JP2020171932A - Continuous casting method - Google Patents
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Abstract
Description
本発明は、連続鋳造方法に関する。 The present invention relates to a continuous casting method.
連続鋳造では、タンディッシュに一旦貯留された溶鋼を、浸漬ノズルを介して鋳型内に上方から注入し、そこで外周面が冷却され凝固した鋳片を鋳型の下端から引き抜くことにより、連続的に鋳造が行われる。鋳片のうち外周面の凝固した部位は、凝固シェルと呼ばれる。 In continuous casting, molten steel once stored in a tundish is injected into the mold from above via a dipping nozzle, and the outer peripheral surface is cooled and solidified slabs are pulled out from the lower end of the mold for continuous casting. Is done. The solidified portion of the outer peripheral surface of the slab is called a solidified shell.
ところで、連続鋳造中に鋳片表面に何らかの疵が発生する場合がある。鋳片の表面に発生した疵は圧延工程後の製品に残存するため、製品の手入れまたは格落ちといった対処が必要となり、製品の歩留りが低下する。 By the way, some flaws may occur on the surface of the slab during continuous casting. Since the flaws generated on the surface of the slab remain in the product after the rolling process, it is necessary to take measures such as maintenance or downgrade of the product, and the yield of the product is lowered.
鋳片の表面に生じる疵のうち、特に鋳型内で発生する再溶融性の疵は、上述した歩留り低下に加え、ブレイクアウトの発生要因ともなるため、生産性の著しい低下要因となる。ここで、再溶融性の疵とは、鋳型内で形成された凝固シェルが鋳型内で再溶融し、この部分から溶鋼が漏れ出すことで形成される疵である。 Among the defects generated on the surface of the slab, the remeltable defects generated in the mold in particular cause a breakout in addition to the above-mentioned decrease in yield, which causes a significant decrease in productivity. Here, the remeltable flaw is a flaw formed by the solidified shell formed in the mold being remelted in the mold and the molten steel leaking from this portion.
鋳型内で発生する再溶融性の疵の防止策として、一般的には鋳造速度を低下させ鋳型内における凝固シェル厚を増加させる方法、または鋳造時の溶鋼の過熱度(液相線温度からの温度差)を低下させ、凝固シェルを再溶融させにくくする方法が考えられる。 As a measure to prevent remeltable flaws that occur in the mold, generally, a method of lowering the casting speed and increasing the solidification shell thickness in the mold, or the degree of superheat of the molten steel during casting (from the liquidus temperature) A method of reducing the temperature difference) to make it difficult to remelt the solidified shell can be considered.
しかし、鋳造速度の低下は鋳片の生産性の低下につながる。さらに、本発明者が鋳造速度と再溶融性の疵の発生状況との相関について検討したところ、鋳造速度を単に低下させただけでは、必ずしも再溶融性の疵の発生を抑制できないことが明らかとなった。さらに、溶鋼の過熱度を低下させすぎるとノズル閉塞やメニスカスでの皮張り等、別の操業トラブルや品質トラブルが発生する可能性があるため、操業上困難を伴う。したがって、上記の方法では再溶融性の疵の発生を十分に抑制することができなかった。 However, a decrease in casting speed leads to a decrease in slab productivity. Furthermore, when the present inventor examined the correlation between the casting speed and the occurrence of remeltable flaws, it was clarified that simply reducing the casting speed does not necessarily suppress the occurrence of remeltable flaws. became. Furthermore, if the degree of superheat of the molten steel is lowered too much, other operational troubles and quality troubles such as nozzle blockage and skinning with meniscus may occur, which is accompanied by operational difficulties. Therefore, the above method could not sufficiently suppress the occurrence of remeltable flaws.
一方、特許文献1、2には、鋳型をテーパ形状とする技術が開示されている。具体的には、特許文献1には、鋳型内に埋め込まれた熱電対で測定した熱流束に応じて鋳型短辺のテーパを増減させることで、鋳片割れやブレイクアウトを防止する技術が開示されている。特許文献2には、鋳型長辺のテーパと鋳型短辺のテーパとの比を適正化させることで鋳型内の縦割れを低減させる技術が開示されている。
On the other hand,
しかし、特許文献1の技術では再溶融性の疵の発生を十分に抑制することができなかった。さらに、特許文献1の技術では、鋳型短辺のテーパを決定するために、熱流束を常に精度良くオンライン計測することが求められる。したがって、設備の保全コストが増大するという別の問題が生じる。特許文献2の技術では、鋳型長辺のテーパと鋳型短辺のテーパとの比を適正化させる。しかし、詳細は後述するが、本発明者が再溶融性の疵について種々の検討を行ったところ、鋳型内の凝固シェルの収縮量は鋳造速度に依存することがわかった。さらに、鋳型と凝固シェルとのエアギャップが再溶融性の疵の発生に大きく影響していることがわかった。当該エアギャップは凝固シェルの収縮量によって変動することを考慮すると、鋳造速度によってテーパ量を規定する必要があることになる。しかし、特許文献2には鋳造速度に応じたテーパ量が規定されていない。したがって、特許文献2の技術では再溶融性の疵の発生を十分に抑制することができなかった。
However, the technique of
本発明は、上記問題に鑑みてなされたものであり、本発明の目的とするところは、再溶融性の疵の発生を抑制することが可能な、新規かつ改良された連続鋳造方法を提供することにある。 The present invention has been made in view of the above problems, and an object of the present invention is to provide a new and improved continuous casting method capable of suppressing the occurrence of remeltable flaws. There is.
上記課題を解決するために、本発明のある観点によれば、溶鋼を連続鋳造する連続鋳造方法であって、以下の数式(2)が満たされるように、鋳型短辺のテーパ量及び鋳造速度を決定することを特徴とする、連続鋳造方法が提供される。
GV≦0.05 ・・・(2)
数式(2)において、G(mm)は以下の数式(1)により算出される鋳型短辺と凝固シェルとのエアギャップであり、V(ton/min)は溶鋼スループットであり、
数式(1)において、Vcは鋳造速度(m/min)であり、Tpは鋳型短辺のテーパ量(%/m)であり、
溶鋼スループットは、鋳片の幅(m)×鋳片の厚み(m)×鋳造速度(m/min)×溶鋼密度(ton/m3)で算出される。
In order to solve the above problems, according to a certain viewpoint of the present invention, it is a continuous casting method for continuously casting molten steel, and the taper amount and casting speed of the short side of the mold are satisfied so that the following mathematical formula (2) is satisfied. A continuous casting method is provided, which comprises determining.
GV ≤ 0.05 (2)
In the formula (2), G (mm) is the air gap between the short side of the mold and the solidified shell calculated by the following formula (1), and V (ton / min) is the molten steel throughput.
In the formula (1), Vc is the casting speed (m / min), and Tp is the taper amount (% / m) of the short side of the mold.
The molten steel throughput is calculated by the width of the slab (m) x the thickness of the slab (m) x the casting speed (m / min) x the molten steel density (ton / m 3 ).
ここで、溶鋼は、C:0.06〜0.15質量%を含んでいてもよい。 Here, the molten steel may contain C: 0.06 to 0.15% by mass.
以上説明したように本発明によれば、再溶融性の疵の発生を抑制することが可能となる。 As described above, according to the present invention, it is possible to suppress the occurrence of remeltable flaws.
以下に添付図面を参照しながら、本発明の好適な実施の形態について詳細に説明する。なお、本明細書及び図面において、実質的に同一の機能構成を有する構成要素については、同一の符号を付することにより重複説明を省略する。 Preferred embodiments of the present invention will be described in detail below with reference to the accompanying drawings. In the present specification and the drawings, components having substantially the same functional configuration are designated by the same reference numerals, so that duplicate description will be omitted.
なお、本明細書に示す各図面では、説明のため、一部の構成部材の大きさを誇張して表現している場合がある。各図面において図示される各部材の相対的な大きさは、必ずしも実際の部材間における大小関係を正確に表現するものではない。 In each drawing shown in the present specification, the sizes of some constituent members may be exaggerated for the sake of explanation. The relative size of each member shown in each drawing does not necessarily accurately represent the magnitude relationship between the actual members.
(1.連続鋳造機の構成)
まず、図1及び図2を参照して、本発明の好適な一実施形態に係る連続鋳造機の構成例について説明する。図1は、本実施形態に係る連続鋳造機の一構成例を概略的に示す側断面図である。図2は、鋳型短辺のテーパ形状について説明するための側断面図である。
(1. Configuration of continuous casting machine)
First, a configuration example of a continuous casting machine according to a preferred embodiment of the present invention will be described with reference to FIGS. 1 and 2. FIG. 1 is a side sectional view schematically showing a configuration example of a continuous casting machine according to the present embodiment. FIG. 2 is a side sectional view for explaining the tapered shape of the short side of the mold.
図1に示すように、本実施形態に係る連続鋳造機1は、連続鋳造用の鋳型110を用いて溶鋼2を連続鋳造し、スラブ等の鋳片3を製造するための装置である。連続鋳造機1は、鋳型110と、取鍋4と、タンディッシュ5と、浸漬ノズル6と、二次冷却装置7と、鋳片切断機8と、を備える。
As shown in FIG. 1, the
取鍋4は、溶鋼2を外部からタンディッシュ5まで搬送するための可動式の容器である。取鍋4は、タンディッシュ5の上方に配置され、取鍋4内の溶鋼2がタンディッシュ5に供給される。タンディッシュ5は、鋳型110の上方に配置され、溶鋼2を貯留して、当該溶鋼2中の介在物を除去する。浸漬ノズル6は、タンディッシュ5の下端から鋳型110に向けて下方に延び、その先端は鋳型110内の溶鋼2に浸漬されている。当該浸漬ノズル6は、タンディッシュ5にて介在物が除去された溶鋼2を鋳型110内に連続供給する。
The
鋳型110は、鋳片3の幅及び厚さに応じた四角筒状であり、例えば、一対の鋳型長辺111で一対の鋳型短辺112を両側から挟むように組み立てられる。鋳型長辺111及び鋳型短辺112は、例えば冷却水が流動する水路が設けられた水冷銅板である。鋳型110は、かかる鋳型長辺111及び鋳型短辺112と接触する溶鋼2を冷却して、鋳片3を製造する。鋳片3が鋳型110下方に向かって移動するにつれて、内部の未凝固部3bの凝固が進行し、外殻の凝固シェル3aの厚さは、徐々に厚くなる。かかる凝固シェル3aと未凝固部3bを含む鋳片3は、鋳型110の下端から引き抜かれる。
The
なお、本実施形態では、上下方向(すなわち、鋳型110から鋳片3が引き抜かれる方向)を、Z軸方向とも呼称する。また、Z軸方向と垂直な平面(水平面)内における互いに直交する2方向を、それぞれ、X軸方向及びY軸方向とも呼称する。また、X軸方向を、水平面内において鋳型長辺111と平行な方向として定義し、Y軸方向を、水平面内において鋳型短辺112と平行な方向として定義する。また、以下の説明では、各部材の大きさを表現する際に、当該部材のZ軸方向の長さのことを高さ(長さ)ともいい、当該部材のX軸方向の長さを幅ともいい、当該部材のY軸方向の長さを厚みともいうことがある。
In the present embodiment, the vertical direction (that is, the direction in which the
ここで、詳細は後述するが、鋳型短辺112はテーパ形状となっており、鋳型短辺112の表面(鋳片3に対向する面)間の距離(すなわち、鋳型110の幅)Wが鋳型110の下方向に向かうほど狭くなっている。すなわち、鋳造方向に沿って鋳片3の幅が狭くなるように鋳型短辺112にテーパ形状が付与される。本実施形態では、鋳型短辺112をテーパ形状とし、さらに後述する数式(2)が満たされるように連続鋳造を行うことで、再溶融性の疵の発生を抑制している。
Here, although details will be described later, the mold
二次冷却装置7は、鋳型110の下方の二次冷却帯9に設けられ、鋳型110下端から引き抜かれた鋳片3を支持及び搬送しながら冷却する。この二次冷却装置7は、鋳片3の厚さ方向両側に配置される複数対の支持ロール(例えば、サポートロール11、ピンチロール12及びセグメントロール13)と、鋳片3に対して冷却水を噴射する複数のスプレーノズル(図示せず)とを有する。
The
二次冷却装置7に設けられる支持ロールは、鋳片3の厚さ方向両側に対となって配置され、鋳片3を支持しながら搬送する支持搬送手段として機能する。当該支持ロールにより鋳片3を厚さ方向両側から支持することで、二次冷却帯9において凝固途中の鋳片3のブレイクアウトやバルジングを防止できる。
The support rolls provided in the
支持ロールであるサポートロール11、ピンチロール12及びセグメントロール13は、二次冷却帯9における鋳片3の搬送経路(パスライン)を形成する。このパスラインは、図1に示すように、鋳型110の直下では垂直であり、次いで曲線状に湾曲して、最終的には水平になる。二次冷却帯9において、当該パスラインが垂直である部分を垂直部9A、湾曲している部分を湾曲部9B、水平である部分を水平部9Cと称する。このようなパスラインを有する連続鋳造機1は、垂直曲げ型の連続鋳造機1と呼称される。なお、本発明は、図1に示すような垂直曲げ型の連続鋳造機1に限定されず、湾曲型又は垂直型など他の各種の連続鋳造機にも適用可能である。
The
サポートロール11は、鋳型110の直下の垂直部9Aに設けられる無駆動式ロールであり、鋳型110から引き抜かれた直後の鋳片3を支持する。鋳型110から引き抜かれた直後の鋳片3は、凝固シェル3aが薄い状態であるため、ブレイクアウトやバルジングを防止するために比較的短い間隔(ロールピッチ)で支持する必要がある。そのため、サポートロール11としては、ロールピッチを短縮することが可能な小径のロールが用いられることが望ましい。図1に示す例では、垂直部9Aにおける鋳片3の両側に、小径のロールからなる3対のサポートロール11が、比較的狭いロールピッチで設けられている。
The
ピンチロール12は、モータ等の駆動手段により回転する駆動式ロールであり、鋳片3を鋳型110から引き抜く機能を有する。ピンチロール12は、垂直部9A、湾曲部9B及び水平部9Cにおいて適切な位置にそれぞれ配置される。鋳片3は、ピンチロール12から伝達される力によって鋳型110から引き抜かれ、上記パスラインに沿って搬送される。なお、ピンチロール12の配置は図1に示す例に限定されず、その配置位置は任意に設定されてよい。
The
セグメントロール13(ガイドロールともいう)は、湾曲部9B及び水平部9Cに設けられる無駆動式ロールであり、上記パスラインに沿って鋳片3を支持及び案内する。セグメントロール13は、パスライン上の位置によって、及び、鋳片3のF面(Fixed面、図1では左下側の面)とL面(Loose面、図1では右上側の面)のいずれに設けられるかによって、それぞれ異なるロール径やロールピッチで配置されてよい。
The segment roll 13 (also referred to as a guide roll) is a non-driving roll provided on the
鋳片切断機8は、上記パスラインの水平部9Cの終端に配置され、当該パスラインに沿って搬送された鋳片3を所定の長さに切断する。切断された厚板状の鋳片14は、テーブルロール15により次工程の設備に搬送される。
The
以上、図1を参照して、本実施形態に係る連続鋳造機1の全体構成について説明した。なお、本実施形態では、鋳型短辺112がテーパ形状を有し、かつ後述する数式(2)が満たされるように連続鋳造が行われればよく、この限りにおいて連続鋳造機1の構成は任意に変更が可能である。例えば、鋳型110内に電磁攪拌装置及び電磁ブレーキ装置のすくなくとも一方を設けてもよい。
As described above, the overall configuration of the
(2.本発明者による検討)
本発明者は、上述した連続鋳造機1を用いた連続鋳造において、再溶融性の疵の発生を抑制するために必要な要件について種々の検討を行った。以下、図2〜図4に基づいて、その検討内容について説明する。なお、図3は鋳型短辺112と凝固シェル3aとのエアギャップを算出するために使用する熱応力解析モデルの概略を示す説明図である。図4はエアギャップ及び溶鋼スループットと再溶融性の疵の発生の有無との相関を示すグラフである。
(2. Examination by the present inventor)
The present inventor has conducted various studies on the requirements necessary for suppressing the occurrence of remeltable flaws in continuous casting using the above-mentioned
再溶融性の疵は、鋳型110内において凝固シェル3aからの抜熱量と凝固シェル3aへの入熱量の差(入熱量−抜熱量)が凝固シェル3aの融解熱を上回ると発生する。また、再溶融性の疵は浸漬ノズル6からの吐出流の影響が大きい鋳型短辺112側で生じやすい。そこで、本発明者は、鋳型短辺112の周囲における凝固シェル3aの挙動について検討した。
The remeltable flaw occurs when the difference between the amount of heat removed from the
凝固シェル3aへの入熱量は溶鋼スループットに支配され、抜熱量は鋳型短辺112と凝固シェル3aとのエアギャップに支配される。したがって、溶鋼スループットに対してエアギャップを適切に制御することで再溶融性の疵を防止することができることになる。そこで、本発明者は、エアギャップについてさらに詳細に検討することとした。
The amount of heat input to the solidified
鋳型短辺112と凝固シェル3aとのエアギャップは、鋳型短辺112の表面と凝固シェル3aの表面との距離である。当該エアギャップを直接測定することは困難である。そこで、本発明者は、熱応力を考慮した有限要素法によりエアギャップを求めることとした。ここで、熱応力解析モデルは、鋳片3および鋳型110を含み、1/4対称の二次元平面ひずみ要素とした。図3に熱応力解析モデルの概略を示す。熱応力解析モデルは鋳片3の幅方向と厚み方向を含む二次元モデルである。つまり、熱応力解析モデルは、概略的には、鋳型110及び鋳型110内で鋳造される鋳片3の平断面の形状を示す。熱応力解析モデルは1/4対称であるため、図3では、熱応力解析モデルの1/4だけを示した。図3の断面Aは鋳型110の幅方向(X軸方向)の中心を通り、かつ鋳型長辺111に垂直な断面であり、断面Bは、鋳型110の厚み方向(Y軸方向)の中心を通り、かつ鋳型短辺112に垂直な断面である。方向記号Pは鋳造方向を示す。すなわち、図3の紙面手前側から奥側に向かう方向が鋳造方向となる。図3中の凝固シェル3aには、溶鋼(未凝固部3b)を含むメッシュも含まれる。熱応力解析モデルでは、主に熱応力による凝固シェル3aの熱収縮を測定する。すなわち、凝固シェル3aは、溶鋼(より具体的には浸漬ノズル6から吐出された溶鋼)からの入熱及び鋳型110への抜熱によって熱応力が生じ、この熱応力によって熱収縮する。この熱収縮に鋳型短辺112のテーパが追いついていればエアギャップが生じないことになり、追いついていない場合にはエアギャップが生じることになる。熱応力解析モデルにおいて考慮する具体的なパラメータは、非特許文献:連続鋳造における力学的挙動、鉄鋼基礎共同研究会連続鋳造における力学的挙動部会編、(1985)を参照して決定した。
The air gap between the short side of the
そして、鋳片3のいずれかの断面(以下、「特定断面」とも称する)に着目し、上述した熱応力解析モデルを用いて、特定断面内における鋳片3の形状(特に凝固シェル3aの形状)及び当該断面と同一平面内に存在する鋳型110の形状(特に鋳型短辺112に形成されたテーパ形状)を時間進展に従い逐次計算した。例えば、時刻t=0では、特定断面は鋳型110の上端面に存在するものとし、その後、特定断面内における鋳片3及び鋳型110の形状を時間進展に伴い逐次計算した。時間進展に伴い、特定断面は鋳型110の下方に移動することになる。図3は、時刻t=n、n+1(s)のそれぞれの時点における特定断面内の鋳片3及び鋳型110の形状を示す。なお、上述したように、鋳型短辺112には、鋳造方向に沿って鋳片3の幅が狭くなるようにテーパ形状が付与される。本熱応力解析モデル上では、時間進展ごとに鋳型短辺112を鋳片幅中央に向かってある速度で移動させることで鋳型短辺112にテーパ形状を付与することとした。したがって、鋳型短辺112のテーパ量が大きいほど、時間進展による鋳型短辺112の移動速度が大きくなる。鋳型短辺112のテーパ量は、鋳型110の上端幅W1を鋳型110の下端幅W2で除し、さらに鋳型110の高さ(長さ)Hで除した値である。なお、鋳型短辺112のテーパ量の算出に必要な各パラメータは図2に示した。
Then, paying attention to any cross section of the slab 3 (hereinafter, also referred to as “specific cross section”), the shape of the slab 3 (particularly the shape of the solidified
そして、鋳片3の短辺厚み方向中央部Qでのエアギャップを算出した。なお、本熱応力解析モデルによれば、特定断面が鋳造方向上の何れの位置に存在する場合であっても(言い換えれば任意の時刻で)、厚み方向中央部Qでのエアギャップを算出することができる。しかし、実際の鋳片3において、凝固シェル3aが最も再溶融しやすいのは、浸漬ノズル6からの吐出流が鋳型短辺112上の凝固シェル3aに衝突する位置(すなわち、吐出流の衝突位置)であると考えられる。すなわち、吐出流の衝突位置におけるエアギャップが重要であると言える。吐出流の衝突位置は、鋳片短辺側のホワイトバンド位置を測定することで推定できる。つまり、熱応力解析モデルと同条件で実際に連続鋳造を行い、得られた鋳片(スラブ)の断面からホワイトバンド位置を特定する。そして、ホワイトバンド位置に基づいて、吐出流の衝突位置を推定することができる。
Then, the air gap at the central portion Q in the short side thickness direction of the
なお、ホワイトバンドは、以下の過程で鋳片内に形成されると考えられている。すなわち、凝固シェル3aに衝突した吐出流によって凝固シェル3a前面(未凝固部3b側の面)のデンドライト樹枝間に存在する偏析成分濃化溶鋼が洗い流される。この結果、デンドライト樹枝間の溶鋼が負偏析となる。その後、当該溶鋼が凝固することで、ホワイトバンドが形成される。つまり、凝固シェル3aに吐出流が衝突した部分でホワイトバンドが形成されると言える。したがって、ホワイトバンド位置に基づいて吐出流の衝突位置を推定することができる。なお、鋳片の断面において、ホワイトバンドは、相対的に白色を有する帯状の模様として観測される。
The white band is considered to be formed in the slab by the following process. That is, the discharge flow that collides with the solidified
そこで、本発明者は、上述した方法でホワイトバンド位置を測定し、ホワイトバンド位置に基づいて吐出流の衝突位置を推定した。そして、特定断面上の短辺厚み方向中央部Qが吐出流の衝突位置に到達した際に、短辺厚み方向中央部Qでのエアギャップを算出した。なお、特定断面上の短辺厚み方向中央部Qが吐出流の衝突位置に到達した際、短辺厚み方向中央部Qに存在する凝固シェル3aに吐出流が衝突することになる。そして、鋳型短辺112のテーパ量および鋳造速度を変化させ、各々の条件下で短辺厚み方向中央部Qでのエアギャップ(吐出流の衝突位置におけるエアギャップ)を算出した。
Therefore, the present inventor measured the white band position by the method described above, and estimated the collision position of the discharge flow based on the white band position. Then, when the central portion Q in the short side thickness direction on the specific cross section reached the collision position of the discharge flow, the air gap at the central portion Q in the short side thickness direction was calculated. When the central portion Q in the short side thickness direction on the specific cross section reaches the collision position of the discharge flow, the discharge flow collides with the solidified
本発明者は、算出されたエアギャップを詳細に検討したところ、エアギャップは鋳造速度及び鋳型短辺112のテーパ量の関数として以下の数式(1)で示されることを見出した。
The present inventor examined the calculated air gap in detail, and found that the air gap is represented by the following mathematical formula (1) as a function of the casting speed and the taper amount of the
数式(1)において、Gはエアギャップ(mm)であり、Vcは鋳造速度(m/min)であり、Tpは鋳型短辺112のテーパ量(%/m)である。
In formula (1), G is the air gap (mm), Vc is the casting speed (m / min), and Tp is the taper amount (% / m) of the
そして、本発明者は、熱応力解析モデルと同条件で実際に連続鋳造を行い、得られた鋳片(スラブ)の表面を観察することで再溶融性の疵の有無を判定した。なお、判定の手法は実施例と同様とした。そして、本発明者は、エアギャップ及び溶鋼スループットと再溶融性の疵の発生の有無とを関連付けて記録し、その結果を図4に示す平面上にプロットした。図4の横軸はエアギャップ(mm)であり、縦軸は溶鋼スループット(ton/min)である。溶鋼スループットは、鋳型を1分あたりに通過する溶鋼の量、すなわち溶鋼通過量であり、鋳片の幅(m)×鋳片の厚み(m)×鋳造速度(m/min)×溶鋼密度(ton/m3)(数式(3))で算出される。ここで、数式(3)における鋳片の幅(m)は、図2に示すように、鋳型110の下端幅W2(m)に相当する。鋳片の厚み(m)は鋳型長辺111表面(鋳片3に対向する面)間の距離(すなわち、鋳型110の厚み)T(m)に相当する。図3に鋳型110の厚みTの半分の値0.5Tを示す。溶鋼密度は溶鋼の鋼種によって多少変動する場合があるが、概ね7.0ton/m3である。本実施形態及び後述する実施例では、溶鋼密度を7.0ton/m3とした。図4の点P1「×」は再溶融性の疵があったことを示し、点P2「○」は再溶融性の疵が無かったことを示す。
Then, the present inventor actually performed continuous casting under the same conditions as the thermal stress analysis model, and determined the presence or absence of remeltability defects by observing the surface of the obtained slab. The method of determination was the same as in the examples. Then, the present inventor recorded the air gap and molten steel throughput in association with the presence or absence of remeltability flaws, and plotted the results on the plane shown in FIG. The horizontal axis of FIG. 4 is the air gap (mm), and the vertical axis is the molten steel throughput (ton / min). The molten steel throughput is the amount of molten steel passing through the mold per minute, that is, the amount of molten steel passing through, and is the width of the slab (m) x the thickness of the slab (m) x the casting speed (m / min) x the molten steel density ( It is calculated by ton / m 3 ) (mathematical formula (3)). Here, the width (m) of the slab in the mathematical formula (3) corresponds to the lower end width W2 (m) of the
本発明者は、図4で示される結果を整理したところ、以下の数式(2)が満たされる場合に、再溶融性の疵が発生しないことを見出した。
GV≦0.05 ・・・(2)
数式(2)において、G(mm)は上述したエアギャップであり、V(ton/min)は上述した溶鋼スループットである。図4中のグラフLはGV=0.05を示す。エアギャップ及び溶鋼スループットの値がグラフLよりも上側の領域C内に存在する場合には、再溶融性の疵が発生し、エアギャップ及び溶鋼スループットの値がグラフL上またはグラフLよりも下方の領域Dに存在する場合には、再溶融性の疵は発生しない。したがって、数式(2)が満たされるように溶鋼スループット及びエアギャップを制御すれば(言い換えれば、溶鋼スループットに対してエアギャップを適切に制御すれば)、再溶融性の疵の発生を抑制することができる。ここで、数式(2)における各パラメータのうち、実質的に調整可能なパラメータは、例えば鋳型短辺112のテーパ量及び鋳造速度である。したがって、連続鋳造においては、数式(2)が満たされるように鋳型短辺112のテーパ量及び鋳造速度を調整すればよい。
After organizing the results shown in FIG. 4, the present inventor has found that remeltability flaws do not occur when the following mathematical formula (2) is satisfied.
GV ≤ 0.05 (2)
In formula (2), G (mm) is the air gap described above, and V (ton / min) is the molten steel throughput described above. Graph L in FIG. 4 shows GV = 0.05. If the air gap and molten steel throughput values are in region C above graph L, remeltability flaws occur and the air gap and molten steel throughput values are on graph L or below graph L. When present in the region D of, the remeltable flaw does not occur. Therefore, if the molten steel throughput and the air gap are controlled so that the equation (2) is satisfied (in other words, if the air gap is appropriately controlled with respect to the molten steel throughput), the occurrence of remeltability flaws can be suppressed. Can be done. Here, among the parameters in the mathematical formula (2), the substantially adjustable parameters are, for example, the taper amount of the
数式(1)〜(3)、及び図4から明らかな通り、単に鋳造速度を低下させただけでは再溶融性の疵の発生を必ずしも抑制することができない。具体的には、数式(1)、(3)によれば、鋳造速度を低下させた場合、溶鋼スループットは減少するものの、エアギャップは増加する。したがって、これらを乗じた値(=GV)が0.05以下になるとは必ずしも言い切れない。すなわち、単に鋳造速度を低下させただけでは再溶融性の疵の発生を必ずしも抑制することができない。 As is clear from the formulas (1) to (3) and FIG. 4, it is not always possible to suppress the occurrence of remeltable flaws simply by reducing the casting speed. Specifically, according to the equations (1) and (3), when the casting speed is lowered, the molten steel throughput is reduced, but the air gap is increased. Therefore, it cannot always be said that the value obtained by multiplying these (= GV) is 0.05 or less. That is, it is not always possible to suppress the occurrence of remeltable flaws simply by reducing the casting speed.
このように、本発明者は、鋳型と凝固シェルとのエアギャップが再溶融性の疵の発生に大きく影響していることを見出した。本実施形態では、数式(2)が満たされるように鋳造条件ごとにエアギャップを最適値に設定するという考えを基にし、鋳造速度に応じた鋳型短辺112のテーパ量を提示し、再溶融を防止する。
As described above, the present inventor has found that the air gap between the mold and the solidified shell has a great influence on the generation of remeltable flaws. In the present embodiment, based on the idea of setting the air gap to the optimum value for each casting condition so that the mathematical formula (2) is satisfied, the taper amount of the mold
(3.連続鋳造方法)
つぎに、本実施形態における連続鋳造方法について説明する。本連続鋳造方法では、連続鋳造機1を用いて連続鋳造を行う。さらに、数式(2)が満たされるように、鋳型短辺112のテーパ量及び鋳造速度を決定し、決定されたテーパ量及び鋳造速度で連続鋳造を行う。なお、テーパ量を調整する方法としては、例えば鋳型短辺112に油圧シリンダを設けておき、この油圧シリンダを用いてテーパ量を調整する方法等が挙げられる。これ以外については従来の連続鋳造方法と同様の方法により連続鋳造を行えばよい。なお、連続鋳造の対象となる溶鋼の種類は特に問われないが、例えばC:0.06〜0.15質量%を含んでいていてもよい。ここでの質量%は溶鋼の総質量に対する質量%である。溶鋼がC:0.06〜0.15質量%を含んでいる場合、再溶融性の疵が特に発生しやすいため、本実施形態を好適に適用することができる。本実施形態によれば、数式(2)が満たされるように鋳型短辺112のテーパ量及び鋳造速度を調整するので、再溶融性の疵の発生を抑制することができる。これにより、ブレイクアウトの発生を抑制し、表面品質の良好な鋳片を作製することができる。
(3. Continuous casting method)
Next, the continuous casting method in the present embodiment will be described. In this continuous casting method, continuous casting is performed using the
つぎに、本実施形態の実施例を説明する。本実施例では、本実施形態により再溶融性の疵の発生を抑制できるか否かについて確認する実機試験を行った。鋳型は銅製水冷式で長さが800mmであり、矩形の平断面を有する。鋳片厚みを250mm、鋳片幅を950〜1600mmとし、鋳造速度を0.7〜1.4m/minとした。すなわち、鋳片幅及び鋳造速度は発明例及び比較例ごとに異なる値とした。連続鋳造機の形式は垂直曲げ式とした。また、Cが0.07質量%、Siが0.06質量%、Mnが2.4質量%、Pが0.012質量%、Sが0.005質量%、残部が鉄及び不可避的不純物となる組成の溶鋼を用い、二次冷却の比水量は1.0〜2.0L/kg−steelとした。すなわち、すべての発明例、比較例において比水量が上記範囲内の値となるように調整した。鋳造後の鋳片を冷間で目視観察し、鋳片の再溶融性の疵の有無を調査した。ここで、外見がかさぶた状であり、平面視のサイズが10mm×10mm以上、厚さが1mm以上となる疵を再溶融性の疵とした。再溶融性の疵が無ければ合格とした。 Next, an embodiment of the present embodiment will be described. In this example, an actual machine test was conducted to confirm whether or not the occurrence of remeltable flaws could be suppressed by this embodiment. The mold is a copper water-cooled type, 800 mm in length, and has a rectangular flat cross section. The slab thickness was 250 mm, the slab width was 950 to 1600 mm, and the casting speed was 0.7 to 1.4 m / min. That is, the slab width and the casting speed were set to different values for each of the invention examples and the comparative examples. The type of continuous casting machine was a vertical bending type. Further, C is 0.07% by mass, Si is 0.06% by mass, Mn is 2.4% by mass, P is 0.012% by mass, S is 0.005% by mass, and the balance is iron and unavoidable impurities. The specific water content of the secondary cooling was 1.0 to 2.0 L / kg-steel using molten iron having the above composition. That is, in all the invention examples and comparative examples, the specific water amount was adjusted to be within the above range. The slab after casting was visually observed cold and the presence or absence of remeltability flaws in the slab was investigated. Here, a defect having a scab-like appearance, a plan-view size of 10 mm × 10 mm or more, and a thickness of 1 mm or more was defined as a remeltable defect. If there were no remeltable defects, it was passed.
発明例1では、鋳片の幅を1000mm、鋳造速度を0.9m/minとし、鋳型短辺のテーパ量(短辺テーパ)を1.38%/mに設定した。この時溶鋼スループットは1.58ton/min、エアギャップは0.024mmとなり、数式(2)を満たす。再溶融性の疵は発生しなかった。 In Invention Example 1, the width of the slab was 1000 mm, the casting speed was 0.9 m / min, and the taper amount of the short side of the mold (short side taper) was set to 1.38% / m. At this time, the molten steel throughput is 1.58 ton / min and the air gap is 0.024 mm, which satisfies the equation (2). No remeltable flaws occurred.
発明例2では、鋳片幅を発明例1と同様とし、鋳造速度を1.0m/minまで上昇させた。この時、溶鋼スループットは1.75ton/min、エアギャップは0.013mmとなり、数式(2)を満たす。再溶融性の疵は発生しなかった。 In Invention Example 2, the width of the slab was the same as that of Invention Example 1, and the casting speed was increased to 1.0 m / min. At this time, the molten steel throughput is 1.75 ton / min and the air gap is 0.013 mm, which satisfies the equation (2). No remeltable flaws occurred.
発明例3では、発明例2に対して鋳片幅を1500mmと拡大させた。この時、溶鋼スループットは2.63ton/min、エアギャップは0.013mmとなり、数式(2)を満たす。再溶融性の疵は発生しなかった。 In Invention Example 3, the width of the slab was increased to 1500 mm as compared with Invention Example 2. At this time, the molten steel throughput is 2.63 ton / min and the air gap is 0.013 mm, which satisfies the equation (2). No remeltable flaws occurred.
発明例4では、発明例3に対し鋳造速度を0.8m/minまで低下させた。したがって、エアギャップが大きくなり再溶融性の疵が発生しやすくなる方向である。しかし、発明例4では、鋳型短辺のテーパ量を1.8%/mまで大きくした。このため、溶鋼スループットは2.1ton/min、エアギャップは0.018mmとなり、数式(2)を満たす。再溶融性の疵は発生しなかった。 In Invention Example 4, the casting speed was reduced to 0.8 m / min as compared with Invention Example 3. Therefore, the air gap becomes large and remeltable flaws are likely to occur. However, in Invention Example 4, the taper amount of the short side of the mold was increased to 1.8% / m. Therefore, the molten steel throughput is 2.1 ton / min and the air gap is 0.018 mm, which satisfies the equation (2). No remeltable flaws occurred.
発明例5では、発明例4に対し鋳片幅が小さくなり、さらに鋳造速度も0.7m/minまで低下させた。したがって、エアギャップがさらに大きくなり、再溶融性の疵がより発生しやすい条件である。しかし、発明例5では、鋳型短辺のテーパ量を発明例4に対してさらに2.0%/mまで大きくした。さらに、鋳片幅が小さいので溶鋼スループットも小さくなる。この結果、溶鋼スループットは1.16ton/min、エアギャップは0.031mmとなり、数式(2)を満たす。再溶融性の疵は発生しなかった。 In Invention Example 5, the width of the slab was smaller than that of Invention Example 4, and the casting speed was also reduced to 0.7 m / min. Therefore, the air gap becomes larger and remeltable flaws are more likely to occur. However, in Invention Example 5, the taper amount of the short side of the mold was further increased to 2.0% / m as compared with Invention Example 4. Furthermore, since the slab width is small, the molten steel throughput is also small. As a result, the molten steel throughput is 1.16 ton / min and the air gap is 0.031 mm, which satisfies the equation (2). No remeltable flaws occurred.
発明例6では、鋳片幅を950mmとし、鋳造速度を本実機試験において最も大きい1.4m/minとした。発明例6では、溶鋼スループットが2.33ton/minであった。一方、エアギャップは0.010mmと鋳造速度の上昇に伴い小さくなっており、数式(2)を満たす。再溶融性の疵は発生しなかった。 In Invention Example 6, the width of the slab was 950 mm, and the casting speed was 1.4 m / min, which was the largest in the actual machine test. In Invention Example 6, the molten steel throughput was 2.33 ton / min. On the other hand, the air gap is 0.010 mm, which becomes smaller as the casting speed increases, and satisfies the formula (2). No remeltable flaws occurred.
発明例7では、鋳造幅を1600mmと大きくし、鋳造速度を1.0m/minとした。発明例7では、溶鋼スループットが2.8ton/minと本実機試験の中で最も大きくなる。一方、エアギャップは0.013mmとなるので、数式(2)を満たしており、再溶融性の疵は発生しなかった。 In Invention Example 7, the casting width was increased to 1600 mm and the casting speed was 1.0 m / min. In Invention Example 7, the molten steel throughput is 2.8 ton / min, which is the largest in the actual machine test. On the other hand, since the air gap was 0.013 mm, the equation (2) was satisfied, and no remeltable flaw occurred.
比較例1では、鋳片幅を1000mm、鋳造速度を0.9m/minとし、鋳型短辺のテーパ量を1.2%/mとした。比較例1では、エアギャップが大きいため、数式(2)を満たさず、再溶融性の疵が発生した。 In Comparative Example 1, the slab width was 1000 mm, the casting speed was 0.9 m / min, and the taper amount of the short side of the mold was 1.2% / m. In Comparative Example 1, since the air gap was large, the mathematical formula (2) was not satisfied, and a remeltable flaw occurred.
比較例2では、比較例1に対し鋳造速度を0.85m/minとさらに小さくした。比較例2では、エアギャップがさらに拡大するため、数式(2)を満たさず、再溶融性の疵が発生した。 In Comparative Example 2, the casting speed was further reduced to 0.85 m / min as compared with Comparative Example 1. In Comparative Example 2, since the air gap was further expanded, the formula (2) was not satisfied, and a remeltable flaw occurred.
比較例3では、鋳造速度を1.2m/minとした。したがって、エアギャップが小さくなると考えられるが、鋳型短辺のテーパ量を0.8%/mと小さく設定している。結果として、比較例3では、エアギャップが0.031mmとなり、発明例5と同等になる。一方で、溶鋼スループットが2.1ton/minと大きいため、数式(2)を満たさず、再溶融性の疵が発生した。 In Comparative Example 3, the casting speed was set to 1.2 m / min. Therefore, it is considered that the air gap becomes small, but the taper amount of the short side of the mold is set as small as 0.8% / m. As a result, in Comparative Example 3, the air gap is 0.031 mm, which is equivalent to that of Invention Example 5. On the other hand, since the molten steel throughput was as large as 2.1 ton / min, the equation (2) was not satisfied and remeltability flaws occurred.
比較例4では、発明例4に対し鋳型短辺のテーパ量を1.38%/mと小さく設定した。比較例4では、エアギャップが0.070mmと大きくなり、数式(2)を満たさず、再溶融性の疵が発生した。 In Comparative Example 4, the taper amount of the short side of the mold was set as small as 1.38% / m as compared with Invention Example 4. In Comparative Example 4, the air gap was as large as 0.070 mm, the equation (2) was not satisfied, and a remeltable flaw occurred.
結果を表1にまとめて示す。表1から明らかな通り、本実施形態の要件を満たす発明例1〜7では再溶融性の疵が発生しなかったが、本実施形態の要件を満たさない比較例1〜4では、再溶融性の疵が発生した。 The results are summarized in Table 1. As is clear from Table 1, remeltability flaws did not occur in Invention Examples 1 to 7 satisfying the requirements of the present embodiment, but remeltability did not occur in Comparative Examples 1 to 4 not satisfying the requirements of the present embodiment. A flaw has occurred.
(4.補足)
以上、添付図面を参照しながら本発明の好適な実施形態について詳細に説明したが、本発明はかかる例に限定されない。本発明の属する技術の分野における通常の知識を有する者であれば、特許請求の範囲に記載された技術的思想の範疇内において、各種の変更例または修正例に想到し得ることは明らかであり、これらについても、当然に本発明の技術的範囲に属するものと了解される。
(4. Supplement)
Although the preferred embodiments of the present invention have been described in detail with reference to the accompanying drawings, the present invention is not limited to such examples. It is clear that a person having ordinary knowledge in the field of technology to which the present invention belongs can come up with various modifications or modifications within the scope of the technical ideas described in the claims. , These are also naturally understood to belong to the technical scope of the present invention.
1 連続鋳造機
2 溶鋼
3 鋳片
3a 凝固シェル
3b 未凝固部
4 取鍋
5 タンディッシュ
6 浸漬ノズル
10 鋳型設備
110 鋳型
111 鋳型長辺
112 鋳型短辺
1
Claims (2)
以下の数式(2)が満たされるように、鋳型短辺のテーパ量及び鋳造速度を決定することを特徴とする、連続鋳造方法。
GV≦0.05 ・・・(2)
前記数式(2)において、G(mm)は以下の数式(1)により算出される前記鋳型短辺と凝固シェルとのエアギャップであり、V(ton/min)は溶鋼スループットであり、
前記数式(1)において、Vcは前記鋳造速度(m/min)であり、Tpは前記鋳型短辺のテーパ量(%/m)であり、
前記溶鋼スループットは、鋳片の幅(m)×前記鋳片の厚み(m)×前記鋳造速度(m/min)×溶鋼密度(ton/m3)で算出される。 It is a continuous casting method that continuously casts molten steel.
A continuous casting method, characterized in that the taper amount of the short side of the mold and the casting speed are determined so that the following mathematical formula (2) is satisfied.
GV ≤ 0.05 (2)
In the formula (2), G (mm) is the air gap between the short side of the mold and the solidified shell calculated by the following formula (1), and V (ton / min) is the molten steel throughput.
In the formula (1), Vc is the casting speed (m / min), and Tp is the taper amount (% / m) of the short side of the mold.
The molten steel throughput is calculated by multiplying the width of the slab (m) by the thickness of the slab (m) by the casting speed (m / min) by the density of the molten steel (ton / m 3 ).
The continuous casting method according to claim 1, wherein the molten steel contains C: 0.06 to 0.15% by mass.
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Cited By (1)
Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
---|---|---|---|---|
CN115323257A (en) * | 2022-08-26 | 2022-11-11 | 宝武集团鄂城钢铁有限公司 | Method for improving production efficiency of carbon structural steel Q235 square billet continuous casting |
Citations (9)
Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
---|---|---|---|---|
JP2006255733A (en) * | 2005-03-16 | 2006-09-28 | Jfe Steel Kk | Mold copper plate for continuous casting |
JP2009090309A (en) * | 2007-10-05 | 2009-04-30 | Kobe Steel Ltd | Continuous casting method for medium carbon steel preventing crack of slab by monitoring heat flux of mold copper plate |
JP2009119504A (en) * | 2007-11-16 | 2009-06-04 | Nippon Steel Corp | Method for controlling short side taper in mold for continuous casting |
JP2010253548A (en) * | 2009-03-31 | 2010-11-11 | Nippon Steel Corp | Continuous casting method and continuous casting apparatus |
JP2012157872A (en) * | 2011-01-31 | 2012-08-23 | Jfe Steel Corp | Casting mold for continuous casting of steel and continuous casting method of steel |
JP2013220443A (en) * | 2012-04-17 | 2013-10-28 | Nippon Steel & Sumitomo Metal Corp | Mold for continuous casting and continuous casting method for steel using the same |
JP2014133243A (en) * | 2013-01-09 | 2014-07-24 | Mishima Kosan Co Ltd | Continuous casting method of casting piece and casting mold for continuous casting |
JP2016007631A (en) * | 2014-06-25 | 2016-01-18 | 新日鐵住金株式会社 | Steel continuous casting equipment |
JP2017013100A (en) * | 2015-07-03 | 2017-01-19 | 新日鐵住金株式会社 | Mold for continuous casting |
-
2019
- 2019-04-09 JP JP2019074015A patent/JP7226043B2/en active Active
Patent Citations (9)
Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
---|---|---|---|---|
JP2006255733A (en) * | 2005-03-16 | 2006-09-28 | Jfe Steel Kk | Mold copper plate for continuous casting |
JP2009090309A (en) * | 2007-10-05 | 2009-04-30 | Kobe Steel Ltd | Continuous casting method for medium carbon steel preventing crack of slab by monitoring heat flux of mold copper plate |
JP2009119504A (en) * | 2007-11-16 | 2009-06-04 | Nippon Steel Corp | Method for controlling short side taper in mold for continuous casting |
JP2010253548A (en) * | 2009-03-31 | 2010-11-11 | Nippon Steel Corp | Continuous casting method and continuous casting apparatus |
JP2012157872A (en) * | 2011-01-31 | 2012-08-23 | Jfe Steel Corp | Casting mold for continuous casting of steel and continuous casting method of steel |
JP2013220443A (en) * | 2012-04-17 | 2013-10-28 | Nippon Steel & Sumitomo Metal Corp | Mold for continuous casting and continuous casting method for steel using the same |
JP2014133243A (en) * | 2013-01-09 | 2014-07-24 | Mishima Kosan Co Ltd | Continuous casting method of casting piece and casting mold for continuous casting |
JP2016007631A (en) * | 2014-06-25 | 2016-01-18 | 新日鐵住金株式会社 | Steel continuous casting equipment |
JP2017013100A (en) * | 2015-07-03 | 2017-01-19 | 新日鐵住金株式会社 | Mold for continuous casting |
Cited By (1)
Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
---|---|---|---|---|
CN115323257A (en) * | 2022-08-26 | 2022-11-11 | 宝武集团鄂城钢铁有限公司 | Method for improving production efficiency of carbon structural steel Q235 square billet continuous casting |
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