JP2012213794A - Continuous casting method of steel - Google Patents
Continuous casting method of steel Download PDFInfo
- Publication number
- JP2012213794A JP2012213794A JP2011081927A JP2011081927A JP2012213794A JP 2012213794 A JP2012213794 A JP 2012213794A JP 2011081927 A JP2011081927 A JP 2011081927A JP 2011081927 A JP2011081927 A JP 2011081927A JP 2012213794 A JP2012213794 A JP 2012213794A
- Authority
- JP
- Japan
- Prior art keywords
- slab
- range
- steel
- continuous casting
- short side
- Prior art date
- Legal status (The legal status is an assumption and is not a legal conclusion. Google has not performed a legal analysis and makes no representation as to the accuracy of the status listed.)
- Granted
Links
- 238000009749 continuous casting Methods 0.000 title claims abstract description 47
- 229910000831 Steel Inorganic materials 0.000 title claims abstract description 45
- 239000010959 steel Substances 0.000 title claims abstract description 45
- 238000000034 method Methods 0.000 title claims abstract description 24
- 238000001816 cooling Methods 0.000 claims abstract description 53
- 239000007921 spray Substances 0.000 claims abstract description 51
- 229910001562 pearlite Inorganic materials 0.000 claims abstract description 11
- 229910001563 bainite Inorganic materials 0.000 claims abstract description 7
- XLYOFNOQVPJJNP-UHFFFAOYSA-N water Substances O XLYOFNOQVPJJNP-UHFFFAOYSA-N 0.000 claims description 30
- 229910001566 austenite Inorganic materials 0.000 claims description 23
- 238000005266 casting Methods 0.000 claims description 14
- 229910000859 α-Fe Inorganic materials 0.000 claims description 13
- 238000005336 cracking Methods 0.000 abstract description 13
- 238000010586 diagram Methods 0.000 description 14
- 230000035882 stress Effects 0.000 description 9
- 238000012937 correction Methods 0.000 description 7
- 238000005452 bending Methods 0.000 description 6
- 238000009826 distribution Methods 0.000 description 6
- 230000005499 meniscus Effects 0.000 description 6
- 230000009466 transformation Effects 0.000 description 6
- 238000007711 solidification Methods 0.000 description 5
- 230000008023 solidification Effects 0.000 description 5
- 239000000498 cooling water Substances 0.000 description 4
- 238000004519 manufacturing process Methods 0.000 description 4
- 238000004364 calculation method Methods 0.000 description 3
- 239000002436 steel type Substances 0.000 description 3
- 238000012546 transfer Methods 0.000 description 3
- 229910000975 Carbon steel Inorganic materials 0.000 description 2
- XEEYBQQBJWHFJM-UHFFFAOYSA-N Iron Chemical compound [Fe] XEEYBQQBJWHFJM-UHFFFAOYSA-N 0.000 description 2
- 239000010962 carbon steel Substances 0.000 description 2
- 238000010438 heat treatment Methods 0.000 description 2
- 238000005098 hot rolling Methods 0.000 description 2
- 229910001568 polygonal ferrite Inorganic materials 0.000 description 2
- 238000005096 rolling process Methods 0.000 description 2
- 238000009864 tensile test Methods 0.000 description 2
- 229910000954 Medium-carbon steel Inorganic materials 0.000 description 1
- 229910000746 Structural steel Inorganic materials 0.000 description 1
- 238000004458 analytical method Methods 0.000 description 1
- SVPXDRXYRYOSEX-UHFFFAOYSA-N bentoquatam Chemical group O.O=[Si]=O.O=[Al]O[Al]=O SVPXDRXYRYOSEX-UHFFFAOYSA-N 0.000 description 1
- 230000015572 biosynthetic process Effects 0.000 description 1
- 239000012141 concentrate Substances 0.000 description 1
- 239000013078 crystal Substances 0.000 description 1
- 230000007423 decrease Effects 0.000 description 1
- 238000005516 engineering process Methods 0.000 description 1
- 229910052742 iron Inorganic materials 0.000 description 1
- -1 more specifically Inorganic materials 0.000 description 1
- 238000013001 point bending Methods 0.000 description 1
- 238000012552 review Methods 0.000 description 1
- 238000010583 slow cooling Methods 0.000 description 1
- 238000005507 spraying Methods 0.000 description 1
- 238000005728 strengthening Methods 0.000 description 1
- 230000008646 thermal stress Effects 0.000 description 1
- 230000007704 transition Effects 0.000 description 1
- 238000003466 welding Methods 0.000 description 1
Landscapes
- Continuous Casting (AREA)
Abstract
Description
本発明は、鋳片の表面割れの防止に有用な鋼の連続鋳造方法に関する。 The present invention relates to a continuous casting method of steel useful for preventing surface cracks of a slab.
鋼の連続鋳造において、鋳片の表面割れを防止することは、圧延後の製品の表面品質を良好に保つために、極めて重要である。鋳片の表面割れの原因として、鋳型内での初期凝固に起因するもの、炭素鋼における初晶フェライト、オーステナイト変態後の粒界初析フェライトフィルムや、粒界に析出する炭窒化物に起因するものなどがある。いずれにしてもオーステナイト粒径を細かくすることは、相対的に脆弱なオーステナイト粒界の表面積を増やし、連続鋳造機の湾曲部から水平部に移行する段階、すなわち、鋳片の矯正時に粒界にかかる応力を分散することになるので、表面割れが生じにくくなる。また、粒界状に初析フェライトフィルムを生成させずに、オーステナイト結晶粒を微細なパーライト組織などに変態させることも、オーステナイト粒界への矯正応力の集中を避けることになるので、表面割れが生じにくくなる。 In continuous casting of steel, preventing surface cracks of the slab is extremely important in order to keep the surface quality of the product after rolling good. Causes of slab surface cracks are due to initial solidification in the mold, primary ferrite in carbon steel, grain boundary proeutectoid ferrite film after austenite transformation, and carbonitrides precipitated at grain boundaries There are things. In any case, reducing the austenite grain size increases the surface area of the relatively fragile austenite grain boundary and shifts from the curved part to the horizontal part of the continuous casting machine, that is, at the grain boundary during slab correction. Since such stress is dispersed, surface cracks are less likely to occur. In addition, transformation of austenite crystal grains to a fine pearlite structure, etc. without generating proeutectoid ferrite film at the grain boundaries also avoids concentration of correction stress on the austenite grain boundaries, so surface cracks It becomes difficult to occur.
このように、表面割れを防止するために、オーステナイト組織から他の組織を経て割れにくい鋳片組織とする方法として、たとえば、鋳片を鋳型から引き抜いた後、鋳片表面をＡ３変態温度以下に一旦冷却をした後、水量密度を０．００３〜０．０１５リットル／ｃｍ２・ｍｉｎとして、０．５〜２．０分間の緩冷却を行い、Ａ３変態温度を越えて復熱させることを特徴とする連続鋳造鋳片の表面割れ防止方法が開示されている（たとえば、特許文献１参照）。 Thus, in order to prevent surface cracking, as a method of making a slab structure that is difficult to crack from an austenite structure through another structure, for example, after the slab is drawn out of a mold, the slab surface is set to A 3 transformation temperature or less. once after cooling, the water density as 0.003 to 0.015 l / cm 2 · min, subjected to slow cooling of 0.5 to 2.0 minutes, thereby recuperator beyond the a 3 transformation temperature to A method for preventing surface cracking of a continuous cast slab characterized by the above is disclosed (for example, see Patent Document 1).
また、連続鋳造機の鋳型下から５分間の鋳片走行範囲にあるロールのロールテーパを０．５〜２．５ｍｍ／ｍとし、鋳片走行範囲における鋳片の二次冷却にスプレー水を用いて、前記ロール直下において鋳片表面温度を少なくとも１回以上Ａｒ１点以下の温度とした後、復熱させて鋳片表面温度を１０００°Ｃ以上として、直接熱間圧延を行うことを特徴とする鋼の直接圧延方法が開示されている（たとえば、特許文献２参照）。 Also, the roll taper of the roll in the slab running range for 5 minutes from the bottom of the mold of the continuous casting machine is set to 0.5 to 2.5 mm / m, and spray water is used for secondary cooling of the slab in the slab running range. The slab surface temperature is set to a temperature of at least once Ar 1 point or less immediately below the roll, and then reheated to set the slab surface temperature to 1000 ° C. or more and perform direct hot rolling. A method for directly rolling steel is disclosed (for example, see Patent Document 2).
上述した先行技術は、いずれも連続鋳造機内の鋳片温度を二次冷却によって制御し、目的とする組織として鋳片の表面割れを防止するものである。 In all of the above-described prior arts, the slab temperature in the continuous casting machine is controlled by secondary cooling to prevent surface cracking of the slab as a target structure.
しかしながら、鋳片の表面温度を二次冷却によって上記の先行技術に開示されるように制御するには急速な冷却を必要とするので、その冷却のための設備は、大規模となり、多大な設備費を要するという問題があった。一方、鋳片の表面割れが発生する位置が限定されている場合も多く、少なくとも湾曲型連続鋳造機や垂直曲げ型連続鋳造機の湾曲部から水平部に移行する位置、すなわち矯正点で発生する表面割れは、鋳片に引張応力が作用する鋳片の上面側に限られることがわかっている。 However, controlling the surface temperature of the slab as disclosed in the above prior art by secondary cooling requires rapid cooling, so the equipment for that cooling is large, There was a problem of cost. On the other hand, there are many cases where the position where the surface crack of the slab occurs is limited, and at least the position where the curved portion of the curved continuous casting machine or the vertical bending continuous casting machine moves from the curved portion to the horizontal portion, that is, at the correction point. It has been found that surface cracks are limited to the upper surface side of the slab where tensile stress acts on the slab.
本発明は、上記に鑑みてなされたものであって、より効率的に鋳片の表面割れを防止する鋼の連続鋳造方法を提供することを目的とする。 This invention is made | formed in view of the above, Comprising: It aims at providing the continuous casting method of steel which prevents the surface crack of a slab more efficiently.
上述した課題を解決し、目的を達成するために、本発明は、鋳造空間の横断面が矩形で、上下が開放された鋳型の上方から溶鋼を供給し、該鋳型の下端から表面の凝固した鋳片を引き抜き、その後該鋳片を二次冷却すると共に引き抜き方向を漸次水平方向に転じ、最終的に内部まで凝固した該鋳片を水平方向に引き出す鋼の連続鋳造方法において、鋳片の表面温度が９１０°Ｃを下回ってから３００秒を経過するまでに、水平方向に引き出された場合に鋳片の側面となる短辺の一端から他端に向けて３０ｍｍとなるまでの範囲および他端から一端に向けて３０ｍｍとなるまでの範囲がオーステナイト単相からフェライト組織、パーライト組織またはベイナイト組織のいずれかに変態するように、少なくとも前記短辺の一端から他端に向けて３０ｍｍとなるまでの範囲および他端から一端に向けて３０ｍｍとなるまでの範囲を前後で対となり、左右で対となる短辺冷却用スプレーでスプレー冷却することを特徴とする。 In order to solve the above-described problems and achieve the object, the present invention supplies molten steel from above a mold having a rectangular cross section in the casting space and opened at the top and bottom, and the surface solidifies from the lower end of the mold. In the continuous casting method of steel, the surface of the slab is drawn out after the slab is drawn out, and then the slab is secondarily cooled and the drawing direction is gradually changed to the horizontal direction, and finally the slab solidified to the inside is drawn out horizontally. The range from the short side which becomes the side surface of the slab to the other end when it is pulled out in the horizontal direction until the end of 300 seconds after the temperature falls below 910 ° C. and the other end 3 to at least 30 mm from one end of the short side to the other end so that the range from the austenite single phase to the ferrite structure, pearlite structure, or bainite structure is transformed from the austenite single phase to 30 mm toward one end. Becomes pairs range from the scope and the other end to the mm until 30mm toward the one end in the longitudinal, characterized by spraying cooling at short sides cooling sprays to be left and right pair.
また、本発明は、上記鋼の連続鋳造方法において、２００ｍｍ〜３００ｍｍ厚の鋳片を製造する場合に、スプレーノズルの中心軸が前記短辺の一端から他端反対方向に向けて１０ｍｍ、他端に向けて４０ｍｍとなるまでの範囲および他端から一端反対方向に向けて１０ｍｍ、一端に向けて４０ｍｍとなるまでの範囲にそれぞれ位置するように設置した短辺冷却用スプレーを用いることを特徴とする。 Further, according to the present invention, in the above continuous casting method of steel, when a slab having a thickness of 200 mm to 300 mm is manufactured, the central axis of the spray nozzle is 10 mm from the one end of the short side to the opposite direction to the other end. Using a short-side cooling spray installed so as to be located in a range of 40 mm toward the end and 10 mm toward the opposite direction from the other end and 40 mm toward the one end, respectively. To do.
また、本発明は、上記鋼の連続鋳造方法において、前記鋳型の下端から引き抜き方向に５ｍとなるまでの範囲において、比水量が０．２リットル／ｋｇ・鋼以上で１．０リットル／ｋｇ・鋼未満となるように冷却することを特徴とする。 Moreover, in the continuous casting method of the steel, the present invention provides a specific water amount of 0.2 liter / kg · steel or more and 1.0 liter / kg · in the range from the lower end of the mold to 5 m in the drawing direction. It cools so that it may become less than steel, It is characterized by the above-mentioned.
本発明にかかる鋼の連続鋳造方法によれば、鋳片の表面温度が９１０°Ｃを下回ってから３００秒を経過するまでに、水平方向に引き出された場合に鋳片の側面となる短辺の一端から他端に向けて３０ｍｍとなるまでの範囲および他端から一端に向けて３０ｍｍとなるまでの範囲がオーステナイト単相からフェライト組織、パーライト組織またはベイナイト組織のいずれかに変態するので、鋳片組織は微細化され、粒界に働く矯正応力が分散されて表面割れが防止される。 According to the continuous casting method of steel according to the present invention, the short side that becomes the side surface of the slab when pulled out in the horizontal direction until 300 seconds elapse after the surface temperature of the slab falls below 910 ° C. Since the range from one end to the other end of 30 mm and the range from the other end to 30 mm toward the other end transforms from an austenite single phase to any one of a ferrite structure, a pearlite structure, or a bainite structure. The single structure is refined, and the straightening stress acting on the grain boundaries is dispersed to prevent surface cracks.
以下に、本発明にかかる鋼の連続鋳造方法の実施の形態を図面に基づいて詳細に説明する。なお、この実施の形態によりこの発明が限定されるものではない。 Embodiments of a continuous casting method for steel according to the present invention will be described below in detail with reference to the drawings. Note that the present invention is not limited to the embodiments.
図１−１は、本発明の実施の形態である鋼の連続鋳造方法を実現する垂直曲げ型の連続鋳造機を示す概念図である。また、図１−２は、図１−１に示したＩＩ―ＩＩ断面を示す断面図であり、図１−３は、図１−１に示したＩＩＩ―ＩＩＩ断面を示す断面図である。連続鋳造機は、鋳造空間の横断面が矩形で、上下が開放された鋳型の上方から溶鋼を供給し、該鋳型の下端から表面の凝固した鋳片を引き抜き、その後該鋳片を二次冷却すると共に引き抜き方向を漸次水平方向に転じ、最終的に内部まで凝固した該鋳片を水平方向に引き出す連続鋳造機が主流となっている。 FIG. 1-1 is a conceptual diagram showing a vertical bending type continuous casting machine that realizes a steel continuous casting method according to an embodiment of the present invention. FIG. 1-2 is a cross-sectional view showing the II-II cross section shown in FIG. 1-1, and FIG. 1-3 is a cross-sectional view showing the III-III cross section shown in FIG. 1-1. The continuous casting machine has a rectangular cross section of the casting space and supplies molten steel from above the mold that is open at the top and bottom, draws the solidified slab from the lower end of the mold, and then secondary cools the slab. At the same time, a continuous casting machine is mainly used which gradually changes the drawing direction to the horizontal direction and finally draws the slab solidified to the inside in the horizontal direction.
このような形式の連続鋳造機には、鋳型自体が湾曲していて、鋳型の下端から引き抜かれた時点で既に鋳片が曲率を以って引き出される形式の湾曲型連続鋳造機と、鋳型自体は湾曲しておらず、鋳片は鋳型の下端から垂直に引き抜かれた後、二次冷却帯でロールによって曲率を付与される形式の垂直曲げ型の連続鋳造機がある。ここでは、垂直曲げ型の連続鋳造機を例に説明するが、垂直曲げ型の連続鋳造機に限られるものではなく、湾曲型の連続鋳造機であってもよい。 The continuous casting machine of this type includes a curved continuous casting machine of a type in which the mold itself is curved and the slab is already drawn with a curvature when the mold is pulled out from the lower end of the mold, and the mold itself. There is a continuous casting machine of a vertical bending type in which the slab is not curved and the slab is drawn vertically from the lower end of the mold and then given a curvature by a roll in a secondary cooling zone. Here, a vertical bending type continuous casting machine will be described as an example. However, the present invention is not limited to a vertical bending type continuous casting machine, and may be a curved type continuous casting machine.
図１に示すように、連続鋳造機は、取鍋（図示せず）から溶鋼が注がれるタンディッシュ１と、タンディッシュ１の底部から溶鋼が注がれる鋳型２と、鋳型２から引き抜かれた鋳片をガイドするロール３とを備えている。 As shown in FIG. 1, the continuous casting machine is drawn from a tundish 1 into which molten steel is poured from a ladle (not shown), a mold 2 into which molten steel is poured from the bottom of the tundish 1, and a mold 2. And a roll 3 for guiding the cast slab.
また、本発明の実施の形態において用いる連続鋳造機は、下記の表１に示すように、機長が２７．４ｍ、６点曲げ、３点矯正、湾曲半径が１０．５ｍ、矯正点のメニスカスからの位置が２１．９６ｍのものである。また、引き抜かれる鋳片は、断面が偏平な矩形であって、より具体的には、厚み２２０ｍｍ×幅２３００ｍｍの矩形断面を有している。また、鋳造速度は０．９〜１．１ｍ／分、タンディッシュ内溶鋼温度１５４５〜１５６０°Ｃで鋳造するようになっている。 Moreover, as shown in Table 1 below, the continuous casting machine used in the embodiment of the present invention has a machine length of 27.4 m, 6-point bending, 3-point correction, a curvature radius of 10.5 m, and a correction point meniscus. Is located at 21.96 m. The drawn slab has a rectangular shape with a flat cross section. More specifically, the slab has a rectangular cross section with a thickness of 220 mm and a width of 2300 mm. The casting speed is 0.9 to 1.1 m / min, and the molten steel temperature in the tundish is 1545 to 1560 ° C.
まず、本発明の発明者らは、鋳片の割れの実態を調査し、組織制御を実施すべき鋳片の部位の特定、および制御すべき目標組織を決定することにした。調査対象とする鋳片は、炭素鋼、より具体的には中炭素鋼であって、下記の表２に示す成分を有している。 First, the inventors of the present invention investigated the actual state of cracking of a slab, decided to specify a part of a slab to be subjected to structure control, and to determine a target structure to be controlled. The slab to be investigated is carbon steel, more specifically, medium carbon steel, and has the components shown in Table 2 below.
図２−１は、調査対象とした鋳片を示す斜視図であり、図２−２は、図２−１に示した鋳片の鋳造方向に直交する断面を示す図である。また、図２−３は、図２−２に示した鋳片の上面となる長辺に現れた組織を示す図であり、図２―４は、図２−２に示した鋳片の側面となる短辺に現れた組織を示す図である。図２−１に示すように、割れは、水平方向に引き出された場合に鋳片の側面となる短辺面において上端となる角部から２０〜３０ｍｍとなるまでの範囲に発生している。なお、水平方向に引き出された鋳片の上面となる長辺面の端部（上面側コーナー）から内側に向かった部位に、割れは発生していない。 FIG. 2-1 is a perspective view showing a slab to be investigated, and FIG. 2-2 is a view showing a cross section perpendicular to the casting direction of the slab shown in FIG. 2-1. Moreover, FIG. 2-3 is a figure which shows the structure | tissue which appeared on the long side used as the upper surface of the slab shown in FIG. 2-2, FIG. 2-4 is the side surface of the slab shown in FIG. It is a figure which shows the structure | tissue which appeared in the short side. As shown in FIG. 2A, the crack occurs in the range from 20 to 30 mm from the upper corner portion of the short side surface that becomes the side surface of the slab when drawn in the horizontal direction. In addition, the crack has not generate | occur | produced in the site | part which went to the inner side from the edge part (upper surface side corner) used as the upper surface of the slab pulled out in the horizontal direction.
一方、別途行った熱応力解析により、鋳片の製造に用いた連続鋳造機における鋳片矯正時に、鋳片の上面となる長辺面の端部の周囲（長辺面側および短辺面側）には、引っ張り応力が働くことがわかった。しかしながら、長辺面側には、表面割れが発生していないので、この鋳片の鋳造方向に直交する断面（Ｃ断面）の組織観察を行った。 On the other hand, by the thermal stress analysis performed separately, around the end of the long side surface that becomes the upper surface of the slab (long side surface side and short side surface side) during slab correction in the continuous casting machine used for slab manufacture ) Showed that tensile stress works. However, since no surface cracks occurred on the long side surface side, the structure of the cross section (C cross section) perpendicular to the casting direction of this slab was observed.
図２−４に示すように、Ｃ断面の大部分には、初析のフェライトフィルムを有するオーステナイト粒界が明瞭に観察される。この鋼種は、Ｃ＝０．１５〜０．１７ｍａｓｓ％であるので、オーステナイト粒が最も粗大化しやすい成分にある。このような状態で引っ張り応力が働くと容易にオーステナイト粒界での割れが生じることが推定される。一方、図２―３に示すように、水平方向に引き出された場合に鋳片の上面となる長辺面側の組織は、微細組織となっている。 As shown in FIG. 2-4, an austenite grain boundary having a pro-eutectoid ferrite film is clearly observed in most of the C cross section. Since this steel type has C = 0.15 to 0.17 mass%, austenite grains are among the components most easily coarsened. It is presumed that when tensile stress acts in such a state, cracks at the austenite grain boundaries easily occur. On the other hand, as shown in FIG. 2-3, the structure on the long side surface, which is the upper surface of the slab when pulled out in the horizontal direction, is a fine structure.
これらのことを勘案すると、鋳片の上面側コーナーを挟んで長辺面側と短辺面側に同じように引っ張り応力が働いても、長辺面側は微細組織となっているので、粒界に働く矯正応力が分散されて割れに至らず、短辺面側はオーステナイト粗大粒組織であるので引っ張り応力が粒界に集中し、割れに至ったと考えられる。 Taking these into consideration, even if tensile stress is applied to the long side surface and the short side surface in the same way across the upper surface side corner of the slab, the long side surface has a fine structure, It is considered that the straightening stress acting on the boundary is dispersed and does not lead to cracking, and the short side surface has a coarse austenite grain structure, so that tensile stress concentrates on the grain boundary and leads to cracking.
ここで、長辺面側の割れを防止したと考えられる微細組織が生じた機序を明らかにするために、この鋳造条件での伝熱凝固計算を行い、得られた温度の時間推移を溶接用連続冷却変態線図（以下、ＣＣＴ図という）に重ね合わせた。ＣＣＴ図は、この鋼種の成分に最も近いもの（（社）日本鉄鋼協会 生産技術部門 実用構造溶鋼の基礎特性技術検討部会編 「溶接構造用鋼の溶接用ＣＣＴ図集 （社）日本鉄鋼協会 １９９７ の６８ページに掲載の鋼 ＩＤ＝２０」）を使用した。 Here, in order to clarify the mechanism of the formation of a microstructure thought to have prevented cracking on the long side, the heat transfer solidification calculation was performed under this casting condition, and the time transition of the obtained temperature was welded. It was superimposed on a continuous cooling transformation diagram (hereinafter referred to as CCT diagram). The CCT diagram is the closest to the components of this steel type (Japan Steel Association, Production Engineering Division, Fundamental Properties Technology Review Committee for Practical Structural Molten Steel, “CCT Diagrams for Welding Structural Steel Welding, Japan Iron and Steel Institute 1997) No. 68, Steel ID = 20 ”).
図３―１は、鋼ＩＤ＝２０の成分を示す図であり、図３―２は、伝熱凝固計算の結果を重ね合わせたＣＣＴ図である。図３−２に示すように、短辺面側の温度履歴は、９１０°Ｃを下回ってから約１０００秒にわたってオーステナイト単相を維持している。したがって、オーステナイトは粗大化し、矯正点での割れの原因になっていると推定される。一方、長辺面の温度履歴は、９１０°Ｃを下回ってから約９０秒後（実際の鋳造速度＝１．１ｍ／ｍｉｎではメニスカスから２．５ｍ下方の位置）で、オーステナイトからポリゴナルフェライト（ＦＰ）となっていることがわかる。これによって、鋳片組織は、微細化されたと考えられる。 FIG. 3A is a diagram showing a component of steel ID = 20, and FIG. 3B is a CCT diagram in which the results of heat transfer solidification calculation are superimposed. As shown in FIG. 3-2, the temperature history on the short side face side maintains the austenite single phase for about 1000 seconds after the temperature falls below 910 ° C. Therefore, it is presumed that austenite becomes coarse and causes cracks at the correction point. On the other hand, the temperature history of the long side surface is about 90 seconds after the temperature falls below 910 ° C. (at an actual casting speed of 1.1 m / min, a position 2.5 m below the meniscus), and from the austenite to polygonal ferrite ( FP). Thereby, it is considered that the slab structure is refined.
そこで、発明者らは、熱間引っ張り試験装置を使用し、オーステナイト単相からフェライト組織またはパーライト組織へ変態させるまでの冷却温度を変化させて、熱間延性を測定した。この結果、９１０°Ｃを下回ってから３００秒以内にフェライト組織またはパーライト組織に変態するように、冷却を行えば、熱間引っ張り試験において良好な延性が得られることがわかった。 Therefore, the inventors measured the hot ductility by using a hot tensile test device and changing the cooling temperature until the transformation from the austenite single phase to the ferrite structure or pearlite structure. As a result, it was found that good ductility can be obtained in the hot tensile test if cooling is performed so as to transform to a ferrite structure or a pearlite structure within 300 seconds after the temperature falls below 910 ° C.
以上を総括すると、鋳片の上面側コーナーの短辺面側に発生する表面割れは、水平方向に引き出された場合に鋳片の側面となる短辺面において上端となる角部から３０ｍｍとなるまでの範囲（上面側コーナーから下面側コーナーに向けて３０ｍｍとなる範囲）がオーステナイト単相からフェライト単相組織、パーライト組織またはベイナイト組織のいずれかに変態するように、少なくとも当該範囲をスプレー冷却することにより防止される。なお、短辺面や長辺面の全面を冷却する必要はない。したがって、短辺面側に最小限の鋳片二次冷却設備を備えることにより、鋳片の表面割れを効率良く防止することができる。 In summary, the surface cracks that occur on the short side surface of the top corner of the slab are 30 mm from the upper corner of the short side surface that becomes the side surface of the slab when drawn in the horizontal direction. At least the range is spray-cooled so that the range up to 30 mm from the upper side corner to the lower side corner is transformed from an austenite single phase to a ferrite single phase structure, a pearlite structure, or a bainite structure. Can be prevented. It is not necessary to cool the entire short side surface or long side surface. Therefore, by providing the minimum slab secondary cooling equipment on the short side surface side, surface cracks of the slab can be efficiently prevented.
具体的には、図１に示した連続鋳造機は、鋳型の直下（メニスカスから０．７ｍ）からメニスカスの下方１．７ｍまでの範囲には長辺面を冷却する二次冷却スプレー４と、短辺面を冷却する短辺冷却用スプレー５とが配置されており、この短辺冷却用スプレー５の水量を増やすことにより、水平に引き出された場合に鋳片の側面となる短辺面において上端となる角部から３０ｍｍとなるまでの範囲で、目的とする組織制御が行われる。 Specifically, the continuous casting machine shown in FIG. 1 includes a secondary cooling spray 4 for cooling the long side surface in a range from directly below the mold (0.7 m from the meniscus) to 1.7 m below the meniscus, A short-side cooling spray 5 for cooling the short-side surface is disposed. By increasing the amount of water in the short-side cooling spray 5, the short-side surface that becomes the side surface of the slab when pulled out horizontally is provided. The target tissue control is performed in a range from the upper corner to 30 mm.
短辺面全体を組織制御するには、多大な水量が必要であるが、水平に引き出された場合に鋳片の側面となる短辺の一端（上端）から他端（下端）に向けて３０ｍｍとなるまでの範囲であれば、長辺面側の凝固シェルは既に凝固しているので、凝固潜熱のさらなる放出がないため、短辺面側の中央部と比較すると鋳片は冷却されやすい。したがって、水平に引き出された場合に鋳片の側面となる短辺の一端（上端）から他端（下端）に向けて３０ｍｍとなるまでの範囲を組織制御するための冷却は、短辺面全域が所望の温度履歴となるように、冷却するよりも容易である。 In order to control the structure of the entire short side surface, a large amount of water is required, but 30 mm from one end (upper end) to the other end (lower end) of the short side that becomes the side surface of the slab when drawn horizontally. In this range, since the solidified shell on the long side surface has already solidified, there is no further release of solidification latent heat, so that the slab is easily cooled compared to the central part on the short side surface side. Therefore, the cooling for controlling the structure of the short side that becomes the side surface of the slab when horizontally drawn from one end (upper end) to the other end (lower end) of 30 mm is performed on the entire short side surface. Is easier than cooling so as to have a desired temperature history.
さらに、二次冷却スプレー４の水量分布を変更して、水平に引き出された場合に鋳片の側面となる短辺の一端（上端）から他端（下端）に向けて３０ｍｍとなるまでの範囲および他端（下端）から一端（上端）に向けて３０ｍｍとなるまでの範囲の冷却を積極的に強化することにより、多大な二次冷却水を投下することなく、鋳片の表面割れを効率良く防止することができる。 Furthermore, the range from the one end (upper end) of the short side that becomes the side surface of the slab to 30 mm from the other end (lower end) when the water amount distribution of the secondary cooling spray 4 is changed and drawn horizontally. And by actively strengthening the cooling in the range from the other end (lower end) to one end (upper end) to 30 mm, efficient surface cracking of the slab without dropping a large amount of secondary cooling water It can be well prevented.
図４は、連続鋳造機において通常用いられる冷却スプレーの水量分布を示す図である。また、図５は、本発明の実施の形態である鋼の連続鋳造方法において用いられる短辺冷却スプレーの水量分布を示す図である。 FIG. 4 is a diagram showing a water amount distribution of a cooling spray usually used in a continuous casting machine. FIG. 5 is a view showing the water amount distribution of the short-side cooling spray used in the steel continuous casting method according to the embodiment of the present invention.
図４に示すように、連続鋳造機において通常用いられる冷却スプレーの水量分布は、スプレーノズルの中心軸（スプレー直下）において水量が多く、スプレーノズルの中心軸から離れるにしたがって水量が少なくなる。たとえば、スプレーノズルの中心軸から７０ｍｍ〜１２０ｍｍ離れると、スプレーノズルの中心軸における水量の半分以下の水量となる。 As shown in FIG. 4, the water amount distribution of the cooling spray usually used in the continuous casting machine has a large amount of water on the central axis of the spray nozzle (directly under the spray), and the amount of water decreases as the distance from the central axis of the spray nozzle increases. For example, when the distance from the central axis of the spray nozzle is 70 mm to 120 mm, the amount of water is less than half the amount of water in the central axis of the spray nozzle.
たとえば、水平方向に引き出された場合に鋳片の側面となる左右の短辺に通常用いられる冷却スプレーを一つずつ配設し、２００ｍｍ〜３００ｍｍ厚の鋳片（スラブ）を鋳造する場合には、投下する水量を増大させることにより、水平方向に引き出された場合に鋳片の側面となる短辺において、上端となる角部から下方に向けて３０ｍｍとなる範囲を冷却することになる。このため、割れの発生が多い位置、すなわち、水平方向に引き出された場合に鋳片の側面となる短辺において、上端となる角部から下方に向けて３０ｍｍとなる範囲を効率的に冷却することができない。 For example, in the case where 200 mm to 300 mm thick slabs are cast by arranging cooling sprays that are normally used one by one on the left and right short sides that are the side surfaces of the slab when drawn horizontally. By increasing the amount of water to be dropped, in the short side that becomes the side surface of the slab when pulled out in the horizontal direction, the range that is 30 mm downward from the corner that is the upper end is cooled. For this reason, in the position where there are many occurrences of cracks, that is, in the short side that becomes the side surface of the slab when pulled out in the horizontal direction, the range that is 30 mm downward from the corner that becomes the upper end is efficiently cooled. I can't.
そこで、本発明の実施の形態である鋼の連続鋳造方法は、鋳片の表面温度が９１０℃を下回ってから３００秒を経過するまでに、水平方向に引き出された場合に鋳片の側面となる短辺の一端（上端）から他端（下端）に向けて３０ｍｍとなるまでの範囲および他端（下端）から一端（上端）に向けて３０ｍｍとなるまでの範囲がオーステナイト単相からフェライト組織、パーライト組織またはベイナイト組織のいずれかに変態するように、少なくとも短辺の一端から他端に向けて３０ｍｍとなるまでの範囲および他端から一端に向けて３０ｍｍとなるまでの範囲を前後で対となり、左右で対となる短辺冷却用スプレー５でスプレー冷却する。 Therefore, the continuous casting method of steel according to the embodiment of the present invention has a method for forming a side surface of a slab when the steel is drawn in a horizontal direction until 300 seconds elapse after the surface temperature of the slab falls below 910 ° C. The range from one end (upper end) to 30 mm from the other end (lower end) to the other end (lower end) and the range from the other end (lower end) to 30 mm from one end (upper end) to the ferrite structure from the austenite single phase In order to transform into either a pearlite structure or a bainite structure, at least the range from one end of the short side to 30 mm toward the other end and the range from the other end to 30 mm toward the other end Then, spray cooling is performed with a short-side cooling spray 5 that is paired on the left and right.
具体的には、２００ｍｍから３００ｍｍ厚の鋳片を製造する場合に、スプレーノズルの中心軸が短辺の一端から他端反対方向に向けて１０ｍｍ、他端に向けて４０ｍｍとなるまでの範囲（一端から他端に向けて―１０ｍｍ〜４０ｍｍとなるまでの範囲）および他端から一端反対方向に向けて１０ｍｍ、一端に向けて４０ｍｍとなるまでの範囲（他端から一端に向けて−１０ｍｍ〜４０ｍｍとなる範囲）にそれぞれ位置するように設置した短辺冷却用スプレー５を用いる。そして、短辺冷却用スプレー５から射出した冷却水は、水平方向に引き出された場合に側面となる短辺に対して略垂直に吹き付けられる。 Specifically, when manufacturing a slab having a thickness of 200 mm to 300 mm, a range in which the central axis of the spray nozzle is 10 mm from one end of the short side toward the opposite direction of the other end and 40 mm toward the other end ( Range from -10 mm to 40 mm from one end to the other end) and 10 mm from the other end to the opposite direction to one end and 40 mm toward the one end (from -10 mm to the other end to one end) The short-side cooling spray 5 installed so as to be positioned in a range of 40 mm is used. And the cooling water inject | emitted from the spray 5 for short side cooling is sprayed substantially perpendicular | vertical with respect to the short side used as a side surface, when it draws out in a horizontal direction.
また、これら前後で対となり、左右で対となる短辺冷却用スプレー５は、図１に示した連続鋳造機において、鋳型の直下（メニスカスから０．７ｍの位置）からメニスカスの下方１．７ｍまでの範囲に複数組設置される。 Further, the short-side cooling sprays 5 which are paired in the front and rear, and paired in the left and right, are 1.7 m below the meniscus from the position directly below the mold (position 0.7 m from the meniscus) in the continuous casting machine shown in FIG. Multiple sets are installed in the range up to.
このように、スプレーノズルの中心軸が短辺の一端から他端反対方向に向けて１０ｍｍ、他端に向けて４０ｍｍとなるまでの範囲および他端から一端反対方向に向けて１０ｍｍ、一端に向けて４０ｍｍとなるまでの範囲にそれぞれ位置するように設置した短辺冷却用スプレー５を用いれば、特殊なスプレーを用いることなく、水平に引き出された場合に鋳片の側面となる短辺において上端となる角部から下方に向けて３０ｍｍとなるまでの範囲および下端となる角部から上方に向けて３０ｍｍとなるまでの範囲を効果的に冷却することができる。 Thus, the range of the spray nozzle center axis from one end of the short side to 10 mm toward the other end and 40 mm toward the other end and the other end from the other end to 10 mm toward the other end If the short-side cooling spray 5 installed so as to be located in the range up to 40 mm is used, the upper end of the short side that becomes the side surface of the slab when drawn horizontally without using a special spray is used. It is possible to effectively cool the range from the corner to become 30 mm downward and the range from the lower corner to 30 mm upward.
ところで、図５には、短辺の中央部から両側に１１０ｍｍ離れた位置にそれぞれ冷却スプレーを設置した例が示してある。したがって、鋳片の厚みが２２０ｍｍ（短辺の長さが２２０ｍｍ）の場合には、冷却スプレーのスプレーノズルの中心軸が短辺の一端（上端）と他端（下端）とに位置することになる。そして、一端および他端から３０ｍｍとなるまでの範囲は、図５において−１１０ｍｍ〜−８０ｍｍの範囲および８０ｍｍ〜１１０ｍｍの範囲となり、スプレーノズルの中心軸における水量の８０％以上が確保されることになる。 By the way, FIG. 5 shows an example in which cooling sprays are respectively installed at positions that are 110 mm apart on both sides from the central portion of the short side. Therefore, when the thickness of the slab is 220 mm (short side length is 220 mm), the central axis of the spray nozzle of the cooling spray is located at one end (upper end) and the other end (lower end) of the short side. Become. The ranges from one end and the other end to 30 mm are the range of −110 mm to −80 mm and the range of 80 mm to 110 mm in FIG. 5, and 80% or more of the amount of water in the central axis of the spray nozzle is secured. Become.
同様に、鋳片の厚みが２００ｍｍ（短辺の長さが２００ｍｍ）の場合には、冷却スプレーのスプレーノズルの中心軸が短辺の一端と他端の外側１０ｍｍの位置に位置することになる。そして、一端および他端から３０ｍｍとなるまでの範囲は、図５において−１００ｍｍ〜７０ｍｍの範囲および７０ｍｍ〜１００ｍｍの範囲となり、スプレーノズルの中心軸における水量の８０％以上が確保されることになる。 Similarly, when the thickness of the slab is 200 mm (the length of the short side is 200 mm), the central axis of the spray nozzle of the cooling spray is located at the position of 10 mm outside one end and the other end of the short side. . The ranges from one end and the other end to 30 mm are in the range of −100 mm to 70 mm and the range of 70 mm to 100 mm in FIG. 5, and 80% or more of the water amount in the central axis of the spray nozzle is secured. .
また、鋳片の厚みが３００ｍｍ（短辺の長さが３００ｍｍ）の場合には、冷却スプレーの巣部レーノズルの中心軸が短辺の一端と他端の内側４０ｍｍの位置に位置することになる。そして、一端および他端から３０ｍｍとなるまでの範囲は、図５において、−１５０ｍｍから−１２０ｍｍの範囲および１２０ｍｍ〜１４０ｍｍの範囲となり、スプレーノズルの中心軸における水量の８０％以上が確保される。 Further, when the thickness of the slab is 300 mm (short side length is 300 mm), the central axis of the cooling spray nest laye nozzle is located at a position of 40 mm inside one end and the other end of the short side. . And the range until it becomes 30 mm from one end and the other end becomes the range of -150 mm to -120 mm and the range of 120 mm to 140 mm in FIG. 5, and 80% or more of the water amount in the central axis of the spray nozzle is secured.
以上説明したように、２００ｍｍ〜３００ｍｍ厚の鋳片（スラブ）を鋳造する場合にスプレーノズルの中心軸が短辺の一端から他端反対方向に向けて１０ｍｍ、他端に向けて４０ｍｍとなるまでの範囲および他端から一端反対方向に向けて１０ｍｍ、一端に向けて４０ｍｍとなるまでの範囲にそれぞれ位置するように設置した短辺冷却用スプレー５を用いれば、水平に引き出された場合に鋳片の側面となる短辺において上端となる角部から下方に向けて３０ｍｍとなるまでの範囲および下端となる角部から上方に向けて３０ｍｍとなるまでの範囲を効果的に冷却することができる。これにより、本発明の実施の形態である鋼の連続鋳造方法は、水平方向に引き出された場合に鋳片の側面となる短辺の一端（上端）から他端（下端）に向けて３０ｍｍとなるまでの範囲および他端（下端）から一端（上端）に向けて３０ｍｍとなるまでの範囲がオーステナイト単相からフェライト組織、パーライト組織またはベイナイト組織のいずれかに変態し、割れの発生を抑制できる。 As described above, when casting a slab having a thickness of 200 mm to 300 mm, until the center axis of the spray nozzle is 10 mm from one end of the short side toward the opposite direction of the other end and 40 mm toward the other end. If the short-side cooling spray 5 installed so as to be located in a range of 10 mm from the other end and the other end to a range of 10 mm toward the opposite direction and 40 mm toward the one end is cast when horizontally drawn. It is possible to effectively cool a range from the corner portion as the upper end to 30 mm downward from the corner portion as the upper end and a range from the corner portion as the lower end to 30 mm upward from the short side as the side surface of the piece. . Thereby, the continuous casting method of steel which is an embodiment of the present invention is 30 mm from one end (upper end) to the other end (lower end) of the short side which becomes the side surface of the slab when drawn in the horizontal direction. The range from the other end (lower end) to the end (upper end) to 30 mm is transformed from an austenite single phase to any one of a ferrite structure, a pearlite structure, or a bainite structure, and the generation of cracks can be suppressed. .
投下する二次冷却の水量は、鋳型２の下端から引き抜き方向に５．０ｍとなるまでの範囲において、二次冷却の比水量（リットル／ｋｇ・鋼）が０．２（リットル／ｋｇ・鋼）以上、１．０（リットル／ｋｇ・鋼）未満となる条件で鋳片を冷却することが好ましい。投下する水量は、少ないほうが省エネルギーの観点から好ましい。また、スラブの温度を必要以上に低下させないことは、連続鋳造後のプロセスである熱延加熱炉や、厚板加熱炉でのエネルギー的な負担を減らすことにもつながることから、二次冷却の比水量は、１．０（リットル／ｋｇ・鋼）未満とした。 The amount of secondary cooling water dropped is within the range from the lower end of the mold 2 to 5.0 m in the drawing direction, and the secondary cooling specific water amount (liter / kg · steel) is 0.2 (liter / kg · steel). ) The slab is preferably cooled under the condition of less than 1.0 (liter / kg · steel). A smaller amount of water is preferred from the viewpoint of energy saving. In addition, if the slab temperature is not lowered more than necessary, it will also reduce the energy burden in the hot-rolling heating furnace and the plate heating furnace, which are processes after continuous casting. The specific water amount was less than 1.0 (liter / kg · steel).
二次冷却の比水量が０．２（リットル／ｋｇ・鋼）未満の少ない水量で二次冷却を行うと、水平方向に引き出された場合に鋳片の側面となる短辺面において上端となる角部から３０ｍとなるまでの範囲がオーステナイト単相からフェライト単相組織、パーライト組織またはベントナイト組織のいずれかに変態するまでの冷却を達成できない。 When the secondary cooling is performed with a small amount of water of less than 0.2 (liter / kg · steel), the upper end of the short side surface that becomes the side surface of the slab when pulled out in the horizontal direction. Cooling until the range from the corner to 30 m is transformed from an austenite single phase to a ferrite single phase structure, a pearlite structure, or a bentonite structure cannot be achieved.
ここで、二次冷却の比水量Ｑは以下の式で決定される。
Ｑ＝Ｗ／（Ｈ×Ｄ×Ｖｃ×ρ）
ここで、
Ｗ：二次冷却の冷却水量（リットル／分）
Ｈ：鋳片の幅（ｍ）
Ｄ：鋳片の厚さ（ｍ）
Ｖｃ：鋳造速度（ｍ／分）
ρ：溶鋼の密度（ｋｇ／ｍ３）
Here, the specific water amount Q of the secondary cooling is determined by the following equation.
Q = W / (H × D × Vc × ρ)
here,
W: Amount of cooling water for secondary cooling (liter / min)
H: slab width (m)
D: slab thickness (m)
Vc: Casting speed (m / min)
ρ: Density of molten steel (kg / m 3 )
図１に示した連続鋳造機を用いて、表２に示した成分の鋼を下記の表３に示すスプレーパターンで鋳造した。表３において、水準１は先行技術による鋳造例である。水準２は、水平方向に引き出された場合に鋳片の側面となる短辺の一端（上端）から３０ｍｍとなるまでの範囲を組織制御するようにした例であり、水準３は、短辺におけるスプレーの水量を増して短辺面全体をオーステナイトからポリゴナルフェライトに変態するように組織制御した例である。
この三水準で鋳造した鋳片の上面側コーナーから下面側コーナーに向かう短辺面における表面割れの有無も調査して示した。水準１の先行技術による鋳造では表面割れが観察された。水準２の組織制御による鋳造では表面割れがなくなった。水準３の組織制御による鋳造では表面割れがなくなったが、短辺面側のスプレー水量は水準２の２倍となり、設備上大がかりな設備となるほか、逆に弱冷としたい鋼種では水量を絞る必要があるが、水準３のような大水量に対応するスプレーノズルを採用すると、スプレーのターンダウンに限りがあるので、最低水量でも所望する弱冷性能が得られない可能性が大きい。 The presence or absence of surface cracks on the short side face from the upper side corner to the lower side corner of the cast slab cast at these three levels was also shown. Surface cracking was observed in Level 1 prior art castings. Surface cracking was eliminated by casting with level 2 microstructure control. Surface cracking disappeared with level 3 microstructure control, but the amount of spray water on the short side was twice that of level 2 and the equipment was large, and conversely, the amount of water was reduced for steel types that were weakly cooled. Although it is necessary, if a spray nozzle corresponding to a large amount of water such as level 3 is adopted, there is a high possibility that the desired low-cooling performance cannot be obtained even with the minimum amount of water because the spray turn-down is limited.
したがって、水準２の組織制御によれば、連続鋳造機を合理的かつ効率的に利用しながら表面割れのない品質良好な鋳片を提供できる。 Therefore, according to the level 2 structure control, it is possible to provide a slab having good quality without surface cracking while using a continuous casting machine rationally and efficiently.
１ タンディッシュ
２ 鋳型
３ ロール
４ 二次冷却スプレー
５ 短辺冷却用スプレー
1 Tundish 2 Mold 3 Roll 4 Secondary cooling spray 5 Short side cooling spray
Claims (3)
鋳片の表面温度が９１０°Ｃを下回ってから３００秒を経過するまでに、水平方向に引き出された場合に鋳片の側面となる短辺の一端から他端に向けて３０ｍｍとなるまでの範囲および他端から一端に向けて３０ｍｍとなるまでの範囲がオーステナイト単相からフェライト組織、パーライト組織またはベイナイト組織のいずれかに変態するように、少なくとも前記短辺の一端から他端に向けて３０ｍｍとなるまでの範囲および他端から一端に向けて３０ｍｍとなるまでの範囲を前後で対となり、左右で対となる短辺冷却用スプレーでスプレー冷却することを特徴とする鋼の連続鋳造方法。 The molten steel is supplied from above the mold whose cross section is rectangular and the top and bottom are opened, and the solidified slab is pulled out from the lower end of the mold, and then the slab is secondarily cooled and the drawing direction is set. In the continuous casting method of steel that gradually turns to the horizontal direction and finally draws out the slab solidified to the inside in the horizontal direction,
Until 300 seconds elapse after the surface temperature of the slab falls below 910 ° C., until it reaches 30 mm from one end of the short side that becomes the side surface of the slab toward the other end when pulled out in the horizontal direction. At least 30 mm from one end of the short side toward the other end so that the range and the range from the other end to 30 mm toward one end are transformed from an austenite single phase to any one of a ferrite structure, a pearlite structure, and a bainite structure. A continuous casting method of steel, characterized in that a range up to and a range up to 30 mm from the other end to one end are paired at the front and back, and spray cooling is performed with a pair of short side cooling sprays at the left and right.
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP2011081927A JP5741147B2 (en) | 2011-04-01 | 2011-04-01 | Steel continuous casting method |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP2011081927A JP5741147B2 (en) | 2011-04-01 | 2011-04-01 | Steel continuous casting method |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JP2012213794A true JP2012213794A (en) | 2012-11-08 |
| JP5741147B2 JP5741147B2 (en) | 2015-07-01 |
Family
ID=47267127
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP2011081927A Active JP5741147B2 (en) | 2011-04-01 | 2011-04-01 | Steel continuous casting method |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JP5741147B2 (en) |
Cited By (2)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JP2014217856A (en) * | 2013-05-08 | 2014-11-20 | 新日鐵住金株式会社 | Continuous casting cast piece and continuous casting method |
| JP2015016493A (en) * | 2013-07-11 | 2015-01-29 | 株式会社神戸製鋼所 | Continuous casting method |
Citations (5)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JPH0484651A (en) * | 1990-07-27 | 1992-03-17 | Nkk Corp | Method for directly rolling steel |
| JPH11197809A (en) * | 1998-01-09 | 1999-07-27 | Sumitomo Metal Ind Ltd | Method for preventing surface crack on continuously cast slab |
| JP2002086252A (en) * | 2000-09-12 | 2002-03-26 | Sumitomo Metal Ind Ltd | Continous casting method |
| JP2010253481A (en) * | 2009-04-21 | 2010-11-11 | Jfe Steel Corp | Surface crack preventing method for continuously cast slab |
| JP2011224649A (en) * | 2009-07-10 | 2011-11-10 | Jfe Steel Corp | Continuous casting method of steel |
-
2011
- 2011-04-01 JP JP2011081927A patent/JP5741147B2/en active Active
Patent Citations (5)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JPH0484651A (en) * | 1990-07-27 | 1992-03-17 | Nkk Corp | Method for directly rolling steel |
| JPH11197809A (en) * | 1998-01-09 | 1999-07-27 | Sumitomo Metal Ind Ltd | Method for preventing surface crack on continuously cast slab |
| JP2002086252A (en) * | 2000-09-12 | 2002-03-26 | Sumitomo Metal Ind Ltd | Continous casting method |
| JP2010253481A (en) * | 2009-04-21 | 2010-11-11 | Jfe Steel Corp | Surface crack preventing method for continuously cast slab |
| JP2011224649A (en) * | 2009-07-10 | 2011-11-10 | Jfe Steel Corp | Continuous casting method of steel |
Cited By (2)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JP2014217856A (en) * | 2013-05-08 | 2014-11-20 | 新日鐵住金株式会社 | Continuous casting cast piece and continuous casting method |
| JP2015016493A (en) * | 2013-07-11 | 2015-01-29 | 株式会社神戸製鋼所 | Continuous casting method |
Also Published As
| Publication number | Publication date |
|---|---|
| JP5741147B2 (en) | 2015-07-01 |
Similar Documents
| Publication | Publication Date | Title |
|---|---|---|
| JP5692451B2 (en) | Continuous casting mold and steel continuous casting method | |
| JP5516152B2 (en) | Steel continuous casting method | |
| JP6369571B2 (en) | Continuous casting method for slabs | |
| CN110666125B (en) | Method for eliminating warping of continuous casting billet | |
| KR20210153711A (en) | Production method of crack-stopping steel for container ships | |
| JP5473259B2 (en) | Slab cooling method | |
| JP2008055454A (en) | Method for producing cast slab excellent in surface and inner qualities | |
| KR19990087003A (en) | Water cooling method of steel strip and water cooling tank_ | |
| JP2023530911A (en) | A method for mitigating surface cracks in cast slabs by ferritic phases | |
| JP5741147B2 (en) | Steel continuous casting method | |
| JP6003851B2 (en) | Continuous casting mold and steel continuous casting method | |
| JP2015051442A (en) | Continuous casting mold and continuous casting method for steel | |
| JP4337565B2 (en) | Steel slab continuous casting method | |
| JP5094154B2 (en) | Slab cooling method in continuous casting machine | |
| JP4398879B2 (en) | Steel continuous casting method | |
| JP2019171435A (en) | Method of continuous casting | |
| JP2008087055A (en) | Method for completing continuous casting | |
| JP2011152580A (en) | Continuous casting method for steel | |
| JP5402790B2 (en) | Method for cooling continuous cast bloom slab and method for manufacturing the slab | |
| JP2023070335A (en) | Continuous casting method for steel | |
| KR101675672B1 (en) | Method for manufacturing boron steel | |
| JPS5838641A (en) | Continuous casting device for thin steel sheet | |
| JP2022175638A (en) | Continuous casting method for slab | |
| JP2000045045A (en) | High yield point steel excellent in weld zone toughness and low temperature toughness and its production | |
| JP2004337985A (en) | Water tank for water cooling of billet |
Legal Events
| Date | Code | Title | Description |
|---|---|---|---|
| A621 | Written request for application examination |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A621 Effective date: 20140220 |
|
| A977 | Report on retrieval |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A971007 Effective date: 20141117 |
|
| A131 | Notification of reasons for refusal |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A131 Effective date: 20141125 |
|
| A521 | Request for written amendment filed |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A523 Effective date: 20150115 |
|
| TRDD | Decision of grant or rejection written | ||
| A01 | Written decision to grant a patent or to grant a registration (utility model) |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A01 Effective date: 20150331 |
|
| A61 | First payment of annual fees (during grant procedure) |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A61 Effective date: 20150413 |
|
| R150 | Certificate of patent or registration of utility model |
Ref document number: 5741147 Country of ref document: JP Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: R150 |
|
| R250 | Receipt of annual fees |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: R250 |
|
| R250 | Receipt of annual fees |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: R250 |
|
| R250 | Receipt of annual fees |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: R250 |
|
| R250 | Receipt of annual fees |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: R250 |