JP2008000810A - Method for continuously casting high carbon steel using immersion nozzle with gate type pouring basin - Google Patents
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Abstract
Description
本発明は、炭素含有量C[wt%]が０．２０〜０．６０である高炭素鋼の連続鋳造方法に関する。 The present invention relates to a continuous casting method of high carbon steel having a carbon content C [wt%] of 0.20 to 0.60.
従来の浸漬ノズルでは、鋳造開始時において当該浸漬ノズルに注湯された溶鋼がその底面（ノズル内側底面）に勢いよく当たることで跳ね上がるように吐出される所謂スプラッシュ現象を抑制することを目的として、当該浸漬ノズルの下部に穿孔される吐出孔は前記底面より若干上方へ設けられ、所謂湯溜り部が形成されている。
しかし、鋳型厚み方向の速度勾配を有する溶鋼がこの浸漬ノズルに注湯されると、又は、この浸漬ノズルに注湯された溶鋼に鋳型厚み方向の速度勾配が生じると、前記湯溜り部内における溶鋼の圧力差に起因して、当該湯溜り部を鋳型厚み方向へ横切る溶鋼流れが生じてしまう（図９（ａ）参照）。この横切る溶鋼流れは、鋳型幅方向と平行な軸を有する回転流を誘起し（図９（ｂ）参照）、その結果、前記浸漬ノズルの吐出孔からの溶鋼吐出流に鋳型厚み方向の偏流が生じてしまう。
そして、この溶鋼吐出流の偏流により、鋳型内の溶鋼のメニスカスに対する熱の供給が不均一となって、メニスカス上に浮設されるモールドパウダーが満遍なくには滓化されずに、未滓化パウダーが散在してしまい、この未滓化パウダーが、凝固シェルと鋳型内壁面との間に噛みこまれて、所謂縦割れを発生させてしまう。
なお、上記の溶鋼吐出流の偏流は、浸漬ノズルに注湯される溶鋼の流量を調節するためのスライドプレートの開閉方向には依存しないことが既に明らかとなっている（非特許文献１及び非特許文献２）。
In the conventional immersion nozzle, for the purpose of suppressing the so-called splash phenomenon that the molten steel poured into the immersion nozzle at the start of casting is ejected so as to jump up by vigorously hitting the bottom surface (nozzle inner bottom surface), A discharge hole drilled in the lower part of the immersion nozzle is provided slightly above the bottom surface to form a so-called hot water reservoir.
However, when molten steel having a velocity gradient in the mold thickness direction is poured into the immersion nozzle, or when a velocity gradient in the mold thickness direction is generated in the molten steel poured into the immersion nozzle, the molten steel in the pool portion Due to this pressure difference, a molten steel flow crosses the hot water reservoir in the mold thickness direction (see FIG. 9A). This crossing molten steel flow induces a rotating flow having an axis parallel to the mold width direction (see FIG. 9B), and as a result, a drift in the mold thickness direction is generated in the molten steel discharge flow from the discharge hole of the immersion nozzle. It will occur.
Then, due to the drift of the molten steel discharge flow, the supply of heat to the meniscus of the molten steel in the mold becomes non-uniform, and the mold powder floating on the meniscus is not uniformly hatched, but the unhatched powder Scattered, the unhatched powder is caught between the solidified shell and the inner wall surface of the mold, and so-called vertical cracks are generated.
In addition, it has already been clarified that the drift of the molten steel discharge flow does not depend on the opening / closing direction of the slide plate for adjusting the flow rate of the molten steel poured into the immersion nozzle (Non-Patent
上記の溶鋼吐出流の鋳型厚み方向の偏流を防止することを目的として、例えば、浸漬ノズルの内壁をモーグル状（凹凸状）に形成し、当該浸漬ノズル内の溶鋼流を強乱流場とする技術が提案されている。しかし、本技術によれば、浸漬ノズルの製造コストが大幅に増大してしまうし、また、溶鋼流を強乱流場とせしめる効果も、内壁への付着物により比較的短期間で失われてしまうとされる。 For the purpose of preventing the drift of the molten steel discharge flow in the mold thickness direction, for example, the inner wall of the immersion nozzle is formed in a mogul shape (uneven shape), and the molten steel flow in the immersion nozzle is used as a strong turbulent flow field. Technology has been proposed. However, according to the present technology, the manufacturing cost of the immersion nozzle is greatly increased, and the effect of making the molten steel flow a strong turbulent flow field is lost in a relatively short period of time due to deposits on the inner wall. It is supposed to end up.
以上の問題を解決するために、本願発明の発明者（吉田）は、本願に先行して、鋳造開始時におけるスプラッシュ現象の抑制効果を妨げることなく、溶鋼吐出流の鋳型厚み方向の偏流を軽減可能な連続鋳造用の浸漬ノズルを発明した（特願２００６−０４０９３２号）。
この発明は、端的に言えば、浸漬ノズルのノズル内側底面にノズル径方向に延在する突部を設け、この突部の形状等を様々に限定するものである。
In order to solve the above problems, the inventor of the present invention (Yoshida) reduced the drift in the mold thickness direction of the molten steel discharge flow without interfering with the effect of suppressing the splash phenomenon at the start of casting prior to the present application. A possible immersion nozzle for continuous casting was invented (Japanese Patent Application No. 2006-040932).
In short, the present invention provides a protrusion extending in the nozzle radial direction on the nozzle inner bottom surface of the submerged nozzle, and variously limits the shape and the like of the protrusion.
以上を踏まえ、本願発明の主な目的とするところは、この有用な効果を奏する浸漬ノズルを使用することを前提に、鋳造される高炭素鋼の品質を良好とできる高炭素鋼の連続鋳造方法を提供することにある。 Based on the above, the main object of the present invention is to provide a high carbon steel continuous casting method capable of improving the quality of the cast high carbon steel on the premise of using an immersion nozzle that exhibits this useful effect. Is to provide.
この種の技術として、特許文献１には、スラブの連続鋳造方法及び浸漬ノズルを開示する。この特許文献１に記載の連続鋳造方法は、ノズルの吐出流量・鋳型長辺幅・吐出孔平均幅の関係を適宜に設定するものである。
As this type of technology,
しかし、上記特許文献１の実施例の記載によると、本願発明の使用をする際に用いられる浸漬ノズルと比べて、形状（特にノズル内側底面）が全く異なる浸漬ノズルが採用されている。本願発明が属する技術分野では浸漬ノズルの形状が極めて重要であるから、この意味で、上記特許文献１の属する技術分野と本願発明が属する技術分野とは異なる、ということができる。
However, according to the description of the Example of the above-mentioned
本発明の解決しようとする課題は以上の如くであり、次にこの課題を解決するための手段とその効果を説明する。 The problems to be solved by the present invention are as described above. Next, means for solving the problems and the effects thereof will be described.
本発明の観点によれば、炭素含有量C[wt%]が０．２０〜０．６０である高炭素鋼の連続鋳造は、以下のような方法で行われる。
即ち、ノズル内側底面から所定の距離だけ上方に離れた位置に一対の対向する吐出孔が穿孔されるとともに、前記ノズル内側底面にはノズル径方向に延在する突部が設けられる、連続鋳造用の浸漬ノズルであって、以下の特徴を有する浸漬ノズルを用いる。
・前記突部の長手方向の垂直断面は、長方形を含む台形である。
・前記突部の長手方向の垂直断面の側辺は、前記浸漬ノズルの長手方向を基準として０度以上２５度以下内側へ傾斜している。
・前記突部の長手方向の垂直断面の高さｈと、前記吐出孔の内周側開口端の下辺と前記ノズル内側底面との間の距離Ｈと、の比であるｈ／Ｈは、０．５≦ｈ／Ｈ≦２．０の範囲内である。
・前記突部の長手方向の垂直断面の上辺の幅ｙと、前記吐出孔の内周側開口端の開口幅Ｙと、の比であるｙ／Ｙは、０．１≦ｙ／Ｙ≦０．５の範囲内である。
・前記吐出孔の穿孔方向と、前記突部の長手方向と、が成す角度θ２と、前記吐出孔の穿孔方向と、前記吐出孔の内周側開口端の側辺と前記浸漬ノズルの軸心とを結ぶ面と、が成す角度θ３と、の比であるθ２／θ３は、０≦θ２／θ３≦１．３の範囲内である。
・前記浸漬ノズルの軸心と前記突部の長手方向及び短手方向の中心との間の距離ｘと、前記浸漬ノズルの軸心と前記浸漬ノズルの内周面との間の距離Ｘと、の比であるｘ／Ｘは、０≦ｘ／Ｘ≦０．３の範囲内である。
・前記吐出孔の内周側開口端の開口面積Na[cm2]が３５〜１１５である。
・前記浸漬ノズルの軸線と、前記吐出孔の穿孔方向と、を含む断面に一対で現れる前記吐出孔の輪郭線のうち前記浸漬ノズルの先端側の輪郭線と、前記浸漬ノズルの軸線に垂直な面と、の成す角度θ4[deg]が−５〜５５である。
また、溶鋼を冷却し所定形状の凝固シェルを形成するための鋳型であって、以下の特徴を有する鋳型を用いる。
・その鋳型の上端における鋳型幅W[mm]が８００〜２１００である。
・その鋳型の上端における鋳型厚P[mm]が２００〜３２０である。
また、鋳造速度Vc[m/min]を０．８〜１．６とし、過熱度ΔT[℃]を２０〜４５とする。更に、鋳型内電磁攪拌強度M-EMS[gauss]を０〜１０００として鋳型内に注湯される溶鋼を電磁攪拌しながら連続鋳造する。
なお、上記の鋳型内電磁攪拌強度M-EMS[gauss]は、前記鋳型の幅方向中央であって、鋳型の上端を基準とし下端へ向かって２５０ｍｍだけ離れ、且つ、鋳型の広面側内壁面から１５ｍｍだけ離れた地点において適宜のガウスメータにより測定される値（単位は[gauss]とする。）とする。
According to an aspect of the present invention, continuous casting of high carbon steel having a carbon content C [wt%] of 0.20 to 0.60 is performed by the following method.
That is, for a continuous casting, a pair of opposed discharge holes are perforated at a position away from the nozzle inner bottom surface by a predetermined distance, and a protrusion extending in the nozzle radial direction is provided on the nozzle inner bottom surface. An immersion nozzle having the following characteristics is used.
-The perpendicular | vertical cross section of the longitudinal direction of the said protrusion is trapezoid containing a rectangle.
-The side of the vertical cross section of the protrusion in the longitudinal direction is inclined inward from 0 degree to 25 degrees with respect to the longitudinal direction of the immersion nozzle.
H / H, which is a ratio between the height h of the vertical cross section in the longitudinal direction of the protrusion and the distance H between the lower side of the inner circumferential side opening end of the discharge hole and the inner bottom surface of the nozzle, is 0 Within the range of 5 ≦ h / H ≦ 2.0.
Y / Y, which is a ratio of the width y of the upper side of the vertical section of the protrusion in the longitudinal direction to the opening width Y of the inner peripheral opening end of the discharge hole, is 0.1 ≦ y / Y ≦ 0 Within the range of .5.
The angle θ2 formed by the perforation direction of the discharge hole and the longitudinal direction of the protrusion, the perforation direction of the discharge hole, the side edge of the inner peripheral side opening end of the discharge hole, and the axis of the immersion nozzle Θ2 / θ3, which is the ratio of the angle θ3 formed by the plane connecting the two and the surface, is in the range of 0 ≦ θ2 / θ3 ≦ 1.3.
A distance x between the axis of the immersion nozzle and the center in the longitudinal direction and the short direction of the protrusion, and a distance X between the axis of the immersion nozzle and the inner peripheral surface of the immersion nozzle, The ratio x / X is in the range of 0 ≦ x / X ≦ 0.3.
-Opening area Na [cm < 2 >] of the inner peripheral side opening end of the said discharge hole is 35-115.
Of the outlines of the discharge holes that appear in pairs in the cross section including the axis of the immersion nozzle and the perforation direction of the discharge hole, the outline on the tip side of the immersion nozzle and the axis perpendicular to the axis of the immersion nozzle The angle θ4 [deg] formed by the surface is −5 to 55.
Also, a mold for cooling molten steel to form a solidified shell having a predetermined shape, which has the following characteristics, is used.
The mold width W [mm] at the upper end of the mold is 800-2100.
The mold thickness P [mm] at the upper end of the mold is 200 to 320.
Further, the casting speed Vc [m / min] is set to 0.8 to 1.6, and the degree of superheat ΔT [° C.] is set to 20 to 45. Furthermore, the molten steel poured into the mold is continuously cast while electromagnetically stirring, with the in-mold electromagnetic stirring strength M-EMS [gauss] set to 0 to 1000.
The above-mentioned electromagnetic stirring intensity M-EMS [gauss] in the mold is the center in the width direction of the mold, is separated from the upper end of the mold by 250 mm toward the lower end, and from the inner surface on the wide surface side of the mold. A value measured by an appropriate gauss meter at a point 15 mm away (the unit is [gauss]).
これによれば、鋳造開始時におけるスプラッシュ現象の抑制効果を妨げることなく、溶鋼吐出流の鋳型厚み方向の偏流を軽減し、且つ、所謂凝固遅れ度が低減されると共に、高品質な高炭素鋼を連続鋳造できる。 According to this, without disturbing the effect of suppressing the splash phenomenon at the start of casting, the drift in the mold thickness direction of the molten steel discharge flow is reduced, the so-called solidification delay is reduced, and high-quality high-carbon steel. Can be continuously cast.
先ず、本願発明の発明者（吉田）が発明した上述の浸漬ノズルに係る先行出願（特願２００６−０４０９３２号明細書等）において開示し、本願発明において採用する浸漬ノズルに関して、その構成と優れた効果（技術的効果を確認するために実施された複数の試験を含む。）を詳細に説明する。
なお、浸漬ノズルとは、例えば連続鋳造機において、図示しないタンディッシュに一時的に貯められた溶鋼を、鋳片のシェルを形成するための鋳型へスムーズに注湯するためのガイドとして用いられるものである。
First, it is disclosed in a prior application (Japanese Patent Application No. 2006-040932, etc.) relating to the above-mentioned immersion nozzle invented by the inventor of the present invention (Yoshida), and the configuration and the superiority of the immersion nozzle employed in the present invention are disclosed. The effect (including multiple tests performed to confirm the technical effect) will be described in detail.
The immersion nozzle is, for example, used in a continuous casting machine as a guide for smoothly pouring molten steel temporarily stored in a tundish (not shown) into a mold for forming a slab shell. It is.
図１は、本発明の一実施形態に係る浸漬ノズルの縦断面図であり、図２は図１における２−２線矢視断面図である。また、図３は図１におけるＡ部拡大図であり、図４は図１における４−４線矢視断面図である。また、図５は図３に類似する図であり、図６は図４に類似する図である。図７及び図８は夫々図２に類似する図である。 FIG. 1 is a longitudinal sectional view of an immersion nozzle according to an embodiment of the present invention, and FIG. 2 is a sectional view taken along line 2-2 in FIG. 3 is an enlarged view of portion A in FIG. 1, and FIG. 4 is a cross-sectional view taken along line 4-4 in FIG. 5 is a view similar to FIG. 3, and FIG. 6 is a view similar to FIG. 7 and 8 are views similar to FIG.
本実施形態において連続鋳造用浸漬ノズル（以下、単に浸漬ノズルと称する。）１００は、図１に示すように有底の略円筒状に形成されており、その周壁には、ノズル内側底面１から所定の距離だけ上方に離れた位置に一対の対向する吐出孔２・２が穿孔されている（図２及び図４も併せて参照）。本実施形態において吐出孔２・２は、図１に示す如く断面略矩形に形成されている。
In the present embodiment, a continuous casting immersion nozzle (hereinafter simply referred to as an immersion nozzle) 100 is formed in a substantially cylindrical shape with a bottom as shown in FIG. A pair of
前記吐出孔２・２は、図２に示す如く前記浸漬ノズル１００の軸心から離れるにつれて扇状に広がるように、また、図４に示す如く若干斜め下向きに形成されている。
また、図１に示す如く前記吐出孔２・２が前記ノズル内側底面１から上方に離れた位置に穿孔されることにより、前記浸漬ノズル１００の底面近傍には湯溜り部３が形成されている。この湯溜り部３は、前述の通り、所謂スプラッシュ現象を抑制するために設けられるものである。
As shown in FIG. 2, the
Further, as shown in FIG. 1, the
前記ノズル内側底面１には、図１及び図２に示す如く、前記浸漬ノズル１００の直径方向（ノズル径方向）に延在し、且つその両端が前記浸漬ノズル１００の内周面と接続される突部４が突設されている。
As shown in FIGS. 1 and 2, the nozzle
前記突部４の長手方向の垂直断面は、図１及び図３に示す如く、長方形を含む台形に形成されている（本実施形態においては図示の如く略台形）。
As shown in FIGS. 1 and 3, the vertical section of the
前記突部４の長手方向の垂直断面の側辺４ａは、図３に示す如く、前記浸漬ノズル１００の長手方向（即ち鉛直方向）を基準として０度以上２５度以下内側へ傾斜して形成されている。換言すれば、前記側辺４ａの内側傾斜角θ１は０度以上２５度以下であって、当該内側傾斜角θ１が０度の場合は、前記突部４の長手方向の垂直断面は長方形であるともいえる。更に換言すれば、前記突部４は、その長手方向の垂直断面の内角であって前記ノズル内側底面１側のものが６５度以上９０度以下となるように形成されている。
As shown in FIG. 3, the
また本図に示す如く、前記突部４の長手方向の垂直断面の突設高さｈと、前記吐出孔２・２の内周側開口端２ａ・２ａの下辺と前記ノズル内側底面１との間の距離Ｈと、の比であるｈ／Ｈは、０．５≦ｈ／Ｈ≦２．０の範囲内となるように構成されている。なお、本図に示す如く前記突部４は、前記吐出孔２・２の内周側開口端２ａ・２ａの下辺よりも上方側に露出していてもよく、本図の場合、前記比ｈ／Ｈは約１．５である。
Further, as shown in the figure, the projection height h of the longitudinal section of the
また、前記突部４の長手方向の垂直断面の上辺の幅ｙと、前記吐出孔２・２の内周側開口端２ａ・２ａの開口幅Ｙと、の比であるｙ／Ｙは、０．１≦ｙ／Ｙ≦０．５の範囲内となるように構成されている。なお、本図において前記比ｙ／Ｙは、約０．２８である。
Further, y / Y which is a ratio of the width y of the upper side of the vertical section of the
また、前記突部４の長手方向の垂直断面の角部（突部４の先端側）には、０≦Ｒ１≦ｙ／２の範囲内である半径Ｒ１の円弧が形成されていてもよく、従って例えば図５に示す如く前記突部４の長手方向の垂直断面の上辺は、平坦状な部分のない完全な円弧状であってもよい（このとき、Ｒ１＝ｙ／２）。なお、本実施形態において前記半径Ｒ１は図３に示す如く約ｙ／５である。
なお前述の如く符号ｙは前記突部４の長手方向の垂直断面の上辺の幅であるとしたが、本図に示す如く当該垂直断面の角部が円弧状に形成されている場合は、前記幅ｙを、当該上辺と一の前記側辺４ａとの第１仮想交点と、同じく当該上辺と他の前記側辺４ａとの第２仮想交点と、の間の距離として観念するものとする。
Further, an arc of a radius R1 that is in a range of 0 ≦ R1 ≦ y / 2 may be formed at a corner of the vertical section in the longitudinal direction of the protrusion 4 (the tip side of the protrusion 4), Therefore, for example, as shown in FIG. 5, the upper side of the longitudinal section of the
As described above, the symbol y is the width of the upper side of the vertical section of the
また図４に示す如く本実施形態において、前記突部４の一部が前記吐出孔２・２の内周側開口端２ａ・２ａの下辺より上方側に露出している場合において、その露出している突部露出部分４ｂの短手方向の垂直断面の角部には、０≦Ｒ２≦（Ｄ２＋４×（ｈ−Ｈ）２）／（８×（ｈ−Ｈ））の範囲内である半径Ｒ２の円弧が形成されていてもよく、例えば図６に示す如く、前記突部露出部分４ｂの短手方向の垂直断面の上辺は、平坦状な部分のない完全な円弧状であってもよい（このとき、Ｒ２＝（Ｄ２＋４×（ｈ−Ｈ）２）／（８×（ｈ−Ｈ）））。なお、上記式において記号Ｄは、前記浸漬ノズル１００の内径を表す。
Further, in the present embodiment, as shown in FIG. 4, when a part of the
また例えば図７に示す如く、前記浸漬ノズル１００をその軸線方向に垂直な断面でみたときに、前記吐出孔２・２の穿孔方向（孔の中心たる線が延在する方向）と、前記突部４の長手方向と、が成す角度θ２と、前記吐出孔２・２の穿孔方向と、前記吐出孔２・２の内周側開口端２ａ・２ａの側辺と前記浸漬ノズル１００の軸心とを結ぶ面と、が成す角度θ３と、の比であるθ２／θ３は、０≦θ２／θ３≦１．３の範囲内となるように構成されている。
Further, for example, as shown in FIG. 7, when the
また例えば図８に示す如く、前記浸漬ノズル１００をその軸線方向に垂直な断面でみたときに、当該浸漬ノズル１００の軸心と前記突部４の長手方向及び短手方向の中心との間の距離ｘと、前記浸漬ノズル１００の軸心と当該浸漬ノズル１００の内周面との間の距離Ｘと、の比であるｘ／Ｘは、０≦ｘ／Ｘ≦０．３の範囲内となるように構成されている。
For example, as shown in FIG. 8, when the
以下、本実施形態に係る前記浸漬ノズル１００内の溶鋼流を、比較例と対比させながら説明する。図９は従来の浸漬ノズルの縦断面図であって、そのノズル内の溶鋼流が模式的に表されているものであり、図１０は図１に類似する図であって本願発明に係り、同様に、そのノズル内の溶鋼流が模式的に表されているものである。なお、これら図９及び図１０においては、説明の便宜上、吐出孔の外周側開口端は図略されている。
Hereinafter, the molten steel flow in the
図９（ａ）に示す如く従来の浸漬ノズルでは、鋳型厚み方向の速度勾配を有する溶鋼が注湯されると、または何らかの原因により注湯された溶鋼に鋳型厚み方向の速度勾配が生じると、湯溜り部内における溶鋼の圧力差に起因して、当該湯溜り部を鋳型厚み方向へ横切る溶鋼流れが生じてしまう。そして、図９（ｂ）に示す如く、この横切る溶鋼流れは、鋳型幅方向と平行な軸を有する回転流を誘起し、その結果、前記浸漬ノズルの吐出孔からの溶鋼吐出流に鋳型厚み方向の偏流が生じてしまう。
一方、図１０に示す如く本実施形態に係る浸漬ノズル１００では、鋳型厚み方向の速度勾配を有する溶鋼が注湯されることで前記湯溜り部３内に溶鋼の圧力差が生じたとしても、前記鋳型厚み方向と垂直な向きに（前記の横切る溶鋼流れを遮るように）前記の突部４が設けられているので、上記の横切る流れが生じ難くなっており、溶鋼吐出流が前記吐出孔２・２の穿孔方向に沿ったかたちで吐出されるようになっている。これにより、上記従来の浸漬ノズルと比較して、本実施形態に係る浸漬ノズル１００は、溶鋼吐出流の鋳型厚み方向の偏流を大幅に軽減できるのである。
In the conventional immersion nozzle as shown in FIG. 9 (a), when molten steel having a velocity gradient in the mold thickness direction is poured, or when a velocity gradient in the mold thickness direction is generated in the molten steel for some reason, Due to the pressure difference of the molten steel in the puddle portion, a molten steel flow that crosses the puddle portion in the mold thickness direction is generated. Then, as shown in FIG. 9 (b), this transverse molten steel flow induces a rotating flow having an axis parallel to the mold width direction, and as a result, the molten steel discharge flow from the discharge hole of the immersion nozzle has a mold thickness direction. Drift will occur.
On the other hand, as shown in FIG. 10, in the
以下、本実施形態に係る浸漬ノズル１００の技術的効果を確認するための試験、即ち、溶鋼吐出流の鋳型厚み方向の偏流やスプラッシュ現象を評価対象とする確認試験に関して説明する。上述した各数値範囲などは、下記の確認試験により合理的に裏付けられている。
Hereinafter, a test for confirming the technical effect of the
本試験では、下記表１に示す如く、形状や大きさの異なる様々な突部を浸漬ノズルのノズル内側底面に設け、溶鋼の代わりに水を用いた吐出実験を行い、水吐出流の鋳型厚み方向の偏流やスプラッシュ現象を評価し、これらの評価に基づいて前記突部の形状や大きさを総合的に評価した。 In this test, as shown in Table 1 below, various protrusions with different shapes and sizes were provided on the bottom inner surface of the immersion nozzle, and a discharge experiment using water instead of molten steel was conducted to determine the mold thickness of the water discharge flow. Directional drift and splash phenomenon were evaluated, and the shape and size of the protrusions were comprehensively evaluated based on these evaluations.
（偏流の評価）
上記表１における『偏流』の評価は、具体的に、以下のように行われたものである。図１１は浸漬ノズルの正面図である。
即ち、図１１に示す如く浸漬ノズルの吐出孔から吐出される水流の流速を適宜の流速検出装置（例えば、電磁流速計など）を用いて碁盤状に９点、計測した。その計測結果の一例を図１２及び図１３に示す。
そして、上記計測結果のうち、下行右列と下行左列との速度差を算出し（図１１太線丸印参照）、当該速度差の絶対値が０．２ｍ／ｓ未満であるときを「○（鋳型厚み方向の偏流無し）」とし、同じく０．２ｍ／ｓ以上であるときを「×（鋳型厚み方向の偏流有り）」と評価した。
なお、前記の下行右列としての測定地点は、具体的には、吐出孔２・２の外周側開口端の一の側辺及び下辺から夫々１０ｍｍだけ離れた地点としている。同様に、前記の下行左列としての測定地点は、具体的には、吐出孔２・２の外周側開口端の他の側辺及び下辺から夫々１０ｍｍだけ離れた地点としている。
なお、本評価において、浸漬ノズルの吐出孔からの水の合計吐出量は、550[L/min]とした。
(Evaluation of drift)
The evaluation of “drift” in Table 1 is specifically performed as follows. FIG. 11 is a front view of the immersion nozzle.
That is, as shown in FIG. 11, the flow rate of the water flow discharged from the discharge hole of the submerged nozzle was measured at 9 points in a checkerboard shape using an appropriate flow rate detection device (for example, an electromagnetic current meter). An example of the measurement result is shown in FIGS.
And among the measurement results, the speed difference between the lower right column and the lower left column is calculated (see the thick circle in FIG. 11), and the absolute value of the speed difference is less than 0.2 m / s. (No drift in the mold thickness direction) ”, and when it was 0.2 m / s or more, it was evaluated as“ × (with drift in the mold thickness direction) ”.
Note that the measurement point as the lower right column is specifically a point that is 10 mm away from one side and the lower side of the outer peripheral opening end of the discharge holes 2 and 2. Similarly, the measurement point as the lower left column is specifically a point that is 10 mm away from the other side and lower side of the outer peripheral opening end of the discharge holes 2 and 2.
In this evaluation, the total discharge amount of water from the discharge hole of the immersion nozzle was 550 [L / min].
（スプラッシュ現象の評価）
ところで、上記の「スプラッシュ現象」とは、前述の如く、鋳造開始時において浸漬ノズルに注湯された溶鋼がその底面に勢いよく当たることで跳ね上がるように吐出される現象のことをいうが、それに限らず、浸漬ノズルの吐出孔から下方へ向かって溶鋼が勢いよく吐出され、その溶鋼が、鋳造開始時に予め鋳型内に挿入されているダミーバーの上端面と鋳型の狭面とを順に介して跳ね上がってしまう現象をも含むものである。
上記表１における「飛散高さ」とは前者の現象に係るものであり、同じく表１における「気泡潜り深さ」とは後者の現象に係るものである。なお、後者の現象は、吐出孔から下向きに吐出される水流の強さ（気泡潜り深さ）を評価することにより間接的に評価した。なお、これらスプラッシュ現象は、生産性が低下するなどの理由から好ましくないとされる。
(Evaluation of splash phenomenon)
By the way, as described above, the “splash phenomenon” refers to a phenomenon in which the molten steel poured into the immersion nozzle at the start of casting is discharged so as to jump up by vigorously hitting the bottom surface. Not limited to this, the molten steel is ejected vigorously downwardly from the discharge hole of the immersion nozzle, and the molten steel jumps up sequentially through the upper end surface of the dummy bar and the narrow surface of the mold that are inserted in the mold in advance at the start of casting. It also includes the phenomenon that would
The “scattering height” in Table 1 relates to the former phenomenon, and the “bubble dive depth” in Table 1 also relates to the latter phenomenon. The latter phenomenon was indirectly evaluated by evaluating the strength of the water flow discharged downward from the discharge hole (bubble dive depth). Note that these splash phenomena are not preferable because of a decrease in productivity.
上記表１の「飛散高さ」の評価は、具体的には以下のように行った。図１４は浸漬ノズルの側面図である。
即ち、図１４に示す如く浸漬ノズルの吐出孔から上方に向かって飛散する水滴の到達高さを、当該吐出孔の外周側開口端の上辺を基準として、目視により計測し、当該到達高さを飛散高さとした。
そして、この飛散高さが１５ｃｍ未満であるときを「○（飛散高さ小）」とし、同じく１５ｃｍ以上であるときを「×（飛散高さ大）」と評価した。
なお、このとき、浸漬ノズルの吐出孔からの水の吐出量は、800[L/min]とした。
The evaluation of the “scattering height” in Table 1 was specifically performed as follows. FIG. 14 is a side view of the immersion nozzle.
That is, as shown in FIG. 14, the arrival height of water droplets scattered upward from the discharge hole of the submerged nozzle is measured visually with reference to the upper side of the outer peripheral side opening end of the discharge hole, and the arrival height is determined. The flying height.
Then, when the scattering height was less than 15 cm, it was evaluated as “◯ (small scattering height)”, and when it was 15 cm or more, it was evaluated as “× (large scattering height)”.
At this time, the discharge amount of water from the discharge hole of the immersion nozzle was set to 800 [L / min].
上記表１の「気泡潜り深さ」の評価は、具体的に、以下のように行われたものである。
即ち、図１４に示す如く浸漬ノズルの下方に、当該浸漬ノズルの下端に対する鉛直方向距離が５ｃｍとなるように水面高さが調整された水槽を設置し、浸漬ノズルの吐出孔から下方へ向かって勢いよく吐出された水流が巻き込む気泡の到達深さを、当該水面を基準として、目視により測定した。
そして、この到達深さが３５ｃｍ未満であるときを「○（気泡潜り深さ小）」とし、同じく３５ｃｍ以上であるときを「×（気泡潜り深さ大）」と評価した。
なお、この到達深さを計測する際の観測対象は、水流により巻き込まれた気泡のうち、その径が５ｍｍ以上のものに限定した。
なおまた、このときも、浸漬ノズルの吐出孔からの水の吐出量は、同様に、800[L/min]とした。
Specifically, the evaluation of “bubble dive depth” in Table 1 was performed as follows.
That is, as shown in FIG. 14, a water tank whose water surface height is adjusted so that the vertical distance to the lower end of the immersion nozzle is 5 cm is installed below the immersion nozzle, and downward from the discharge hole of the immersion nozzle. The arrival depth of the bubbles in which the water stream ejected vigorously was taken in was measured visually with reference to the water surface.
And when this reach | attainment depth was less than 35 cm, it was set as "(circle) (bubble dive depth small)", and when it was 35 cm or more similarly, it evaluated as "* (bubble dive depth is large)."
In addition, the observation object at the time of measuring this reach | attainment depth was limited to the diameter of 5 mm or more among the bubbles entrained by the water flow.
Also at this time, the discharge amount of water from the discharge hole of the immersion nozzle was similarly set to 800 [L / min].
そして、上記表１の「総合評価」とは、上記の「偏流」及び「飛散高さ」、「気泡潜り深さ」に関する評価がすべて良好（即ち、「○」）となったか否かに基づいて判断されるものである。 The “comprehensive evaluation” in Table 1 above is based on whether or not all the evaluations regarding the “drift”, “scattering height”, and “bubble dive depth” are good (that is, “◯”). Is to be judged.
この表１によれば、以下のように構成される連続鋳造用の浸漬ノズル１００を用いれば、鋳造開始時におけるスプラッシュ現象の抑制効果を妨げることなく、溶鋼吐出流の鋳型厚み方向の偏流を大幅に軽減できることが判る。
・前記突部４の長手方向の垂直断面は、長方形を含む台形である。
・前記突部４の長手方向の垂直断面の側辺４ａは、前記浸漬ノズル１００の長手方向を基準として０度以上２５度以下内側へ傾斜して形成される。
・前記突部４の長手方向の垂直断面の高さｈと、前記吐出孔２・２の内周側開口端２ａ・２ａの下辺と前記ノズル内側底面１との間の距離Ｈと、の比であるｈ／Ｈは、０．５≦ｈ／Ｈ≦２．０の範囲内である。
・前記突部４の長手方向の垂直断面の上辺の幅ｙと、前記吐出孔２・２の内周側開口端２ａ・２ａの開口幅Ｙと、の比であるｙ／Ｙは、０．１≦ｙ／Ｙ≦０．５の範囲内である。
・前記吐出孔２・２の穿孔方向と、前記突部４の長手方向と、が成す角度θ２と、前記吐出孔２・２の穿孔方向と、前記吐出孔２・２の内周側開口端２ａ・２ａの側辺と前記浸漬ノズル１００の軸心とを結ぶ面と、が成す角度θ３と、の比であるθ２／θ３は、０≦θ２／θ３≦１．３の範囲内である。
・前記浸漬ノズル１００の軸心と前記突部４の長手方向及び短手方向の中心との間の距離ｘと、前記浸漬ノズル１００の軸心と前記浸漬ノズル１００の内周面との間の距離Ｘと、の比であるｘ／Ｘは、０≦ｘ／Ｘ≦０．３の範囲内である。
According to this Table 1, if the
-The vertical cross section of the
The
A ratio between the height h of the vertical section of the
Y / Y, which is a ratio of the width y of the upper side of the vertical section of the
The angle θ2 formed by the perforation direction of the discharge holes 2 and 2 and the longitudinal direction of the
The distance x between the axial center of the
次に、上記の浸漬ノズルを用いて行われる、本願発明に係る高炭素鋼の連続鋳造方法の実施の形態に関して詳細に説明する。なお、本願発明が鋳造対象としている鋼種は、炭素含有量C[wt%]が０．２０〜０．６０である高炭素鋼である。 Next, an embodiment of the high carbon steel continuous casting method according to the present invention, which is performed using the above immersion nozzle, will be described in detail. In addition, the steel type which this invention makes the casting object is high carbon steel whose carbon content C [wt%] is 0.20-0.60.
本実施形態において上記の浸漬ノズル１００は、図１５及び図１６に示す如く更に以下のように構成されている（以下のような構造上の限定を伴っている。）。図１５は図１に類似する図である。図１６は図４に類似する図である。なお、説明の便宜上、図１５においては、前述の突部４は図略されており、更に前記吐出孔２の外周側開口端は図略されている。
In the present embodiment, the
即ち、本実施形態において図１５に示す如く前記吐出孔２の内周側開口端２ａの開口面積Na[cm2]は３５〜１１５としている。
なお、厳密に言えば前記浸漬ノズル１００の内周側壁面は環状、即ち曲面であることを踏まえ、上記の開口面積Naは以下の如く観念するものとする。即ち、図１５の紙面上に投影されている内周側開口端２ａによって囲まれる面積を開口面積Naとするものとする。端的に言えば、前記内周側開口端２ａが曲面に現れるという実際を考慮せずに、縦断面図のみに基づいて開口面積Naを求めることとするのである。この点、当該開口面積Naは、前記吐出孔２の内周側開口端２ａ近傍における断面積ということもできる。
That is, in this embodiment, as shown in FIG. 15, the opening area Na [cm 2 ] of the inner peripheral
Strictly speaking, considering that the inner peripheral side wall surface of the
また、本実施形態において図１６に示す如く前記吐出孔２・２の穿孔方向と、前記浸漬ノズル１００の軸線に垂直な面Srcと、の成す角度θ4[deg]を−５〜５５としている。より具体的には以下の通りである。
即ち、図１６は、浸漬ノズル１００の軸線と、前記吐出孔の穿孔方向と、を断面内に同時に含む前記浸漬ノズル１００の縦断面図である。本図の断面には、一の吐出孔２について、当該吐出孔２の輪郭線は一対で現れている。そして、図１６において一対で現れる前記吐出孔２の輪郭線のうち前記浸漬ノズル１００の先端側（本図において下側）の輪郭線２ｒと、前記浸漬ノズル１００の軸線に垂直な面Srcと、の成す角度θ4[deg]を−５〜５５としている。（なお、後述するように前記吐出孔２が断面略矩形ではなく円形などに形成されていたとしても、勿論、この輪郭線２ｒは容易に観念できよう。）
Further, in the present embodiment, as shown in FIG. 16, an angle θ4 [deg] formed by the perforation direction of the discharge holes 2 and 2 and the surface Src perpendicular to the axis of the
That is, FIG. 16 is a longitudinal cross-sectional view of the
また、上記の浸漬ノズル１００から注湯された溶鋼を冷却し所定形状の凝固シェルを形成するための鋳型２００は、本実施形態において図１７に示す如く以下のように構成されている。図１７は、図２において示される浸漬ノズルの横断面と、この浸漬ノズル１００が挿入される鋳型とを併せて表示する図である。換言すれば、本図には、鋳型の上端面と、浸漬ノズルの断面と、が同時に表示されている。
A
即ち、図１７に示す如く本実施形態において鋳型２００の上端における鋳型幅W[mm]は８００〜２１００としている。
また、同様に鋳型２００の上端における鋳型厚P[mm]は２００〜３２０としている。
That is, as shown in FIG. 17, in this embodiment, the mold width W [mm] at the upper end of the
Similarly, the mold thickness P [mm] at the upper end of the
また、本実施形態における高炭素鋼の連続鋳造方法では鋳造速度Vc[m/min]は０．８〜１．６とし、連続鋳造中における過熱度（所謂スーパーヒート）ΔT[℃]は２０〜４５としている。
なお、ここでいう過熱度ΔTは、以下のように求めることとする。即ち、タンディッシュ内から、当該タンディッシュの底面に連通状態で接続されている前記の浸漬ノズル１００内へ、流入する直前の溶鋼の溶鋼温度を例えば熱電対などを用いて測定し、その測定結果に基づいて前記過熱度ΔTを算出するものとする。
In the continuous casting method of high carbon steel in the present embodiment, the casting speed Vc [m / min] is 0.8 to 1.6, and the degree of superheat (so-called superheat) ΔT [° C.] during continuous casting is 20 to. 45.
Note that the degree of superheat ΔT here is obtained as follows. That is, the molten steel temperature just before flowing into the
また、本実施形態では、鋳型２００内に注湯される溶鋼に対して電磁攪拌を実施する。その際の鋳型内電磁攪拌強度M-EMS[gauss]を０〜１０００とする。具体的には以下の通りである。
即ち、前記の鋳型２００に、所定の電磁攪拌装置（コイルなど）を、例えば前記浸漬ノズル１００を鋳型厚み方向で挟むように一対で設ける。そして、この電磁攪拌装置の作用により、前記浸漬ノズル１００の軸線に対して垂直な面でみたときに（即ち、図１７において）、鋳型２００内の溶鋼が浸漬ノズル１００周りに時計周り又は反時計周りに緩やかに旋回するように構成する。
なお、上記の鋳型内電磁攪拌強度M-EMS[gauss]は、前記鋳型２００の幅方向中央であって、鋳型２００の上端を基準とし下端へ向かって２５０ｍｍだけ離れ、且つ、鋳型２００の広面側内壁面から１５ｍｍだけ離れた地点において適宜のガウスメータにより測定された値（単位は[gauss]とする。）とする。
なおまた、上述したように、鋳型内電磁攪拌強度M-EMS[gauss]を０とする電磁攪拌を実施してもよい。勿論、これは電磁攪拌を実施しなくてもよいことを意味している。即ち、電磁攪拌を実施するか否かは任意である。
In the present embodiment, electromagnetic stirring is performed on the molten steel poured into the
That is, a predetermined electromagnetic stirrer (such as a coil) is provided in the
The in-mold electromagnetic stirring intensity M-EMS [gauss] is the center in the width direction of the
In addition, as described above, electromagnetic stirring with the in-mold electromagnetic stirring strength M-EMS [gauss] set to 0 may be performed. Of course, this means that no electromagnetic stirring is required. That is, whether or not to perform electromagnetic stirring is arbitrary.
以上に説明した高炭素鋼の連続鋳造方法は、より具体的には以下のように実施される。 More specifically, the high carbon steel continuous casting method described above is carried out as follows.
即ち、前記浸漬ノズル１００は、鋳造開始前に予め前記タンディッシュの槽底に着脱可能に、且つ、その吐出孔２・２が前記鋳型２００の狭面と略対面するように取り付けられる。
次に、前記浸漬ノズル１００が取り付けられた前記タンディッシュが所定位置まで降下されることで、当該浸漬ノズル１００の先端（下端）が前記鋳型２００内へ適宜の深さまで挿入される。
次いで、前記連続鋳造機内に、鋳片を引き抜くためのダミーバーが挿入される。
そして、前記タンディッシュの槽底に設けられるスライドバルブが適宜に開口され、これにより、前記タンディッシュ内に保持されている溶鋼が前記浸漬ノズル１００を介して前記鋳型２００へ注湯され始める。
次いで、鋳型２００内で冷却されて形成される鋳片（凝固シェル）は、上述範囲内の鋳造速度でダミーバーに引き抜かれていく。これにより、連続的な鋳造が開始されるようになっている。
That is, the
Next, when the tundish to which the
Next, a dummy bar for pulling out the slab is inserted into the continuous casting machine.
Then, a slide valve provided at the bottom of the tundish is appropriately opened, so that the molten steel held in the tundish starts to be poured into the
Next, the slab (solidified shell) formed by cooling in the
以下、本実施形態に係る高炭素鋼の連続鋳造方法の技術的効果を確認するための試験に関して説明する。上述した各数値範囲などは、下記の確認試験により合理的に裏付けられている。 Hereinafter, the test for confirming the technical effect of the continuous casting method of the high carbon steel according to the present embodiment will be described. Each numerical range described above is reasonably supported by the following confirmation test.
先ず、各確認試験の複数の評価項目に関して説明する。即ち、(1)凝固遅れ度、(2)圧延後表面疵、(3)スラブ品質、の(1)〜(3)である。 First, a plurality of evaluation items of each confirmation test will be described. That is, (1) to (3) of (1) degree of solidification delay, (2) surface defect after rolling, and (3) slab quality.
(1)凝固遅れ度
以下、評価項目の一つとしての凝固遅れ度に関して説明する。図１８は凝固遅れ度に関する説明図である。
上記の『凝固遅れ度』とは、以下のように測定し求めるものである。即ち、図１８に示す如く、第１に、鋳造された鋳片を長手方向に垂直な方向で切断する。そして第２に、この垂直断面に現れている白線湯模様（ホワイトバンド）と鋳片広面との距離を測定する。より具体的には、鋳片狭面から鋳片広面に沿って５cm離れた箇所と、当該白線湯模様が当該鋳片広面に最も接近して現れている箇所と、の２箇所において前記の距離を測定する。本図において、前者箇所において測定された上記距離が符号Ａに相当し、後者箇所において測定された上記距離が符号Ｂに相当する。そして第３に、距離Ａから距離Ｂを引いて求められる距離を距離Ａで除することにより、上記『凝固遅れ度』は求められる。
ここで、本願発明の発明者などが実施した他の試験の結果を紹介する。図１９は、凝固遅れ度に関する他の試験結果を示す図である。本図に示されるグラフにおいて、横軸は狭面テーパ量（端的に言えば、鋳型の内壁面（狭面）が鋳造方向に進むに連れて狭くなる程度）を示し、縦軸は上記凝固遅れ度を示している。そして、本グラフ中の複数のプロットの夫々は、各狭面テーパ量において複数回実施された試験の結果に対応しており、白抜きプロットはその試験条件においてブレークアウトが発生しなかったことを表し、塗りつぶしプロットはその試験条件においてブレークアウトが発生してしまったことを表す。本グラフによれば、ブレークアウトの発生を回避するという観点から、凝固遅れ度は少なくとも４０％以下に抑えるべきだと言える。
従って、上記の如く凝固遅れ度を求め、その値が40%以下だった場合は、良好と評価した。
(1) Degree of solidification delay Hereinafter, the degree of solidification delay as one of the evaluation items will be described. FIG. 18 is an explanatory diagram relating to the degree of solidification delay.
The “coagulation delay” is obtained by measuring as follows. That is, as shown in FIG. 18, first, the cast slab is cut in a direction perpendicular to the longitudinal direction. Second, the distance between the white wire pattern (white band) appearing in the vertical section and the slab wide surface is measured. More specifically, the above-mentioned distance at two locations, that is, a location 5 cm away from the slab narrow surface along the slab wide surface and a location where the white wire bath pattern appears closest to the slab wide surface. Measure. In the figure, the distance measured at the former location corresponds to symbol A, and the distance measured at the latter location corresponds to symbol B. Third, by subtracting the distance B from the distance A and dividing the distance A by the distance A, the “coagulation delay” is obtained.
Here, the results of other tests conducted by the inventors of the present invention will be introduced. FIG. 19 is a diagram showing another test result regarding the degree of solidification delay. In the graph shown in this figure, the horizontal axis indicates the amount of narrow surface taper (in short, the extent to which the inner wall surface (narrow surface) of the mold becomes narrower as it advances in the casting direction), and the vertical axis indicates the solidification delay. Shows the degree. Each of the plurality of plots in this graph corresponds to the result of the test conducted multiple times for each narrow surface taper amount, and the white plot shows that no breakout occurred under the test conditions. The filled plot represents that a breakout has occurred under the test conditions. According to this graph, it can be said that the degree of solidification delay should be suppressed to at least 40% from the viewpoint of avoiding the occurrence of breakout.
Therefore, the degree of solidification delay was determined as described above, and when the value was 40% or less, it was evaluated as good.
(2)圧延後表面疵
以下、評価項目の一つとしての圧延後表面疵に関して説明する。
上記の『圧延後表面疵』とは、鋳造された鋳片を圧延した後の段階において、圧延された鋳片の表面を観察することによって把握される疵の程度や有無に関するものである。即ち、溶鋼が凝固する際に溶鋼の中に気泡や介在物が混入していたり、モールドパウダーが混在していたりすると、鋳造された鋳片を圧延したときに、これらの不純物が圧延された鋳片の表面に線状の疵（所謂スリバー疵）となって現れてしまう。
従って、圧延された鋳片の表面を長手方向に１０００ｍ単位で観察し、そのときに観測されるスリバーの数に応じて各試験を評価した。
具体的には、上記観察においてスリバーが３箇所以上発見された場合は「×」の評価を、全く発見されなかった場合は「○」の評価を下した。
(2) Surface Flaw after Rolling Hereinafter, the surface flaw after rolling as one of the evaluation items will be described.
The above-mentioned “surface defect after rolling” relates to the degree and presence of the defect grasped by observing the surface of the rolled slab at the stage after rolling the cast slab. In other words, when bubbles or inclusions are mixed in the molten steel when the molten steel is solidified or mold powder is mixed, when the cast slab is rolled, these impurities are rolled. It appears as linear wrinkles (so-called sliver wrinkles) on the surface of the piece.
Therefore, the surface of the rolled slab was observed in units of 1000 m in the longitudinal direction, and each test was evaluated according to the number of slivers observed at that time.
Specifically, when three or more slivers were found in the above observation, an evaluation of “x” was given, and when no sliver was found, an evaluation of “◯” was given.
(3)スラブ品質
以下、評価項目の一つとしてのスラブ品質に関して説明する。
この『スラブ品質』は、鋳片表面において鋳造方向に沿って発生する鋳片表面割（以下、縦割と称する。）の有無を評価対象とするものであり、この縦割は以下の何れかの原因により発生すると考えられている。即ち、凝固遅れ度が過大となったことを理由とするものと、鋳片の表面温度が不均一となった結果として鋳片表面に発生する応力を理由とするものと、メニスカスに対する熱の供給が過小であったために滓化されなかったパウダーが凝固シェルと鋳型との間に噛みこまれたことを理由とするものと、である。
そして、鋳造後の鋳片の表面を観測し、縦割が観測された場合はその試験条件の評価を「縦割（即ち、縦割有り）」とし、縦割が全く観測されなかった場合はその試験条件の評価を「○」とした。
(3) Slab quality The following is an explanation of slab quality as one of the evaluation items.
This “slab quality” is for evaluating the presence or absence of a slab surface split (hereinafter referred to as a vertical split) that occurs along the casting direction on the slab surface. It is thought to be caused by the cause of. That is, the reason for the excessive solidification delay, the reason for the stress generated on the slab surface as a result of the non-uniform surface temperature of the slab, and the supply of heat to the meniscus. The reason is that the powder that was not hatched because of the excessively small was caught between the solidified shell and the mold.
Then, the surface of the slab after casting is observed, and when the vertical division is observed, the evaluation of the test condition is “vertical division (that is, with vertical division)”, and when the vertical division is not observed at all The evaluation of the test conditions was “◯”.
次に、各確認試験の試験条件と試験結果を適宜に表を参照しながら説明する。
＜試験１：吐出孔の内周側開口端の開口面積＞
本試験では、下記表２に示す如く、浸漬ノズル１００の前記吐出孔２・２の内周側開口端２ａ・２ａの開口面積Naに着目したものである。
Next, test conditions and test results of each confirmation test will be described with reference to a table as appropriate.
<Test 1: Opening area of the inner circumferential side opening end of the discharge hole>
In this test, as shown in Table 2 below, attention is paid to the opening area Na of the inner peripheral side opening ends 2a and 2a of the discharge holes 2 and 2 of the
上記表２には記載のない他の試験条件は、以下の通りである。
--------------------
D=85[mm]
h=20[mm], H=20[mm], y=20[mm], Y=70[mm], x=0[mm], X=43[mm]
θ1=10[deg.], θ2=0[deg.], θ3=55[deg.], R1=3[mm], R2=0[mm]
h/H=1, y/Y=0.29, x/X=0, θ2/θ3=0
--------------------
θ4=35[deg.]
W=1240[mm], P=240[mm]
Vc=1.0[m/min], M-EMS=550[gauss]
--------------------
Other test conditions not described in Table 2 are as follows.
--------------------
D = 85 [mm]
h = 20 [mm], H = 20 [mm], y = 20 [mm], Y = 70 [mm], x = 0 [mm], X = 43 [mm]
θ1 = 10 [deg.], θ2 = 0 [deg.], θ3 = 55 [deg.], R1 = 3 [mm], R2 = 0 [mm]
h / H = 1, y / Y = 0.29, x / X = 0, θ2 / θ3 = 0
--------------------
θ4 = 35 [deg.]
W = 1240 [mm], P = 240 [mm]
Vc = 1.0 [m / min], M-EMS = 550 [gauss]
--------------------
上記表２に示す如く、開口面積Na[cm2]が３５に満たない浸漬ノズルを用いた試験では、凝固遅れ度が４０%を超えてしまった。これは以下の理由によるものと考えられる。
即ち、所定の鋳造速度を確保するために、溶鋼の浸漬ノズルからの吐出流量は適宜に確保しなければならない。そこで、浸漬ノズルの吐出孔の開口面積Naが比して小であると、相対的に、溶鋼の浸漬ノズルからの吐出流速が大となる。その結果、鋳型の中で形成過程にある凝固シェルの例えば隅部に熱が供給され過ぎてしまい、凝固遅れが促進されたものと考えられる。
As shown in Table 2 above, in a test using an immersion nozzle with an opening area Na [cm 2 ] of less than 35, the degree of solidification delay exceeded 40%. This is thought to be due to the following reasons.
That is, in order to ensure a predetermined casting speed, the discharge flow rate from the immersion nozzle of molten steel must be ensured appropriately. Therefore, when the opening area Na of the discharge hole of the immersion nozzle is smaller than that of the discharge nozzle, the discharge flow rate from the immersion nozzle of the molten steel becomes relatively large. As a result, it is considered that heat is excessively supplied to, for example, the corners of the solidified shell in the forming process in the mold, and the solidification delay is promoted.
一方、開口面積Na[cm2]が１１５を超えた浸漬ノズルを用いた試験では、凝固遅れ度に関して言えば良好であったが、圧延後表面疵に関する評価は良好ではなかったし、スラブ品質に関しても良好な評価が得られなかった。
圧延後表面疵に関して良好な評価が得られなかったのは、以下の理由によるものと考えられる。即ち、一般に、メニスカス近傍の溶鋼は、気泡やCaO、Al2O3などの介在物が留まるのを回避するために適宜の流速が確保されている必要がある（これは一般に、洗浄効果と呼ばれている。）。それなのに、浸漬ノズルの吐出孔の開口面積Naが比して大であると、相対的に、溶鋼の浸漬ノズルからの吐出流速が小となり、溶鋼の浸漬ノズルからの吐出流によって形成される所謂反転流が十分に確保されないので、メニスカス近傍の溶鋼に流れが失われてしまい、その結果、メニスカス近傍の溶鋼がやがて、気泡や介在物を含んだままの状態で凝固してしまったからだと考えられる。
スラブ品質に関して良好な評価が得られなかったのは、以下の理由によるものと考えられる。即ち、上記の反転流が十分には確保されなかったので、メニスカスに対する熱の供給が過小となり、当該メニスカス上に浮設されているパウダーが十分には滓化されなかったために、散在する未滓化パウダーが凝固シェルと鋳型との間に噛みこまれてしまったからだと考えられる。
On the other hand, in the test using an immersion nozzle with an opening area Na [cm 2 ] exceeding 115, it was good in terms of the degree of solidification delay, but the evaluation on surface defects after rolling was not good, and regarding the slab quality However, good evaluation could not be obtained.
The reason why good evaluation of the surface defects after rolling was not obtained is considered to be as follows. That is, generally, the molten steel in the vicinity of the meniscus needs to have an appropriate flow rate to avoid air bubbles, inclusions such as CaO and Al 2 O 3 from staying (this is generally called a cleaning effect) ) However, when the opening area Na of the discharge hole of the immersion nozzle is larger than that of the immersion nozzle, the discharge flow rate from the immersion nozzle of the molten steel becomes relatively small, so-called inversion formed by the discharge flow from the immersion nozzle of the molten steel. The flow is not sufficiently secured, so the flow is lost to the molten steel near the meniscus, and as a result, the molten steel near the meniscus eventually solidifies in a state of containing bubbles and inclusions. .
The reason why the slab quality was not evaluated well is considered to be as follows. That is, since the reversal flow is not sufficiently ensured, the supply of heat to the meniscus becomes too small, and the powder suspended on the meniscus is not sufficiently hatched, so that the scattered undissolved powder This is probably because the powdered powder was caught between the solidified shell and the mold.
＜試験２：角度＞
本試験では、下記表３に示す如く、前記吐出孔２・２の穿孔方向と、前記浸漬ノズル１００の軸線に垂直な面Srcと、の成す角度θ4に着目したものである。
<Test 2: Angle>
In this test, as shown in Table 3 below, attention is paid to the angle θ4 formed by the perforation direction of the discharge holes 2 and 2 and the surface Src perpendicular to the axis of the
上記表３には記載のない他の試験条件は、以下の通りである。
--------------------
D=85[mm]
h=20[mm], H=20[mm], y=20[mm], Y=65[mm], x=0[mm], X=43[mm]
θ1=10[deg.], θ2=0[deg.], θ3=50[deg.], R1=3[mm], R2=0[mm]
h/H=1, y/Y=0.31, x/X=0, θ2/θ3=0
--------------------
Na=60[cm2]
W=1240[mm], P=240[mm]
Vc=0.9[m/min], M-EMS=550[gauss]
--------------------
Other test conditions not described in Table 3 are as follows.
--------------------
D = 85 [mm]
h = 20 [mm], H = 20 [mm], y = 20 [mm], Y = 65 [mm], x = 0 [mm], X = 43 [mm]
θ1 = 10 [deg.], θ2 = 0 [deg.], θ3 = 50 [deg.], R1 = 3 [mm], R2 = 0 [mm]
h / H = 1, y / Y = 0.31, x / X = 0, θ2 / θ3 = 0
--------------------
Na = 60 [cm 2 ]
W = 1240 [mm], P = 240 [mm]
Vc = 0.9 [m / min], M-EMS = 550 [gauss]
--------------------
上記表３に示す如く、角度θ4[deg.]が−５に満たない浸漬ノズルを用いた試験では、圧延後表面疵が観測された。これは以下の理由によるものだと考えられる。
即ち、浸漬ノズルからの溶鋼の吐出流の吐出方向が上向きに過ぎたために、メニスカス近傍の溶鋼に対して流速を与えたり熱を供給したりする重要な役割を担う上記の反転流が過大となってしまった。その結果、メニスカス近傍の溶鋼に対して過大な流速が付加されたため、メニスカスが波立ち、メニスカス上に浮設されているモールドパウダーが溶鋼へ巻き込まれてしまったからだと考えられる。
As shown in Table 3 above, surface flaws after rolling were observed in a test using an immersion nozzle having an angle θ4 [deg.] Less than −5. This is thought to be due to the following reasons.
That is, since the discharge direction of the discharge flow of the molten steel from the immersion nozzle is just upward, the above reversal flow, which plays an important role in giving a flow velocity and supplying heat to the molten steel near the meniscus, becomes excessive. I have. As a result, an excessive flow velocity was added to the molten steel in the vicinity of the meniscus. This is considered to be because the meniscus was swollen and the mold powder suspended on the meniscus was caught in the molten steel.
一方、角度θ4[deg.]が５５を超えた浸漬ノズルを用いた試験では、スラブ品質に関する評価が良好ではなかった。これは以下の理由によるものと考えられる。
即ち、浸漬ノズルからの溶鋼の吐出流の吐出方向が相当に斜め下向きに設定されていたので、（吐出孔から吐出された溶鋼が鋳型狭面に衝突してその流れの向きが上向きに変更され、メニスカスへ向かって上昇し、やがて浸漬ノズル側へと流れの向きを変えながら消滅する）上記の反転流が形成されにくく、メニスカスに対する熱の供給が過小となり、当該メニスカス上に浮設されているパウダーが十分には滓化されなかったために、散在する未滓化パウダーが凝固シェルと鋳型との間に噛みこまれてしまったからだと考えられる。
On the other hand, in the test using the immersion nozzle with the angle θ4 [deg.] Exceeding 55, the evaluation regarding the slab quality was not good. This is thought to be due to the following reasons.
That is, since the discharge direction of the discharge flow of the molten steel from the immersion nozzle was set to be obliquely downward (the molten steel discharged from the discharge hole collided with the mold narrow surface, the flow direction was changed upward) , Rising toward the meniscus, and eventually disappearing while changing the flow direction toward the immersion nozzle) The above reversal flow is difficult to be formed, the supply of heat to the meniscus becomes too small, and it floats on the meniscus This is probably because the powder was not sufficiently hatched, and the scattered unhatched powder was caught between the solidified shell and the mold.
＜試験３：鋳型幅＞
本試験では、下記表４に示す如く、前記鋳型幅Wに着目したものである。
<Test 3: Mold width>
In this test, as shown in Table 4 below, the mold width W was noted.
上記表４には記載のない他の試験条件は、以下の通りである。
--------------------
D=85[mm]
h=20[mm], H=20[mm], y=20[mm], Y=70[mm], x=0[mm], X=43[mm]
θ1=10[deg.], θ2=0[deg.], θ3=55[deg.], R1=3[mm], R2=0[mm]
h/H=1, y/Y=0.29, x/X=0, θ2/θ3=0
--------------------
Na=50[cm2], θ4=35[deg.]
P=240[mm]
Vc=1.0[m/min], M-EMS=550[gauss]
--------------------
Other test conditions not described in Table 4 are as follows.
--------------------
D = 85 [mm]
h = 20 [mm], H = 20 [mm], y = 20 [mm], Y = 70 [mm], x = 0 [mm], X = 43 [mm]
θ1 = 10 [deg.], θ2 = 0 [deg.], θ3 = 55 [deg.], R1 = 3 [mm], R2 = 0 [mm]
h / H = 1, y / Y = 0.29, x / X = 0, θ2 / θ3 = 0
--------------------
Na = 50 [cm 2 ], θ4 = 35 [deg.]
P = 240 [mm]
Vc = 1.0 [m / min], M-EMS = 550 [gauss]
--------------------
上記表４に示す如く、鋳型幅W[mm]が８００に満たない鋳型を用いた試験では、凝固遅れ度が40%を超えてしまった。これは以下の理由によるものだと考えられる。
即ち、一般に、上述したように浸漬ノズルから吐出された極めて高温な溶鋼は、鋳型内で形成される凝固シェルの狭面に到達するまでに若干の時間を要し、それ故、溶鋼は若干冷却されてから凝固シェルの狭面に到達するようになっている。この点、本試験のように鋳型幅Wが過小である鋳型を用いると、溶鋼が十分に冷却される前に、当該鋳型内に形成された凝固シェルの狭面に到達し、即ち、凝固シェルに過大な熱が供給され、その結果として、凝固遅れが促進されてしまったものと考えられる。
As shown in Table 4 above, in the test using a mold having a mold width W [mm] less than 800, the solidification delay exceeded 40%. This is thought to be due to the following reasons.
That is, in general, the extremely high temperature molten steel discharged from the immersion nozzle as described above requires some time to reach the narrow surface of the solidified shell formed in the mold, and therefore the molten steel is slightly cooled. After that, it reaches the narrow surface of the solidified shell. In this regard, when a mold having an excessively small mold width W is used as in this test, the molten steel reaches the narrow surface of the solidified shell formed in the mold before it is sufficiently cooled, that is, the solidified shell. It is considered that excessive heat was supplied to the surface, and as a result, the delay in solidification was promoted.
一方、鋳型幅W[mm]が２１００を超えた鋳型を用いた試験では、スラブ品質に関する評価が良好ではなかった。これは以下の理由によるものと考えられる。
即ち、一般に、メニスカス上に浮設されたモールドパウダーが鋳型内で形成される凝固シェルと鋳型内壁面との間に流入されることによって、凝固シェルに対する鋳型の抜熱特性が制御されるようになっている。それなのに、本試験のように鋳型幅Wが過大な鋳型を用いると、やはり、鋳型の幅方向においてモールパウダーの流入量（即ち、モールドパウダーの厚み、換言すれば抜熱特性の制御量）にムラが出てきてしまう。これが原因となって、鋳型の幅方向において凝固シェル内に温度ムラが生じてしまい、凝固シェル内で当該温度ムラによる応力が生じたからだと考えられる。なお、この問題は、鋳型の幅方向にのみならず、厚み方向においても同時に多少なりとも生じる。
On the other hand, in the test using a mold having a mold width W [mm] exceeding 2100, the evaluation regarding the slab quality was not good. This is thought to be due to the following reasons.
That is, in general, the mold powder suspended on the meniscus flows between the solidified shell formed in the mold and the inner wall surface of the mold so that the heat removal characteristics of the mold with respect to the solidified shell are controlled. It has become. Nevertheless, if a mold with an excessive mold width W is used as in this test, the amount of mold powder inflow in the mold width direction (that is, the thickness of the mold powder, in other words, the amount of control of heat removal characteristics) is uneven. Will come out. This is considered to be because temperature unevenness occurs in the solidified shell in the width direction of the mold, and stress due to the temperature unevenness occurs in the solidified shell. This problem occurs not only in the width direction of the mold but also in the thickness direction at the same time.
＜試験４：鋳型厚＞
本試験では、下記表５に示す如く、前記鋳型厚Pに着目したものである。
<Test 4: Mold thickness>
In this test, as shown in Table 5 below, the mold thickness P was noted.
上記表５には記載のない他の試験条件は、以下の通りである。
--------------------
D=80[mm]
h=20[mm], H=20[mm], y=20[mm], Y=65[mm], x=0[mm], X=40[mm]
θ1=10[deg.], θ2=0[deg.], θ3=54[deg.], R1=3[mm], R2=0[mm]
h/H=1, y/Y=0.31, x/X=0, θ2/θ3=0
--------------------
Na=60[cm2], θ4=45[deg.]
W=1240[mm]
Vc=1.0[m/min], M-EMS=550[gauss]
--------------------
Other test conditions not described in Table 5 are as follows.
--------------------
D = 80 [mm]
h = 20 [mm], H = 20 [mm], y = 20 [mm], Y = 65 [mm], x = 0 [mm], X = 40 [mm]
θ1 = 10 [deg.], θ2 = 0 [deg.], θ3 = 54 [deg.], R1 = 3 [mm], R2 = 0 [mm]
h / H = 1, y / Y = 0.31, x / X = 0, θ2 / θ3 = 0
--------------------
Na = 60 [cm 2 ], θ4 = 45 [deg.]
W = 1240 [mm]
Vc = 1.0 [m / min], M-EMS = 550 [gauss]
--------------------
上記表５に示す如く、鋳型厚P[mm]が２００に満たない鋳型を用いた試験では、圧延後表面疵が観測された。これは以下の理由によるものだと考えられる。
即ち、鋳型厚Pが比して小であったために、浸漬ノズルと広面側鋳型内壁面との間の隙間が狭くなってしまっていた。そのせいで、せっかく浸漬ノズル周囲の溶鋼に対して上記洗浄効果を奏するために前記の反転流が生成されたのにも関わらず、浸漬ノズルと広面側鋳型内壁面との間の隙間（流路）が狭く、当該隙間における溶鋼の流れが極めて滞り、結果として、浸漬ノズルと広面側鋳型内壁面との間の隙間においては溶鋼に対して十分な洗浄効果が奏し得なかったからだと考えれられる。
As shown in Table 5 above, surface defects after rolling were observed in a test using a mold having a mold thickness P [mm] of less than 200. This is thought to be due to the following reasons.
That is, since the mold thickness P was smaller than that of the mold, the gap between the immersion nozzle and the wide-surface mold inner wall surface was narrowed. For this reason, the gap (flow path) between the immersion nozzle and the inner wall surface of the mold on the wide surface side is generated in spite of the fact that the reverse flow is generated in order to achieve the above-described cleaning effect on the molten steel around the immersion nozzle. This is considered to be because the flow of molten steel in the gap was extremely stagnant, and as a result, a sufficient cleaning effect on the molten steel could not be achieved in the gap between the immersion nozzle and the wide-surface mold inner wall surface.
一方、鋳型厚P[mm]が３２０を超えた鋳型を用いた試験では、スラブ品質に関する評価が良好ではなかった。これは、上述した鋳型幅W[mm]が２１００を超えた鋳型を用いた試験と略同様に説明することができ、要約すると下記の通りとなる。
即ち、鋳型の厚み方向においてモールドパウダーの流入量にムラが出たために同じく厚み方向において凝固シェル内に温度ムラが生じ、当該温度ムラに起因して応力が発生してしまったからだと考えられる。なお、この問題は、鋳型の厚み方向にのみならず、幅方向においても同時に多少なりとも生じる。
On the other hand, in the test using a mold having a mold thickness P [mm] exceeding 320, the evaluation regarding the slab quality was not good. This can be explained in substantially the same manner as the above-described test using a mold having a mold width W [mm] exceeding 2100, and is summarized as follows.
That is, it is considered that the unevenness in the inflow amount of the mold powder in the thickness direction of the mold causes the temperature unevenness in the solidified shell in the thickness direction, and stress is generated due to the temperature unevenness. This problem occurs not only in the thickness direction of the mold but also in the width direction.
＜試験５：鋳造速度＞
本試験では、下記表６に示す如く、前記鋳造速度に着目したものである。
<Test 5: Casting speed>
In this test, as shown in Table 6 below, attention was paid to the casting speed.
上記表６には記載のない他の試験条件は、以下の通りである。
--------------------
D=85[mm]
h=20[mm], H=20[mm], y=20[mm], Y=70[mm], x=0[mm], X=43[mm]
θ1=10[deg.], θ2=0[deg.], θ3=55[deg.], R1=3[mm], R2=0[mm]
h/H=1, y/Y=0.29, x/X=0, θ2/θ3=0
--------------------
Na=60[cm2], θ4=45[deg.]
W=1240[mm], P=240[mm]
M-EMS=500[gauss]
--------------------
Other test conditions not described in Table 6 are as follows.
--------------------
D = 85 [mm]
h = 20 [mm], H = 20 [mm], y = 20 [mm], Y = 70 [mm], x = 0 [mm], X = 43 [mm]
θ1 = 10 [deg.], θ2 = 0 [deg.], θ3 = 55 [deg.], R1 = 3 [mm], R2 = 0 [mm]
h / H = 1, y / Y = 0.29, x / X = 0, θ2 / θ3 = 0
--------------------
Na = 60 [cm 2 ], θ4 = 45 [deg.]
W = 1240 [mm], P = 240 [mm]
M-EMS = 500 [gauss]
--------------------
上記表６に示す如く、鋳造速度Vc[m/min]を０．８を満たさないように設定した試験では、スラブ品質に関する評価が良好ではなかった。これは以下の理由によるものと考えられる。
即ち、鋳造速度が比して小さいということは、浸漬ノズルからの溶鋼の吐出量が比して小さいということに他ならない。端的に言えば、浸漬ノズルからの溶鋼の吐出流速が比して小さいので、この溶鋼の吐出流に依って形成される前述の反転流が十分には形成されず、メニスカスに対する熱の供給が過小となり、当該メニスカス上に浮設されているパウダーが十分には滓化されなかったために、散在する未滓化パウダーが凝固シェルと鋳型との間に噛みこまれてしまったからだと考えられる。
As shown in Table 6 above, in the test in which the casting speed Vc [m / min] was set not to satisfy 0.8, the evaluation regarding the slab quality was not good. This is thought to be due to the following reasons.
That is to say, the fact that the casting speed is relatively low means that the discharge amount of molten steel from the immersion nozzle is relatively small. In short, since the discharge speed of the molten steel from the immersion nozzle is relatively small, the aforementioned reverse flow formed by the discharge flow of the molten steel is not sufficiently formed, and the supply of heat to the meniscus is too small. Therefore, it is considered that the powder unflooded on the meniscus was not sufficiently hatched, and the scattered unhatched powder was caught between the solidified shell and the mold.
一方、鋳造速度Vc[m/min]を１．６を超えるように設定した試験では、凝固遅れ度が40%を超えてしまったし、スラブ品質に関する評価も良好ではなかった。これは以下の理由によるものと考えられる。
即ち、鋳造速度が比して大きいということは、浸漬ノズルからの溶鋼の吐出量が比して大きいということに他ならない。端的に言えば、浸漬ノズルからの溶鋼の吐出流速が比して大きいので、浸漬ノズルから吐出された溶鋼が凝固シェルへ到達するまでに要する時間が比して小さくなっていた。即ち、浸漬ノズルから吐出された溶鋼が、殆ど冷却されることなく極めて高温な状態のままで凝固シェルに到達し、その結果、凝固シェルに対して過大な熱が供給されてしまったから凝固遅れが促進されたのだと考えられる。なお、凝固遅れが促進されたことに伴い、スラブ品質に関する評価が悪化するのは前述した通りである。
On the other hand, in the test in which the casting speed Vc [m / min] was set to exceed 1.6, the degree of solidification delay exceeded 40%, and the evaluation regarding the slab quality was not good. This is thought to be due to the following reasons.
That is, the fact that the casting speed is relatively high means that the discharge amount of molten steel from the immersion nozzle is relatively large. In short, since the discharge flow rate of the molten steel from the immersion nozzle is larger than that of the immersion nozzle, the time required for the molten steel discharged from the immersion nozzle to reach the solidified shell is reduced. That is, the molten steel discharged from the immersion nozzle reaches the solidified shell in an extremely high temperature state with almost no cooling, and as a result, excessive heat is supplied to the solidified shell, so that the solidification delay is delayed. It is thought that it was promoted. In addition, as the solidification delay is promoted, the evaluation regarding the slab quality deteriorates as described above.
＜試験６：過熱度＞
本試験では、下記表７に示す如く、前記過熱度に着目したものである。
<Test 6: degree of superheat>
In this test, as shown in Table 7 below, attention is paid to the degree of superheat.
上記表７には記載のない他の試験条件は、以下の通りである。
--------------------
D=85[mm]
h=20[mm], H=20[mm], y=20[mm], Y=70[mm], x=0[mm], X=43[mm]
θ1=10[deg.], θ2=0[deg.], θ3=55[deg.], R1=3[mm], R2=0[mm]
h/H=1, y/Y=0.29, x/X=0, θ2/θ3=0
--------------------
Na=60[cm2], θ4=35[deg.]
W=1240[mm], P=240[mm]
Vc=0.9[m/min], M-EMS=550[gauss]
--------------------
Other test conditions not described in Table 7 are as follows.
--------------------
D = 85 [mm]
h = 20 [mm], H = 20 [mm], y = 20 [mm], Y = 70 [mm], x = 0 [mm], X = 43 [mm]
θ1 = 10 [deg.], θ2 = 0 [deg.], θ3 = 55 [deg.], R1 = 3 [mm], R2 = 0 [mm]
h / H = 1, y / Y = 0.29, x / X = 0, θ2 / θ3 = 0
--------------------
Na = 60 [cm 2 ], θ4 = 35 [deg.]
W = 1240 [mm], P = 240 [mm]
Vc = 0.9 [m / min], M-EMS = 550 [gauss]
--------------------
一般に、実操業上の理由から、過熱度を一定に維持することは、公知の如く極めて困難とされている。 In general, it is extremely difficult to keep the degree of superheat constant for a practical operation reason.
上記表７には示してはいないが、過熱度ΔT[℃]が２０を下回ってしまった試験（過熱度ΔT[℃]=17の試験）では、浸漬ノズル内において、溶鋼が凝固したものが当該浸漬ノズルの内壁面などに徐々に付着したりして、間もなく浸漬ノズルのノズル詰まりが発生してしまった。このように浸漬ノズルがノズル詰まりを一度起こしてしまうと、連続鋳造を一時中断しなければならないのは言うに及ばない。
また、このように過熱度ΔT[℃]が２０を下回ってしまうと、例え上記の反転流が適度に形成され生じていたとしても、メニスカスに殆ど熱が供給され得ないので、メニスカスに所謂皮張り（溶鋼が膜状に凝固して生成されたもの）が発生してしまったという別の問題も発生した。
Although not shown in Table 7 above, in a test in which the degree of superheat ΔT [° C.] was less than 20 (a test with a degree of superheat ΔT [° C.] = 17), the molten steel solidified in the immersion nozzle. Gradually adhering to the inner wall surface of the immersion nozzle, the nozzle clogging of the immersion nozzle occurred soon. Needless to say, once the immersion nozzle causes nozzle clogging, continuous casting must be temporarily suspended.
Further, when the degree of superheat ΔT [° C.] is less than 20, even if the above reversal flow is formed appropriately, almost no heat can be supplied to the meniscus, so that the so-called skin of the meniscus can be obtained. Another problem was that tension (generated by melting the molten steel into a film) had occurred.
一方、上記表７に示す如く、過熱度ΔT[℃]が４５を上回ってしまった試験では、凝固遅れ度が40%を超えてしまった。これは、浸漬ノズルから吐出される溶鋼が過度に高温となるから、鋳型内で形成されつつある凝固シェルに対する熱の供給が過大となったからだと考えられる。なお、凝固遅れが促進されたことに伴い、スラブ品質に関する評価が悪化するのは前述した通りである（本表参照）。 On the other hand, as shown in Table 7 above, in the test in which the degree of superheat ΔT [° C.] exceeded 45, the degree of solidification delay exceeded 40%. This is probably because the molten steel discharged from the immersion nozzle becomes excessively high in temperature, and the supply of heat to the solidified shell being formed in the mold becomes excessive. In addition, as the solidification delay is promoted, the evaluation regarding the slab quality deteriorates as described above (see this table).
＜試験７：M-EMS＞
本試験では、下記表８に示す如く、前記鋳型内電磁攪拌強度M-EMS[gauss]に着目したものである。
<Test 7: M-EMS>
In this test, as shown in Table 8 below, the in-mold electromagnetic stirring strength M-EMS [gauss] is focused.
上記表８には記載のない他の試験条件は、以下の通りである。
--------------------
D=85[mm]
h=20[mm], H=20[mm], y=20[mm], Y=70[mm], x=0[mm], X=43[mm]
θ1=10[deg.], θ2=0[deg.], θ3=55[deg.], R1=3[mm], R2=0[mm]
h/H=1, y/Y=0.29, x/X=0, θ2/θ3=0
--------------------
Na=60[cm2], θ4=35[deg.]
W=1240[mm], P=240[mm]
Vc=1.0[m/min]
--------------------
Other test conditions not described in Table 8 are as follows.
--------------------
D = 85 [mm]
h = 20 [mm], H = 20 [mm], y = 20 [mm], Y = 70 [mm], x = 0 [mm], X = 43 [mm]
θ1 = 10 [deg.], θ2 = 0 [deg.], θ3 = 55 [deg.], R1 = 3 [mm], R2 = 0 [mm]
h / H = 1, y / Y = 0.29, x / X = 0, θ2 / θ3 = 0
--------------------
Na = 60 [cm 2 ], θ4 = 35 [deg.]
W = 1240 [mm], P = 240 [mm]
Vc = 1.0 [m / min]
--------------------
上記表８に示す如く、鋳型内電磁攪拌強度M-EMS[gauss]を１０００を超えるように設定した試験では、凝固遅れ度が40%を超えてしまったし、圧延後表面疵及びスラブ品質に関する評価が良好ではなかった。 As shown in Table 8 above, in the test in which the in-mold electromagnetic stirring strength M-EMS [gauss] was set to exceed 1000, the degree of solidification delay exceeded 40%. Evaluation was not good.
凝固遅れ度が40%を超えてしまったのは以下の理由によるものだと考えられる。即ち、前述した通り、一般に、浸漬ノズルから吐出される溶鋼の吐出流によって、（吐出孔から出発し狭面側鋳型内壁面に沿って上昇しメニスカスとの衝突によって浸漬ノズル側へ流れの向きが変換される）上記の反転流が形成される。また、一般に、鋳型内電磁攪拌は鋳型内の溶鋼のうち、特にメニスカス近傍の溶鋼を、浸漬ノズル周りに緩やかに旋回させるようにして攪拌するように行われる。従って、前記反転流と、電磁攪拌による溶鋼の旋回流とはメニスカス近傍において互いに衝突する。その結果、通常、前記の反転流は、この旋回流との衝突により、鋳型内に形成されてつつある中空略矩形の凝固シェルの対角隅部へと流れの向きが強制的に湾曲されるので、凝固シェルの当該一対の対角隅部は、他の一対の対角隅部に比べて若干、熱の供給が多いため凝固遅れが生じやすくなっている。この点、前記の鋳型内電磁攪拌強度M-EMS[gauss]が過大であると、前記の旋回流がより強力に生じるため、前記の反転流が更に大きく湾曲され、その結果、前記一対の対角隅部に対して熱が更に供給されて凝固遅れ度がより一層促進されてしまうからだと考えられる。 The reason why the coagulation delay has exceeded 40% is considered to be due to the following reasons. That is, as described above, generally, by the discharge flow of molten steel discharged from the submerged nozzle (starting from the discharge hole and rising along the inner wall surface of the narrow mold side, the direction of the flow toward the submersible nozzle side is caused by the collision with the meniscus. The above reversal flow is formed. In general, the electromagnetic stirring in the mold is performed so as to stir the molten steel in the mold, particularly in the vicinity of the meniscus, by gently swirling around the immersion nozzle. Therefore, the reversal flow and the swirling flow of the molten steel by electromagnetic stirring collide with each other in the vicinity of the meniscus. As a result, the direction of the flow of the reverse flow is forcibly curved to the diagonal corners of the hollow, substantially rectangular solidified shell being formed in the mold due to the collision with the swirling flow. Therefore, the pair of diagonal corners of the solidified shell are more likely to cause a solidification delay because the heat supply is slightly greater than the other pair of diagonal corners. In this regard, when the electromagnetic stirring intensity M-EMS [gauss] in the mold is excessive, the swirl flow is generated more strongly, and thus the reversal flow is further curved, and as a result, the pair of pairs This is thought to be because heat is further supplied to the corners to further accelerate the solidification delay.
また、圧延後表面疵に関する評価が良好ではなかったのは以下の理由によるものだと考えられる。即ち、上記の旋回流が強力に発生して、メニスカス近傍の溶鋼に対して過大な流速が付加されたため、メニスカスが波立ち、メニスカス上に浮設されているモールドパウダーが溶鋼へ巻き込まれてしまったからだと考えられる。 Moreover, it is thought that it was based on the following reasons that evaluation about the surface flaw after rolling was not favorable. That is, the above swirling flow is generated strongly, and an excessive flow velocity is added to the molten steel near the meniscus, so that the meniscus undulates and the mold powder suspended on the meniscus is caught in the molten steel. It is considered to be a body.
以上説明したように、本実施形態において炭素含有量C[wt%]が０．２０〜０．６０である高炭素鋼は、以下のようにして連続鋳造される。
即ち、上述した所定形状の浸漬ノズル１００と、所定の鋳型幅W及び鋳型厚Pの鋳型と、を用いて、鋳造速度Vc[m/min]を０．８〜１．６とし、過熱度ΔT[℃]を２０〜４５とし、電磁攪拌を一切行わないか或いは鋳型内電磁攪拌強度M-EMS[gauss]を１０００以下として鋳型内に注湯される溶鋼を電磁攪拌しながら、高炭素鋼は連続鋳造される。
As described above, in the present embodiment, the high carbon steel having a carbon content C [wt%] of 0.20 to 0.60 is continuously cast as follows.
That is, using the above-described
これによれば、有用な浸漬ノズルを採用しているので、鋳造開始時におけるスプラッシュ現象の抑制効果を妨げることなく、溶鋼吐出流の鋳型厚み方向の偏流を軽減できる。
また、凝固シェルの凝固遅れを抑制できると共に、鋳片の表面品質等（上記各試験における圧延後表面疵及びスラブ品質の評価項目がこれに相当する。）を良好とできる。
より具体的に言えば、鋳型厚み方向の偏流が改善されることにより鋳型厚み方向において吐出流が略一様とできるので、メニスカス全域に均等に熱が供給されてパウダーの一様な滓化が促進されるから、未滓化パウダーの上記噛みこみが抑制され、結果として、上記縦割の少ない鋳片を鋳造できる。
According to this, since a useful immersion nozzle is employed, the drift of the molten steel discharge flow in the mold thickness direction can be reduced without hindering the effect of suppressing the splash phenomenon at the start of casting.
Moreover, the solidification delay of the solidified shell can be suppressed, and the surface quality and the like of the slab (equivalent items for evaluation of surface defects after rolling and slab quality in the above tests) can be improved.
More specifically, since the discharge flow in the mold thickness direction can be made substantially uniform by improving the drift in the mold thickness direction, heat is evenly supplied to the entire meniscus so that the powder is uniformly hatched. Since it is promoted, the above-mentioned biting of the unhatched powder is suppressed, and as a result, the slab with less vertical split can be cast.
以上、本願発明の好適な実施形態を説明したが、上述した浸漬ノズル１００は以下のように変更できる。
As mentioned above, although preferred embodiment of this invention was described, the
即ち、浸漬ノズル１００の吐出孔２・２は、上記実施形態において略矩形に形成されているが、これに限ることはなく、例えば上記非特許文献１の図７に記載されている円形に形成されていてもよいし、楕円形や台形などに形成されていても勿論よい。
That is, the discharge holes 2 and 2 of the
2 吐出孔
2a 内周側開口端
100 浸漬ノズル
200 鋳型
W 鋳型幅
P 鋳型厚
θ4 角度
Vc 鋳造速度
Src 浸漬ノズルの軸線に対して垂直な面
ΔT 過熱度
M-EMS 鋳型内電磁攪拌強度
2 Discharge hole
2a Open end on the inner circumference side
100 immersion nozzle
200 molds
W Mold width
P Mold thickness θ4 angle
Vc casting speed
Src Surface perpendicular to the axis of the immersion nozzle ΔT Superheat
M-EMS electromagnetic stirring intensity in mold
Claims (1)
前記突部の長手方向の垂直断面は、長方形を含む台形であり、
前記突部の長手方向の垂直断面の側辺は、前記浸漬ノズルの長手方向を基準として０度以上２５度以下内側へ傾斜しており、
前記突部の長手方向の垂直断面の高さｈと、前記吐出孔の内周側開口端の下辺と前記ノズル内側底面との間の距離Ｈと、の比であるｈ／Ｈは、０．５≦ｈ／Ｈ≦２．０の範囲内であり、
前記突部の長手方向の垂直断面の上辺の幅ｙと、前記吐出孔の内周側開口端の開口幅Ｙと、の比であるｙ／Ｙは、０．１≦ｙ／Ｙ≦０．５の範囲内であり、
前記吐出孔の穿孔方向と、前記突部の長手方向と、が成す角度θ２と、前記吐出孔の穿孔方向と、前記吐出孔の内周側開口端の側辺と前記浸漬ノズルの軸心とを結ぶ面と、が成す角度θ３と、の比であるθ２／θ３は、０≦θ２／θ３≦１．３の範囲内であり、
前記浸漬ノズルの軸心と前記突部の長手方向及び短手方向の中心との間の距離ｘと、前記浸漬ノズルの軸心と前記浸漬ノズルの内周面との間の距離Ｘと、の比であるｘ／Ｘは、０≦ｘ／Ｘ≦０．３の範囲内であり、
前記吐出孔の内周側開口端の開口面積Na[cm2]が３５〜１１５であり、
前記浸漬ノズルの軸線と、前記吐出孔の穿孔方向と、を含む断面に一対で現れる前記吐出孔の輪郭線のうち前記浸漬ノズルの先端側の輪郭線と、前記浸漬ノズルの軸線に垂直な面と、の成す角度θ4[deg]が−５〜５５である浸漬ノズルと、
溶鋼を冷却し所定形状の凝固シェルを形成するための鋳型であって、
その鋳型の上端における鋳型幅W[mm]が８００〜２１００であり、
その鋳型の上端における鋳型厚P[mm]が２００〜３２０である鋳型と、
を用い、
鋳造速度Vc[m/min]を０．８〜１．６とし、
過熱度ΔT[℃]を２０〜４５とし、
鋳型内電磁攪拌強度M-EMS[gauss]を０〜１０００として鋳型内に注湯される溶鋼を電磁攪拌しながら、
炭素含有量C[wt%]が０．２０〜０．６０である高炭素鋼を連続鋳造する、ことを特徴とする高炭素鋼の連続鋳造方法。 A pair of opposed discharge holes are perforated at a position away from the nozzle inner bottom surface by a predetermined distance, and the nozzle inner bottom surface is provided with a protrusion extending in the nozzle radial direction. A nozzle,
The vertical cross section in the longitudinal direction of the protrusion is a trapezoid including a rectangle,
The side of the vertical cross section in the longitudinal direction of the protrusion is inclined inward from 0 degree to 25 degrees with respect to the longitudinal direction of the immersion nozzle,
The ratio h / H, which is the ratio of the height h of the vertical cross section of the protrusion in the longitudinal direction to the distance H between the lower side of the opening end on the inner peripheral side of the discharge hole and the bottom surface of the nozzle, is 0. Within the range of 5 ≦ h / H ≦ 2.0,
The ratio y / Y between the width y of the upper side of the vertical section of the protrusion in the longitudinal direction and the opening width Y of the inner peripheral opening end of the discharge hole is 0.1 ≦ y / Y ≦ 0. Within the range of 5,
An angle θ2 formed by the perforation direction of the discharge hole and the longitudinal direction of the protrusion, the perforation direction of the discharge hole, the side of the inner peripheral side opening end of the discharge hole, and the axis of the immersion nozzle Θ2 / θ3, which is the ratio of the plane connecting the two and the angle θ3 formed by, is in the range of 0 ≦ θ2 / θ3 ≦ 1.3,
A distance x between the axis of the immersion nozzle and the center in the longitudinal direction and the short direction of the protrusion, and a distance X between the axis of the immersion nozzle and the inner peripheral surface of the immersion nozzle. The ratio x / X is in the range of 0 ≦ x / X ≦ 0.3,
The opening area Na [cm 2 ] of the inner circumferential side opening end of the discharge hole is 35 to 115,
Of the outlines of the discharge holes that appear in pairs in the cross section including the axis of the immersion nozzle and the perforation direction of the discharge holes, the outline perpendicular to the tip of the immersion nozzle and the axis perpendicular to the axis of the immersion nozzle An immersion nozzle having an angle θ4 [deg] of −5 to 55;
A mold for cooling molten steel to form a solidified shell of a predetermined shape,
The mold width W [mm] at the upper end of the mold is 800-2100,
A mold having a mold thickness P [mm] at the upper end of the mold of 200 to 320;
Use
The casting speed Vc [m / min] is 0.8 to 1.6,
The degree of superheat ΔT [° C.] is set to 20 to 45,
While stirring the molten steel poured into the mold with electromagnetic stirring strength M-EMS [gauss] in the mold as 0 to 1000,
A continuous casting method for high carbon steel, characterized by continuously casting a high carbon steel having a carbon content C [wt%] of 0.20 to 0.60.
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP2006175781A JP2008000810A (en) | 2006-06-26 | 2006-06-26 | Method for continuously casting high carbon steel using immersion nozzle with gate type pouring basin |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP2006175781A JP2008000810A (en) | 2006-06-26 | 2006-06-26 | Method for continuously casting high carbon steel using immersion nozzle with gate type pouring basin |
Publications (1)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JP2008000810A true JP2008000810A (en) | 2008-01-10 |
Family
ID=39005602
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP2006175781A Pending JP2008000810A (en) | 2006-06-26 | 2006-06-26 | Method for continuously casting high carbon steel using immersion nozzle with gate type pouring basin |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JP2008000810A (en) |
Cited By (2)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| WO2013024973A2 (en) * | 2011-08-12 | 2013-02-21 | 조선내화 주식회사 | Immersion nozzle for casting and continuous casting apparatus including same |
| EP3488949A1 (en) * | 2017-11-22 | 2019-05-29 | Refractory Intellectual Property GmbH & Co. KG | Submerged entry nozzle |
-
2006
- 2006-06-26 JP JP2006175781A patent/JP2008000810A/en active Pending
Cited By (4)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| WO2013024973A2 (en) * | 2011-08-12 | 2013-02-21 | 조선내화 주식회사 | Immersion nozzle for casting and continuous casting apparatus including same |
| WO2013024973A3 (en) * | 2011-08-12 | 2013-04-11 | 조선내화 주식회사 | Immersion nozzle for casting and continuous casting apparatus including same |
| EP3488949A1 (en) * | 2017-11-22 | 2019-05-29 | Refractory Intellectual Property GmbH & Co. KG | Submerged entry nozzle |
| WO2019101389A1 (en) * | 2017-11-22 | 2019-05-31 | Refractory Intellectual Property Gmbh & Co. Kg | Submerged entry nozzle |
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