JP2010110797A - Continuous casting method of slab which has static magnetic field act on upward flow over narrow surface in mold - Google Patents
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Abstract
Description
本発明は、鋳型狭面の上昇流に対して静磁場を作用させるスラブの連続鋳造方法に関する。 The present invention relates to a slab continuous casting method in which a static magnetic field is applied to an upward flow of a mold narrow surface.
例えば、特許文献1(特許第3417871号)や特許文献2(特許第3417861号)、特許文献3(特許第3372863号)、特許文献4(特許第2610741号)には、浸漬ノズルから吐出された溶鋼流が鋳型狭面に衝突して分岐し、下方へ向かう所謂下降流に対して静磁場を作用させ、もって、該下降流に対してブレーキ力を作用させる旨が記載されている。特に、特許文献1〜3には、「鋳型短面近傍部では、鋳型厚み方向に磁場を作用させても、鋳型幅方向には電流が誘起されにくいため、水平面内で磁場と電流が直交した場合に発生する鉛直上向きの電磁力が弱い」(特許文献1の0012参照)として、溶鋼中に鋳型長辺方向の磁場を発生させることとしている(特許文献1の図5参照)。
For example, Patent Document 1 (Patent No. 34178871), Patent Document 2 (Patent No. 34178861), Patent Document 3 (Patent No. 3372863), and Patent Document 4 (Patent No. 2610741) were discharged from the immersion nozzle. It is described that a molten steel flow collides with a mold narrow surface and branches, and a static magnetic field is applied to a so-called downward flow that goes downward, and thus a braking force is applied to the downward flow. In particular,
また、特許文献5(特許第3056659号)には、鋳型内溶鋼金属を電磁力によりピンチしながら鋳造を行う場合は、鋳型コーナー部に電磁力が集中し、湯面の異常流動を招くので、この異常流動を抑えるべく、コーナー部に永久磁石を設置し、コーナー部のみに電磁ブレーキ効果を作用させる旨が記載されている(特許文献5の0006、0008、0013、0014等参照)。特許文献5の図4には、1孔式の浸漬ノズルが開示されている。
In addition, in Patent Document 5 (Patent No. 3056659), when performing casting while pinching the molten steel metal in the mold by electromagnetic force, the electromagnetic force concentrates on the mold corner portion, leading to abnormal flow of the molten metal surface. In order to suppress this abnormal flow, it is described that a permanent magnet is installed at the corner portion and an electromagnetic brake effect is applied only to the corner portion (see
しかし、何れの文献にも、浸漬ノズルから吐出された溶鋼流が鋳型狭面に衝突して分岐し、上方へ向かう所謂上昇流に関しては、殆ど触れられていない。特に、特許文献5に開示の技術は1孔式の浸漬ノズルを採用しているので上記上昇流に関して触れることはできない。
However, in any of the documents, the so-called ascending flow that goes upward due to the molten steel flow discharged from the immersion nozzle colliding with the mold narrow surface is hardly mentioned. In particular, since the technique disclosed in
一方、本願発明者らは、鋭意研究の末、操業上大きな問題となる鋳型直下型ブレークアウト・製品スリバー欠陥は、上記上昇流と密接に関連していることに着目した。本発明は斯かる諸点に鑑みてなされたものであり、その主な目的は、鋳型内の溶鋼の上昇流に起因する鋳型直下型ブレークアウト・製品スリバー欠陥を回避する技術を提供することにある。 On the other hand, the inventors of the present application have paid attention to the fact that the direct mold-type breakout and product sliver defects, which are serious problems in operation, are closely related to the above-mentioned upward flow after intensive studies. The present invention has been made in view of these points, and a main object thereof is to provide a technique for avoiding a mold-type breakout / product sliver defect caused by an upward flow of molten steel in the mold. .
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.
本願発明の観点によれば、鋳型幅W[mm]を1200〜2100とする鋳型を用い、一対の対向する溶鋼吐出孔が形成される2孔式であり、該溶鋼吐出孔からの溶鋼吐出流の下向き角度θ[deg.]が水平を基準として15〜45に設定される浸漬ノズルを、前記浸漬ノズルの垂直断面で特定される前記溶鋼吐出孔の下端線と、前記浸漬ノズルの軸心と、の仮想交点がメニスカスから150〜350[mm]下方となるように溶鋼内に浸漬し、鋳造速度Vc[m/min]を1.4〜2.8とする、スラブの連続鋳造は、以下のような方法で行われる。鋳型狭面上であって鋳型厚み方向中央で磁束密度を測定すると、前記鋳型狭面に対する垂直成分B[T]が0.05以上となる磁場を、メニスカス距離M[mm]を100〜300とする位置としての印加開始位置M1[mm]から、メニスカス距離M[mm]を300〜500とする位置としての印加終了位置M2[mm]に至るまで、加えて、印加開始位置M1[mm]から印加終了位置M2[mm]までの距離ΔM3[mm]が150〜400となるように、夫々形成する。 According to an aspect of the present invention, a mold having a mold width W [mm] of 1200 to 2100 is used and a pair of opposed molten steel discharge holes is formed, and a molten steel discharge flow from the molten steel discharge holes is provided. Downward angle θ [deg. ] Is set to 15 to 45 on the basis of the horizontal, the virtual intersection of the lower end line of the molten steel discharge hole specified by the vertical section of the immersion nozzle and the axis of the immersion nozzle is from the meniscus. The continuous casting of the slab, which is immersed in the molten steel so as to be 150 to 350 [mm] below and the casting speed Vc [m / min] is 1.4 to 2.8, is performed by the following method. . When the magnetic flux density is measured at the center of the mold thickness direction on the narrow mold surface, a magnetic field having a perpendicular component B [T] of 0.05 or more with respect to the narrow mold surface is set to a meniscus distance M [mm] of 100 to 300. From the application start position M1 [mm] as the position to be applied to the application end position M2 [mm] as the position where the meniscus distance M [mm] is 300 to 500, in addition, from the application start position M1 [mm] It forms so that distance (DELTA) M3 [mm] to application completion position M2 [mm] may be set to 150-400, respectively.
以上の方法によれば、前記磁場が前記鋳型狭面に対して垂直な成分を有するので、浸漬ノズルから吐出された溶鋼流が鋳型狭面に衝突して分岐し、上方へ向かう所謂上昇流に対してブレーキ力が効率よく作用する。また、このブレーキ力は上昇流の流速に比例して大きく作用するので、溶鋼吐出流の偏流を抑制する効果も奏する。更に、上記上昇流に対してブレーキ力が作用すると共に偏流が抑止されるので、鋳型直下型ブレークアウトの一因である著しい凝固遅れや、製品スリバー欠陥の原因であるパウダー巻き込みを回避できる。従って、高い鋳造速度を実現でき、もって、高い生産性に寄与する。 According to the above method, since the magnetic field has a component perpendicular to the mold narrow surface, the molten steel flow discharged from the submerged nozzle collides with the mold narrow surface and branches to a so-called upward flow upward. On the other hand, the braking force acts efficiently. Moreover, since this braking force acts largely in proportion to the flow velocity of the upward flow, there is also an effect of suppressing the drift of the molten steel discharge flow. Further, since the braking force acts on the upward flow and the drift is suppressed, it is possible to avoid a significant solidification delay that is a cause of the mold-type breakout and a powder entrainment that is a cause of a product sliver defect. Therefore, a high casting speed can be realized, thereby contributing to high productivity.
話は遡るが、上記特許文献5は、浸漬ノズルから吐出される溶鋼吐出流が全く異なる点で本願発明とは前提条件が大きく相違し、更に、ピンチのための移動磁場に対して重畳的に静磁場を作用させるところに主眼を置いているので、本願発明者らとは視点が全く異なっている。
Although the story goes back, the above-mentioned
以下、図面を参照しつつ、本発明の実施の形態を説明する。図1は、連続鋳造機の概略図である。先ず、本図に基づいて、連続鋳造機100の構成と作動を一例として簡単に説明する。
Hereinafter, embodiments of the present invention will be described with reference to the drawings. FIG. 1 is a schematic view of a continuous casting machine. First, based on this figure, the structure and operation | movement of the
連続鋳造機100は、注湯される溶鋼を冷却して所定形状のシェルを形成するための鋳型1と、図略のタンディッシュに保持される溶鋼を鋳型1へ所定流量で滑らかに注湯するための浸漬ノズル2と、鋳型1の直下から鋳造経路Qに沿って複数で並設されるロール対3と、を備える。浸漬ノズル2は、溶鋼を各鋳型狭面に向かって斜め下方に吐出する一般的な2孔式とされる。この浸漬ノズル2の構造は図2や図3に基づいて後で詳細に説明する。本実施形態において前記の鋳造経路Qは、略鉛直方向に延びる垂直経路部と、この垂直経路部に接続され、円弧状に延びる円弧経路部と、更にその下流側に設けられ、水平方向に延びる水平経路部と、前記の円弧経路部及び水平経路部とを滑らかに接続するための矯正経路部と、から成る。即ち、本実施形態に係る連続鋳造機100は、垂直逐次曲げ型に構成される。なお、上記の垂直経路部が省略された湾曲型であってもよい。
The
前記のロール対3の夫々は、鋳造対象としての鋳片を、両広面でもって挟持する一対のロール3a・3aから構成される。この一対のロール3a・3aのロール面間の最短距離としてのロールギャップ[mm]は適宜の手段により調節可能に構成される。
Each of the
また、前記の鋳造経路Qの上流には、鋳型1内で形成され、該鋳型1から引き抜かれるシェルに対して所定の流量で冷却水を噴霧する冷却スプレー4が適宜に設けられる。一般に、前記の鋳型1が1次冷却帯と称されるのに対して、この意味で、冷却スプレー4が配される経路部は2次冷却帯と称される。
Further, upstream of the casting path Q, a
鋳型1から引き抜かれ、鋳造経路Qに沿って搬送されるシェルは、自然放熱や、上記冷却スプレー4などにより更に冷却されて収縮する。従って、上記のロール対3のロールギャップ[mm]は、一般に、鋳造経路Qの下流側へ進むに連れて緩やかに狭くなるように設定される。
The shell pulled out from the
以上の構成で、スラブ鋳片の連続鋳造を開始するには、鋳型1へ溶鋼を注湯する前に予め図略のダミーバーを前記の鋳造経路Q内に挿入しておき、浸漬ノズル2を介して鋳型1へ溶鋼を注湯し始めると共に上記ダミーバーを下流側へ引き抜く。この鋳型1への溶鋼の注湯量と、ダミーバーの引き抜き速度と、は、鋳造速度が所定の鋳造速度に至るまでの間、漸増させる。そして、このダミーバーは、所定のメニスカス距離に到達したときに、適宜の手段により回収する。これで、スラブ鋳片が連続的に鋳造されるようになる。
In order to start continuous casting of the slab slab with the above configuration, a dummy bar (not shown) is inserted into the casting path Q in advance before pouring molten steel into the
次に、上記の連続鋳造機100の一般的な操業条件を簡単に紹介する。以下は、例示である。
・鋳型幅W[mm]は、800〜2100とする。
・鋳型厚みD[mm]は、230〜280とする。
・鋳型高さH[mm]は、800〜900とする。
・鋳造速度Vc[m/min]は、1.0〜3.0とする。
・溶鋼過熱度ΔT[℃]は、0〜40とする。
・比水量Wt[L/kgSteel]は、1〜3とする。
・鋳型内電磁攪拌強度M−EMS[gauss]は、0〜1000とする。
・溶鋼成分は、当事者間の協定に基づく。代表的な成分は、CやSi、Mnである。これに、CrやCuなどが適宜に添加される。その他の不可避の不純物を含む。
Next, general operating conditions of the
-Mold width W [mm] shall be 800-2100.
-Mold thickness D [mm] shall be 230-280.
-Mold height H [mm] shall be 800-900.
-Casting speed Vc [m / min] shall be 1.0-3.0.
-Molten steel superheat degree (DELTA) T [degreeC] shall be 0-40.
The specific water amount Wt [L / kg Steel] is 1 to 3.
-In-mold electromagnetic stirring intensity M-EMS [gauss] shall be 0-1000.
-Molten steel composition is based on an agreement between the parties. Typical components are C, Si, and Mn. To this, Cr, Cu or the like is appropriately added. Contains other inevitable impurities.
ここで、各用語を簡単に説明する。
・鋳型幅W[mm]及び鋳型厚みD[mm]は、鋳型1の上端で特定される(図3を併せて参照)。
・鋳造速度Vc[m/min]は、鋳片の引抜速度であって、前記複数のロール対3のうち最上流に配されるロール対3の周速度で特定される。
・溶鋼過熱度ΔT[℃]は、鋳型1内へ注湯される溶鋼の温度の指標である。
・比水量Wt[L/kgSteel]は、鋼1kgに対して用いられる冷却水の容積を意味する。
・鋳型内電磁攪拌強度M−EMS[gauss]は、鋳型1内の溶鋼を攪拌するために作用される磁場の強度の指標である。
Here, each term is briefly explained.
The mold width W [mm] and the mold thickness D [mm] are specified at the upper end of the mold 1 (see also FIG. 3).
The casting speed Vc [m / min] is a drawing speed of the slab, and is specified by the peripheral speed of the
The molten steel superheat degree ΔT [° C.] is an index of the temperature of the molten steel poured into the
The specific water amount Wt [L / kg Steel] means the volume of cooling water used for 1 kg of steel.
In-mold electromagnetic stirring strength M-EMS [gauss] is an index of the strength of the magnetic field applied to stir the molten steel in the
次に、本願発明が適用される連続鋳造の具体的な操業条件を説明する。
・鋳型幅W[mm]は、1200〜2100とする。
・鋳造速度Vc[m/min]は、1.4〜2.8とする。
・鋳造対象たる鋳片は、鋳片断面のアスペクト比が2以上の所謂スラブとする。
・浸漬ノズル2は、一対の対向する溶鋼吐出孔が形成される所謂2孔式とする。
Next, specific operating conditions for continuous casting to which the present invention is applied will be described.
-Mold width W [mm] shall be 1200-2100.
-Casting speed Vc [m / min] shall be 1.4-2.8.
The slab to be cast is a so-called slab having an slab cross-sectional aspect ratio of 2 or more.
The
次に、上記の浸漬ノズル2の構造を、図2を参照しつつ説明する。図2は、浸漬ノズルの斜視図である。図2(a)に示されるように、本実施形態において用いられる浸漬ノズル2は、有底円筒形状であって、一対の対向する溶鋼吐出孔5が内底6よりも若干上方に形成される2孔式とされる。図2(b)に示されるように、この一対の溶鋼吐出孔5は、溶鋼吐出孔5からの溶鋼吐出流の下向き角度θ[deg.]が水平を基準として15〜45に設定されるように、内周から外周へ向かって斜め下向きに形成される。この下向き角度θ[deg.]は、詳しくは、本実施形態において、浸漬ノズル2の垂直断面で特定される溶鋼吐出孔5の下端線5a(下端の輪郭)と水平との間の角度と一致する。そして、この下端線5aと、浸漬ノズル2の軸心2aと、の交点を仮想交点Pとして定義する。
Next, the structure of the
上記の浸漬ノズル2は、図3に示されるように、一対の溶鋼吐出孔5が鋳型狭面1aに対して夫々対向するように鋳型1内に垂直にセットされる。換言すれば、浸漬ノズル2は、一対の溶鋼吐出孔5から吐出された溶鋼の流れが鋳型狭面1aに対して平面視で垂直に向かうように鋳型1内に垂直にセットされる。この状態で、浸漬ノズル2から鋳型1内へ溶鋼を注湯すると、浸漬ノズル2からの溶鋼流は先ず斜め下向きとなり、やがて鋳型狭面1aに衝突すると、上下方向に分岐し、もって、溶鋼の上昇流Qと下降流Rが形成される。このうち上昇流Qは、メニスカス近傍の溶鋼に対して熱を供給し、表面が凝固してしまう所謂皮張りを防ぐ役割を担っている。本実施形態では、鋳型1内に溶鋼が注湯され、所定の湯面レベルが得られた状態で、上記の仮想交点Pがメニスカスから150〜350[mm]下方となるように、鋳型1に対する浸漬ノズル2の相対的な垂直設置位置が調整される。
As shown in FIG. 3, the
次に、図3を参照しつつ、鋳型1の構造を更に詳細に説明する。図3(a)に示されるように、本実施形態に係る鋳型1は、鋳造される鋳片が断面矩形であってアスペクト比が2以上となる所謂スラブ向けに構成される。この鋳型1は、一対の対向する広面側鋳型銅板7と、この広面側鋳型銅板7の間に配され、一対の対向する狭面側鋳型銅板8と、広面側鋳型銅板7を背面から支持する広面側鋳型バックフレーム9と、狭面側鋳型銅板8を側方から支持する狭面側鋳型バックフレーム10と、狭面側鋳型銅板8及び狭面側鋳型バックフレーム10を鋳型幅方向に進退させるための狭面鋳型駆動装置11と、を主たる構成とする。本実施形態では、更に、狭面側鋳型銅板8と狭面側鋳型バックフレーム10を挟んで反対側であって、狭面鋳型駆動装置11と狭面側鋳型バックフレーム10との間の極限られたスペースに永久磁石12が設置される。この永久磁石12は、永久磁石12によって形成される磁場の主たる向きが鋳型幅方向に対して平行となるように設けられる。本実施形態では、一例として、各永久磁石12のN極が互いに向かい合うように配される。これは、一方の狭面における磁場が他方の狭面における磁場に影響するほどのことがないためであるが、勿論、N極とS極が向かい合うように配してもよい。本図において白抜き矢印は、上記の永久磁石12によって溶鋼内に形成される主たる磁場をイメージしたものである。
Next, the structure of the
次に、上記の磁場について更に詳しく説明する。本実施形態において上記磁場は、下記の磁場印加領域において、鋳型狭面1a上であって鋳型厚み方向中央で磁束密度を測定すると、鋳型狭面1aに対する垂直成分B[T]が0.05以上となるように設定される。上記磁場印加領域とは、メニスカス距離M[mm]を100〜300とする位置としての印加開始位置M1[mm]から、メニスカス距離M[mm]を300〜500とする位置としての印加終了位置M2[mm]に至るまで、加えて、印加開始位置M1[mm]から印加終了位置M2[mm]までの距離ΔM3[mm]が150〜400となる、領域である。なお、図3には、符号ΔM3で示される垂直の領域が、永久磁石12とちょうど重複した関係となっているが、ΔM3で示される垂直の領域は、永久磁石12の鉛直長さを意味するのではなく、所定の磁束密度以上となる磁場を形成すべき領域を意味している点に留意されたい。
Next, the magnetic field will be described in more detail. In the present embodiment, when the magnetic flux density is measured at the center of the mold thickness direction on the mold
次に、上記の磁場が形成されることによる作用を図4に基づいて説明する。図4は、上昇流に対する磁場の作用を説明するための図である。本図において、符号Bは、上記の磁場の鋳型狭面1aに対する垂直成分を示す。本図に示されるように、上記磁場の鋳型狭面1aに対する垂直成分B[T]によって、上昇流Qを形成する溶鋼には鋳型厚み方向の誘導電流Iが生じ、更に、この誘導電流Iと上記の垂直成分B[T]によって、上昇流Qと反対の方向を向くブレーキ力Fが溶鋼に対して作用し、もって、上昇流Qが制動される。このブレーキ力は、上昇流Qの流速に比例して大きく作用するので、溶鋼吐出流の偏流も抑止される。これにより、鋳型直下型ブレークアウトの一因である著しい凝固遅れや、製品スリバー欠陥の原因であるパウダー巻き込みを回避できる。
Next, the effect | action by forming said magnetic field is demonstrated based on FIG. FIG. 4 is a diagram for explaining the action of the magnetic field on the upward flow. In this figure, the code | symbol B shows the perpendicular | vertical component with respect to the mold
以下、本実施形態に係るスラブ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 slab according to the present embodiment will be described. Each numerical range described above is reasonably supported by the following confirmation test.
≪試験1.1:指標≫
先ず、各確認試験の評価に供される指標に関して説明する。
<パウダー欠陥>
図5には、パウダー巻き込み欠陥と、スリバー疵と、の相関関係を示す実績グラフである。即ち、横軸は、重量約30ton分のスラブの表裏面(基準面及び反基準面)を約1.5mmホットスカーフして得られる溶削面を目視検査して検出されるパウダー巻き込み起因の酸化物含有欠陥の幅(太さ)の最大値である。縦軸は、上記スラブの鋳造条件と同一の鋳造条件で鋳造したスラブを熱間圧延し酸洗コイル製品としたときに現出するパウダー巻き込み欠陥起因のスリバーの発生頻度である。即ち、検査対象としての製品コイル(コイル長=1000m〜3000m、このコイル長は概ね11〜12m程度のスラブをどの程度圧延するか即ち製品コイルの厚みをどの程度とするかによって決まってくる。)総数に対する、パウダー巻き込み欠陥起因のスリバーが検出された製品コイル数の割合である。図5によれば、上記のホットスカーフを実施した段階で、スラブの表裏面に検出されるパウダー巻き込み起因の酸化物含有欠陥の幅の最大値が3mm以上となると、縦軸である酸洗製品スリバー指数が急上昇することが判る。従って、パウダー巻き込みについては、上記ホットスカーフ時の目視検査で幅3mm以上の酸化物含有欠陥を検出した場合を「×(不良)」、そうでない場合を「○(良好)」として、スラブの表面品質を評価した。なお、上記のパウダー巻き込みは、主として、低炭素鋼を高い鋳造速度Vc[m/min]で連続鋳造する際に問題となり易いとされる。
<凝固遅れ度Cg[%]>
次に、図6を参照されたい。図6は、凝固遅れ度Cg[%]の説明図である。この凝固遅れ度Cg[%]は鋳片を鋳造方向に対して垂直に切断して得られる切断面に視認し得る負偏析線に基づき鋳片のコーナー部夫々において特定でき、その何れの凝固遅れ度Cg[%]は下記式(1)に基づいて求められる。ただし、下記式(1)中、A[mm]は鋳型狭面から5[cm]離れた地点における負偏析線と鋳型広面との間の距離であり、B[mm]は負偏析線が鋳型広面に最も接近する地点における負偏析線と鋳型広面との間の距離である。
<< Test 1.1: Indicator >>
First, an index used for evaluation of each confirmation test will be described.
<Powder defect>
FIG. 5 is a performance graph showing the correlation between powder entrainment defects and sliver defects. That is, the horizontal axis represents the oxide caused by the entrainment of powder detected by visual inspection of the cut surface obtained by hot scarfing the front and back surfaces (reference surface and anti-reference surface) of the slab having a weight of about 30 tons by about 1.5 mm. This is the maximum value of the width (thickness) of the contained defect. The vertical axis represents the frequency of occurrence of sliver due to powder entrainment defects that appears when a slab cast under the same casting conditions as the above slab is hot rolled into a pickled coil product. That is, the product coil to be inspected (coil length = 1000 m to 3000 m, the coil length is determined by how much the slab of about 11 to 12 m is rolled, that is, the thickness of the product coil.) It is the ratio of the number of product coils in which sliver due to powder entrainment defects is detected to the total number. According to FIG. 5, when the maximum value of the oxide-containing defect width caused by the entrainment of powder detected on the front and back surfaces of the slab at the stage where the hot scarf is carried out is 3 mm or more, the pickled product is the vertical axis. It can be seen that the sliver index soars. Therefore, regarding powder entrainment, the surface of the slab is defined as “× (defect)” when an oxide-containing defect having a width of 3 mm or more is detected by visual inspection at the time of the hot scarf, and “◯ (good)” when it is not. Quality was evaluated. Note that the above powder entrainment is likely to be a problem when continuously casting low carbon steel at a high casting speed Vc [m / min].
<Degree of solidification delay Cg [%]>
Reference is now made to FIG. FIG. 6 is an explanatory diagram of the solidification delay degree Cg [%]. This degree of solidification delay Cg [%] can be specified at each corner of the slab based on a negative segregation line that can be visually recognized on the cut surface obtained by cutting the slab perpendicularly to the casting direction. The degree Cg [%] is obtained based on the following formula (1). However, in the following formula (1), A [mm] is the distance between the negative segregation line and the wide mold surface at a point 5 [cm] away from the mold narrow surface, and B [mm] is the negative segregation line as the mold. This is the distance between the negative segregation line and the mold wide surface at the point closest to the wide surface.
次に、図7を参照されたい。図7は、凝固遅れ度Cgと鋳型直下B.O.発生頻度との関係についての実績に基づくグラフである。即ち、溶鋼の炭素含有量C[wt%]を0.08〜0.20とし、鋳型幅W[mm]を1800以下とする鋳型を用い、鋳造速度Vc[m/min]を1.5以上として連続鋳造した際に、各チャージごとに、計3回、鋳片のコーナー部すべての凝固遅れ度Cg[%]を測定し、得られた12(=3×4)の凝固遅れ度Cg[%]のうち最も高い凝固遅れ度Cg[%]を横軸上で5[%]ごとに度数分けした。ここで、横軸上で「40」とあるのは、「40〜45」を意味するものとする。そして、各度数ごとに、サンプル数(データ数、度数分けされたチャージ数)が少なくとも10以上となるように上記の連続鋳造を繰り返した。すべての度数について上記サンプル数が満たされたら、各度数ごとに、(当該度数に分類されたチャージ数)を分母とし(当該度数に分類されたチャージ数のうち、鋳型直下B.O.が発生したチャージ数)を分子とする比率を「鋳型直下B.O.発生頻度[%]」として縦軸に示す。本図によれば、凝固遅れ度Cg[%]が40未満となるように操業すれば、鋳型直下B.O.の発生を防止できることが判る。この意味で、以下、本明細書中において「著しい凝固遅れ」とは、「“凝固遅れ度Cg[%]が40以上である”凝固遅れ」を意味するものとする。 Next, please refer to FIG. FIG. 7 shows solidification delay Cg and B. O. It is a graph based on the results about the relationship with the occurrence frequency. That is, a casting mold having a carbon content C [wt%] of molten steel of 0.08 to 0.20 and a mold width W [mm] of 1800 or less and a casting speed Vc [m / min] of 1.5 or more is used. As a result of measuring the solidification delay Cg [%] at all corners of the slab for a total of 3 times for each charge, 12 (= 3 × 4) solidification delay Cg [ %], The highest degree of coagulation delay Cg [%] was divided every 5 [%] on the horizontal axis. Here, “40” on the horizontal axis means “40 to 45”. Then, the above continuous casting was repeated so that the number of samples (number of data, number of charges divided by frequency) was at least 10 or more for each frequency. When the above-mentioned sample number is satisfied for all frequencies, (number of charges classified into the frequency) is used as the denominator for each frequency (of the number of charges classified into the frequency, BO immediately under the template is generated) The ratio of the number of charges) as a molecule is shown on the vertical axis as “BO occurrence frequency [%] directly under the template”. According to this figure, if the solidification delay degree Cg [%] is operated so as to be less than 40, B. O. It can be seen that the occurrence of this can be prevented. In this sense, hereinafter, “significant solidification delay” in the present specification means ““ solidification delay with a solidification delay degree Cg [%] of 40 or more ””.
≪試験1.2:共通試験方法≫
次に、各確認試験に共通する試験方法について説明する。
・鋳造した鋳片を鋳造方向に対して垂直に概ね12.5m程度ごとに切断し、この切断面において上記の凝固遅れ度Cg[%]を4つのコーナー部で測定する。そして、4つの切断面を測定対象とすることにより、各試験において、合計16個の凝固遅れ度Cg[%]を得る。
・上記の切断して得られる鋼片から一つ、無作為に選出し、約1.5mmホットスカーフして表裏面を目視観察し、パウダー巻き込み起因の酸化物含有欠陥の幅(太さ)を記録する。
≪Test 1.2: Common test method≫
Next, a test method common to each confirmation test will be described.
The cast slab is cut approximately every 12.5 m perpendicular to the casting direction, and the solidification delay Cg [%] is measured at the four corners on this cut surface. Then, a total of 16 solidification delay degrees Cg [%] are obtained in each test by using four cut surfaces as measurement objects.
・ Select one piece of steel obtained from the above cutting at random, and visually observe the front and back surfaces with a hot scarf of about 1.5 mm, and determine the width (thickness) of the oxide-containing defect caused by the powder entrainment. Record.
≪試験1.3:共通試験条件≫
次に、各確認試験に共通する試験条件について説明する。
・浸漬ノズル2は、何れの試験においても2孔式とする。
・鋳型高さH[mm]は900とする。
≪Test 1.3: Common test conditions≫
Next, test conditions common to each confirmation test will be described.
The
The mold height H [mm] is 900.
≪試験1.4:個別試験条件及びその試験結果≫
次に、各確認試験の個別の試験条件とその試験結果を下記表1に示す。下記表1において、列タイトル「D」は鋳型厚みD[mm]を意味する。列タイトル「W」は鋳型幅W[mm]を意味する。列タイトル「Vc」は鋳造速度Vc[m/min]を意味する。列タイトル「C」は炭素含有量C[wt%]を意味する。列タイトル「θ」は溶鋼吐出流の下向き角度θ[deg.]の設定値を意味する。列タイトル「設置位置」は、磁場発生装置の設置位置を意味し、「短辺中心」とは図3(a)に示されるように磁場発生装置が鋳型厚み方向の中央に設けられていることを示し、一方、「コーナー部」は図8に示されるように磁場発生装置が鋳型厚み方向に二つに分散して配設されていることを示す。列タイトル「B」は上記磁場発生装置によって形成される磁場の、鋳型狭面1aに対する垂直成分B[T]である。列タイトル「Cg」には、各試験で得られる16個の凝固遅れ度Cg[%]のデータのうち最も大きなデータを記入した。最後に、総合判定として、パウダー欠陥に関する評価も、凝固遅れ度Cg[%]に関する評価も、何れも良好であった場合、その試験を「○(良好)」と評価し、一方、少なくとも何れか一方の評価が良好でなかった場合、その試験を「×(不良)」と評価した。
≪Test 1.4: Individual test conditions and test results≫
Next, individual test conditions and test results of each confirmation test are shown in Table 1 below. In Table 1 below, the column title “D” means the mold thickness D [mm]. The column title “W” means the mold width W [mm]. The column title “Vc” means the casting speed Vc [m / min]. The column title “C” means the carbon content C [wt%]. The column title “θ” indicates the downward angle θ [deg. ] Setting value. The column title “installation position” means the installation position of the magnetic field generator, and “short side center” means that the magnetic field generator is provided at the center in the mold thickness direction as shown in FIG. On the other hand, the “corner portion” indicates that the magnetic field generators are arranged in two in the mold thickness direction as shown in FIG. The column title “B” is a vertical component B [T] of the magnetic field formed by the magnetic field generator with respect to the mold
≪試験1.5:考察≫ << Test 1.5: Discussion >>
上記表1によれば、本実施形態に係るスラブの連続鋳造方法によれば、鋳型直下型ブレークアウトの一因である著しい凝固遅れや、製品スリバー欠陥の原因であるパウダー巻き込みを回避できることが判る。 According to Table 1 above, according to the continuous casting method of a slab according to the present embodiment, it can be seen that a significant solidification delay that is a cause of a mold direct breakout and a powder entrainment that is a cause of a product sliver defect can be avoided. .
以下、上記表1を更に一歩進んで考察する。 In the following, Table 1 will be discussed further.
上記の鋳型幅W[mm]を1200以上としたのは生産性の観点からであり、2100以下としたのは需要が少ないにも拘わらず設備コストが上昇するからである。 The reason why the mold width W [mm] is set to 1200 or more is from the viewpoint of productivity, and the reason why the mold width is set to 2100 or less is that the equipment cost increases despite a small demand.
上記の鋳造速度Vc[m/min]が1.4以上である連続鋳造のみを対象としたのは、1.4未満では、そもそもパウダー巻き込みや著しい凝固遅れが問題になることが少ないからである。また、試験No.33によれば、鋳造速度Vc[m/min]を2.8を超えるものとすると、もはや、本実施形態に係るスラブの連続鋳造方法を適用しても、製品スリバー欠陥の原因であるパウダー巻き込みを回避できないので、鋳造速度Vc[m/min]の上限を2.8と定めた。 The reason why only the continuous casting with the casting speed Vc [m / min] of 1.4 or higher is targeted is that if it is less than 1.4, powder entrainment and significant solidification delay are less likely to be a problem in the first place. . In addition, Test No. According to No. 33, when the casting speed Vc [m / min] exceeds 2.8, even if the continuous slab casting method according to this embodiment is applied, powder entrainment that causes product sliver defects is no longer possible. Therefore, the upper limit of the casting speed Vc [m / min] was set to 2.8.
上記の下向き角度θ[deg.]が15以上である連続鋳造のみを対象としたのは、15未満だと浸漬ノズル2のメニスカス近傍の溶鋼流速が大きく、パウダー巻き込みが飛躍的に生じ易くなるからである。一方、下向き角度θ[deg.]が45以下である連続鋳造のみを対象としたのは、45を超えると、メニスカスへの熱の供給が足りず、メニスカス近傍の溶鋼が凝固してしまう所謂皮張りが発生し、連続鋳造に大きな悪影響を及ぼすからである。
The downward angle θ [deg. ] Is only 15 for continuous casting, if it is less than 15, the molten steel flow velocity in the vicinity of the meniscus of the
メニスカスと仮想交点Pとの間の距離M4[mm]が150以上である連続鋳造のみを対象としたのは、150未満とすると、浸漬ノズル2の溶鋼吐出孔5の上端近傍の負圧により浸漬ノズル2の周囲のパウダーが溶鋼吐出流に巻き込まれ、著しいパウダー巻き込みを招くからである。一方、上記の距離M4[mm]が350以下である連続鋳造のみを対象としたのは、350を超えると、メニスカスへの熱の供給が足りなくなって上記と同様の皮張り問題が発生するし、浸漬ノズル2を長くしなければならないので、その分、耐火物コストが嵩むからである。
When the distance M4 [mm] between the meniscus and the virtual intersection P is only 150 or more, if it is less than 150, it is immersed by the negative pressure near the upper end of the molten
さて、前述した磁場の磁束密度の垂直成分B[T]の測定位置として、鋳型狭面1aの鋳型厚み方向の中央としたのは、上記の上昇流Qの流速は、鋳型厚み方向の中央において最大となるからである。なお、磁場発生装置をどこに設置するかは任意であり、試験No.1〜39のように短辺中心としてもよいし、試験No.40のようにコーナー部としてもよい。ただし、試験No.40のように磁場発生装置を鋳型厚み方向に二つに分散させるよりかは、試験No.1〜39のように鋳型厚み方向中央に集中して設置した方が、大きな垂直成分B[T]を確保し易いという点で好ましい。
Now, the measurement position of the vertical component B [T] of the magnetic flux density of the magnetic field described above is set at the center in the mold thickness direction of the mold
上記磁場の磁束密度のうち鋳型狭面1aに対する垂直成分B[T]のみに着目したのは、鋳型狭面1aに対する水平成分は、上昇流Qに対するブレーキ力としては殆ど機能しないからである。というのは、鋳型狭面1aに対する水平成分によれば上昇流Qを形成する溶鋼には、鋳型狭面1aに対して垂直な方向の誘導電流が発生しようとする。しかし、鋳型狭面1aとシェルとの間には絶縁作用のあるモールドパウダーやエアーギャップがあり、これらは鋳型狭面1aに対して垂直な方向に電流が流れようとするのを阻止する作用があり、従って、鋳型狭面1aに対して垂直な方向の誘導電流は生じ難いからである。
The reason why only the vertical component B [T] with respect to the mold
試験No.25〜27によれば、上昇流Qの流速抑制に必要な垂直成分B[T]の下限値は、概ね0.05と判断できる。このように小さな値である垂直成分B[T]でも、鋳型直下型ブレークアウトの一因である著しい凝固遅れや、製品スリバー欠陥の原因であるパウダー巻き込みを回避できる、という点で、本実施形態に係るスラブの連続鋳造方法は、磁場形成に必要となる磁場発生装置(永久磁石や電磁石)のサイズを極めてコンパクトとすることができるので、磁場発生装置の設置スペースが極めて限られている場合でも、本実施形態に係るスラブの連続鋳造方法は容易に導入することができる。 Test No. According to 25 to 27, the lower limit value of the vertical component B [T] necessary for suppressing the flow velocity of the upward flow Q can be determined to be approximately 0.05. In this embodiment, even with such a small vertical component B [T], it is possible to avoid a significant solidification delay that is a cause of a mold-type breakout and a powder squeeze that is a cause of a product sliver defect. Since the slab continuous casting method according to the present invention can make the size of the magnetic field generator (permanent magnet or electromagnet) necessary for forming the magnetic field extremely compact, even when the installation space of the magnetic field generator is extremely limited The slab continuous casting method according to this embodiment can be easily introduced.
試験No.5,10から明らかなように、磁場引加領域の印加開始位置M1[mm]を300より深くした場合には、十分な制動効果が得られない。この理由は、鋳型狭面1a近傍で上昇流Qの流速が最も早くなる位置がメニスカスから約400mmまでの比較的浅い領域であるため、この位置で磁場を作用させないと、上昇流Qを有効に制動できないためと考えられる。従って、磁場引加領域の印加開始位置M1[mm]はメニスカスから300mm以内の位置に設定する必要がある。しかしながら、試験No.1,6から明らかなように、メニスカス直下に磁場を作用させた場合においても、十分な効果は得られない。この理由は、メニスカスから100mmまでのメニスカス直下は、磁場を引加しない状態でも、そもそも上昇流Qの流速が小さいため、磁場引加による制動効果が弱いためと考えられる。従って、磁場引加領域の印加開始位置M1[mm]は、100以上とする必要がある。
Test No. As is clear from FIGS. 5 and 10, when the application start position M1 [mm] of the magnetic field application region is deeper than 300, a sufficient braking effect cannot be obtained. This is because the position where the flow velocity of the upward flow Q is the fastest in the vicinity of the mold
試験No.11,12のように磁場印加領域の印加終了位置M2[mm]が300未満の場合は流動抑制効果が十分でなく、試験No.13のように磁場印加領域の印加終了位置M2[mm]が300の場合は十分な流動抑制効果が得られており、上昇流Qを効果的に抑制するためには、磁場印加領域の印加終了位置M2[mm]を300以上とする必要があることが判る。また、試験No.5,9,10,16のように磁場引加領域の印加終了位置M2[mm]が500を超えると、パウダー欠陥が発生しており上昇流Qを抑制するためには印加終了位置M2[mm]を500以下にする必要があることが判る。溶鋼吐出流が鋳型狭面1aに衝突する位置はメニスカス下600mm付近となることが多いので、衝突位置が磁場引加領域の下端に近いときに流動が不安定になっている可能性が考えらる。
Test No. 11 and 12, when the application end position M2 [mm] of the magnetic field application region is less than 300, the flow suppression effect is not sufficient, and the test No. When the application end position M2 [mm] of the magnetic field application region is 300 as in FIG. 13, a sufficient flow suppression effect is obtained, and in order to effectively suppress the upward flow Q, the application end of the magnetic field application region It can be seen that the position M2 [mm] needs to be 300 or more. In addition, Test No. When the application end position M2 [mm] in the magnetic field application region exceeds 500 as in 5, 9, 10, 16 and so on, a powder defect has occurred, and in order to suppress the upward flow Q, the application end position M2 [mm] ] Need to be 500 or less. Since the position where the molten steel discharge flow collides with the mold
磁場引加領域の印加開始位置M1[mm]と印加終了位置M2[mm]が共に適正範囲にある試験No.17,18を比較すると、磁場引加領域の垂直方向の距離ΔM3[mm]が100しかない試験No.18ではパウダー欠陥が発生しているのに対し、磁場引加領域の距離ΔM3[mm]を150、確保した試験No.17ではパウダー欠陥の発生を抑制できており、従って、磁場引加領域の距離ΔM3[mm]は150以上確保する必要があることが判る。磁場引加領域の距離ΔM3[mm]の上限値については、磁場引加領域の印加開始位置M1[mm]と印加終了位置M2[mm]を共に適正範囲内に設定したときに取り得る最大値とした。 Test No. in which both the application start position M1 [mm] and the application end position M2 [mm] in the magnetic field application region are within the appropriate range. 17 and 18, the test No. 1 in which the vertical distance ΔM3 [mm] of the magnetic field applying region is only 100 is obtained. In Test No. 18, a powder defect occurred, whereas a distance ΔM3 [mm] of the magnetic field application region of 150 was secured. 17, the generation of powder defects can be suppressed. Therefore, it can be seen that the distance ΔM3 [mm] of the magnetic field application region needs to be secured 150 or more. Regarding the upper limit value of the distance ΔM3 [mm] of the magnetic field application region, the maximum value that can be taken when both the application start position M1 [mm] and the application end position M2 [mm] of the magnetic field application region are set within an appropriate range. It was.
以上説明したように上記実施形態において、鋳型幅W[mm]を1200〜2100とする鋳型1を用い、一対の対向する溶鋼吐出孔5が形成される2孔式であり、該溶鋼吐出孔5からの溶鋼吐出流の下向き角度θ[deg.]が水平を基準として15〜45に設定される浸漬ノズル2を、前記浸漬ノズル2の垂直断面で特定される前記溶鋼吐出孔5の下端線5aと、前記浸漬ノズル2の軸心2aと、の仮想交点Pがメニスカスから150〜350[mm]下方となるように溶鋼内に浸漬し、鋳造速度Vc[m/min]を1.4〜2.8とする、スラブの連続鋳造は、以下のような方法で行われる。鋳型狭面1a上であって鋳型厚み方向中央で磁束密度を測定すると、前記鋳型狭面1aに対する垂直成分B[T]が0.05以上となる磁場を、メニスカス距離M[mm]を100〜300とする位置としての印加開始位置M1[mm]から、メニスカス距離M[mm]を300〜500とする位置としての印加終了位置M2[mm]に至るまで、加えて、印加開始位置M1[mm]から印加終了位置M2[mm]までの距離ΔM3[mm]が150〜400となるように、夫々形成する。以上の方法によれば、前記磁場が前記鋳型狭面1aに対して垂直な成分を有するので、浸漬ノズル2から吐出された溶鋼流が鋳型狭面1aに衝突して分岐し、上方へ向かう所謂上昇流Qに対してブレーキ力が効率よく作用する。また、このブレーキ力は上昇流Qの流速に比例して大きく作用するので、溶鋼吐出流の偏流を抑制する効果も奏する。更に、上記上昇流Qに対してブレーキ力が作用すると共に偏流が抑止されるので、鋳型直下型ブレークアウトの一因である著しい凝固遅れや、製品スリバー欠陥の原因であるパウダー巻き込みを回避できる。従って、高い鋳造速度を実現でき、もって、高い生産性に寄与する。
As described above, in the above-described embodiment, the
付言するならば、上記鋳造条件範囲内で、鋳型幅W[mm]が小さいときは磁場印加領域がよりメニスカスに近づくように、鋳型幅W[mm]が大きいときは磁場印加領域がよりメニスカスから遠ざかるように、といったように鋳型幅W[mm]の大小に応じて磁場印加領域を上下させるとよい。 In addition, within the above casting condition range, when the mold width W [mm] is small, the magnetic field application region is closer to the meniscus, and when the mold width W [mm] is large, the magnetic field application region is further from the meniscus. The magnetic field application region may be moved up and down according to the size of the mold width W [mm], such as away from it.
1 鋳型
2 浸漬ノズル
5 溶鋼吐出孔
100 連続鋳造機
1
Claims (1)
一対の対向する溶鋼吐出孔が形成される2孔式であり、該溶鋼吐出孔からの溶鋼吐出流の下向き角度θ[deg.]が水平を基準として15〜45に設定される浸漬ノズルを、前記浸漬ノズルの垂直断面で特定される前記溶鋼吐出孔の下端線と、前記浸漬ノズルの軸心と、の仮想交点がメニスカスから150〜350[mm]下方となるように溶鋼内に浸漬し、
鋳造速度Vc[m/min]を1.4〜2.8とする、
スラブの連続鋳造方法において、
鋳型狭面上であって鋳型厚み方向中央で磁束密度を測定すると、前記鋳型狭面に対する垂直成分B[T]が0.05以上となる磁場を、
メニスカス距離M[mm]を100〜300とする位置としての印加開始位置M1[mm]から、
メニスカス距離M[mm]を300〜500とする位置としての印加終了位置M2[mm]に至るまで、
加えて、印加開始位置M1[mm]から印加終了位置M2[mm]までの距離ΔM3[mm]が150〜400となるように、
夫々形成する、
ことを特徴とする、鋳型狭面の上昇流に対して静磁場を作用させるスラブの連続鋳造方法。 Using a mold having a mold width W [mm] of 1200 to 2100,
A two-hole type in which a pair of opposed molten steel discharge holes are formed, and a downward angle θ [deg. ] Is set to 15 to 45 on the basis of the horizontal, the virtual intersection of the lower end line of the molten steel discharge hole specified by the vertical section of the immersion nozzle and the axis of the immersion nozzle is from the meniscus. Immerse it in the molten steel to be 150-350 [mm] downward,
The casting speed Vc [m / min] is set to 1.4 to 2.8.
In the slab continuous casting method,
When the magnetic flux density is measured at the center of the mold thickness direction on the mold narrow surface, a magnetic field having a vertical component B [T] of 0.05 or more with respect to the mold narrow surface,
From the application start position M1 [mm] as a position where the meniscus distance M [mm] is 100 to 300,
Until the application end position M2 [mm] as a position where the meniscus distance M [mm] is 300 to 500,
In addition, the distance ΔM3 [mm] from the application start position M1 [mm] to the application end position M2 [mm] is 150 to 400.
Forming each one,
A method for continuously casting a slab in which a static magnetic field is applied to an ascending flow of a mold narrow surface.
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Citations (7)
Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
---|---|---|---|---|
JPH08267195A (en) * | 1995-03-31 | 1996-10-15 | Nisshin Steel Co Ltd | Method for controlling fluidity of molten steel in mold |
JP2610741B2 (en) * | 1992-01-07 | 1997-05-14 | 新日本製鐵株式会社 | Continuous casting method and apparatus |
JPH11239851A (en) * | 1998-02-24 | 1999-09-07 | Sumitomo Metal Ind Ltd | Method for controlling flow in mold for wide width and thin and middle thickness cast slab |
JP3372863B2 (en) * | 1998-03-31 | 2003-02-04 | 株式会社神戸製鋼所 | Control device for molten steel flow |
JP2003112238A (en) * | 2001-10-05 | 2003-04-15 | Nippon Steel Corp | Method and apparatus for continuously casting steel |
JP3417871B2 (en) * | 1999-04-07 | 2003-06-16 | 株式会社神戸製鋼所 | Continuous casting method of steel using static magnetic field |
JP3417861B2 (en) * | 1998-12-28 | 2003-06-16 | 株式会社神戸製鋼所 | Control method of molten steel flow in mold in continuous casting |
-
2008
- 2008-11-07 JP JP2008286393A patent/JP5079663B2/en not_active Expired - Fee Related
Patent Citations (7)
Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
---|---|---|---|---|
JP2610741B2 (en) * | 1992-01-07 | 1997-05-14 | 新日本製鐵株式会社 | Continuous casting method and apparatus |
JPH08267195A (en) * | 1995-03-31 | 1996-10-15 | Nisshin Steel Co Ltd | Method for controlling fluidity of molten steel in mold |
JPH11239851A (en) * | 1998-02-24 | 1999-09-07 | Sumitomo Metal Ind Ltd | Method for controlling flow in mold for wide width and thin and middle thickness cast slab |
JP3372863B2 (en) * | 1998-03-31 | 2003-02-04 | 株式会社神戸製鋼所 | Control device for molten steel flow |
JP3417861B2 (en) * | 1998-12-28 | 2003-06-16 | 株式会社神戸製鋼所 | Control method of molten steel flow in mold in continuous casting |
JP3417871B2 (en) * | 1999-04-07 | 2003-06-16 | 株式会社神戸製鋼所 | Continuous casting method of steel using static magnetic field |
JP2003112238A (en) * | 2001-10-05 | 2003-04-15 | Nippon Steel Corp | Method and apparatus for continuously casting steel |
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