳型振動数（サイクル／ｓ）
Ｓ ；鋳型振動ストローク（ｍｍ）
η ；モールドパウダー粘度（Ｐａ・ｓ）
【選択図】 図１
Description
【０００１】
【発明の属する技術分野】
本発明は鋼の連続鋳造用鋳型及び連続鋳造方法に関するものである。
【０００２】
【従来の技術】
鋼の連続鋳造は鋳型内に設置した浸漬ノズルから溶鋼を鋳型内に吐出し、凝固シェルを形成しながら鋳片を下方に引き抜くことで行われる。その際、鋳型と凝固シェルの潤滑、鋳型内の溶鋼の保温、溶鋼湯面の酸化防止等を目的として、鋳型内の溶鋼湯面にモールドパウダー（以下、単に「パウダー」とも記す）が投入される。
【０００３】
このため、連続鋳造鋳片の表層部には、パウダーを巻き込んだノロカミと呼ばれる表面欠陥が発生する場合がある。このパウダーの巻き込み現象は、鋳型内における溶鋼とパウダー界面との不安定現象に基いて発生すると考えられているが、明確なことは分かっていない。
ただ、実際の操業では、使用するパウダーの粘度が高いほど、その鋳片を圧延した後の鋼板ではノロカミに起因する欠陥が少なくなることが分かっている。
このため、実際の鋳造作業では、高粘度パウダーを用いることが普通に行われている。
【０００４】
しかしながら、高粘度パウダーを使用した場合には、パウダーの流入量、即ち、鋳型と凝固シェルとの間隙に流れ込むパウダー量が減少し、往々にして鋳型と凝固シェルとの潤滑不良が発生する。この潤滑不良が発生すると、凝固シェルに作用する摩擦力が増大し、凝固シェルに割れが発生したり、摩擦力が大きい場合には凝固シェルが鋳型に拘束され、凝固シェルが引きちぎれ、所謂ブレークアウトが発生する。
【０００５】
このため高粘度パウダーを使用する際には、一般に鋳片引き抜速度を下げて鋳造を実施している。パウダー流入量は鋳片引き抜き速度に反比例して減少するので、鋳片引き抜き速度の低速度化によりパウダーの流入量が増大し、潤滑不良を防止できるからである。しかし、この場合には連続鋳造機の生産性は極端に低下するという問題がある。
【０００６】
また、鋳造直後の鋳片が有する熱エネルギーを有効に利用するため、鋳造された高温鋳片を直接熱間圧延するＨＤＲプロセスや、鋳造された高温鋳片を加熱炉に装入し、加熱した後に熱間圧延するＨＣＲプロセスが広く採用されている。
これらのプロセスでは、鋳片温度を高温に維持する必要があり、鋳片引き抜き速度を高速度化している。
そのため、これらのプロセスでは安定鋳造を目的として、流入量が多い低粘度のパウダーを使用することが一般的であり、高粘度パウダーを使用してノロカミ低減対策は考慮されていないのが実状である。
【０００７】
以上のように、鋳片の表面欠陥を防止するためには高粘度のパウダーを使用することが考えられるが、高粘度のパウダーを用いた場合にはパウダー流入不足からブレークアウトの危険がある。
他方、特定のプロセスでは鋳片引き抜き速度の高速度化の要請から高粘度のパウダーの使用ができず、表面欠陥発生の危険が大きい。
【０００８】
このような状況のもと、高速連続鋳造における初期凝固シェルの破断を防止する連続鋳造鋳型が開示されている（特許文献１参照、従来技術１）。その連続鋳造鋳型は、鋳型のオシレーション手段を備え、かつ溶湯メニスカス相当部近傍を含む鋳型の上部内面が下広がりの逆テーパーを備えるというものである。
【０００９】
また、高粘度のモールドパウダーを使用した場合でも、拘束性のブレークアウトを防止して、表面性状の優れた鋳片を製造できる連続鋳造用鋳型が開示されている（特許文献２参照、従来技術２）。その連続鋳造用鋳型は、拘束性ブレークアウトや表面欠陥の発生原因を鋳型と凝固シェルの間隙に流入したモールドパウダーが鋳型に固着してモールドパウダーと凝固シェルとの間隔が鋳型の縦振動によって極端に狭まることにあるとの知見に基づき、鋳型内面に固相のモールドパウダーが固着した状態でも、鋳型の対向する面に固着した固相のモールドパウダー表面間の間隔が、鋳型の振動中に一定になるようにするために、鋳型の内面に鋳型の対向する面間の間隔が下方に向かって広がるようなテーパー（逆テーパー）を設けるというものである。
【００１０】
【特許文献１】
特開平１０−１０９１４２号公報
【特許文献２】
特開２００２−１２６８５４号公報
【００１１】
【発明が解決しようとする課題】
しかしながら、従来技術１では単に鋳型内面を逆テーパーにするというだけである。確かに、逆テーパーのないものに比べるとパウダーの流入量は増加すると思われる。
しかし、実操業においては、単純にパウダーの流入量を増加させればよいというものではなく、パウダーを所定の流入範囲に制御したいという要請がある。しかし、従来技術１ではパウダーを所定の流入範囲に制御するためにテーパー値をどの程度にすればよいかは全く不明である。また、パウダー流入量は鋳片引き抜き速度に反比例することは前述の通りであるが、従来技術１には、この引き抜き速度とテーパー値との関係も全く示されていない。
【００１２】
また、従来技術２では、鋳型の対向する面に固着した固相のモールドパウダー表面間の間隔が、鋳型の振動中にも一定になるように鋳型の内面に逆テーパーを設けるというものであり、この従来技術２においてもパウダーを所定の流入量に制御するための構成や、テーパー値と引き抜き速度との関係は全く示されていない。
【００１３】
このように、従来技術１，２では鋳型に逆テーパーを設ける点が示されるのみであり、実操業での諸条件例えば、鋳造速度、鋳型振動数やストローク、および使用するパウダー粘度等が全く加味されておらず、これらの諸条件との関係でテーパー値をどのように設定するかが不明であり、実際に実施することができないものである。
【００１４】
本発明は上記事情に鑑みてなされたものであり、高粘度のパウダーを高速度化した鋳片引き抜き速度の条件下で使用しても、所定のパウダーの流入量が確保され、高い鋳型内潤滑を維持した鋳造が可能な連続鋳造用鋳型及び連続鋳造方法を提供することを目的としている。
【００１５】
【課題を解決するための手段】
本発明に係る連続鋳造用鋳型は、少なくとも溶鋼湯面近傍の鋳型内面形状を鋳片引き抜き方向下方に向かって広がる逆テーパー形状とした鋳型であって、その逆テーパー値Ｔｉｎｖ（％）が下式を満たすように設定したものである。
０．１×Ｖｃ／［（０．０６／η＋０．０２）×Ｓ×ｃｏｓ−１（−Ｖｃ／πｆＳ）］≦Ｔｉｎｖ≦０．３×Ｖｃ／［（０．０６／η＋０．０２）×Ｓ×ｃｏｓ−１（−Ｖｃ／πｆＳ）］
但し、
Ｖｃ ；引抜速度（ｍｍ／ｓ）
ｆ ；鋳型振動数（サイクル／ｓ）
Ｓ ；鋳型振動ストローク（ｍｍ）
η ；モールドパウダー粘度（Ｐａ・ｓ）
【００１６】
また、本発明に係る連続鋳造方法は、少なくとも溶鋼湯面近傍の鋳型内面形状を鋳片引き抜き方向下方に向かって広がる逆テーパー形状とした鋳型を用いた連続鋳造方法であって、逆テーパー値Ｔｉｎｖ（％）、引抜速度Ｖｃ（ｍｍ／ｓ）、鋳型振動数ｆ（サイクル／ｓ）、鋳型振動ストロークＳ（ｍｍ）、モールドパウダー粘度η（Ｐａ・ｓ）が下式を満たすことを特徴とするものである。
０．１×Ｖｃ／［（０．０６／η＋０．０２）×Ｓ×ｃｏｓ−１（−Ｖｃ／πｆＳ）］≦Ｔｉｎｖ≦０．３×Ｖｃ／［（０．０６／η＋０．０２）×Ｓ×ｃｏｓ−１（−Ｖｃ／πｆＳ）］
【００１７】
【発明の実施の形態】
以下、図を参照して本発明の実施の形態を説明する。図１は、本発明の一実施の形態を示す図で、スラブ連続鋳造機の鋳型部分を鋳片短辺側から見た概要図、図２は、図１の鋳型に取り付けられる長辺鋳型銅板を示す図で、（Ａ）は正面図で（Ｂ）は側面図である。
【００１８】
スラブ連続鋳造機の鋳型１は、相対する一対の長辺鋳型銅板３と、この長辺鋳型銅板３に挟まれた、相対する一対の短辺鋳型銅板（図示せず）とを具備している。短辺鋳型銅板は長辺鋳型銅板３内を移動して任意の幅のスラブ鋳片を鋳造可能としている。長辺鋳型銅板３と短辺鋳型銅板とで形成する矩形型の空間内には、タンディッシュ（図示せず）の底部に設置された浸漬ノズル１０が挿入されており、タンディッシュ内の溶鋼４は浸漬ノズル１０を通り、浸漬ノズル１０の先端部に設けられた吐出孔１１から鋳型１内に鋳造される。
【００１９】
鋳型１内に鋳造された溶鋼４は、鋳型１により冷却されて凝固シェル５を形成する。凝固シェル５は下方に連続的に引き抜かれながらその厚みを増大し、やがて中心部まで凝固する。鋳型１は、連続鋳造中凝固シェル５に沿って上下に振動しており、鋳型１内の溶鋼湯面１２上にはパウダー６が添加されている。パウダー６は溶鋼４から熱を受け、溶鋼４側は溶融して溶融パウダー８となり、その上には未溶融パウダー７が存在している。
【００２０】
長辺鋳型銅板３の上部側には、鋳片引き抜き方向下方に向かって広がるテーパー（以下「逆テーパー」と記す）部３ａが設けられている。この逆テーパー部３ａの範囲内に溶鋼湯面１２の位置を保持して鋳造を実施する。逆テーパー部３ａの鋳片引き抜き方向の長さ（Ｌ）は、鋳型振動のストローク（振動の上下限の巾）以上であれば理論的には十分であるので、具体的には、鋳型振動ストロークの少なくとも３倍以上あればよい。実際の鋳造では溶鋼湯面１２の位置が鋳造中に上下に変動するので、それを考慮して、最大で、鋳型振動ストロークの１０倍あれば十分である。
【００２１】
なお、鋳片引き抜き方向下方に向かって広がるテーパー形状とは、溶鋼湯面１２の位置の鋳型内面積に比べて、その下方の鋳型内面積が広くなった形状を表しており、従って、長辺鋳型銅板３に挟まれており、最終的に長辺鋳型銅板３の間隔を決定する短辺鋳型銅板の形状も考慮する必要がある。
【００２２】
ここで、逆テーパーを付与した鋳型におけるパウダー流入メカニズムについて説明する。
このパウダーの流れ込みのメカニズムを図３に模式的に示す。図３（Ａ）は鋳型１が鋳片引き抜き速度よりも速い速度で下方に移動している状態（ネガティブストリップ状態）を示す図であり、図３（Ｂ）は、鋳型１が凝固シェル５に対して相対的に上方に移動している状態（ポジティブストリップ状態）を示す図である。
【００２３】
図３（Ａ）に示す鋳型１が凝固シェル５に対して相対的に下方に移動するときは、鋳型銅板２の内壁に付着した固着層９により凝固シェル５の先端部が鋳型１の内面側に押し曲げられ、溶融パウダー８は、固着層９が障害となって鋳型銅板２と凝固シェル５との間隙に流入できない状態となっている。
他方、図３（Ｂ）に示す鋳型１が凝固シェル５に対して相対的に上方に移動するときは、鋳型銅板２の内面が下に広がるテーパーを有しているので、固着層９が移動して形成された広い空隙に多くの溶融パウダー８が流入し、そして、溶融パウダー８は鋳型銅板２と凝固シェル５との間隙に流入する。
【００２４】
以上が逆テーパーを設けた鋳型におけるパウダー流入メカニズムであるが、このメカニズムを前提として、逆テーパー値と各操業条件との関係について以下検討する。
図４は図１に示した鋳型１の拡大図であり、鋳型壁と凝固シェルとの位置関係を示したものである。図４（Ａ）は、図３（Ａ）に示したネガティブストリップ状態を示し、図４（Ｂ）は、図３（Ｂ）に示したポジティブストリップ状態を示している。
ネガティブストリップ状態では、図４（Ａ）に示すように、凝固シェルの先端は鋳型壁で押し付けられた状態になっている。一方、図４（Ｂ）に示すポジティブストリップ状態では、鋳型壁と凝固シェルとの間にギャップＧが生じている。このギャップＧ（ｍｍ）は、振動ストロークＳ（ｍｍ）と鋳型の逆テーパー値Ｔｉｎｖ（％）の積で表せる。
Ｇ＝Ｓ×Ｔｉｎｖ／１００
なお、逆テーパー値Ｔｉｎｖとは、鋳片引き抜き方向の長さ（Ｌ）に対する逆テーパー部３ａの深さ（ｄ）の百分率（１００ｄ／Ｌ）であり、相対する長辺鋳型銅板３の双方に逆テーパー部３ａが設けられている場合には、双方の逆テーパー値の和が鋳型の逆テーパー値となる。
【００２５】
このギャップＧは逆テ―パー鋳型を用いたことにより通常鋳型に比べて余分に形成されたものであり、このギャップＧを通過して流入するパウダーが通常鋳型（逆テーパーのない鋳型）に比べて増加するパウダー流入量であるとみなすことができる。
したがって、鋳型振動１サイクル中に流入する単位幅のパウダーの流入量増分△Ｑｍ（ｋｇ／サイクル）は、ギャップＧを通過するパウダーの流入速度ＶＰ（ｍｍ／ｓ）、流入時間ｔ（ｓ）とパウダー密度ρ（ｋｇ／ｍｍ３）との積で下式（１）のように表すことができる。
△Ｑｍ＝ρ×Ｇ×ＶＰ×ｔ ・・・・・・・・（１）
【００２６】
振動１サイクルの間に形成する鋳片表面積をＡｓ（ｍｍ２）すると、単位表面積当たりのパウダー流入量増分△Ｑｐ（ｋｇ／ｍ２）は下式（２）で求まる。
△ＱＰ＝ρ×Ｇ×ＶＰ×ｔ／（ＡＳ×１０−６） ・・・・・（２）
１サイクルの鋳型振動で形成する表面ＡＳは、単位幅で考えると、１サイクルの振動中に引き抜かれる距離Ｌｆ（ｍｍ）から下式（３）で求まる。
ＡＳ＝Ｌｆ ×１＝Ｖｃ／ｆ ・・・・・・ （３）
したがって、パウダー流入量増分△Ｑｐは下式（４）のように表現できる。
△Ｑｐ＝ρ×Ｖｐ×（Ｓ×Ｔｉｎｖ／１００）×ｔ／（Ｖｃ／ｆ）×（１０６）・・・ （４）
【００２７】
ここで、パウダー流入時間ｔ（ｓ）について検討する。
パウダーの流入はポジティブストリップ状態のときに起こることが実験的に知られており、パウダー流入量Ｑｐはポジティブストリップ時間ｔｐに比例する。
そこで、パウダー流入時間ｔはポジティブストリップ時間ｔｐに置き換えることができる。
【００２８】
そして、鋳型がサイン波形で振動をしている場合のポジティブストリップ時間ｔｐ（ｓ）は、下式（５）で表現できることが知られている。
ｔｐ＝（１／πｆ）×ｃｏｓ−１（−Ｖｃ／πｆＳ） ・・・・・（５）
このｔｐを（４）式に代入すると、
△Ｑｐ＝ρ×Ｖｐ×（Ｓ×Ｔｉｎｖ／１００）×（１／π）×ｃｏｓ−１（−Ｖｃ／πｆＳ）／Ｖｃ×１０６ ・・・（６）
【００２９】
ここで、ｍｐ＝ρ×Ｖｐ×１０４／πと定義すると、パウダー流入速度Ｖｐはパウダー粘度に依存するのでｍｐはパウダー粘度の関数となる。
また、Ｆｐを下式（７）で定義し、これを流入パラメーターと呼ぶ。
Ｆｐ＝Ｓ×Ｔｉｎｖ×ｃｏｓ−１（−Ｖｃ／πｆＳ）／Ｖｃ ・・・・（７）
上記のように、ｍｐ、Ｆｐを定義すると△ＱＰは下式（８）で表現できる。
△ＱＰ＝ｍｐ×Ｆｐ ・・・・・（８）
ここで、Ｆｐは連続鋳造機の操業条件から決定され、ｍｐはパウダーに関するものである。
そして、Ｆｐは式（７）に示すように、鋳型振動ストロークＳ（ｍｍ）、鋳型の逆テーパー値Ｔｉｎｖ（％）、引抜速度Ｖｃ（ｍｍ／ｓ）、鋳型振動数ｆ（サイクル／ｓ）から構成され、予め定めることのできる操業条件によって決定できる。
【００３０】
上記のように、△ＱｐのＦｐを予め定めることのできる操業条件で表現できたので、次にｍｐについて検討する。
ｍｐを求めるにあたって実際に鋳片の引き抜き実験を行った。実験に際しては、逆テーパー値Ｔｉｎｖと引抜速度Ｖｃを変更し、振動数は、引抜速度Ｖｃに応じて変化させた。逆テーパーを付与した長さは６０ｍｍ、鋳型振動ストロークＳは８ｍｍ、実験開始時の湯面は逆テーパー範囲の中央より１０ｍｍ下の位置になるように浸漬した。
引抜速度Ｖｃと振動数ｆは下記の通りである。
（実験１）
引抜速度Ｖｃ ：１．５ｍ／ｍｉｎ（＝２５ｍｍ／ｓ）
振動数 ：１０２サイクル／ｍｉｎ（＝１．７サイクル／ｓ）
（実験２）
引抜速度Ｖｃ ：２．０ｍ／ｍｉｎ（＝３３．３ｍｍ／ｓ）
振動数 ：１３６サイクル／ｍｉｎ（＝２．２７サイクル／ｓ）
（実験３）
引抜速度Ｖｃ ：３．０ｍ／ｍｉｎ（＝５０ｍｍ／ｓ）
振動数 ：２０３サイクル／ｍｉｎ（＝３．３８サイクル／ｓ）
【００３１】
上記実験により引き抜き速度Ｖｃごとに、逆テーパー値Ｔｉｎｖ（％）におけるパウダー流入量を求め、グラフ化したものを図５〜図７に示す。図５は実験１に、図６は実験２に、図７は実験３にそれぞれ対応する。また、図５〜図７において、縦軸がパウダー流入量Ｑ（ｋｇ／ｍ２）、横軸が逆テーパーＴｉｎｖ（％）である。
【００３２】
ここで、パウダー流入増分ΔＱｐ（ｋｇ／ｍ２）は、逆テーパ鋳型を使用したときのパウダー流入量Ｑｐ（逆テーパー）と逆テーパを設けていない鋳型を使用したときのパウダー流入量Ｑｐ（逆テーパーなし）の差で表される。
したがって、例えば図６に示したＶｃ＝２．０ｍ／ｍｉｎ（＝３３．３ｍｍ／ｓ）の場合に着目すると、Ｔｉｎｖ＝０のときのパウダー流入量Ｑｐがパウダー流入量Ｑｐ（逆テーパーなし）に相当するので、図６の各値からＴｉｎｖ＝０のときのパウダー流入量Ｑｐを差し引くことで、パウダー流入増分ΔＱｐが求まる。
また、式（７）に図６のＴｉｎｖの値及びその他の操業条件を入れることで、図６の横軸を流入パラメーターＦｐに変換できる。
このようにして求めたＶｃ＝２．０ｍ／ｍｉｎ（＝３３．３ｍｍ／ｓ）におけるパウダー流入増分ΔＱｐと流入パラメーターＦｐとの関係を図８に示す。
【００３３】
図８から分かるように、パウダー粘度毎に△ＱｐとＦｐには直線的な関係が成り立っている。
次に、パウダー粘度を一定（η＝０．８Ｐａｓ）にして、引抜速度を１．５、２．０、３．０ｍ／ｍｉｎのときのＦｐと△Ｑｐとの関係を求め、図９に示した。図９から分かるように、引き抜き速度に関係なく、Ｆｐと△Ｑｐは直線関係が成立している。
【００３４】
図８の中で、Ｆｐと△Ｑｐの直線の傾きをｍｐとして、ｍｐをＦｐと△Ｑｐの関係を示す図８からパウダー粘度毎に求めて，粘度ηとｍｐとの関係を図示したのが、図１０である。この図１０からｍｐと粘度ηとの関係を求めると、下式（９）のように、ｍｐをパウダー粘度η（ｐａ・ｓ）で表現できる。
ｍｐ＝Ａ／η＋Ｂ＝０．０６／η＋０．０２ ・・・・・（９）
【００３５】
結局、パウダー流入増量△Ｑｐは、式（９）（１０）から、引き抜き速度Ｖｃ（ｍｍ／ｓ）、鋳型の逆テーパー値Ｔｉｎｖ（％）、鋳型振動条件（振動数ｆ（サイクル／ｓ）、ストロークＳ（ｍｍ））、パウダー粘度ηで表すことができる。
【００３６】
以上のようにパウダー流入増量△Ｑｐを表現できるとして、次に、具体的に流入量をどの程度にするのがよいかについて検討する。
鋳片厚みが１００ｍｍ以下の薄スラブ連続鋳造では、鋳造速度が５〜６ｍ／ｍｉｎ（＝８３．３〜１００ｍｍ／ｓ）で操業しており、このときのパウダー流れ込み量は０．１ｋｇ／ｍ２ 前後であると報告されている（杉谷泰夫：第１５３・１５４回西山記念技術講座、日本鉄鋼協会編、東京、（１９９４）、ｐ２２５）。薄スラブ連鋳の操業ではブレークアウトの発生頻度は厚さ２００〜３００ｍｍの通常スラブ連続鋳造のそれよりも高い。このことから推測して、パウダー流入量が０．１ｋｇ／ｍ２以上であれば鋳造可能であるといえる。したがって、パウダー流入量増分△Ｑｐを０．１ｋｇ／ｍ２以上とすれば必ず鋳造は安定する方向になる。そこで、パウダー流入量増分△Ｑｐの下限値を０．１ｋｇ／ｍ２と考える。
【００３７】
△Ｑｐが０．１ｋｇ／ｍ２以上になる条件は、
（０．０６／η＋０．０２）×Ｓ×Ｔｉｎｖ×ｃｏｓ−１（−Ｖｃ／πｆＳ）／Ｖｃ≧０．１
この式から、逆テーパー値の条件は下式のように決定できる。
【００３８】
一方、パウダー流入量の増分△Ｑｐが０．３ｋｇ／ｍ２以上になると、流入量が過剰のため、モールド周方向の均一な流入が起こり難くなる。そのため、パウダーが過剰に流入した部位では凝固シェルからモールドへの抜熱が小さくなり凝固の進行が遅滞するため、凝固シェル厚さが薄くなり、この部位で表面割れが起こる。そこでパウダー流入量増分△Ｑｐの上限値は０．３ｋｇ／ｍ２とした。この値は不均一凝固シェルが起こらない範囲の上限である。
【００３９】
△Ｑｐが０．３ｋｇ／ｍ２以下になる条件は、下式の通りとなる。
（０．０６／η＋０．０２）×Ｓ×Ｔｉｎｖ×ｃｏｓ−１（−Ｖｃ／πｆＳ）／Ｖｃ≦０．３
この式から、逆テーパー値の条件は下式のように決定できる。
【００４０】
結局、逆テーパー値は、鋳造条件、鋳型振動条件、パウダー粘度条件によって、下式で与えられる条件の範囲に決めることが望ましいことになる。
０．１×Ｖｃ／［（０．０６／η＋０．０２）×Ｓ×ｃｏｓ−１（−Ｖｃ／πｆＳ）］≦Ｔｉｎｖ≦０．３×Ｖｃ／［（０．０６／η＋０．０２）×Ｓ×ｃｏｓ−１（−Ｖｃ／πｆＳ）］・・・・・（１３）
【００４１】
このようにして設計した逆テーパーを有する鋳型を用いて鋳造することで、鋳片引抜速度が高速の場合において高粘度パウダーを使用しても、パウダーの流入量が確保され、高い鋳型内潤滑を維持した鋳造が可能となる。その結果、高速度鋳造条件でもパウダーの巻き込みを防止することが可能となり、直送圧延においても表面性状に優れた鋼板の製造が達成される。
【００４２】
なお、上記説明では鋳片鋳型銅板３のみに逆テーパー部３ａを設けた例を示したが、短辺鋳型銅板にも逆テーパー部３ａを設けてもよい。また、逆テーパー部３ａが短辺鋳型銅板の範囲まで拡大しないように長辺鋳型銅板３の中央部にのみ逆テーパー部３ａを設けているが、短辺鋳型銅板の側面を長辺鋳型銅板３の形状に沿って加工する場合には、長辺鋳型銅板３の幅方向全域に逆テーパー部３ａを設けることができる。更に、本発明はスラブ連続鋳造機に限るものではなく、ブルーム連続鋳造機やビレット連続鋳造機にも適用可能である。
【００４３】
【実施例】
実施例１．
図１及び図２に示す連続鋳造用鋳型を用い、自動車用の極低炭素アルミキルド鋼を鋳片引抜速度が２．５ｍ／ｍｉｎ、この時の鋳型振動ストロークが８ｍｍ、振動数が１７０サイクル／ｍｉｎ、振動波形がサイン波形で鋳造することを計画した。
式（１３）から計算される逆テ―パ−値Ｔｉｎｖと１３００℃におけるパウダー粘度の適正範囲を図１１に示す。Ｔｉｎｖ＝５％の逆テーパーを有する鋳型を製作して鋳造に用いた。逆テーパ―の付与した範囲は鋳型銅版上端から５０ｍｍから２００ｍｍ位置である。計算されるパウダーの適正粘度は、０．５〜２．２Ｐａｓの範囲であるので、０．８Ｐａｓの粘度を有するモールドパウダーを使用して鋳造を行った。比較のために逆テーパーの無い通常鋳型（順テーパ−鋳型）を用いて同じ連続鋳造機の別ストランドで鋳造した。
【００４４】
極低炭素鋼の成分は、Ｃ：０．００２ｍａｓｓ％以下、Ｓｉ：０．００２ｍａｓｓ％以下、Ｍｎ：０．１〜０．２ｍａｓｓ％、Ｐ：０．００８〜０．０１ｍａｓｓ％、Ｓ：０．００８〜０．０１ｍａｓｓ％であった。
【００４５】
パウダー流れ込み量は、逆テーパー値の方が増大した。２．５ ｍ／ｍｉｎ の鋳造速度でパウダー流入量の増分は０．２９ｋｇ／ｍ２程度となり、鋳造には全く問題がなかった。また、パウダーの巻き込みも全く観察されず、良好な鋳片品質を得た。
一方、順テーパ−鋳型では、流れ込み量が０．０８ｋｇ／ｍ２と少なくなり、２．５ ｍ／ｍｉｎ の鋳造速度を維持できなくなり鋳造速度を低下させざるをえなかった。
【００４６】
実施例２．
実施例１と同様に、図１及び図２に示す連続鋳造用鋳型を用い、自動車用の極低炭素アルミキルド鋼を鋳片引抜速度が２．５ｍ／ｍｉｎで鋳造を行った。この時の鋳型振動ストロークが８ｍｍ、振動数が１７０サイクル／ｍｉｎ、振動波形がサイン波形を用いた。逆テーパー値Ｔｉｎｖを１０％の鋳型を製作して鋳造に用いた。逆テーパーの付与範囲は実施例１と同じである。
このような鋳造条件の時のモールドパウダー粘度の適正範囲は、式（１３）から、１．２〜１６．６Ｐａｓと計算される。
この実施例ではモールドパウダーの粘度が適正範囲を外れた０．８Ｐａｓのものを意図的に用いた。比較のために逆テーパー部が設置されていない従来の鋳型を用いて同じ連続鋳造機の別ストランドで鋳造した。
【００４７】
極低炭素鋼の成分は、Ｃ：０．００２ｍａｓｓ％以下、Ｓｉ：０．００２ｍａｓｓ％以下、Ｍｎ：０．１〜０．２ｍａｓｓ％、Ｐ：０．００８〜０．０１ｍａｓｓ％、Ｓ：０．００８〜０．０１ｍａｓｓ％であった。
逆テーパー鋳型と従来鋳型のパウダーの流れ込み量を比較すると、逆テーパー鋳型では、０．６４ｋｇ／ｍ２を示した。一方、従来鋳型では、０．０９ｋｇ／ｍ２であった。つまり、逆テーパー鋳型では流入量が多すぎ、逆に従来鋳型では流入量が少なすぎた。そのため、逆テーパー鋳型で鋳造したスラブの表面には微小な２重肌が発生した。一方、順テーパ−鋳型では、２．５ ｍ／ｍｉｎ の引抜速度を維持できず、鋳造の後半から引抜速度を２．２ｍ／ｍｉｎまで低下させて鋳造を行った。このため鋳造時間が延長され、鋳造計画を変更せざるを得ず、生産量の低下につながった。
【００４８】
【発明の効果】
本発明においては、連続鋳造用鋳型の逆テーパー値を引抜速度等の操業条件との関係で規定したので、鋳片引き抜き速度が高速の場合において高粘度のパウダーを使用しても、パウダーの流入量が確保され、高い鋳型内潤滑を維持した鋳造が可能となる。その結果、高速度鋳造条件でもパウダーの巻き込みを防止することが可能となり、直送圧延においても極めて表面性状に優れた鋼板の製造が可能となる。
【図面の簡単な説明】
【図１】本発明の一実施形態を示す図で、スラブ連続鋳造機の鋳型部分を鋳片短辺側から見た概要図である。
【図２】本発明の一実施形態のスラブ連続鋳造機の鋳型部分を鋳片短辺側から見た概要図である。
【図３】本発明におけるパウダーの流れ込みのメカニズムを模式的に示す図である。
【図４】鋳型振動と凝固シェルとの位置関係を示す図である。
【図５】パウダーの流れ込み量と逆テーパー値との関係を示す図である（Ｖｃ＝１．５ｍ／ｍｉｎ）。
【図６】パウダーの流れ込み量と逆テーパー値との関係を示す図である（Ｖｃ＝２．０ｍ／ｍｉｎ）。
【図７】パウダーの流れ込み量と逆テーパー値との関係を示す図である（Ｖｃ＝３．０ｍ／ｍｉｎ）。
【図８】引抜速度一定のときのパウダーの流入量増分△Ｑｐと流入パラメータＦｐとの関係を示す図である。
【図９】引抜速度が変化したときのパウダー流入量増分△Ｑｐと流入パラメータＦｐとの関係を示す図である。
【図１０】傾きｍｐとパウダー粘度ηの関係を示す図である。
【図１１】引抜速度２．５ｍ／ｍｉｎのときの逆テ―パ−値とパウダー粘度の適正範囲を示す図である。
【符号の説明】
１ 鋳型
２ 鋳型銅板
３ 長辺鋳型銅板
３ａ 逆テーパー部
４ 溶鋼
５ 凝固シェル
６ パウダー
７ 未溶融パウダー
８ 溶融パウダー
９ 固着層
１０ 浸漬ノズル
１１ 吐出孔
１２ 溶鋼湯面
【発明の属する技術分野】
本発明は鋼の連続鋳造用鋳型及び連続鋳造方法に関するものである。
【０００２】
【従来の技術】
鋼の連続鋳造は鋳型内に設置した浸漬ノズルから溶鋼を鋳型内に吐出し、凝固シェルを形成しながら鋳片を下方に引き抜くことで行われる。その際、鋳型と凝固シェルの潤滑、鋳型内の溶鋼の保温、溶鋼湯面の酸化防止等を目的として、鋳型内の溶鋼湯面にモールドパウダー（以下、単に「パウダー」とも記す）が投入される。
【０００３】
このため、連続鋳造鋳片の表層部には、パウダーを巻き込んだノロカミと呼ばれる表面欠陥が発生する場合がある。このパウダーの巻き込み現象は、鋳型内における溶鋼とパウダー界面との不安定現象に基いて発生すると考えられているが、明確なことは分かっていない。
ただ、実際の操業では、使用するパウダーの粘度が高いほど、その鋳片を圧延した後の鋼板ではノロカミに起因する欠陥が少なくなることが分かっている。
このため、実際の鋳造作業では、高粘度パウダーを用いることが普通に行われている。
【０００４】
しかしながら、高粘度パウダーを使用した場合には、パウダーの流入量、即ち、鋳型と凝固シェルとの間隙に流れ込むパウダー量が減少し、往々にして鋳型と凝固シェルとの潤滑不良が発生する。この潤滑不良が発生すると、凝固シェルに作用する摩擦力が増大し、凝固シェルに割れが発生したり、摩擦力が大きい場合には凝固シェルが鋳型に拘束され、凝固シェルが引きちぎれ、所謂ブレークアウトが発生する。
【０００５】
このため高粘度パウダーを使用する際には、一般に鋳片引き抜速度を下げて鋳造を実施している。パウダー流入量は鋳片引き抜き速度に反比例して減少するので、鋳片引き抜き速度の低速度化によりパウダーの流入量が増大し、潤滑不良を防止できるからである。しかし、この場合には連続鋳造機の生産性は極端に低下するという問題がある。
【０００６】
また、鋳造直後の鋳片が有する熱エネルギーを有効に利用するため、鋳造された高温鋳片を直接熱間圧延するＨＤＲプロセスや、鋳造された高温鋳片を加熱炉に装入し、加熱した後に熱間圧延するＨＣＲプロセスが広く採用されている。
これらのプロセスでは、鋳片温度を高温に維持する必要があり、鋳片引き抜き速度を高速度化している。
そのため、これらのプロセスでは安定鋳造を目的として、流入量が多い低粘度のパウダーを使用することが一般的であり、高粘度パウダーを使用してノロカミ低減対策は考慮されていないのが実状である。
【０００７】
以上のように、鋳片の表面欠陥を防止するためには高粘度のパウダーを使用することが考えられるが、高粘度のパウダーを用いた場合にはパウダー流入不足からブレークアウトの危険がある。
他方、特定のプロセスでは鋳片引き抜き速度の高速度化の要請から高粘度のパウダーの使用ができず、表面欠陥発生の危険が大きい。
【０００８】
このような状況のもと、高速連続鋳造における初期凝固シェルの破断を防止する連続鋳造鋳型が開示されている（特許文献１参照、従来技術１）。その連続鋳造鋳型は、鋳型のオシレーション手段を備え、かつ溶湯メニスカス相当部近傍を含む鋳型の上部内面が下広がりの逆テーパーを備えるというものである。
【０００９】
また、高粘度のモールドパウダーを使用した場合でも、拘束性のブレークアウトを防止して、表面性状の優れた鋳片を製造できる連続鋳造用鋳型が開示されている（特許文献２参照、従来技術２）。その連続鋳造用鋳型は、拘束性ブレークアウトや表面欠陥の発生原因を鋳型と凝固シェルの間隙に流入したモールドパウダーが鋳型に固着してモールドパウダーと凝固シェルとの間隔が鋳型の縦振動によって極端に狭まることにあるとの知見に基づき、鋳型内面に固相のモールドパウダーが固着した状態でも、鋳型の対向する面に固着した固相のモールドパウダー表面間の間隔が、鋳型の振動中に一定になるようにするために、鋳型の内面に鋳型の対向する面間の間隔が下方に向かって広がるようなテーパー（逆テーパー）を設けるというものである。
【００１０】
【特許文献１】
特開平１０−１０９１４２号公報
【特許文献２】
特開２００２−１２６８５４号公報
【００１１】
【発明が解決しようとする課題】
しかしながら、従来技術１では単に鋳型内面を逆テーパーにするというだけである。確かに、逆テーパーのないものに比べるとパウダーの流入量は増加すると思われる。
しかし、実操業においては、単純にパウダーの流入量を増加させればよいというものではなく、パウダーを所定の流入範囲に制御したいという要請がある。しかし、従来技術１ではパウダーを所定の流入範囲に制御するためにテーパー値をどの程度にすればよいかは全く不明である。また、パウダー流入量は鋳片引き抜き速度に反比例することは前述の通りであるが、従来技術１には、この引き抜き速度とテーパー値との関係も全く示されていない。
【００１２】
また、従来技術２では、鋳型の対向する面に固着した固相のモールドパウダー表面間の間隔が、鋳型の振動中にも一定になるように鋳型の内面に逆テーパーを設けるというものであり、この従来技術２においてもパウダーを所定の流入量に制御するための構成や、テーパー値と引き抜き速度との関係は全く示されていない。
【００１３】
このように、従来技術１，２では鋳型に逆テーパーを設ける点が示されるのみであり、実操業での諸条件例えば、鋳造速度、鋳型振動数やストローク、および使用するパウダー粘度等が全く加味されておらず、これらの諸条件との関係でテーパー値をどのように設定するかが不明であり、実際に実施することができないものである。
【００１４】
本発明は上記事情に鑑みてなされたものであり、高粘度のパウダーを高速度化した鋳片引き抜き速度の条件下で使用しても、所定のパウダーの流入量が確保され、高い鋳型内潤滑を維持した鋳造が可能な連続鋳造用鋳型及び連続鋳造方法を提供することを目的としている。
【００１５】
【課題を解決するための手段】
本発明に係る連続鋳造用鋳型は、少なくとも溶鋼湯面近傍の鋳型内面形状を鋳片引き抜き方向下方に向かって広がる逆テーパー形状とした鋳型であって、その逆テーパー値Ｔｉｎｖ（％）が下式を満たすように設定したものである。
０．１×Ｖｃ／［（０．０６／η＋０．０２）×Ｓ×ｃｏｓ−１（−Ｖｃ／πｆＳ）］≦Ｔｉｎｖ≦０．３×Ｖｃ／［（０．０６／η＋０．０２）×Ｓ×ｃｏｓ−１（−Ｖｃ／πｆＳ）］
但し、
Ｖｃ ；引抜速度（ｍｍ／ｓ）
ｆ ；鋳型振動数（サイクル／ｓ）
Ｓ ；鋳型振動ストローク（ｍｍ）
η ；モールドパウダー粘度（Ｐａ・ｓ）
【００１６】
また、本発明に係る連続鋳造方法は、少なくとも溶鋼湯面近傍の鋳型内面形状を鋳片引き抜き方向下方に向かって広がる逆テーパー形状とした鋳型を用いた連続鋳造方法であって、逆テーパー値Ｔｉｎｖ（％）、引抜速度Ｖｃ（ｍｍ／ｓ）、鋳型振動数ｆ（サイクル／ｓ）、鋳型振動ストロークＳ（ｍｍ）、モールドパウダー粘度η（Ｐａ・ｓ）が下式を満たすことを特徴とするものである。
０．１×Ｖｃ／［（０．０６／η＋０．０２）×Ｓ×ｃｏｓ−１（−Ｖｃ／πｆＳ）］≦Ｔｉｎｖ≦０．３×Ｖｃ／［（０．０６／η＋０．０２）×Ｓ×ｃｏｓ−１（−Ｖｃ／πｆＳ）］
【００１７】
【発明の実施の形態】
以下、図を参照して本発明の実施の形態を説明する。図１は、本発明の一実施の形態を示す図で、スラブ連続鋳造機の鋳型部分を鋳片短辺側から見た概要図、図２は、図１の鋳型に取り付けられる長辺鋳型銅板を示す図で、（Ａ）は正面図で（Ｂ）は側面図である。
【００１８】
スラブ連続鋳造機の鋳型１は、相対する一対の長辺鋳型銅板３と、この長辺鋳型銅板３に挟まれた、相対する一対の短辺鋳型銅板（図示せず）とを具備している。短辺鋳型銅板は長辺鋳型銅板３内を移動して任意の幅のスラブ鋳片を鋳造可能としている。長辺鋳型銅板３と短辺鋳型銅板とで形成する矩形型の空間内には、タンディッシュ（図示せず）の底部に設置された浸漬ノズル１０が挿入されており、タンディッシュ内の溶鋼４は浸漬ノズル１０を通り、浸漬ノズル１０の先端部に設けられた吐出孔１１から鋳型１内に鋳造される。
【００１９】
鋳型１内に鋳造された溶鋼４は、鋳型１により冷却されて凝固シェル５を形成する。凝固シェル５は下方に連続的に引き抜かれながらその厚みを増大し、やがて中心部まで凝固する。鋳型１は、連続鋳造中凝固シェル５に沿って上下に振動しており、鋳型１内の溶鋼湯面１２上にはパウダー６が添加されている。パウダー６は溶鋼４から熱を受け、溶鋼４側は溶融して溶融パウダー８となり、その上には未溶融パウダー７が存在している。
【００２０】
長辺鋳型銅板３の上部側には、鋳片引き抜き方向下方に向かって広がるテーパー（以下「逆テーパー」と記す）部３ａが設けられている。この逆テーパー部３ａの範囲内に溶鋼湯面１２の位置を保持して鋳造を実施する。逆テーパー部３ａの鋳片引き抜き方向の長さ（Ｌ）は、鋳型振動のストローク（振動の上下限の巾）以上であれば理論的には十分であるので、具体的には、鋳型振動ストロークの少なくとも３倍以上あればよい。実際の鋳造では溶鋼湯面１２の位置が鋳造中に上下に変動するので、それを考慮して、最大で、鋳型振動ストロークの１０倍あれば十分である。
【００２１】
なお、鋳片引き抜き方向下方に向かって広がるテーパー形状とは、溶鋼湯面１２の位置の鋳型内面積に比べて、その下方の鋳型内面積が広くなった形状を表しており、従って、長辺鋳型銅板３に挟まれており、最終的に長辺鋳型銅板３の間隔を決定する短辺鋳型銅板の形状も考慮する必要がある。
【００２２】
ここで、逆テーパーを付与した鋳型におけるパウダー流入メカニズムについて説明する。
このパウダーの流れ込みのメカニズムを図３に模式的に示す。図３（Ａ）は鋳型１が鋳片引き抜き速度よりも速い速度で下方に移動している状態（ネガティブストリップ状態）を示す図であり、図３（Ｂ）は、鋳型１が凝固シェル５に対して相対的に上方に移動している状態（ポジティブストリップ状態）を示す図である。
【００２３】
図３（Ａ）に示す鋳型１が凝固シェル５に対して相対的に下方に移動するときは、鋳型銅板２の内壁に付着した固着層９により凝固シェル５の先端部が鋳型１の内面側に押し曲げられ、溶融パウダー８は、固着層９が障害となって鋳型銅板２と凝固シェル５との間隙に流入できない状態となっている。
他方、図３（Ｂ）に示す鋳型１が凝固シェル５に対して相対的に上方に移動するときは、鋳型銅板２の内面が下に広がるテーパーを有しているので、固着層９が移動して形成された広い空隙に多くの溶融パウダー８が流入し、そして、溶融パウダー８は鋳型銅板２と凝固シェル５との間隙に流入する。
【００２４】
以上が逆テーパーを設けた鋳型におけるパウダー流入メカニズムであるが、このメカニズムを前提として、逆テーパー値と各操業条件との関係について以下検討する。
図４は図１に示した鋳型１の拡大図であり、鋳型壁と凝固シェルとの位置関係を示したものである。図４（Ａ）は、図３（Ａ）に示したネガティブストリップ状態を示し、図４（Ｂ）は、図３（Ｂ）に示したポジティブストリップ状態を示している。
ネガティブストリップ状態では、図４（Ａ）に示すように、凝固シェルの先端は鋳型壁で押し付けられた状態になっている。一方、図４（Ｂ）に示すポジティブストリップ状態では、鋳型壁と凝固シェルとの間にギャップＧが生じている。このギャップＧ（ｍｍ）は、振動ストロークＳ（ｍｍ）と鋳型の逆テーパー値Ｔｉｎｖ（％）の積で表せる。
Ｇ＝Ｓ×Ｔｉｎｖ／１００
なお、逆テーパー値Ｔｉｎｖとは、鋳片引き抜き方向の長さ（Ｌ）に対する逆テーパー部３ａの深さ（ｄ）の百分率（１００ｄ／Ｌ）であり、相対する長辺鋳型銅板３の双方に逆テーパー部３ａが設けられている場合には、双方の逆テーパー値の和が鋳型の逆テーパー値となる。
【００２５】
このギャップＧは逆テ―パー鋳型を用いたことにより通常鋳型に比べて余分に形成されたものであり、このギャップＧを通過して流入するパウダーが通常鋳型（逆テーパーのない鋳型）に比べて増加するパウダー流入量であるとみなすことができる。
したがって、鋳型振動１サイクル中に流入する単位幅のパウダーの流入量増分△Ｑｍ（ｋｇ／サイクル）は、ギャップＧを通過するパウダーの流入速度ＶＰ（ｍｍ／ｓ）、流入時間ｔ（ｓ）とパウダー密度ρ（ｋｇ／ｍｍ３）との積で下式（１）のように表すことができる。
△Ｑｍ＝ρ×Ｇ×ＶＰ×ｔ ・・・・・・・・（１）
【００２６】
振動１サイクルの間に形成する鋳片表面積をＡｓ（ｍｍ２）すると、単位表面積当たりのパウダー流入量増分△Ｑｐ（ｋｇ／ｍ２）は下式（２）で求まる。
△ＱＰ＝ρ×Ｇ×ＶＰ×ｔ／（ＡＳ×１０−６） ・・・・・（２）
１サイクルの鋳型振動で形成する表面ＡＳは、単位幅で考えると、１サイクルの振動中に引き抜かれる距離Ｌｆ（ｍｍ）から下式（３）で求まる。
ＡＳ＝Ｌｆ ×１＝Ｖｃ／ｆ ・・・・・・ （３）
したがって、パウダー流入量増分△Ｑｐは下式（４）のように表現できる。
△Ｑｐ＝ρ×Ｖｐ×（Ｓ×Ｔｉｎｖ／１００）×ｔ／（Ｖｃ／ｆ）×（１０６）・・・ （４）
【００２７】
ここで、パウダー流入時間ｔ（ｓ）について検討する。
パウダーの流入はポジティブストリップ状態のときに起こることが実験的に知られており、パウダー流入量Ｑｐはポジティブストリップ時間ｔｐに比例する。
そこで、パウダー流入時間ｔはポジティブストリップ時間ｔｐに置き換えることができる。
【００２８】
そして、鋳型がサイン波形で振動をしている場合のポジティブストリップ時間ｔｐ（ｓ）は、下式（５）で表現できることが知られている。
ｔｐ＝（１／πｆ）×ｃｏｓ−１（−Ｖｃ／πｆＳ） ・・・・・（５）
このｔｐを（４）式に代入すると、
△Ｑｐ＝ρ×Ｖｐ×（Ｓ×Ｔｉｎｖ／１００）×（１／π）×ｃｏｓ−１（−Ｖｃ／πｆＳ）／Ｖｃ×１０６ ・・・（６）
【００２９】
ここで、ｍｐ＝ρ×Ｖｐ×１０４／πと定義すると、パウダー流入速度Ｖｐはパウダー粘度に依存するのでｍｐはパウダー粘度の関数となる。
また、Ｆｐを下式（７）で定義し、これを流入パラメーターと呼ぶ。
Ｆｐ＝Ｓ×Ｔｉｎｖ×ｃｏｓ−１（−Ｖｃ／πｆＳ）／Ｖｃ ・・・・（７）
上記のように、ｍｐ、Ｆｐを定義すると△ＱＰは下式（８）で表現できる。
△ＱＰ＝ｍｐ×Ｆｐ ・・・・・（８）
ここで、Ｆｐは連続鋳造機の操業条件から決定され、ｍｐはパウダーに関するものである。
そして、Ｆｐは式（７）に示すように、鋳型振動ストロークＳ（ｍｍ）、鋳型の逆テーパー値Ｔｉｎｖ（％）、引抜速度Ｖｃ（ｍｍ／ｓ）、鋳型振動数ｆ（サイクル／ｓ）から構成され、予め定めることのできる操業条件によって決定できる。
【００３０】
上記のように、△ＱｐのＦｐを予め定めることのできる操業条件で表現できたので、次にｍｐについて検討する。
ｍｐを求めるにあたって実際に鋳片の引き抜き実験を行った。実験に際しては、逆テーパー値Ｔｉｎｖと引抜速度Ｖｃを変更し、振動数は、引抜速度Ｖｃに応じて変化させた。逆テーパーを付与した長さは６０ｍｍ、鋳型振動ストロークＳは８ｍｍ、実験開始時の湯面は逆テーパー範囲の中央より１０ｍｍ下の位置になるように浸漬した。
引抜速度Ｖｃと振動数ｆは下記の通りである。
（実験１）
引抜速度Ｖｃ ：１．５ｍ／ｍｉｎ（＝２５ｍｍ／ｓ）
振動数 ：１０２サイクル／ｍｉｎ（＝１．７サイクル／ｓ）
（実験２）
引抜速度Ｖｃ ：２．０ｍ／ｍｉｎ（＝３３．３ｍｍ／ｓ）
振動数 ：１３６サイクル／ｍｉｎ（＝２．２７サイクル／ｓ）
（実験３）
引抜速度Ｖｃ ：３．０ｍ／ｍｉｎ（＝５０ｍｍ／ｓ）
振動数 ：２０３サイクル／ｍｉｎ（＝３．３８サイクル／ｓ）
【００３１】
上記実験により引き抜き速度Ｖｃごとに、逆テーパー値Ｔｉｎｖ（％）におけるパウダー流入量を求め、グラフ化したものを図５〜図７に示す。図５は実験１に、図６は実験２に、図７は実験３にそれぞれ対応する。また、図５〜図７において、縦軸がパウダー流入量Ｑ（ｋｇ／ｍ２）、横軸が逆テーパーＴｉｎｖ（％）である。
【００３２】
ここで、パウダー流入増分ΔＱｐ（ｋｇ／ｍ２）は、逆テーパ鋳型を使用したときのパウダー流入量Ｑｐ（逆テーパー）と逆テーパを設けていない鋳型を使用したときのパウダー流入量Ｑｐ（逆テーパーなし）の差で表される。
したがって、例えば図６に示したＶｃ＝２．０ｍ／ｍｉｎ（＝３３．３ｍｍ／ｓ）の場合に着目すると、Ｔｉｎｖ＝０のときのパウダー流入量Ｑｐがパウダー流入量Ｑｐ（逆テーパーなし）に相当するので、図６の各値からＴｉｎｖ＝０のときのパウダー流入量Ｑｐを差し引くことで、パウダー流入増分ΔＱｐが求まる。
また、式（７）に図６のＴｉｎｖの値及びその他の操業条件を入れることで、図６の横軸を流入パラメーターＦｐに変換できる。
このようにして求めたＶｃ＝２．０ｍ／ｍｉｎ（＝３３．３ｍｍ／ｓ）におけるパウダー流入増分ΔＱｐと流入パラメーターＦｐとの関係を図８に示す。
【００３３】
図８から分かるように、パウダー粘度毎に△ＱｐとＦｐには直線的な関係が成り立っている。
次に、パウダー粘度を一定（η＝０．８Ｐａｓ）にして、引抜速度を１．５、２．０、３．０ｍ／ｍｉｎのときのＦｐと△Ｑｐとの関係を求め、図９に示した。図９から分かるように、引き抜き速度に関係なく、Ｆｐと△Ｑｐは直線関係が成立している。
【００３４】
図８の中で、Ｆｐと△Ｑｐの直線の傾きをｍｐとして、ｍｐをＦｐと△Ｑｐの関係を示す図８からパウダー粘度毎に求めて，粘度ηとｍｐとの関係を図示したのが、図１０である。この図１０からｍｐと粘度ηとの関係を求めると、下式（９）のように、ｍｐをパウダー粘度η（ｐａ・ｓ）で表現できる。
ｍｐ＝Ａ／η＋Ｂ＝０．０６／η＋０．０２ ・・・・・（９）
【００３５】
結局、パウダー流入増量△Ｑｐは、式（９）（１０）から、引き抜き速度Ｖｃ（ｍｍ／ｓ）、鋳型の逆テーパー値Ｔｉｎｖ（％）、鋳型振動条件（振動数ｆ（サイクル／ｓ）、ストロークＳ（ｍｍ））、パウダー粘度ηで表すことができる。
以上のようにパウダー流入増量△Ｑｐを表現できるとして、次に、具体的に流入量をどの程度にするのがよいかについて検討する。
鋳片厚みが１００ｍｍ以下の薄スラブ連続鋳造では、鋳造速度が５〜６ｍ／ｍｉｎ（＝８３．３〜１００ｍｍ／ｓ）で操業しており、このときのパウダー流れ込み量は０．１ｋｇ／ｍ２ 前後であると報告されている（杉谷泰夫：第１５３・１５４回西山記念技術講座、日本鉄鋼協会編、東京、（１９９４）、ｐ２２５）。薄スラブ連鋳の操業ではブレークアウトの発生頻度は厚さ２００〜３００ｍｍの通常スラブ連続鋳造のそれよりも高い。このことから推測して、パウダー流入量が０．１ｋｇ／ｍ２以上であれば鋳造可能であるといえる。したがって、パウダー流入量増分△Ｑｐを０．１ｋｇ／ｍ２以上とすれば必ず鋳造は安定する方向になる。そこで、パウダー流入量増分△Ｑｐの下限値を０．１ｋｇ／ｍ２と考える。
【００３７】
△Ｑｐが０．１ｋｇ／ｍ２以上になる条件は、
（０．０６／η＋０．０２）×Ｓ×Ｔｉｎｖ×ｃｏｓ−１（−Ｖｃ／πｆＳ）／Ｖｃ≧０．１
この式から、逆テーパー値の条件は下式のように決定できる。
一方、パウダー流入量の増分△Ｑｐが０．３ｋｇ／ｍ２以上になると、流入量が過剰のため、モールド周方向の均一な流入が起こり難くなる。そのため、パウダーが過剰に流入した部位では凝固シェルからモールドへの抜熱が小さくなり凝固の進行が遅滞するため、凝固シェル厚さが薄くなり、この部位で表面割れが起こる。そこでパウダー流入量増分△Ｑｐの上限値は０．３ｋｇ／ｍ２とした。この値は不均一凝固シェルが起こらない範囲の上限である。
【００３９】
△Ｑｐが０．３ｋｇ／ｍ２以下になる条件は、下式の通りとなる。
（０．０６／η＋０．０２）×Ｓ×Ｔｉｎｖ×ｃｏｓ−１（−Ｖｃ／πｆＳ）／Ｖｃ≦０．３
この式から、逆テーパー値の条件は下式のように決定できる。
結局、逆テーパー値は、鋳造条件、鋳型振動条件、パウダー粘度条件によって、下式で与えられる条件の範囲に決めることが望ましいことになる。
０．１×Ｖｃ／［（０．０６／η＋０．０２）×Ｓ×ｃｏｓ−１（−Ｖｃ／πｆＳ）］≦Ｔｉｎｖ≦０．３×Ｖｃ／［（０．０６／η＋０．０２）×Ｓ×ｃｏｓ−１（−Ｖｃ／πｆＳ）］・・・・・（１３）
【００４１】
このようにして設計した逆テーパーを有する鋳型を用いて鋳造することで、鋳片引抜速度が高速の場合において高粘度パウダーを使用しても、パウダーの流入量が確保され、高い鋳型内潤滑を維持した鋳造が可能となる。その結果、高速度鋳造条件でもパウダーの巻き込みを防止することが可能となり、直送圧延においても表面性状に優れた鋼板の製造が達成される。
【００４２】
なお、上記説明では鋳片鋳型銅板３のみに逆テーパー部３ａを設けた例を示したが、短辺鋳型銅板にも逆テーパー部３ａを設けてもよい。また、逆テーパー部３ａが短辺鋳型銅板の範囲まで拡大しないように長辺鋳型銅板３の中央部にのみ逆テーパー部３ａを設けているが、短辺鋳型銅板の側面を長辺鋳型銅板３の形状に沿って加工する場合には、長辺鋳型銅板３の幅方向全域に逆テーパー部３ａを設けることができる。更に、本発明はスラブ連続鋳造機に限るものではなく、ブルーム連続鋳造機やビレット連続鋳造機にも適用可能である。
【００４３】
【実施例】
実施例１．
図１及び図２に示す連続鋳造用鋳型を用い、自動車用の極低炭素アルミキルド鋼を鋳片引抜速度が２．５ｍ／ｍｉｎ、この時の鋳型振動ストロークが８ｍｍ、振動数が１７０サイクル／ｍｉｎ、振動波形がサイン波形で鋳造することを計画した。
式（１３）から計算される逆テ―パ−値Ｔｉｎｖと１３００℃におけるパウダー粘度の適正範囲を図１１に示す。Ｔｉｎｖ＝５％の逆テーパーを有する鋳型を製作して鋳造に用いた。逆テーパ―の付与した範囲は鋳型銅版上端から５０ｍｍから２００ｍｍ位置である。計算されるパウダーの適正粘度は、０．５〜２．２Ｐａｓの範囲であるので、０．８Ｐａｓの粘度を有するモールドパウダーを使用して鋳造を行った。比較のために逆テーパーの無い通常鋳型（順テーパ−鋳型）を用いて同じ連続鋳造機の別ストランドで鋳造した。
【００４４】
極低炭素鋼の成分は、Ｃ：０．００２ｍａｓｓ％以下、Ｓｉ：０．００２ｍａｓｓ％以下、Ｍｎ：０．１〜０．２ｍａｓｓ％、Ｐ：０．００８〜０．０１ｍａｓｓ％、Ｓ：０．００８〜０．０１ｍａｓｓ％であった。
【００４５】
パウダー流れ込み量は、逆テーパー値の方が増大した。２．５ ｍ／ｍｉｎ の鋳造速度でパウダー流入量の増分は０．２９ｋｇ／ｍ２程度となり、鋳造には全く問題がなかった。また、パウダーの巻き込みも全く観察されず、良好な鋳片品質を得た。
一方、順テーパ−鋳型では、流れ込み量が０．０８ｋｇ／ｍ２と少なくなり、２．５ ｍ／ｍｉｎ の鋳造速度を維持できなくなり鋳造速度を低下させざるをえなかった。
【００４６】
実施例２．
実施例１と同様に、図１及び図２に示す連続鋳造用鋳型を用い、自動車用の極低炭素アルミキルド鋼を鋳片引抜速度が２．５ｍ／ｍｉｎで鋳造を行った。この時の鋳型振動ストロークが８ｍｍ、振動数が１７０サイクル／ｍｉｎ、振動波形がサイン波形を用いた。逆テーパー値Ｔｉｎｖを１０％の鋳型を製作して鋳造に用いた。逆テーパーの付与範囲は実施例１と同じである。
このような鋳造条件の時のモールドパウダー粘度の適正範囲は、式（１３）から、１．２〜１６．６Ｐａｓと計算される。
この実施例ではモールドパウダーの粘度が適正範囲を外れた０．８Ｐａｓのものを意図的に用いた。比較のために逆テーパー部が設置されていない従来の鋳型を用いて同じ連続鋳造機の別ストランドで鋳造した。
【００４７】
極低炭素鋼の成分は、Ｃ：０．００２ｍａｓｓ％以下、Ｓｉ：０．００２ｍａｓｓ％以下、Ｍｎ：０．１〜０．２ｍａｓｓ％、Ｐ：０．００８〜０．０１ｍａｓｓ％、Ｓ：０．００８〜０．０１ｍａｓｓ％であった。
逆テーパー鋳型と従来鋳型のパウダーの流れ込み量を比較すると、逆テーパー鋳型では、０．６４ｋｇ／ｍ２を示した。一方、従来鋳型では、０．０９ｋｇ／ｍ２であった。つまり、逆テーパー鋳型では流入量が多すぎ、逆に従来鋳型では流入量が少なすぎた。そのため、逆テーパー鋳型で鋳造したスラブの表面には微小な２重肌が発生した。一方、順テーパ−鋳型では、２．５ ｍ／ｍｉｎ の引抜速度を維持できず、鋳造の後半から引抜速度を２．２ｍ／ｍｉｎまで低下させて鋳造を行った。このため鋳造時間が延長され、鋳造計画を変更せざるを得ず、生産量の低下につながった。
【００４８】
【発明の効果】
本発明においては、連続鋳造用鋳型の逆テーパー値を引抜速度等の操業条件との関係で規定したので、鋳片引き抜き速度が高速の場合において高粘度のパウダーを使用しても、パウダーの流入量が確保され、高い鋳型内潤滑を維持した鋳造が可能となる。その結果、高速度鋳造条件でもパウダーの巻き込みを防止することが可能となり、直送圧延においても極めて表面性状に優れた鋼板の製造が可能となる。
【図面の簡単な説明】
【図１】本発明の一実施形態を示す図で、スラブ連続鋳造機の鋳型部分を鋳片短辺側から見た概要図である。
【図２】本発明の一実施形態のスラブ連続鋳造機の鋳型部分を鋳片短辺側から見た概要図である。
【図３】本発明におけるパウダーの流れ込みのメカニズムを模式的に示す図である。
【図４】鋳型振動と凝固シェルとの位置関係を示す図である。
【図５】パウダーの流れ込み量と逆テーパー値との関係を示す図である（Ｖｃ＝１．５ｍ／ｍｉｎ）。
【図６】パウダーの流れ込み量と逆テーパー値との関係を示す図である（Ｖｃ＝２．０ｍ／ｍｉｎ）。
【図７】パウダーの流れ込み量と逆テーパー値との関係を示す図である（Ｖｃ＝３．０ｍ／ｍｉｎ）。
【図８】引抜速度一定のときのパウダーの流入量増分△Ｑｐと流入パラメータＦｐとの関係を示す図である。
【図９】引抜速度が変化したときのパウダー流入量増分△Ｑｐと流入パラメータＦｐとの関係を示す図である。
【図１０】傾きｍｐとパウダー粘度ηの関係を示す図である。
【図１１】引抜速度２．５ｍ／ｍｉｎのときの逆テ―パ−値とパウダー粘度の適正範囲を示す図である。
【符号の説明】
１ 鋳型
２ 鋳型銅板
３ 長辺鋳型銅板
３ａ 逆テーパー部
４ 溶鋼
５ 凝固シェル
６ パウダー
７ 未溶融パウダー
８ 溶融パウダー
９ 固着層
１０ 浸漬ノズル
１１ 吐出孔
１２ 溶鋼湯面
Claims (2)
- 少なくとも溶鋼湯面近傍の鋳型内面形状を鋳片引き抜き方向下方に向かって広がる逆テーパー形状とした連続鋳造用鋳型であって、その逆テーパー値Ｔｉｎｖ（％）が下式を満たすように設定したことを特徴とする連続鋳造用鋳型。
０．１×Ｖｃ／［（０．０６／η＋０．０２）×Ｓ×ｃｏｓ−１（−Ｖｃ／πｆＳ）］≦Ｔｉｎｖ≦０．３×Ｖｃ／［（０．０６／η＋０．０２）×Ｓ×ｃｏｓ−１（−Ｖｃ／πｆＳ）］
但し、
Ｖｃ ；引抜速度（ｍｍ／ｓ）
ｆ ；鋳型振動数（サイクル／ｓ）
Ｓ ；鋳型振動ストローク（ｍｍ）
η ；モールドパウダー粘度（Ｐａ・ｓ） - 少なくとも溶鋼湯面近傍の鋳型内面形状を鋳片引き抜き方向下方に向かって広がる逆テーパー形状とした連続鋳造用鋳型を用いた連続鋳造方法であって、逆テーパー値Ｔｉｎｖ（％）、引抜速度Ｖｃ（ｍｍ／ｓ）、鋳型振動数ｆ（サイクル／ｓ）、鋳型振動ストロークＳ（ｍｍ）、モールドパウダー粘度η（Ｐａ・ｓ）が下式を満たすことを特徴とする連続鋳造方法。
０．１×Ｖｃ／［（０．０６／η＋０．０２）×Ｓ×ｃｏｓ−１（−Ｖｃ／πｆＳ）］≦Ｔｉｎｖ≦０．３×Ｖｃ／［（０．０６／η＋０．０２）×Ｓ×ｃｏｓ−１（−Ｖｃ／πｆＳ）］
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| JP2003029887A JP2004106054A (ja) | 2002-07-26 | 2003-02-06 | 連続鋳造用鋳型及び連続鋳造方法 |
Applications Claiming Priority (2)
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- 2003-02-06 JP JP2003029887A patent/JP2004106054A/ja active Pending
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