JP2013252553A

JP2013252553A - 中空鋳片の連続鋳造方法

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Publication number: JP2013252553A
Application number: JP2012131004A
Authority: JP
Inventors: Akihiro Yamanaka; 章裕山中; Yuichi Tsukaguchi; 友一塚口
Original assignee: Nippon Steel and Sumitomo Metal Corp
Current assignee: Nippon Steel Corp
Priority date: 2012-06-08
Filing date: 2012-06-08
Publication date: 2013-12-19
Anticipated expiration: 2032-06-08
Also published as: JP5747867B2

Abstract

【課題】鋳型を抜けてからの中空鋳片の内表面の冷却を促進し、凝固殻の再溶解や破断の懸念の無い安定した鋳造を可能にする。
【解決手段】水冷構造を有する外鋳型１ｂと中子鋳型１ａを同心に配置した鋳型１を用いて横断面が環状の中空鋳片４を連続鋳造する方法である。外鋳型１ｂの鋳造方向長さよりも鋳造方向長さの長い中子鋳型１ａを、外鋳型１ｂより鋳造方向の下流側に突出させた構造の鋳型１を使用して中空鋳片４を連続鋳造すると共に、この連続鋳造中の中空鋳片４の内表面を、中子鋳型１ａの直下よりガスで冷却する。
【効果】中空鋳片の連続鋳造において、鋳型下方における内表面の二次冷却に水スプレーを用いなくても、中空鋳片の内表面の冷却を促進することが可能となるので、ひいては操業上、鋳片品質上も安定した中空鋳片の連続鋳造が可能となる。
【選択図】図１

Description

本発明は、例えば、鋼、高合金鋼、ステンレス鋼、Ni基合金製の継目無し管（シームレスパイプ）を製造する際に使用する中空鋳片を連続鋳造する方法に関するものである。

鋼や高合金鋼、ステンレス鋼、Ni基合金製の継目無し管の製造に際しては、インゴットやブルーム鋳片を分塊圧延して中間素材である丸ビレットを作製した後、マンネンスマン法や、ユジーンセジュネル法、マンドレル法等の製管工程に供与される。近年では、分塊圧延工程を経ないで製管用素材であるビレットを直接連続鋳造して製管工程に供与する等の合理化が進んでいる。

この、製管用素材であるビレットを直接連続鋳造するに際し、製品形状に近い中空のビレットを連続鋳造して製管工程に供与することで製管の負荷を低減し、さらなる合理化を図ろうとする中空鋳片の連続鋳造技術が開示されている（例えば特許文献１）。

特許文献１で開示された連続鋳造技術は、水冷外型と水冷中子を組み合わせて形成した鋳型内の環状空間に注入した溶鋼を、外型及び中子の各冷却作用によって内外両面より凝固殻を生成・成長させ、得られる中空の筒殻状鋳片を漸次下方に引抜くことにより中空鋳片を連続的に鋳造する方法である。その際、水冷中子の中央を上部から下部に貫通するスプレー給水管の下端に設けた冷却水スプレーノズルにより、引抜き鋳片の内表面に冷却水を噴射して直接冷却することを特徴としている。

この特許文献１で開示された連続鋳造技術は、一般的な連続鋳造と違って、鋳造中の中空鋳片の内表面をどのように冷却するのかが重要な問題である。中空鋳片の内表面の冷却が不十分であると、特許文献１に記載されているように、溶鋼静圧によりバルジングを生じたり、凝固殻の破断によるブレークアウトを生じる原因にもなるからである。

特許文献１では、鋳造中の中空鋳片の内表面に冷却水を噴射することとしているが、この方法は、以下の理由により大変危険である。

すなわち、連続鋳造の操業が順調に行われている場合は、特許文献１にも記載されているように、中空鋳片の内表面に噴射された冷却水は、中空鋳片の下流側（鋳込み初期部）に流れ、ダミーバーのヘッド部に設けた通水孔を経て中空鋳片の外部に排水される。

しかしながら、中実鋳片の連続鋳造でもしばしば起こるように、鋳型面と凝固殻の摩擦等が原因となって凝固殻の破断が生じ、溶鋼が凝固殻の破断部から吐出する所謂ブレークアウトの可能性は否定できない。中空鋳片の内表面から溶鋼が吐出すると、ダミーバーのヘッド部に通水孔を設けていても、溶鋼が溜まり、そこで凝固して通水孔が閉塞する可能性がある。

凝固した鋼で通水孔が閉塞されると、冷却水は排水されずに残り、さらにその上にブレークアウトした溶鋼が被さることになる。この現象は極く短時間で進行するので、ブレークアウトを検知して冷却水を停止したとしても滞留水の上に溶鋼が被さることを完全に排除することができない。

滞留水の上に溶鋼が被さると、水は瞬時に気化して膨張し、所謂水蒸気爆発に至る。中空鋳片の中空部で水蒸気爆発が生じると、その爆風は鋳型と内面シェルの隙間から鋳型上部へと抜け、あるいは、破断シェルから溶鋼を鋳型溶鋼面側に吹き上げるかたちで抜けることになるので、鋳型周りの作業者にとって大変危険な事態が想定される。このような想定がある限り、安全な操業として採用できない不完全な技術と言わざるを得ない。

一方、連続鋳造ではないものの、特許文献２には、鋳造金型における湯口に近い部分では、溶湯の降温を比較的遅くする目的と、冷却水が溶湯と接触する危険を避けるためにエアーを冷媒として使用することが好ましいとの記載があり（段落０００９）、溶湯に対して気体冷却する発想はある。

また、中空鋳片を連続鋳造する方法ではないものの、特許文献３には、連続鋳造鋳片の表面を急冷する手段にはエアー冷却や水冷があるが、それらを使うのに特別な制約はないとの記載がある（段落００１８）。

しかしながら、中空鋳片の場合は、特に鋳型を抜けてからの中空内面は、対面が同じ温度の対面輻射となり、中空内面からの抜熱は生じないといえる。中空鋳片の内表面が冷却されないと、鋳型内で形成された凝固殻が未凝固溶鋼の顕熱により復熱して、再溶解や破断の懸念がある。

従って、中空鋳片の中空内での水蒸気爆発の危険性を回避するためには、中空鋳片の中空内部の冷却には水を用いないことが必要不可欠であるが、こうした条件にエアー冷却を適用するという発想が従来はなかった。

特開昭６０−２２１１５２号公報特許第３２３７６４６号公報特許第４００１２６４号公報

本発明が解決しようとする問題点は、特許文献１で開示されたような中空鋳片を連続鋳造する方法において、中空鋳片の内表面の冷却にエアー冷却を適用するという発想は、従来はなかったという点である。

本発明は、
鋳型を抜けてからの中空鋳片の内表面の冷却を促進しつつ、凝固殻の再溶解や破断の懸念の無い安定した鋳造を可能とするために、
水冷構造を有する外鋳型と中子鋳型を同心に配置した鋳型を用いて横断面が環状の中空鋳片を連続鋳造する方法において、
前記外鋳型の鋳造方向長さよりも鋳造方向長さの長い前記中子鋳型を、前記外鋳型より鋳造方向の下流側に突出させた構造の鋳型を使用して中空鋳片を連続鋳造すると共に、この連続鋳造中の中空鋳片の内表面を、当該中子鋳型の直下よりガスで冷却することを最も主要な特徴としている。

上記構成の本発明方法は、中子鋳型を外鋳型よりも鋳造方向の下流側に突出させた鋳型で連続鋳造すると共に、連続鋳造中の中空鋳片の内表面を、中子鋳型の直下よりガスで冷却することで、水スプレーを使用しなくても、冷却を促進することが可能となる。

本発明によれば、中空鋳片の連続鋳造において、鋳型下方における内表面の二次冷却に水スプレーを用いなくても、中空鋳片の内表面の冷却を促進することが可能となるので、ひいては操業上、鋳片品質上も安定した中空鋳片の連続鋳造が可能となる。

本発明の中空鋳片の連続鋳造方法を実施する連続鋳造設備の模式図で、（ａ）は鋳型から鋳型下部の縦断面図、（ｂ）は（ａ）の矢視Ａ−Ａ部の拡大断面図である。中子鋳型を外鋳型に比べて延長せず、ガス冷却を行わない場合（比較方法１）のメニスカスからの距離と鋳片温度の関係を示した図である。中子鋳型を外鋳型に比べて延長し、ガス冷却を行わない場合（比較方法２）のメニスカスからの距離と鋳片温度の関係を示した図である。中子鋳型を外鋳型に比べて延長し、かつ３０m／secの流速でガス冷却を行った場合（発明方法）のメニスカスからの距離と鋳片温度の関係を示した図である。

本発明は、鋳型を抜けてからの中空鋳片の内表面の冷却を促進し、凝固殻の再溶解や破断の懸念の無い安定した鋳造を可能にするという目的を、鋳造方向長さを外鋳型よりも長くして外鋳型より鋳造方向下流側に突出させた中子鋳型の直下より鋳造中の中空鋳片の内表面をガス冷却することで実現した。

以下、本発明を実施するための実施例を、添付図面を用いて説明する。
図１は本発明の中空鋳片の連続鋳造方法を実施する連続鋳造設備を模式的に示した図である。

図１において、１は本発明の中空鋳片の連続鋳造に使用する鋳型で、中子鋳型１ａと外鋳型１ｂとから構成されている。これら中子鋳型１ａと外鋳型１ｂは、ともに水冷の銅鋳型である。

このうち、中子鋳型１ａの冷却は、中央部に形成した給水孔１ａａの上部から供給された冷却水が下方に流れて中子鋳型１ａの下部で半径方向外側に分岐し、給水孔１ａａの周囲に配した複数の各冷却水孔１ａｂに導かれて、各冷却水孔１ａｂを中子鋳型１ａの下方から上方へ上昇することで行われる。冷却後の冷却水は各冷却水孔１ａｂの上部から排水される。

一方、外鋳型１ｂの冷却は、通常の連続鋳造鋳型と同様のスリット式の冷却水孔（図示せず）を用いて行われる。なお、外鋳型１ｂの冷却は、スリット式でないチューブラー方式や貫通孔方式によって行っても良い。

また、外鋳型１ｂの内径、中子鋳型１ａの外径は、凝固収縮に応じて、鋳型上部ではその直径が大きく、下部ではその直径が小さくなるように通常の鋳型と同様、テーパを付与することが望ましい。

本発明では、前記構成の中子鋳型１ａの鋳造方向の長さを、設備上無理のない範囲で外鋳型１ｂの鋳造方向の長さより長くして、下流側にＬmだけ突出させた構造としている。このようにすることで、浸漬ノズル２を介して注入された溶鋼３が、前記中子鋳型１ａと外鋳型１ｂで形成された環状空間１ｃを通過する際に冷却されて形成する中空鋳片４の内面凝固殻４ａを、従来の連続鋳造よりも長い時間鋳型内で凝固させ、鋳型１を抜けた後に内部溶鋼の顕熱による復熱を受けても、二次冷却迄の間に再溶解しないようにしている。

また、本発明では、内表面の復熱による温度上昇を抑制すべく行う連続鋳造された中空鋳片４の内表面側の二次冷却を、鋳型１の直下より鋳造中の中空鋳片４の内表面にガスを噴射することにより行う。

なお、図１中の５は中子鋳型１ａの鋳型直下に配置された配管６に多数設けられたガス冷却ノズル、７は鋳型１の下方に配置された中空鋳片４の支持ロール、８は支持ロール７の間から中空鋳片４の外表面を水冷するスプレーノズルである。

以上の本発明方法によれば、水スプレーを使用しなくても、連続鋳造した中空鋳片４の内表面の冷却を促進することが可能となり、ひいては操業上、鋳片品質上も安定した中空鋳片４の連続鋳造が可能となる。

以下、本発明の効果を、数値計算によるシミュレーションを行うことにより評価する。
数値計算によるシミュレーションは、外径が２５１mm、内径が１２５mmの中空鋳片を製造する場合について行った。

その際、外鋳型の鋳造方向長さは９００mm、中子鋳型の鋳造方向長さは外鋳型と同じ９００mmとした場合と、中子鋳型を外鋳型よりも鋳造方向の下流側に２６０mm突出させた１１６０mmとした場合について行った。

また、鋳型内の冷却水の流速は１０m／secと通常の連続鋳造の設定と変わらない条件とし、鋳型下部に設けたガス冷却ノズルの設置範囲は１７４０mmとした。

なお、鋳造は、外鋳型と中子鋳型で形成される環状空間に、環状型のダミーバー（図１には図示していない。）を装入し、通常の連続鋳造と同様のシールを行って開始する。また、環状型のダミーバーに設けられた中央の孔を通って中空鋳片の内面を冷却したガスは外部に排出される。

以下、中空鋳片の内面を冷却するガスとして空気を用いた例について説明する。
なお、図１に示していないが、空気は、中子鋳型の上部より中子鋳型を形成する銅板内を経て中子鋳型の下部へ通ずる管を介して中子鋳型の下部に配した配管へ供給する構造を採用したが、種々の供給構造が考えられるのでその構造については特に限定しない。

供給した空気の流速は１０〜３０m／secとした。この値は通常の連続鋳造機の二次冷却で使用されるエアーミスト（水）スプレーの空気流速の設定値の範囲内である。

また、中空鋳片が鋳型を出たあとの外表面の二次冷却は、外鋳型の下部から２６０mm長のモールドスプレーゾーン（Ｍ／Ｓゾ−ン）、１７４０mmの１ゾーン（１stゾーン）で行った。これらの二次冷却は、どちらもエアーミストスプレーとし、冷却水量はそれぞれ１００リットル／min、１５０リットル／minとし、空気の流速はノズル出口で１０m／secと設定した。このエアーミストの各値は、通常のビレットの連続鋳造で常用される値である。

連続鋳造する鋼は１３％Cr鋼で、その液相線温度は１５０５℃、固相線温度は１４９０℃である。鋳造速度は１m／minとし、鋳型上部より１００mm下の位置を溶鋼メニスカスとした。伝熱凝固解析は、円筒断面の非定常一次元伝熱計算で上記の液相線温度、固相線温度の他、対象鋼の物性値を入れて数値解析を行った。

ガス冷却ゾーンの空気による冷却による熱伝達係数は、「化学工学便覧」に記載された下式を用いた。

ｈ＝０．０１５６・Ｃｐ・Ｇ^0.8／Ｄ^0.2
ここで、ｈは熱伝達係数（Kcal／m²hr℃）、Ｃｐは比熱（Kcal／kg℃）、Ｇは空気の質量流量（kg／m²hr）、Ｄは内径（m）である。

エアーミスト冷却の熱伝達係数は、「鋼材の冷却：日本鉄鋼協会編、昭和５３年１１月１０日」の５８頁の表３．４−２、および２（３．４−５）式を参照した。

鋳型の熱伝達係数は、外鋳型、中子鋳型とも、メニスカスより１５０mmまでは１２００（kcal／m²hr℃）、それより下部は８００（kcal／m²hr℃）を与えた。

これらの種々の値及び式は、従来の連続鋳造における計算結果と表面温度の測定結果等の経験から決定した精度の高いものであり、また連続鋳造の凝固伝熱解析において一般的によく用いられるものである。

図２〜図４にシミュレーションした比較方法と発明方法により製造した中空鋳片の内外表面温度の計算結果を示す。なお、図２〜図４中には、参考として中空鋳片の肉厚の厚み中心温度を一点鎖線で示した。

図２に示した比較方法１は、中子鋳型を鋳造方向下流側に突出させず、かつガス冷却も実施しない場合である。この比較方法１の場合、鋳型から出た中空鋳片の内表面の温度は、冷却手段がないために大きく復熱し、固相線温度を超えている。このような鋳造を実際に行った場合は、内表面側の凝固殻は鋳型下部で一部再溶融して破断を生じ、最悪の場合はブレークアウトをおこすことになる。

図３に示した比較方法２は、中子鋳型を鋳造方向下流側に２６０mm突出させるが、ガス冷却は実施しない場合である。この比較方法２の場合、鋳型から出た中空鋳片の内表面の温度は、中子鋳型を鋳造方向下流側に突出させただけであるため復熱はまだ大きく、最高温度はほぼ固相線温度に達した。このような鋳造を実際に行った場合は、内表面側の凝固殻は脆弱で鋳型の摩擦により破断したり、バルジングを起こしたりする可能性が高い。

これに対して、図４に示した発明方法は、中子鋳型を鋳造方向下流側に２６０mm突出させ、かつガス冷却を実施した場合である。この発明方法のように中子鋳型の鋳造方向下流側への突出とガス冷却を同時に行うことにより、鋳型から出た後、中空鋳片の内表面の温度は固相線温度を下まわり、しっかりとした凝固殻が形成される。

この発明方法のシミュレーションでは、空気の速度を３０m／secと設定したが、図示しない１０〜２０m／secの条件では、最高温度は固相線温度より僅かに下まわる程度で、実用上は凝固殻の破断、バルジングが懸念される。従って、内表面の二次冷却に使用するガスの流速は少なくとも３０m／sec以上とすることが望ましい。但し、実用上流せる最大の速度は８０m／secまでであると考えられる。

以上より、中子鋳型の鋳造方向下流側への突出とガス冷却を組み合わせた本発明方法によれば、鋳型下部の内面冷却に水スプレーを用いなくても、中空鋳片の内表面の冷却を促進できることが可能となり、ひいては操業上、鋳片品質上も安定した中空鋳片の連続鋳造が可能であるといえる。

本発明は上記した例に限らないことは勿論であり、請求項に記載の技術的思想の範疇であれば、適宜実施の形態を変更しても良いことは言うまでもない。

例えば、以上の実施例は、鋼合金を連続鋳造した場合の例であるが、ステンレス鋼、Ni基合金等の連続鋳造の場合でも同様の冷却効果があると言える。

また、上記の実施例では、冷却に使用するガスを空気とした場合についてシミュレーションしたが、空気を使用する場合は酸化が懸念され、酸化熱で内面凝固殻が加熱されて冷えない可能性が考えられる。この場合、気体を全部不活性の窒素ガスないしはアルゴンガスとしたり、空気と窒素ガスやアルゴンガス等の不活性ガスの混合体にすることも考えられる。その際も、前述のガス冷却の気体を空気で考えた冷却条件を、それぞれのガス種に応じた物性で計算した冷却条件をとることで対応できることは言うまでもない。

１鋳型
１ａ中子鋳型
１ｂ外鋳型
１ｃ環状空間
２浸漬ノズル
３溶鋼
４中空鋳片
５ガス冷却ノズル
６配管
７支持ロール
８スプレーノズル

Claims

水冷構造を有する外鋳型と中子鋳型を同心に配置した鋳型を用いて横断面が環状の中空鋳片を連続鋳造する方法において、
前記外鋳型の鋳造方向長さよりも鋳造方向長さの長い前記中子鋳型を、前記外鋳型より鋳造方向の下流側に突出させた構造の鋳型を使用して中空鋳片を連続鋳造すると共に、この連続鋳造中の中空鋳片の内表面を、当該中子鋳型の直下よりガスで冷却することを特徴とする中空鋳片の連続鋳造方法。
前記中空鋳片の内面を冷却するガスが空気であることを特徴とする請求項１に記載の中空鋳片の連続鋳造方法。
前記中空鋳片の内面を冷却するガスが、空気と、窒素ガス或いはアルゴンガスの混合ガスであることを特徴とする請求項１に記載の中空鋳片の連続鋳造方法。