JP2005074460A

JP2005074460A - 極低炭素鋼のスラブ連続鋳造方法

Info

Publication number: JP2005074460A
Application number: JP2003307108A
Authority: JP
Inventors: Seiji Itoyama; 誓司糸山; Toshio Fujimura; 俊生藤村; Makoto Suzuki; 真鈴木; Hirohide Uehara; 博英上原; Takeshi Matsuzaki; 健松崎; Chikashi Tada; 睦多田
Original assignee: JFE Steel Corp
Current assignee: JFE Steel Corp
Priority date: 2003-08-29
Filing date: 2003-08-29
Publication date: 2005-03-24
Anticipated expiration: 2023-08-29
Also published as: JP4259232B2

Abstract

【課題】2.0 m/min を超える高速鋳造を適用しても、溶削等のスラブ手入れを施す必要のない表面品質に優れた極低炭素鋼スラブを安定して得る。
【解決手段】極低炭素鋼の連続鋳造に際し、連続鋳造設備の鋳型内鋳造空間の短辺長さが 150〜240 mm、鋳造速度が 2.0 m/min超、鋳型振動数が 185 cycle/min以下の条件下で、スラブ厚みＤと浸漬ノズル吐出孔横幅ｄの比Ｄ／ｄが 1.5〜3.0 を満足する浸漬ノズルを使用して鋳造する。
【選択図】図６

Description

本発明は、極低炭素鋼のスラブ連続鋳造方法に関し、特に厳格な表面品質が要求される自動車外板等の用途に供して好適な素材スラブの製造技術に関するものである。

自動車の外板等のように、深絞り加工やその他の複雑な変形を伴う加工が施される用途に使用される鋼板には、高い成形性が要求されるため、Ｃ含有量を極力低減したいわゆる極低炭素鋼（通常、鋼中のＣ含有量が0.01mass％以下）が使用されている。このような極低炭素鋼板の中でも特に、自動車外板用の冷延鋼板は、塗装性に加えて外観の美しさが要求される。

ところで、極低炭素鋼は、その精錬過程で酸素を使用して溶鋼中のＣを酸化除去する工程が不可欠であるため、この工程で溶鋼中に溶存した酸素をさらにアルミニウム、マグネシウム、チタンなどの脱酸剤で脱酸する工程が必要となる。この脱酸工程において、溶鋼中の酸素は脱酸剤と結合して脱酸生成物であるアルミナ、マグネシア、チタニア等を生じ、これが溶鋼中に非金属介在物として残存する。

このような非金属介在物がスラブの表面近傍に存在すると、スラブを熱間圧延および冷間圧延して薄鋼板とした場合に、鋼板の表面にヘゲやフクレなどの欠陥を生じるので好ましくない。また、脱酸生成物以外にも、連続鋳造時に鋳型内の溶鋼表面に添加するモールドパウダーや、タンディッシュから鋳型内に溶鋼を供給するための浸漬ノズルの詰まり防止のために供給されるアルゴンガスの気泡が溶鋼中に巻き込まれたものが、気泡単独あるいは脱酸生成物と合体した気泡として溶鋼中に残存しても、上記の脱酸生成物と同様な表面欠陥をもたらすことが知られている。

そこで、従来は、スラブ表面を無手入れで熱延される一般の冷延鋼板用の連続鋳造スラブとは異なり、自動車外板用スラブの場合には、その表面を１〜４mm程度溶削等の手段によって除去し、スラブ表層の脱酸生成物系介在物、気泡、モールドフラックス等の熱延以降で鋼板表面欠陥の原因となる異物を取り除いた上で、熱間圧延および冷間圧延に供していた。
しかしながら、このようなスラブの精整処理は、素材であるスラブの歩留りを低下させる上に、工程の滞留を招くという問題があった。
そこで、連続鋳造設備においてスラブを製造する段階で、上記したような鋼板の表面欠陥の原因となるスラブ表層欠陥の発生を防止する試みがなされている。

このような試みの基本的な考え方は、
(1) スラブを大断面化（スラブ幅は圧延時の制約があるので、スラブ厚みを増大することで対応）して鋳造速度（m/min)を下げることにより、生産性を損なわずに鋳型内における溶鋼の滞留時間を長くし、これによって鋳型内での溶鋼中からの脱酸生成物、モールドパウダーあるいは気泡などの異物が浮上する時間を稼ぐ、
(2) 鋳型内での溶鋼中からの脱酸生成物、モールドパウダーあるいは気泡などの浮上・分離を促すために、垂直部を有する連鋳機で鋳造する、
(3) 電磁力により、メニスカス近傍に水平方向の流れを付与し、溶鋼内に浮遊する異物が凝固シェルに捕捉されることを防止する（洗浄効果）、
(4) モールドパウダーの粘度を適正にして、溶鋼中へのモールドパウダーの巻き込みを減少する、
(5) 連続鋳造用鋳型のオシレーション（上下振動）条件を適正化し、鋳型内で形成される凝固シェルの爪の発生（オシレーションに起因して凝固シェルの一部が溶鋼側に倒れ込む現象）を軽減し、この部分への脱酸生成物、モールドパウダー、気泡などのトラップ量を低減する、
(6) 浸漬ノズルから鋳型内に供給される溶鋼吐出流に対し、電磁撹拌や電磁ブレーキを付加して、溶鋼の流れを適正化し、脱酸生成物を伴った溶鋼吐出流が鋳型内の深い位置にまで進入することを防止する、
などがその主流であった。

例えば、特許文献１には、Ｃ＜0.01wt％の溶鋼を、垂直部長さ：2.0 ｍ（請求の範囲では20ｍ）以上を有する連鋳機で鋳造するに際し、スラブ厚み＞200 mm、スラブ幅＞900 mm（実施例では、厚み：282 mm、幅：1680〜1950mm）、1.0 m/min 以上（実施例では 1.0〜1.5 m/min の比較的低速度）で且つ 4 ton/min以上（実施例では 4.0〜6.4 ton/min)の鋳造速度で、パウダー粘度：1.0 ポアズ以上、浸漬ノズルからの不活性ガス流量：１リットル/min以上のもと、メニスカス下：1.5 ｍ以内の溶鋼を15〜40 cm/sec の流速で水平方向に電磁撹拌する方法が開示されている。
この技術は、上記の(1), (2), (3), (4)および(6) を主に指向したものである。

また、特許文献２には、鋳型振動条件を適正化して、介在物が捕捉され易いスラブ表層部の初期凝固段階で形成される爪部を軽減する方法が開示されている（スラブサイズの記述なし。鋳造速度：1.4 〜2.6 m/min で、品質が向上したのは 2.0 m/min以下）。
この技術は、上記の(5) を指向したものである。

特開平５−７６９９３号公報特開平７−１５５９０２号公報

しかしながら、上記した従来技術には、以下に述べるような問題を残していた。
すなわち、特許文献１に記載のように、スラブの大断面化とくに厚みを増大した場合、鋳造速度が 1.5 m/minを超える鋳造条件では、期待したほどにスラブ表面近傍における介在物等の欠陥数が低減されなかった。この理由は、メニスカスの水平方向に電磁力を印加して溶鋼流速ｖm を最適値に制御しても、同一鋳造速度（Ｖｃ），同一スラブ幅（Ｗ）の場合、スラブ厚みの増加に伴いスループットが増大して、浸漬ノズルからの吐出流速ｖiが大きくなるため、溶鋼流速ｖm の平均値の変化が少なくてもその変動量が大きくなる結果、モールドフラックスの溶鋼中への巻き込みが助長されるためである。つまり、スラブ表層近傍の清浄性は、メニスカス溶鋼流速によって一義的に決定されるものではないことを示している。

また、浸漬ノズルからの溶鋼吐出噴流の影響が顕著になり、鋳型内短辺シェル成長が部分的に遅れる。この原因は、スラブ連続鋳造設備の場合、鋳型内に溶鋼を注入する際には鋳型内の鋳造空間の幅方向に均一に溶鋼を供給する目的で、いわゆる２孔ノズルを使用するが、この２孔ノズルの吐出口の幅ｄが鋳型内の短辺長さＤ（スラブの厚みに相当）に対して相対的に小さくなるために、厚み方向の溶鋼の流速に偏りが生じてしまい、短辺のうちで速い流速の溶鋼が局所的に衝突した凝固シェルは、その成長が遅れてしまうためである。なお、スラブ厚み方向における溶鋼流速の偏りは、前述したメニスカス流速の変動の一因にもなっている。

さらに、メニスカス下：1.5 ｍ以内の溶鋼を水平方向に撹拌すると、凝固シェルへの熱伝達が促進されるため、より一層凝固シェルの成長が阻害される。その結果、鋳型出口近傍で溶鋼静圧によるスラブ短辺バルジングが顕著になり、甚だしい場合には、シェル再溶解によるブレークアウトの発生につながり、鋳造の安定操業が阻害されるという問題があった。1.5 m/min 以上の鋳造速度やスラブ厚みの増加によって生産性の向上を目指す場合、上記の問題点はより深刻になる。

次に、特許文献２に記載の技術では、鋳型振動条件、特に鋳型振幅を小さく、振動数を大きくすることでネガティブストリップ時間Ｔを特定条件に制御してスラブの表面品質を改善する場合、以下のような問題点があることが明らかとなった。
すなわち、鋳造速度が 2.0 m/min超えで、かつ鋳型振動数が 185 cycle/min超えの条件で極低炭素鋼の鋳造を行った場合、湯面が突発的に大きく変動する異常な現象が稀に観察された。その結果、モールドフラックスの溶鋼中への巻き込みや凝固シェルへの噛み込みが発生し、鋳片表面欠陥となる。従って、鋳造速度が 2.0 m/min超えでの鋳造の場合、製品においてモールドフラックスに起因した表面欠陥が多発し、安定して表面品質の良好な製品を得ることができないという問題があった。

上述したところから明らかなように、自動車外板等の用途に使用される極低炭素鋼スラブの製造に際し、2.0 m/min を超えるような高速鋳造の場合には、未だ、溶削等のスラブ手入れを施す必要なしに高品質のスラブを安定して製造することはできなかったのである。

本発明は、上記の問題を有利に解決するもので、2.0 m/min を超える高速鋳造を適用しても、溶削等のスラブ手入れを施す必要のない表面品質に優れたスラブを安定して得ることができる、極低炭素鋼のスラブ連続鋳造方法を提案することを目的とする。

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、鋳造速度、連鋳鋳型内鋳造空間の短辺長さ、鋳型振動数および前記短辺長さＤと浸漬ノズル吐出孔横幅ｄの比Ｄ／ｄを適正に制御することにより、また必要に応じて溶鋼注入流に対する電磁力制動を有効に活用することにより、所期した目的が有利に達成されることの知見を得た。
本発明は、上記の知見に立脚するものである。

すなわち、本発明の要旨構成は次のとおりである。
１．連続鋳造設備を用いて、Ｃ含有量が0.01mass％以下の極低炭素鋼スラブを製造するに際し、
上記連続鋳造設備の鋳型内鋳造空間の短辺長さ：150 〜240 mm、鋳造速度：2.0 m/min超、鋳型振動数：185 cycle/min 以下の条件下で、前記短辺長さＤと浸漬ノズル吐出孔横幅ｄの比Ｄ／ｄが 1.5〜3.0 を満足する浸漬ノズルを使用して鋳造することを特徴とする極低炭素鋼のスラブ連続鋳造方法。

２．前記鋳造速度を 2.4 m/min以上とすることを特徴とする上記１記載の極低炭素鋼のスラブ連続鋳造方法。

３．前記短辺長さＤと浸漬ノズル吐出孔横幅ｄの比Ｄ／ｄが 2.1〜2.9 を満足する浸漬ノズルを使用して鋳造することを特徴とする上記１または２記載の極低炭素鋼のスラブ連続鋳造方法。

４．前記連続鋳造設備の鋳型内鋳造空間における溶鋼の注入流に対して電磁力による制動を加えることを特徴とする上記１〜３のいずれかに記載の極低炭素鋼のスラブ連続鋳造方法。

５．前記極低炭素鋼スラブが、自動車外板向けの冷延鋼板用素材であることを特徴とする上記１〜４のいずれかに記載の極低炭素鋼のスラグ連続鋳造方法。

本発明によれば、鋳型内鋳造空間の短辺長さ（スラブになったときのスラブ厚み）を従来よりも小さい 150〜240 mmとし、一方で鋳造速度を従来よりも大きい 2.0 m/min超え（好ましくは 2.4 m/min以上）とすることにより、鋳型内長辺に沿った溶鋼の流速が高速化し、これにより、電磁力によって水平方向流速を付与しなくても、
１）鋳型内で生成する長辺側凝固シェルにトラップされようとする介在物や気泡が洗浄される（洗浄効果）だけでなく、
２）長辺側凝固シェルそのものが薄くなって、たとえこのシェルに幾分かの介在物や気泡がトラップされたとしても、熱間圧延前のスラブ加熱の際にスケールとともに効果的に除去され、
３）さらに、鋳造速度が 2.0 m/minを超えた場合に、鋳型振動と湯面振動の共振のために発生が懸念された突発的な湯面変動も防止される。
なお、従来からも、鋳造速度の増加で洗浄効果が見られることは報告されているが、その効果は鋳造速度が 1.6〜1.8 m/min 程度で飽和するとされており、本発明で得られる鋳造速度が 2.0 m/min超えでのより効果的な鋳片表層部の清浄性の向上は、上記２）、３）の効果によるところが大きいと推定される。

その結果、本発明によれば、自動車外板用向け冷延鋼板のように表面品質が著しく厳しい極低炭素鋼板用の素材として最適なスラブを安定して製造することが可能になる。
また、鋳造速度が大きくても、短辺長さが小さいので、短辺における凝固シェル厚の不均一を防止でき、短辺バルジングを防止することができる。
さらに、本発明では、鋳型内鋳造空間における溶鋼の注入流に対して電磁力による制動を付加することによって、短辺への衝突流速を軽減することにより、モールドパウダーの巻き込みを軽減できるだけでなく、短辺バルジングの原因となる短辺側凝固シェル厚の不均一も一層効果的に防止することができる。

以下、本発明を具体的に説明する。
本発明が対象とする鋼種は、Ｃ含有量が0.01mass％以下のいわゆる極低炭素鋼である。Ｃ以外の成分に関しては特に規定するものではないが、自動車外板などの深絞り加工用途に適するものであることが好ましい。本発明は、とりわけ介在物欠陥を嫌う用途向け鋼種について、スラブの表層下でスケールオフしない厚み範囲に介在物等を存在させないことを意図しており、精錬過程で脱酸生成物としてアルミナ等の非金属介在物が発生し易い極低炭素鋼が、本発明の利益を最も享受する。
ちなみに、Ｃ以外の極低炭素鋼の代表組成を掲げると、次のとおりである。
Si：0.01〜0.04mass％，Mn：0.08〜0.20mass％，Ｐ：0.008 〜0.020 mass％，Ｓ：0.003〜0.008 mass％，Al：0.015 〜0.060 mass％，Ti：0.03〜0.080 mass％，Nb：0.002 〜0.017 mass％，Ｂ：０〜0.0007mass％。

本発明が対象とする連続鋳造設備は、鋼のスラブ連続鋳造設備であり、垂直型連続鋳造設備、垂直曲げ型連続鋳造設備、湾曲型連続鋳造設備のいずれでもよいが、生産性と品質を考慮すると垂直曲げ型連続鋳造設備がとりわけ有利である。

鋳型は、いわゆるスラブ連鋳用の鋳型であり、短辺長さ（スラブになったときにスラブ厚みに相当する）は、本発明で規定するように 150〜240 mmとする必要がある。長辺長さ（スラブになったときにスラブ幅に相当する）は、特に制限されるものではなく、通常の冷延鋼板（とくに自動車用冷延鋼板）向けの長さであればよく、 900〜2200mm程度とするのが好ましい。
鋳型の上下方向の高さは、特に規定しないが、鋳造速度：2.0 m/min 超の条件で鋳造した場合においても、鋳型内を抜けた鋳片がバルジングしない程度の厚みの凝固シェルを生成させる必要があることから、800 mmから1000mm程度とするのが好ましい。

タンディッシュから鋳型内の鋳造空間に溶鋼を供給するためのノズルは、浸漬ノズルを使用する。浸漬ノズルの材質は、一般的に使用されているアルミナ−グラファイト質などが好ましいが、これだけに限定されるものではない。
また、浸漬ノズルの形状は、円筒形のノズル（いわゆるストレートノズル）あるいは先端を閉止し、両短辺方向に向けて大略円形の吐出口を設けた２孔ノズルが一般的に使用できる。吐出口の断面形状は、丸形、正方形、長方形（横長、縦長）等限定されるものでなく、その最大幅ｄが本発明の条件に合致していればよい。
さらに、鋳造速度は、後述する理由により、2.0 m/min 超とする必要がある。より好ましくは 2.4 m/min以上である。

連続鋳造設備の鋳型内鋳造空間における溶鋼の注入流に対して電磁力による制動を加える場合には、特開平２−２８４７５０号公報に記載されるような、鋳型長辺幅の全域にわたって静磁場を印加する方法や、特開昭５７−１７３５６号公報に記載されるような、溶鋼の吐出位置にのみに静磁場を印加する方法などが好適に使用できる。

次に、本発明に従い、鋳型内鋳造空間の短辺長さ（スラブ厚）：150 〜240 mm、鋳造速度：2.0 m/min 超の条件で鋳造を行った場合に、鋳型内で生じる現象についての新規知見について説明する。なお、以後、介在物や気泡等は異物と称する。
(1) 異物捕捉場所の減少
鋳造速度Ｖc を 2.0 m/min超、好ましくは 2.4 m/min以上とすることにより、メニスカス部初期凝固シェル、いわゆる「爪」の生成が著しく抑制される。これは、湯面下同一深さでの凝固シェル厚がＶc の増加につれてより薄くなるため、溶鋼静圧の影響で鋳型側に押しつけられる力が、凝固シェル厚に依存するシェルの熱収縮により溶鋼側へ爪が倒れ込もうとする力よりも大きくなるためである。また、スラブ厚みが薄くなると、厚み方向のシェル収縮量の絶対値（＝スラブ厚×温度差×線膨張係数) が小さくなるので、溶鋼側への倒れ込みがより一層抑制され、その結果、爪の倒れ込み抑制効果が一層顕著になる。
図１に、爪深さに及ぼす鋳造速度の影響を示すが、鋳造速度＞2.0 m/min 、鋳型内鋳造空間の短辺長さ（スラブ厚み）≦240 mmでは、爪深さは１mm以下になる。また、鋳造速度が 2.4 m/min以上では爪深さは0.7 mm以下となる。

(2) 異物吸着の抑制
凝固に伴い、凝固界面に濃化する溶質の偏析に起因して界面張力勾配が発生し、この力により、凝固シェル界面に異物が吸引・捕捉され易くなる現象が生じる。このため、異物を吸引・捕捉する力を大きくする溶質元素として特に影響の大きいＳやTi等の濃度を低下させる試みも実施されている。しかしながら、成分を操作することは、コストアップ（低Ｓ化）や材質劣化（Ti低減）につながるという問題がある。
本発明では、鋳造速度Ｖｃをより大きくすることにより、異物の凝固シェルへの吸引・捕捉する力の増大を抑制する。すなわち、(1) のような高速鋳造では、メニスカス部の凝固量がより減少するため、偏析量も減少し、よって、異物の吸引力となる界面張力勾配も小さくなる。その結果、凝固シェル側に吸着・捕捉される異物の量も抑制されるのである。

(3) 異物捕捉厚みの減少
図２に、スラブ表層部におけるの異物のスラブ表面からの捕捉深さｈと捕捉個数との関係を示す。また、図３には、スラブ表面からの捕捉深さｈをメニスカス（湯面）からの距離Ｌに換算（ｈ＝ｋ（Ｌ／Ｖc)^1/2 、Ｖc ：鋳造速度、凝固定数ｋ＝20mm・min ^-0.5時）した場合のメニスカスからの距離Ｌと捕捉個数との関係を示す。
図２，３から分かるように、異物は湯面下20mm以内でシェルに捕捉されている。そして、鋳造速度の増加につれて捕捉深さは浅くなり、鋳造速度Ｖc ＞2.0 m/min では、スラブ表面からの捕捉深さｈは１mm以下となる。
この深さ以下になると、異物がシェルに捕捉されても、その後の熱延→冷延工程を経て製品になる過程で、異物は鋳片表面の酸化スケールと共に脱落・除去される。従って、スラブ手入れを行うことなしに、無欠陥の製品とすることができる。なお、鋳造速度が 2.4m/min 以上では爪深さが 0.7mm以下、つまり異物捕捉厚みｈもそれ以下となるので、鋳造速度は 2.4 m/min以上とすることがより好適である。

(4) 異物捕捉確率の減少
異物が凝固シェルに捕捉され易い湯面下20mm以内における凝固シェルの滞留時間は、鋳造速度の増加につれて短くなる。従って、溶綱中に浮遊している異物の量が同じでも、凝固シェルに捕捉される確率は小さくなる。例えば、Ｖc ＝3.0 m/min の場合には、Ｖc ＝1.5 m/min の場合に比べて、異物が捕捉される確率は半分になる。

(5) 突発性湯面変動の防止のための最適鋳型振動数
鋳造速度Ｖc が 2.0 m/min超えで鋳造した場合、鋳型内の凝固シェルは、前述したようにその厚みがより薄くなるため、溶鋼静圧の影響を受けて鋳型側に押し付けられる、いわゆるバルジング現象が小さいながらも発生する。このバルジング現象は、シェルが高温で、かつシェル強度が他鋼種に比べて小さい極低炭素鋼のような鋼種の場合、その膨らむ（鋳型に押し付けられる）速度は鋳型振動速度よりも大きくなる。一般的に凝固収縮や熱収縮による体積収縮を補償するためのテーパーが設けられている鋳型を上下振動すると、鋳型下降に追従して凝固シェルが膨らみ（膨らみ量：δb ）、一方、鋳型上昇中には、鋳型が膨らんだシェルを押す（押し付け量：δp ≒δb ）ことになる。これよる体積変化が湯面変動に与える量は、計算上１mm未満と小さい。しかしながら、このようなことが繰り返されると、湯面振動と鋳型振動が共振し、湯面が突発的に大きく変動する異常な現象が稀に生じることが見出された。この現象は、鋳型のきわで発生するため、通常の過流式湯面レベル計では検出が難しく、鋳片のオシレーションマーク乱れの経時変化を調査することにより、初めて本発明者らが見出した現象である。特に、鋳造速度が 2.0 m/min超えで、鋳型振動数が 185 cycle/min超えと高い場合に、このような現象が観察され易く、その結果モールドフラックスの溶鋼中への巻き込みや凝固シェルへの噛み込みが発生し、鋳片表層下欠陥となる。このため、2.0 m/min 超えでの鋳造の場合、製品においてモールドフラックスに起因した表面欠陥の発生が突発的に増加し、安定して表面欠陥を低減できないという問題があった。
しかしながら、この点については、突発的な現象の発生頻度の指標としての全欠陥に占めるフラックス系欠陥の割合と鋳型振動数との関係から、鋳型振動数を 185 cycle/min以下とした場合には、このような現象は、たとえ鋳造速度Ｖc が 2.0m/min 超えの場合であっても、効果的に防止できることが判明した。

(6) 短辺バルジング防止（鋳型内鋳造空間の短辺長さの上限規制理由）
本発明で規定した鋳型内鋳造空間の短辺長さ（スラブ厚み）Ｄと浸漬ノズル吐出孔横幅ｄの比Ｄ／ｄが適正範囲を満足する浸漬ノズルを使用しても、短辺長さが厚くなりすぎると、鋳造速度Ｖc が 2.0m/min 超えの場合には、短辺バルジングに起因したスラブ形状不良やブレークアウトの問題が発生する。この点、短辺厚みが小さい場合やＶc が小さい場合には、鋳型を出てからのスラブ短辺の溶鋼静圧によるバルジングが小さく抑えられ、ブレークアウト発生の危険性は低い。
しかしながら、図４に示すように、短辺長さ（すなわちスラブ厚み）が 240mm超えにおいては、鋳造速度が 2.4 m/minでもスラブ厚み増加による浸漬ノズル吐出孔からの溶鋼噴流速度の増加により、電磁ブレーキ制動による二次流速増加のため、短辺シェル成長の遅れを抑えることが困難になり、鋳型下端での短辺バルジングが顕著になり、ブレークアウトの危険性（バルジング量≧10mm）が増大する。
また、短辺長さ（すなわちスラブ厚み）が 240mm超えの場合には、上と同様の理由で、溶鋼噴流の短辺からの反転流や二次流が湯面の乱れを助長するため、モールドフラックスの巻き込みや噛み込みも発生し易くなり、またスラブ厚みの増加は、メニスカス部の特に浸漬ノズル近傍での溶鋼のよどみも発生し易くなる傾向にあるため、図５に示すように、スラブ表面欠陥および製品欠陥が増大する。

(7) 鋳型内鋳造空間の短辺長さの下限規制理由
鋳型内鋳造空間の短辺長さ（スラブ厚み）Ｄが150 mm未満では、下記の理由で好ましくない。
すなわち、スラブ断面積が小さくなりすぎると、湯面制御性の問題から、同じ鋳造量の変動に対して、湯面の変動量が大きくなり、湯じわに起因した深さ：１mm以上の爪の発生頻度が増加し、上記(1) の効果が得られなくなる。また、湯面の変動に起因して、モールドフラックスの巻き込みや噛み込みも発生し易くなる（図５参照）。さらに、一般の浸漬ノズルの外径は、耐久性から定まる壁厚み（20mm〜）、スループット：5.4 t/min(150 mm厚、2200mm幅、Ｖc ：2.1 m/min 〜）〜14.5 t/min（240 mm厚、2200mm幅、Ｖc ：〜3.5m/min ）を確保する観点から決まる内径（70〜130 mm）の和で決定される。ここで、短辺長さ（スラブ厚み）Ｄが小さすぎると、浸漬ノズル外壁と長辺凝固シェルとの距離が狭くなりすぎ（＜20mm）、この間での流動が不均一になり、縦割れの原因となる。極端な場合、凝固シェルがノズルに接触・固着し、ブレークアウトにつながる。よって、短辺長さ（スラブ厚み）Ｄは、 150mm（内径：70mm＋外壁総厚：40mm（20×２）＋浸漬ノズル外壁と長辺凝固シェルの距離：40mm（20×２））以上とする必要がある。なお、スラブ幅は上記の理由により制限されない。

(8) 鋳型内鋳造空間の短辺長さＤと浸漬ノズル吐出孔横幅ｄの比Ｄ／ｄの最適化
浸漬ノズル吐出口から噴出した溶鋼は、短辺シェルに衝突するまでにその幅が広がると共に、減速されるが、その程度や鋳型短辺シェルに衝突する溶鋼噴流の速度分布は、スラブ幅Ｗ、鋳造速度Ｖc およびＤ／ｄ比に依存する。鋳型内鋳造空間の短辺長さ（スラブ厚み）Ｄに対して浸漬ノズル吐出口幅ｄが小さすぎる（Ｄ／ｄが大きすぎる）と、Ｄ，Ｖc，Ｗの増大につれて、短辺シェルに衝突する噴流流速の大きい領域幅のスラブ厚み（短辺幅）に占める割合が減少するため、凝固シェルの成長が不均一で、かつ阻害され易く、極端に凝固シェルが薄くなると、ブレークアウトにつながる。一方、鋳型内鋳造空間の短辺長さ（スラブ厚み）Ｄに対して浸漬ノズル吐出口ｄが大きすぎる（Ｄ／ｄが小さすぎる）と、噴流が短辺に衝突する前に長辺側のシェルに衝突して長辺側凝固シェルの成長が阻害され、横割れや斜め割れが発生し、極端に凝固シェルが薄くなると、やはりブレークアウトにつながる。いずれの場合も、スラブ幅の影響は殆どない。
また、短辺に衝突後の流れが上昇後に長辺側湯面に沿って流れる際、Ｄ／ｄ比が最適値から外れると、スラブ厚み方向の溶鋼流速の偏りのため、メニスカス流速変動の一因にもなり、モールドフラックスの巻き込み量が増える。

なお、スループット：5.4 〜14.5 t/minを確保する観点から決定される吐出口幅最大値ｄは、浸漬ノズルの耐久性の観点から浸漬ノズル内径（70〜130 mm）と等しいか小さく設定した方が好ましい。従ってＤ／ｄ比は、(6), (7)から決まる最適鋳型内鋳造空間の短辺長さ（スラブ厚み）Ｄ（150 〜240 mm）と吐出口幅ｄ（70〜130 mm）を考慮する必要がある。長時間鋳造（300 分以上）を前提にすれば、ノズル外壁厚みは25mm×２＝50mm以上、さらにより安定した品質を確保するためには鋳型とノズルとの距離は40mm以上確保したほうがよく（つまり、ノズル内径を除く必要厚みは50＋40×２＝130 mm）、一方短時間対応の場合には、ノズル外壁厚みは20mm×２＝40mm、さらに鋳型とノズルとの距離は20mm程度でよい（つまり、ノズル内径を除く必要厚みは40＋20×２＝80mm）。

表１に、Ｄ／ｄ比が製品品質に及ぼす影響について調査した結果を示す。
同表に示したとおり、Ｄ／ｄの範囲は 1.5〜3.0 が良好であるが、製品品質に加えて、上記の最適スラブ厚み、浸漬ノズル耐久性および必要流量を加味すると、 2.1〜2.9 の範囲がより好適である。

(9) 電磁力による流動制動
鋳造速度Ｖc ≧2.4 m/min 、あるいはスループット：７ ton/min以上では、スラブ厚みやＤ／ｄを最適化しても、製品欠陥率の増加が若干認められる。
しかしながら、この場合には、電磁力による流動制動を付加することが好ましく、この流動制動によって、より安定した操業と品質の向上が達成できる。
なお、かような電磁力による流動制動法としては、特開平２−２８４７５０号公報や特開昭５７−１７３５６号公報に記載の方法が好適に使用できることは、前述したとおりである。

以上述べたとおり、上記(5), (6)，(8) でモールドフラックス巻き込みを極力防止し、またもしフラックスが巻き込まれたとしてもあるいは溶鋼中に介在物が浮遊していたとしても、上記(2), (4)により、異物の凝固シェルへの捕捉を抑制し、さらに、仮に捕捉されたとしても欠陥にならないように、上記(1), (3)により異物が捕捉される凝固シェル表面からの深さをより浅くすることにより、製品になるまでの間、とくにスラブ加熱工程において、異物のスラブ表層からの脱落・除去を促進するのである。
そして、このような効果が、上記(6), (7), (8), (9)によって、高生産性の下で、安定して達成できることになる。

連続鋳造機により、鋳型内鋳造空間の短辺長さ（スラブ厚み）がそれぞれ、110 mm（試験連鋳機）、 200, 215, 220, 235, 260 mm （以上は垂直曲げ型の生産連鋳機）、またスラブ幅がそれぞれ、400 mm（試験連鋳機）、 900〜2200mm（以上は垂直曲げ型の生産連鋳機）のスラブを、表２に示す条件で鋳造した。この際、鋳型高さは、900 mm（生産連鋳機）、700 mm（試験連鋳機）、使用した浸漬ノズルは、アルミナグラファイト質、壁厚みは25mm、吐出口の形状は正方形（スラブ厚み：220 mm以下の場合）または丸型（スラブ厚み：220 mm超えの場合）、吐出角度は下向き20°の一定とした。モールドフラックスは、凝固温度：1000℃、粘度：0.05〜0.2 Pa・s (0.5〜2.0 ポアズ)（1300℃）、塩基度（CaＯ／SiO₂）＝1.0 の物性のものを使用した。また、タンディッシュにおける溶鋼過熱度は10〜30℃とした。さらに、溶鋼成分は、Ｃ：0.0005〜0.0090mass％、Si＜0.05mass％、Mn＜0.50mass％、Ｐ＜0.035 mass％、Ｓ＜0.020 mass％、Al：0.005 〜0.060 mass％、Ti＜0.080 mass％、Nb＜0.050 mass％、Ｂ＜0.0030mass％の極低炭素鋼組成とした。

かくして得られた各スラブの最大短辺バルジング量、爪深さ最大値、スラブ表層欠陥最大数およびブレークアウト発生の有無について調べた結果を、表２に併記する。
また、表２には、上記の各スラブを、1100〜1200℃で２〜2.5 ｈの条件でスラブ加熱後、常法に従って熱間圧延、冷間圧延、仕上焼鈍を施して得た冷延鋼板（板厚：0.8 mm）の表面欠陥発生率について調べた結果も、併せて示す。
さらに、図６に、スラブ表層欠陥および冷延板表面欠陥に及ぼす鋳造速度の影響について調べた結果を整理して示す。

なお、スラブ表層欠陥最大数とは、スラブ表層１mm切削→＃1000エメリー紙研磨→塩酸と過酸化水素水の混酸液腐蝕後に観察される、気泡（≧0.2 mmφ）、アルミナクラスター（≧500 μm φ）、スラグ（モールドフラックス含む（≧0.5 mmφ））の単位面積当りの個数（個／m²）である。
また、冷延板の表面欠陥率とは、冷延板：1000ｍ当りの表裏面において、線状疵、ヘゲ疵等の鋳造欠陥に起因した総欠陥数を百分率で規定したものである。
さらに、ブレークアウト発生の有無は、その条件での鋳造中に一度でもブレークアウトが発生した場合を「有り」と定義した。
なお、電磁ブレーキとして記述した「タイプ１」とは、鋳型下端近傍で鋳型全幅に静磁場印加（ＥＭＢＲ）したもの、「タイプ２」とは、浸漬ノズル吐出孔出側において静磁場印加（ＥＭＬＳ）したもので、それぞれ特開平２−２８４７５０号公報および特開昭５７−１７３５６号公報に記載の技術を適用したものである。
また、ネガティブストリップ時間ｔn とは、鋳型振動条件を定義する一つの特性値で、鋳型の下降速度が鋳片下降速度を上回っている時間を意味する。

表２および図６から明らかなように、本発明に従ってスラブを鋳造した場合、鋳造速度が 2.0 m/min超えという高速鋳造であっても、得られたスラブの表層欠陥は軽微であり、また冷延鋼板製品においても表面欠陥は皆無か、あっても極わずかであった。

上記した実施例からも明らかなように、本発明に従い、
(1) 鋳型内の湯面近傍で凝固するシェルの溶鋼静圧による鋳型壁への相対的な押しつけ力を増加させると共に、
(2) 異物の凝固シェル界面への吸着現象を抑制し、かつ捕捉確率を減少させ、
(3) 異物の凝固シェルへの捕捉厚みが極力浅くなる
ように操業条件を最適化することにより、鋳造速度が 2.0 m/min超えの高速鋳造であっても、スラブ無手入れのままで、高生産性および安定操業を維持しつつ、自動車外板向け冷延鋼板用スラブを高品質で供給することができる。

鋳造速度と爪深さとの関係を示す図である。スラブ表層からの捕捉深さｈと捕捉個数との関係を、鋳造速度をパラメーターとして示す図である。メニスカスからの距離Ｌと捕捉個数との関係を、鋳造速度をパラメーターとして示す図である。短辺バルジング量に及ぼすスラブ厚みおよび鋳造速度の影響を示す図である。製品の表面欠陥率に及ぼすスラブ厚みの影響を示す図である。製品の表面欠陥率に及ぼす鋳造速度の影響を示す図である。

Claims

連続鋳造設備を用いて、Ｃ含有量が0.01mass％以下の極低炭素鋼スラブを製造するに際し、
上記連続鋳造設備の鋳型内鋳造空間の短辺長さ：150 〜240 mm、鋳造速度：2.0 m/min超、鋳型振動数：185 cycle/min 以下の条件下で、前記短辺長さＤと浸漬ノズル吐出孔横幅ｄの比Ｄ／ｄが 1.5〜3.0 を満足する浸漬ノズルを使用して鋳造することを特徴とする極低炭素鋼のスラブ連続鋳造方法。
前記鋳造速度を 2.4 m/min以上とすることを特徴とする請求項１記載の極低炭素鋼のスラブ連続鋳造方法。
前記短辺長さＤと浸漬ノズル吐出孔横幅ｄの比Ｄ／ｄが 2.1〜2.9 を満足する浸漬ノズルを使用して鋳造することを特徴とする請求項１または２記載の極低炭素鋼のスラブ連続鋳造方法。
前記連続鋳造設備の鋳型内鋳造空間における溶鋼の注入流に対して電磁力による制動を加えることを特徴とする請求項１〜３のいずれかに記載の極低炭素鋼のスラブ連続鋳造方法。
前記極低炭素鋼スラブが、自動車外板向けの冷延鋼板用素材であることを特徴とする請求項１〜４のいずれかに記載の極低炭素鋼のスラグ連続鋳造方法。