JP2023141899A - Cu含有鋼の連続鋳造方法 - Google Patents
Cu含有鋼の連続鋳造方法 Download PDFInfo
- Publication number
- JP2023141899A JP2023141899A JP2022048471A JP2022048471A JP2023141899A JP 2023141899 A JP2023141899 A JP 2023141899A JP 2022048471 A JP2022048471 A JP 2022048471A JP 2022048471 A JP2022048471 A JP 2022048471A JP 2023141899 A JP2023141899 A JP 2023141899A
- Authority
- JP
- Japan
- Prior art keywords
- less
- temperature
- slab
- point
- steel
- 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.)
- Pending
Links
- 229910000831 Steel Inorganic materials 0.000 title claims abstract description 62
- 239000010959 steel Substances 0.000 title claims abstract description 62
- 238000009749 continuous casting Methods 0.000 title claims abstract description 33
- 238000000034 method Methods 0.000 title claims abstract description 32
- 238000001816 cooling Methods 0.000 claims abstract description 34
- 238000004519 manufacturing process Methods 0.000 claims abstract description 6
- 238000003303 reheating Methods 0.000 claims description 11
- 230000008569 process Effects 0.000 claims description 7
- 238000005452 bending Methods 0.000 claims description 4
- 239000012535 impurity Substances 0.000 claims description 2
- 230000000694 effects Effects 0.000 description 25
- 238000005336 cracking Methods 0.000 description 22
- PXHVJJICTQNCMI-UHFFFAOYSA-N nickel Substances [Ni] PXHVJJICTQNCMI-UHFFFAOYSA-N 0.000 description 17
- 229910052802 copper Inorganic materials 0.000 description 15
- XEEYBQQBJWHFJM-UHFFFAOYSA-N Iron Chemical compound [Fe] XEEYBQQBJWHFJM-UHFFFAOYSA-N 0.000 description 14
- 229910052718 tin Inorganic materials 0.000 description 13
- 229910045601 alloy Inorganic materials 0.000 description 12
- 239000000956 alloy Substances 0.000 description 12
- 239000000463 material Substances 0.000 description 10
- 229910052761 rare earth metal Inorganic materials 0.000 description 9
- 238000005266 casting Methods 0.000 description 8
- 230000009466 transformation Effects 0.000 description 7
- 229910052742 iron Inorganic materials 0.000 description 6
- 150000004767 nitrides Chemical class 0.000 description 6
- 230000004907 flux Effects 0.000 description 5
- 230000007246 mechanism Effects 0.000 description 5
- 229920006395 saturated elastomer Polymers 0.000 description 5
- 239000007921 spray Substances 0.000 description 5
- 238000012360 testing method Methods 0.000 description 5
- 229910018072 Al 2 O 3 Inorganic materials 0.000 description 4
- 238000002474 experimental method Methods 0.000 description 4
- 238000010438 heat treatment Methods 0.000 description 4
- 239000000203 mixture Substances 0.000 description 4
- 230000003647 oxidation Effects 0.000 description 4
- 238000007254 oxidation reaction Methods 0.000 description 4
- 238000012545 processing Methods 0.000 description 4
- 239000002344 surface layer Substances 0.000 description 4
- 229910001566 austenite Inorganic materials 0.000 description 3
- TZCXTZWJZNENPQ-UHFFFAOYSA-L barium sulfate Chemical compound [Ba+2].[O-]S([O-])(=O)=O TZCXTZWJZNENPQ-UHFFFAOYSA-L 0.000 description 3
- 229910052799 carbon Inorganic materials 0.000 description 3
- 230000008859 change Effects 0.000 description 3
- 239000010410 layer Substances 0.000 description 3
- 239000007791 liquid phase Substances 0.000 description 3
- 230000035515 penetration Effects 0.000 description 3
- 238000010791 quenching Methods 0.000 description 3
- 230000000171 quenching effect Effects 0.000 description 3
- 238000007670 refining Methods 0.000 description 3
- 238000009864 tensile test Methods 0.000 description 3
- UQSXHKLRYXJYBZ-UHFFFAOYSA-N Iron oxide Chemical compound [Fe]=O UQSXHKLRYXJYBZ-UHFFFAOYSA-N 0.000 description 2
- 230000002411 adverse Effects 0.000 description 2
- 238000004364 calculation method Methods 0.000 description 2
- 230000003749 cleanliness Effects 0.000 description 2
- 230000000052 comparative effect Effects 0.000 description 2
- 230000001276 controlling effect Effects 0.000 description 2
- 239000013078 crystal Substances 0.000 description 2
- 238000007872 degassing Methods 0.000 description 2
- 238000010586 diagram Methods 0.000 description 2
- 230000007613 environmental effect Effects 0.000 description 2
- 238000005098 hot rolling Methods 0.000 description 2
- 229910052748 manganese Inorganic materials 0.000 description 2
- 230000005499 meniscus Effects 0.000 description 2
- 230000005855 radiation Effects 0.000 description 2
- 238000005096 rolling process Methods 0.000 description 2
- 229910052710 silicon Inorganic materials 0.000 description 2
- 238000012546 transfer Methods 0.000 description 2
- XLYOFNOQVPJJNP-UHFFFAOYSA-N water Substances O XLYOFNOQVPJJNP-UHFFFAOYSA-N 0.000 description 2
- 229910000859 α-Fe Inorganic materials 0.000 description 2
- 229910052684 Cerium Inorganic materials 0.000 description 1
- UCKMPCXJQFINFW-UHFFFAOYSA-N Sulphide Chemical compound [S-2] UCKMPCXJQFINFW-UHFFFAOYSA-N 0.000 description 1
- 238000004458 analytical method Methods 0.000 description 1
- QVGXLLKOCUKJST-UHFFFAOYSA-N atomic oxygen Chemical compound [O] QVGXLLKOCUKJST-UHFFFAOYSA-N 0.000 description 1
- 229910001563 bainite Inorganic materials 0.000 description 1
- 230000015572 biosynthetic process Effects 0.000 description 1
- 229910052804 chromium Inorganic materials 0.000 description 1
- 239000011247 coating layer Substances 0.000 description 1
- 239000000498 cooling water Substances 0.000 description 1
- 230000002596 correlated effect Effects 0.000 description 1
- 238000002425 crystallisation Methods 0.000 description 1
- 230000008025 crystallization Effects 0.000 description 1
- 230000001186 cumulative effect Effects 0.000 description 1
- 238000005520 cutting process Methods 0.000 description 1
- 238000005261 decarburization Methods 0.000 description 1
- 238000001514 detection method Methods 0.000 description 1
- 238000001784 detoxification Methods 0.000 description 1
- 238000011161 development Methods 0.000 description 1
- 238000009826 distribution Methods 0.000 description 1
- 238000005516 engineering process Methods 0.000 description 1
- 238000000605 extraction Methods 0.000 description 1
- 239000007789 gas Substances 0.000 description 1
- 238000007654 immersion Methods 0.000 description 1
- 230000006872 improvement Effects 0.000 description 1
- 238000011835 investigation Methods 0.000 description 1
- 229910052746 lanthanum Inorganic materials 0.000 description 1
- 239000007788 liquid Substances 0.000 description 1
- 239000006249 magnetic particle Substances 0.000 description 1
- 239000003595 mist Substances 0.000 description 1
- 238000002156 mixing Methods 0.000 description 1
- 230000004048 modification Effects 0.000 description 1
- 238000012986 modification Methods 0.000 description 1
- 229910052750 molybdenum Inorganic materials 0.000 description 1
- 229910052759 nickel Inorganic materials 0.000 description 1
- 229910000480 nickel oxide Inorganic materials 0.000 description 1
- 230000003287 optical effect Effects 0.000 description 1
- 230000001590 oxidative effect Effects 0.000 description 1
- GNRSAWUEBMWBQH-UHFFFAOYSA-N oxonickel Chemical compound [Ni]=O GNRSAWUEBMWBQH-UHFFFAOYSA-N 0.000 description 1
- 229910052760 oxygen Inorganic materials 0.000 description 1
- 239000001301 oxygen Substances 0.000 description 1
- 230000000149 penetrating effect Effects 0.000 description 1
- 230000002093 peripheral effect Effects 0.000 description 1
- 238000005554 pickling Methods 0.000 description 1
- 239000002244 precipitate Substances 0.000 description 1
- 230000002265 prevention Effects 0.000 description 1
- 239000000047 product Substances 0.000 description 1
- 230000002250 progressing effect Effects 0.000 description 1
- 239000002994 raw material Substances 0.000 description 1
- 238000011084 recovery Methods 0.000 description 1
- 230000009467 reduction Effects 0.000 description 1
- 239000007787 solid Substances 0.000 description 1
- 238000007711 solidification Methods 0.000 description 1
- 230000008023 solidification Effects 0.000 description 1
- 230000006641 stabilisation Effects 0.000 description 1
- 238000011105 stabilization Methods 0.000 description 1
- 230000003068 static effect Effects 0.000 description 1
- 239000002436 steel type Substances 0.000 description 1
- 229910052717 sulfur Inorganic materials 0.000 description 1
- 230000001629 suppression Effects 0.000 description 1
- 229910052720 vanadium Inorganic materials 0.000 description 1
- 230000000007 visual effect Effects 0.000 description 1
- 238000010792 warming Methods 0.000 description 1
- 239000002699 waste material Substances 0.000 description 1
- 229910052726 zirconium Inorganic materials 0.000 description 1
Landscapes
- Continuous Casting (AREA)
Abstract
【課題】Cuを含有する鋳片の表面割れを簡便かつ安価に防止することが可能なCu含有鋼の連続鋳造方法を提供する。【解決手段】少なくともCu:0.10%以上0.50%以下、Sn:0.005%以上0.050%以下を含有する鋳片を湾曲型もしくは垂直曲げ型の連続鋳造機を用いて製造する方法であって、鋳型から出てから矯正点に至るまでの間に、鋳片表面の最大温度がAr1点以下となるまで冷却して復熱させるステップを有し、前記復熱を開始してから前記矯正点に至るまで、前記鋳片表面の最大温度が下記の温度Tb(℃)以上となる時間tb(秒)が180秒以下となるように冷却を制御する。【選択図】図3
Description
本発明は、表面割れを防止するために用いて好適なCu含有鋼の連続鋳造方法に関する。
近年、地球温暖化防止の観点等から、種々の分野でCO2削減の取り組みが盛んに行われている。鉄鋼業においても製鉄用の原料として廃スクラップを多量に用いる製鉄法が注目され、技術開発が進んでいる。一方、スクラップにはCuやSnといったトランプエレメントを高濃度で含むものも多く、これらの元素は溶鋼中からの除去が困難であることが知られている。
特にCuを含む鋼は熱間加工性に劣る傾向にあるため、Cuを含む鋼の連続鋳造時に通常の鋼の連続鋳造条件を採用した場合、鋳片の表面に割れが発生する場合がある。これは、連続鋳造時に鋼が雰囲気中の酸素に晒されて酸化する際に、スケール(酸化鉄)と地鉄との間に液体のCuが生成し、鋼の結晶粒界に侵入し、界面強度を低下させるためと考えられる(非特許文献1参照)。また、SnはCuの鋼中への溶解度を下げることにより、Cuによる割れの現象を促進してしまうことから、SnとCuとが共存する鋼についても、鋳片の表面割れの問題が生じ易い(非特許文献2参照)。
この現象は表面赤熱脆化と呼ばれ、CuやSnがFeと比較して酸化され難いためにスケール成長の過程でCuやSnが金属状態のまま濃縮すること、及び、Fe中へのCuの固溶度が低いことが原因とされる。一方で、CuやSnは鋼の精錬工程において除去し難い。赤熱脆化による鋳片表面割れの問題を解決するためには、CuやSnを鋼中に混入させないようにするか、もしくはCuの鋼中への溶解度を上げる元素であるNiを添加することが有効である。特に、循環型社会となりCuを多く含むスクラップが多量に使用される現在では、Ni添加によりCuを無害化する必要性が高まってきている。しかしながら、Niは稀少で高価な元素であり、また機械的特性や焼入れ性などの鋼特性を大きく変え得ることから、Ni添加によらない、あるいはその添加量を極少量に抑え得る、CuやSnの無害化技術に対する期待は大きい。
そこで、特許文献1には、鋳片の表面赤熱脆化を防止する技術として、溶鋼湯面近傍のモールド内面形状が、鋳片引き抜き方向下方に向かって広がる逆テーパー値が2~10%である逆テーパー形状で、前記逆テーパー部より下方のモールド内面形状が、鋳片引抜方向に向かって狭まる順テーパー形状であって、該順テーパー値が0~1%の範囲であるモールドを用いると共に、結晶化温度が900℃以下、もしくは結晶化しない特性を有するモールドフラックスを用い、前記モールドフラックスと鋼との接触角が70度以下であることを特徴とする連続鋳造方法が開示されている。また、特許文献2には、Ni酸化物を含有するモールドフラックスを供給しながら鋳片の表面にニッケル酸化物によるコーティング層を形成することを特徴とする連続鋳造方法が開示されている。
また、表面温度を制御することにより割れを防止する技術も提案されている。特許文献3には、1000~1100℃間を平均昇温速度50℃/h以上で鋼片を昇温し、1200~1350℃でかつ該温度範囲で1h以上保持後、1000℃以上の温度域での累積圧下率を50%以上、圧延仕上温度700℃以上で熱間圧延を行い、その後、空冷または1~80℃/sの平均冷却速度で500~650℃の温度範囲まで加速冷却することを特徴とするCu含有高強度鋼材の製造方法が開示されている。さらに、特許文献4には、連続鋳造鋳片の表面を、その表面温度がAr3変態点以上の温度域からAr1変態点以上の温度域になるまで300℃/s以上の冷却速度で冷却し、その後、再び連続鋳造鋳片の表面温度をAr3変態点以上の温度域まで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。
「Materials Transactions」vol.43, (2002), No.3, pp.292-300
「ふぇらむ」vol.7, (2002), No.4, pp.18-22
邦武立郎: 熱処理, 43, p. 99(2003)
しかしながら、特許文献1及び2に記載の方法はいずれも鋳片表層の酸化をモールドフラックスにより防止しようとするものであり、連続鋳造機の型式や2次冷却方法によっては、鋳片表面へのモールドフラックス付着状況が安定しないため、効果を十分享受することができない。また、特許文献3に記載の方法は鋳片の熱間圧延に関するものであり、溶鋼を凝固させながら鋳型から引き抜く連続鋳造の過程においてはプロセスが全く異なるため、連続鋳造で採用することはできない。さらに特許文献4に記載の方法は、主にメカニズムの異なる横ひび割れの防止に関する技術であり、Cu、Snなどの元素に起因する赤熱脆化割れを十分に防止することができない。
本発明は前述の問題点を鑑み、Cuを含有する鋳片の表面割れを簡便かつ安価に防止することが可能なCu含有鋼の連続鋳造方法を提供することを目的とする。
本発明は上記のような課題を解決するためになされたものであり、その構成は以下のとおりである。
(1)
質量%で、
C:0.03%以上0.40%以下、
Si:0.01%以上1.00%以下、
Mn:0.10%以上2.50%以下、
P:0.040%以下、
S:0.030%以下、
Cu:0.10%以上0.50%以下、
Sn:0.005%以上0.050%以下、
Ni:0.100%以下、および
N:0.0040%以上0.0150%以下、
を含有し、残部がFeおよび不可避不純物からなる鋼の鋳片を、湾曲型もしくは垂直曲げ型の連続鋳造機を用いて製造する方法であって、
鋳型から出てから矯正点に至るまでの間に、鋳片表面の最大温度がAr1点以下となるまで冷却して復熱させるステップを有し、前記復熱を開始してから前記矯正点に至るまで、前記鋳片表面の最大温度が下記の温度Tb(℃)以上となる時間tb(秒)が180秒以下となるように冷却を制御することを特徴とするCu含有鋼の連続鋳造方法。
Cu_eq<0.250%の場合、Tb=1130℃、
0.250%≦Cu_eq<0.300%の場合、Tb=1100℃、
0.300%≦Cu_eq<0.350%の場合、Tb=1070℃、
0.350%≦Cu_eq<0.400%の場合、Tb=1040℃、
0.400%≦Cu_eq<0.450%の場合、Tb=1010℃、
0.450%≦Cu_eq<0.500%の場合、Tb=980℃、
Cu_eq≧0.500%の場合、Tb=950℃、
ここで、Cu_eq=[Cu]+4×[Sn]であり、[Cu]は前記鋳片でのCu濃度(質量%)を表し、[Sn]は前記鋳片でのSn濃度(質量%)を表す。
(2)
前記鋳片はさらに、
質量%で、
Al:0%超0.100%以下、
Cr:0%超1.50%以下、
Mo:0%超0.20%以下、
Ti:0%超0.020%以下、
V:0%超0.20%以下、
Nb:0%超0.030%以下、
Zr:0%超0.010%以下、
Ca:0%超0.0100%以下、
Mg:0%超0.010%以下、
REM:0%超0.0100%以下、および
B:0%超0.0040%以下、
からなる群から選ばれる1種以上を含有することを特徴とする上記(1)に記載のCu含有鋼の連続鋳造方法。
(1)
質量%で、
C:0.03%以上0.40%以下、
Si:0.01%以上1.00%以下、
Mn:0.10%以上2.50%以下、
P:0.040%以下、
S:0.030%以下、
Cu:0.10%以上0.50%以下、
Sn:0.005%以上0.050%以下、
Ni:0.100%以下、および
N:0.0040%以上0.0150%以下、
を含有し、残部がFeおよび不可避不純物からなる鋼の鋳片を、湾曲型もしくは垂直曲げ型の連続鋳造機を用いて製造する方法であって、
鋳型から出てから矯正点に至るまでの間に、鋳片表面の最大温度がAr1点以下となるまで冷却して復熱させるステップを有し、前記復熱を開始してから前記矯正点に至るまで、前記鋳片表面の最大温度が下記の温度Tb(℃)以上となる時間tb(秒)が180秒以下となるように冷却を制御することを特徴とするCu含有鋼の連続鋳造方法。
Cu_eq<0.250%の場合、Tb=1130℃、
0.250%≦Cu_eq<0.300%の場合、Tb=1100℃、
0.300%≦Cu_eq<0.350%の場合、Tb=1070℃、
0.350%≦Cu_eq<0.400%の場合、Tb=1040℃、
0.400%≦Cu_eq<0.450%の場合、Tb=1010℃、
0.450%≦Cu_eq<0.500%の場合、Tb=980℃、
Cu_eq≧0.500%の場合、Tb=950℃、
ここで、Cu_eq=[Cu]+4×[Sn]であり、[Cu]は前記鋳片でのCu濃度(質量%)を表し、[Sn]は前記鋳片でのSn濃度(質量%)を表す。
(2)
前記鋳片はさらに、
質量%で、
Al:0%超0.100%以下、
Cr:0%超1.50%以下、
Mo:0%超0.20%以下、
Ti:0%超0.020%以下、
V:0%超0.20%以下、
Nb:0%超0.030%以下、
Zr:0%超0.010%以下、
Ca:0%超0.0100%以下、
Mg:0%超0.010%以下、
REM:0%超0.0100%以下、および
B:0%超0.0040%以下、
からなる群から選ばれる1種以上を含有することを特徴とする上記(1)に記載のCu含有鋼の連続鋳造方法。
本発明によれば、連続鋳造設備において特別な装置を設けることなく、Cuを含有する鋳片の表面割れを簡便かつ安価に防止することができる。
以下、本発明の実施形態について詳細に説明する。まず、金属学的効果について以下に説明する。
Cu含有鋼の赤熱脆化は概ね1050℃から1200℃の範囲で発生し、Cu濃度の増加、およびSnの共存により赤熱脆化の下限温度が下方に拡大することが知られている。連続鋳造中の赤熱脆化割れを抑制するには、鋳片の表面温度をできるだけ当該温度範囲より低位に維持することが有効であるが、その際、当該温度範囲に及ぼすSn成分の影響を把握することが重要である。
Cu含有鋼の赤熱脆化は概ね1050℃から1200℃の範囲で発生し、Cu濃度の増加、およびSnの共存により赤熱脆化の下限温度が下方に拡大することが知られている。連続鋳造中の赤熱脆化割れを抑制するには、鋳片の表面温度をできるだけ当該温度範囲より低位に維持することが有効であるが、その際、当該温度範囲に及ぼすSn成分の影響を把握することが重要である。
本発明者らはCu、Snに起因して発生する鋳片割れのメカニズムについて鋭意検討し、その結果、鋳片の割れは矯正点における鋳片の表面温度が赤熱脆化温度域にあるか否かには影響されず、矯正点に至るまでの鋳片の表面温度履歴に影響することを見出した。詳しくは、以下のメカニズムに依る。
鋳片が鋳型から引き抜かれた後、スケールの生成に伴って選択酸化によりCuやSnといったトランプエレメントの濃縮層が生成する。この濃縮層の温度が固相線温度を上回ると、Cu系溶融合金が生成されてスケールと地鉄との界面に濃縮し、一部が結晶粒界に侵入する。Cu系溶融合金が侵入した粒界は連続鋳造機のロールとの接触により生じる非常に小さい歪でも開口しやすく、矯正点に至るまでに深さ0.2mm以上の微小な割れ(以下、単に微小な割れと称す)を生じる。このクラックが矯正点において引張歪を受けることで伸展し、主に鋳片上面にて深さ1mm以上となる表面割れとなる。Cu、Snが高濃度含まれる溶鋼の連続鋳造においては、より多量のCu系溶融合金が生成し、結晶粒界により深く侵入する傾向があることが知られている。
そこで本発明者らは、このような微小な割れの発生は、矯正点に至るまでの温度履歴が関係していることを見出し、具体的に、連続鋳造中の鋳片表層組織を微細化することにより、Cu系溶融合金の侵入経路である粒界の体積率を高め、個々の割れを微小化した上で、連続鋳造機内の鋳片の表面温度を適正に制御することで、最終的に得られる鋳片の表面割れを無害化することを試みた。そして、当該メカニズムの成立条件を調査するため、以下に示す方法で鋼材の微小引張試験を行い、鋳片の微小な割れ発生に及ぼす温度履歴の影響を調査した。
まず、以下の表1に示す成分の鋼材から10mmφ、120mm長さの丸棒試験片を作製し、雰囲気制御が可能である熱間引張試験機を用いて引張試験を行った。このときの温度履歴を図1に示す。まず、試験片を減圧下非酸化雰囲気で1400℃まで加熱し、120秒保持することで結晶組織を十分成長させた。このとき、その温度に到達してから60秒経過後に大気で復圧を開始し、試料表面にスケールを生成させた。この状態から15℃/秒で試料を所定温度まで急冷した後、ただちに920~1130℃に昇温し、180秒保持した。その後、丸棒に0.5mmの引張加工を行って室温まで冷却し、試験片表面の割れ発生状況を調査した。また、表1の「Cu_eq」はCuとSnの4倍との和であらわされるCu当量(質量%)を表し、Cu濃度(質量%)を[Cu]、Sn濃度(質量%)を[Sn]とした場合、Cu_eq=[Cu]+4×[Sn]である。
さらに詳細な調査を行うために、本発明者らは、表1に示すサンプルの中から2種類のサンプル(HT-D、ET-E)を選択し、微小な割れの発生有無に及ぼす急冷後到達温度(図1中「T1」)の影響について調査を行った。その結果を表2に示す。ここで、表2において、「○」は微小な割れが発生しなかった例を示し、「×」は微小な割れが発生した例を示す。また、「-」は実験を行わなかった例を示す。なお、微小な割れの有無は、光学顕微鏡によるサンプル表層部の観察で旧オーステナイト粒界に沿って深さ0.2mm以上の割れが確認されたか否かによって判断した。また、表2には各水準について変態点記録測定装置(フォーマスタ―試験機)を用いて測定した冷却速度15℃/秒におけるAr1点の温度を併せて示す。
この実験では、復熱後の180秒間の保持温度(図1中「T2」)は30℃刻みで設定しているが、微小な割れを呈した温度の最大値を比較すると、急冷後の到達温度T1がAr1点以下であった場合は、そうでない場合と比較して微小な割れを呈した温度の最大値が60~90℃高くなっている傾向が見られた。スケールの生成および成長の挙動は同一のサンプルであれば、同一の保持温度T2でほとんど差は生じないと考えられることから、この傾向は、温度T2で180秒保持している状態における鋼の組織、具体的にはサンプル表層の結晶粒径に起因するものと考えられる。すなわち、急冷後の到達温度T1をAr1点以下とすることで、復熱後のCu系溶融合金の粒界侵入を軽減することが可能であることが分かった。ここで、保持時間を180秒とした理由は、過去の実績からCuが鋼中に浸潤するまでにかかる時間に基づいているからである。
次に、表1に示す20種類のサンプルを用いて、微小な割れの発生有無に及ぼす保持温度(T2)の影響について調査を行った。なお、温度T2で180秒保持する前の急冷到達温度は、いずれもAr1点以下とした。結果を表3に示す。
表3に示すように、微小な割れの有無はCu当量(Cu_eq)と相関性があることが判明した。なお、一部の試料について保持時間を300秒、600秒とする実験も行ったが、微小な割れの有無への大きな影響は見られなかった。
さらに、表3において×で示される条件で、図2に示すように、0.5mmの引張加工を行った後、試料温度を780~900℃に降温したうえで、さらに連続鋳造機の矯正点での矯正に近い条件として、5mmの引張加工(歪速度:1/s)を行った結果、鋼種や試料温度によらず、いずれの試料においても丸棒試験片のくびれ部分に目視でも明確な表面割れが確認され、その深さは0.80~3.6mmの範囲であった。
以上の実験結果から、上記微小な割れが発生した場合には、連続鋳造機内においてその後矯正歪が印加されることにより、赤熱脆化に起因する有害な表面割れが発生することが推定できた。さらに、急冷後到達温度をAr1点以下とすることにより組織を微細化して、復熱後のCu系溶融合金の粒界侵入を軽減できることもわかった。
また、上記の実験結果から、180秒の保持時間であっても、微小な割れが発生する場合とそうでない場合とがあり、鋳片表面温度がCu当量(Cu_eq)と相関する下限温度以上に180秒を超えて滞在した際に微小な割れが発生することも確認できた。例えば、試料HT-Aで、保持温度が1130℃の場合と1160℃の場合とを比較すると、ある下限温度以上に滞在する時間は、1130℃から1160℃まで昇温する時間および1160℃から1130℃まで冷却する時間が加算される分、保持温度が1160℃である例の方が長くなる。つまり、ある下限温度は1130℃以上1160℃未満の温度と推定でき、保持温度が1130℃である例では、上記のある下限温度以上に180秒以下で滞在したことから、微小な割れが発生しなかった一方で、保持温度が1160℃である例では、上記のある下限温度以上に180秒を超えて滞在したことから、微小な割れが発生したと考えられる。
そこで、本発明者らは、この下限温度を導出することにより、微小な割れが発生しない温度条件を見出した。なお、温度条件を見出す際に、上記の実験は180秒間同じ温度に保持しているが、実際の連続鋳造では冷却条件によって復熱度合いが異なり、180秒間同じ温度に保持することは不可能であるため、そういった条件の違いも加味して温度条件を見出した。
また、鋳片表面温度が概ね1250℃を超えるとCu系溶融合金がスケール内に取り込まれやすくなり、表面割れが抑制される傾向があることが知られているが、鋳型から出た後の鋳片表面温度が1250℃を超えることはほとんどない。鋳片表面温度が1250℃を超えるような操業を行うためには、昇温するために連続鋳造設備において特別な装置を設ける必要があり、操業上安価に製造することができないため、本実施形態ではこのような条件は対象外としている。
以上より本実施形態においては、連続鋳造において、鋳型から出た後、矯正点に至るまでの間に、鋳片表面の最大温度がAr1点以下となるまで冷却して復熱させるようにし、さらに復熱を開始してから矯正点に至るまで、鋳片表面の最大温度が溶鋼の成分に応じて定められる下記の温度Tb(℃)以上となる時間tb(秒)が180秒以下となるように冷却を制御するものとする。
質量%で、
Cu_eq<0.250%の場合、Tb=1130℃
0.250%≦Cu_eq<0.300%の場合、Tb=1100℃
0.300%≦Cu_eq<0.350%の場合、Tb=1070℃
0.350%≦Cu_eq<0.400%の場合、Tb=1040℃
0.400%≦Cu_eq<0.450%の場合、Tb=1010℃
0.450%≦Cu_eq<0.500%の場合、Tb=980℃
Cu_eq≧0.500%の場合、Tb=950℃
Cu_eq<0.250%の場合、Tb=1130℃
0.250%≦Cu_eq<0.300%の場合、Tb=1100℃
0.300%≦Cu_eq<0.350%の場合、Tb=1070℃
0.350%≦Cu_eq<0.400%の場合、Tb=1040℃
0.400%≦Cu_eq<0.450%の場合、Tb=1010℃
0.450%≦Cu_eq<0.500%の場合、Tb=980℃
Cu_eq≧0.500%の場合、Tb=950℃
ここで、温度Tbおよび時間tbについて、図3を参照しながら説明する。図3は、鋳型内から矯正点までの温度履歴の概要を説明するための図である。図3の横軸は鋳型内のメニスカスからの時間を表し、鋳型から出た時点を0秒としている。一方、縦軸は鋳片表面(中央部)の最大温度を表している。
図3に示すように、鋳型から出た直後は鋳片をスプレー冷却装置により急冷し、鋳片表面の最大温度でAr1点以下の温度T1まで冷却させる。ここで、急冷後の到達温度T1がAr1点よりも高いと、オーステナイトからフェライトへの変態が十分に起こらないことから、表層組織を十分に微細化させることができない。そのため、Cu系溶融合金の侵入経路である粒界の体積率が低くなり、その後の復熱によって結晶粒界によりCu系溶融合金が深く侵入し、微小な割れが発生しやすくなる。
Ar1点以下の温度T1まで冷却した後は、冷却を停止して鋳片を復熱させ、温度T2まで表面温度を上昇させる。このとき、図3に示すように、本実施形態では、復熱後において、上記のように定義した温度Tb以上となる時間tbが180秒以下となるように制御することによって、微小な割れを防止し、矯正点での赤熱脆化割れを防止するようにしている。
なお、温度Tb以上に180秒を超えて滞在させない理由は、Cu系溶融合金が鋼材表面の粒界に深く侵入することを抑制することであるから、温度Tb以上に滞在する時間が0秒であってもよい。また、鋳片表面の温度は、鋳片の周方向で最も温度の高い部分を1点取ればよい。その理由は、急冷時に当該部分の温度がAr1以下となれば他の部分もこの条件を満たし、鋳片周方向全体の組織改質が見込めることによる。また、復熱後に当該部分の温度がTb以上に180秒を超えて存在しなければ、その他の部分もこの条件を満たし、鋳片周方向全体のCu系溶融合金の粒界侵入が低位に抑制されるからである。
また、本実施形態では、180秒を基準にして、溶鋼の成分に応じた温度Tbを設定しているが、その理由は以下のとおりである。まず、Cuが鋼中に浸潤するまでにかかる時間において、微小な割れが発生する場合と発生しない場合とがある。そこで、微小な割れが発生しない条件として、下限温度である温度Tbを設定する必要がある。ここで、180秒よりも大幅に短い時間(例えば60秒)や大幅に長い時間(例えば300秒)に基づいて温度Tbを設定すると、温度履歴が厳格化したり、大幅に緩和されたりすることにより、微小な割れが発生しない条件を明確に規定することができなくなる。前述したように、過去の実績からCuが鋼中に浸潤するまでにかかる時間の目安が180秒と考えられるため、この時間を基準にすることによって微小な割れが発生するか否かが判断しやすくなる。
さらに、鋳片をAr1点以下まで急冷した後、表層組織を微細化し、Cu系溶融合金による微小な割れを抑制するために、鋳片表面を(Ac3点+60℃)以上の温度まで復熱させることが好ましい。つまり、図3に示す温度T2は、(Ac3点+60℃)以上であることが好ましい。図3に示す温度T2が(Ac3点+60℃)以上であれば、鋳型表面の最も温度の低い部分でもAc3点以上の温度とすることができる。図3に示す温度T2が(Ac3点+60℃)未満であると、鋳型表面の一部が復熱によりAc3点まで到達せず、復熱温度がAc3点未満であると、組織の一部が焼き戻しベイナイトなどの延性に乏しい組織のまま残る可能性があり、この組織は条件によっては横割れなどトランプエレメント以外に起因する割れの原因となる可能性がある。よって、鋳片表面の最大温度が(Ac3点+60℃)以上になるように復熱させることが好ましい。
なお、Ar1点およびAc3点は、変態点記録測定装置(フォーマスター試験機)を用いて測定した値を用いることができる。また、Ar1点およびAc3点は例えば非特許文献3で提案されている以下の(1)式および(2)式を用いて、Ar1点およびAc3点を計算してもよい。
Ar1=(52[C]+122[Si]+66[Cu]+6[Cr])-(65[Mn]+36[Ni]+58[Mo])-228.5/log((Ac3-500)/v)+713 ・・・(1)
Ac3=(32[Si]+17[Mo])-(231[C]+20[Mn]+40[Cu]+18[Ni]+15[Cr])+912 ・・・(2)
ここで、式中のvは、Ac3点から冷却到達温度までの平均冷却速度(℃/秒)を表し、[C],[Si],[Cu],[Cr],[Mn],[Ni],[Mo]は、それぞれ鋳片でのC,Si,Cu,Cr,Mn,Ni,Moの濃度を表す。
Ar1=(52[C]+122[Si]+66[Cu]+6[Cr])-(65[Mn]+36[Ni]+58[Mo])-228.5/log((Ac3-500)/v)+713 ・・・(1)
Ac3=(32[Si]+17[Mo])-(231[C]+20[Mn]+40[Cu]+18[Ni]+15[Cr])+912 ・・・(2)
ここで、式中のvは、Ac3点から冷却到達温度までの平均冷却速度(℃/秒)を表し、[C],[Si],[Cu],[Cr],[Mn],[Ni],[Mo]は、それぞれ鋳片でのC,Si,Cu,Cr,Mn,Ni,Moの濃度を表す。
本実施形態で用いる連続鋳造機は、湾曲型であってもよく垂直曲げ型であってもよい。また、矯正点が複数ある場合は、鋳型から出た後、最もメニスカスに近い最初の矯正点に至るまでの間に、前述した条件で冷却を制御するものとする。冷却の制御は主にスプレー冷却装置を用いて行われ、スプレーにより水やミストを吹付けてその量や時間、タイミングを制御する。
さらに、図3に示した例では、鋳型から出た直後に急冷して、1回だけ鋳片表面の最大温度でAr1点以下の温度T1まで冷却させているが、冷却回数は2回以上であってもよい。冷却回数を増やすことによってオーステナイトからフェライトへの変態が複数回起こり、表面組織をより微細化させることができる。また、冷却回数を増やすとその分復熱の回数も増えるが、温度Tb以上となる時間tbは、各復熱で温度Tb以上となる時間を合計した時間とする。
次に、本発明で規定した鋼(鋳片)の成分について説明する。なお、以下に説明する「%」は「質量%」を意味するものとする。
[C:0.03%以上0.40%以下]
Cは鋼の静的強度だけでなく、疲労強度、靭性、延性に影響する最も基本的な元素である。C濃度を0.03%未満としてもこれらの特性の著しい改善は見られず、脱炭のコスト増大を招くのみであり望ましくない。よって下限を0.03%とする。また、C濃度が0.40%を超えると靭性が劣化する。よって上限を0.40%とする。
Cは鋼の静的強度だけでなく、疲労強度、靭性、延性に影響する最も基本的な元素である。C濃度を0.03%未満としてもこれらの特性の著しい改善は見られず、脱炭のコスト増大を招くのみであり望ましくない。よって下限を0.03%とする。また、C濃度が0.40%を超えると靭性が劣化する。よって上限を0.40%とする。
[Si:0.01%以上1.00%以下]
Siは適正な添加により鋼の強度を高めることができる元素である。その効果を得るためにはSiを0.01%以上含有させる必要である。よって下限を0.01%とする。一方で、Si濃度が1.00%を超えると靭性や加工性を著しく劣化させる。よって上限を1.00%とする。
Siは適正な添加により鋼の強度を高めることができる元素である。その効果を得るためにはSiを0.01%以上含有させる必要である。よって下限を0.01%とする。一方で、Si濃度が1.00%を超えると靭性や加工性を著しく劣化させる。よって上限を1.00%とする。
[Mn:0.10%以上2.50%以下]
MnもSi同様、適正な添加により鋼の強度を高めることができる。Mn濃度が0.10%未満では必要な強度が確保できない。よって下限を0.10%とする。また、Mn濃度が2.50%を超えると靭性および加工性が劣化する。よって上限を2.50%とする。
MnもSi同様、適正な添加により鋼の強度を高めることができる。Mn濃度が0.10%未満では必要な強度が確保できない。よって下限を0.10%とする。また、Mn濃度が2.50%を超えると靭性および加工性が劣化する。よって上限を2.50%とする。
[P:0.040%以下]
Pは鋳造時の割れ発生を促進する元素であり、P濃度が0.040%を超えると鋳片割れを抑制することが困難になる。よって上限を0.040%とする。なお、Pは少ないほど好ましいことから0%であってもよい。
Pは鋳造時の割れ発生を促進する元素であり、P濃度が0.040%を超えると鋳片割れを抑制することが困難になる。よって上限を0.040%とする。なお、Pは少ないほど好ましいことから0%であってもよい。
[S:0.030%以下]
SもP同様、鋳造時の割れ発生抑制を促進し、鋼板の曲げ加工性を劣化させる元素である。S濃度が0.030%を超えると上記悪影響が顕著になる。よって上限を0.030%とする。Sも同様に少ないほど好ましいことから0%であってもよい。
SもP同様、鋳造時の割れ発生抑制を促進し、鋼板の曲げ加工性を劣化させる元素である。S濃度が0.030%を超えると上記悪影響が顕著になる。よって上限を0.030%とする。Sも同様に少ないほど好ましいことから0%であってもよい。
[Cu:0.10%以上0.50%以下]
Cuが0.10%未満であれば、鋼材の酸化により生成する液相の量が十分少なくなり、脆化による割れは発生しないか、もしくは有害とはならない。一方で、環境対策としてスクラップを用いる際に、Cuが比較的高濃度含まれる劣質スクラップを用いる場合もある。Cu濃度を0.10%未満とすると、Cuを希釈するために高級スクラップや還元鉄など鉄源配合を変更する必要があり、コストの増大を招いてしまう。よって下限を0.10%とする。一方、Cu濃度が0.50%を超えると、鋼の材質に悪影響を与えてしまう。よって上限を0.50%とする。
Cuが0.10%未満であれば、鋼材の酸化により生成する液相の量が十分少なくなり、脆化による割れは発生しないか、もしくは有害とはならない。一方で、環境対策としてスクラップを用いる際に、Cuが比較的高濃度含まれる劣質スクラップを用いる場合もある。Cu濃度を0.10%未満とすると、Cuを希釈するために高級スクラップや還元鉄など鉄源配合を変更する必要があり、コストの増大を招いてしまう。よって下限を0.10%とする。一方、Cu濃度が0.50%を超えると、鋼の材質に悪影響を与えてしまう。よって上限を0.50%とする。
[Sn:0.005%以上0.050%以下]
Snはスケールの生成に伴って発生するトランプエレメント濃縮層の液相安定化温度を大きく下げ、赤熱脆化割れの感受性を著しく高めるため極力混入させないことが望ましい。Sn濃度が0.005%未満であれば、上記メカニズムにより生成する液相の量が十分少なくなり、脆化による割れをある程度抑制することができる。一方で、環境対策としてスクラップを用いる際に、Snが比較的高濃度含まれる劣質スクラップを用いる場合もある。Sn濃度を0.005%未満とすると、Snを希釈するために高級スクラップや還元鉄など鉄源配合を変更する必要があり、コストの増大を招いてしまう。よって下限を0.005%とする。一方、Sn濃度が0.050%を超えると、さらに低い温度でも赤熱脆化割れを生じさせるため、抑制のために多量のNiを要することになるため、望ましくない。よって上限を0.050%とする。
Snはスケールの生成に伴って発生するトランプエレメント濃縮層の液相安定化温度を大きく下げ、赤熱脆化割れの感受性を著しく高めるため極力混入させないことが望ましい。Sn濃度が0.005%未満であれば、上記メカニズムにより生成する液相の量が十分少なくなり、脆化による割れをある程度抑制することができる。一方で、環境対策としてスクラップを用いる際に、Snが比較的高濃度含まれる劣質スクラップを用いる場合もある。Sn濃度を0.005%未満とすると、Snを希釈するために高級スクラップや還元鉄など鉄源配合を変更する必要があり、コストの増大を招いてしまう。よって下限を0.005%とする。一方、Sn濃度が0.050%を超えると、さらに低い温度でも赤熱脆化割れを生じさせるため、抑制のために多量のNiを要することになるため、望ましくない。よって上限を0.050%とする。
[Ni:0.100%以下]
NiはCu、Snによる赤熱脆化割れを抑制する効果を有することが知られているが、高価な元素であり、その添加量は極力少ないことが望ましい。意図的に含有量を増加させると多くのコストがかかることから、一般的にスクラップから混入する程度の量で充分である。よって上限を0.100%とする。Ni濃度の下限は特に限定されるものではなく、0%であってもよいが、上記の効果を得るために、Ni濃度は0.050%以上であることが好ましい。また、Cu当量(Cu_eq)によって下限温度である温度Tbが決まることから、Ni濃度を[Ni]とした場合に、Cu当量(Cu_eq)との関係で、[Ni]/Cu_eq>0.5であることが好ましい。
NiはCu、Snによる赤熱脆化割れを抑制する効果を有することが知られているが、高価な元素であり、その添加量は極力少ないことが望ましい。意図的に含有量を増加させると多くのコストがかかることから、一般的にスクラップから混入する程度の量で充分である。よって上限を0.100%とする。Ni濃度の下限は特に限定されるものではなく、0%であってもよいが、上記の効果を得るために、Ni濃度は0.050%以上であることが好ましい。また、Cu当量(Cu_eq)によって下限温度である温度Tbが決まることから、Ni濃度を[Ni]とした場合に、Cu当量(Cu_eq)との関係で、[Ni]/Cu_eq>0.5であることが好ましい。
[N:0.0040%以上0.0150%以下]
Nは鋼材の機械的特性に影響する元素であり、熱間延性を低下させ、鋳造時あるいは圧延時に表面疵の要因となる元素でもある。Nは主に2次精錬の脱ガス工程で除去されるが、N濃度が0.0040%未満とするのは脱ガス処理に長時間を要するため、コスト増大を招き好ましくない。よって下限を0.0040%とする。一方、N濃度が0.0150%を超えると、窒化物系介在物の粗大化を招き、疲労強度を低下させる原因となるため好ましくない。よって上限を0.0150%とするが、鋼材清浄性の観点から、上限を0.0080%とすることが好ましい。
Nは鋼材の機械的特性に影響する元素であり、熱間延性を低下させ、鋳造時あるいは圧延時に表面疵の要因となる元素でもある。Nは主に2次精錬の脱ガス工程で除去されるが、N濃度が0.0040%未満とするのは脱ガス処理に長時間を要するため、コスト増大を招き好ましくない。よって下限を0.0040%とする。一方、N濃度が0.0150%を超えると、窒化物系介在物の粗大化を招き、疲労強度を低下させる原因となるため好ましくない。よって上限を0.0150%とするが、鋼材清浄性の観点から、上限を0.0080%とすることが好ましい。
本発明においては、製品に求める特性を発現させるため、さらに以下の元素を1種または2種以上を溶鋼に含有してもよい。なお、下限はいずれも0%を超える濃度である。
[Al:0%超0.100%以下]
Alは脱酸目的で極めて広く用いられる元素であるが、Al濃度が0.100%を超えると、鋳造中にノズル詰まりが発生したり、鋼中に残存する酸化物系介在物が性能を劣化させたりするなどの不具合が生じやすい。よって上限を0.100%とする。
Alは脱酸目的で極めて広く用いられる元素であるが、Al濃度が0.100%を超えると、鋳造中にノズル詰まりが発生したり、鋼中に残存する酸化物系介在物が性能を劣化させたりするなどの不具合が生じやすい。よって上限を0.100%とする。
[Cr:0%超1.50%以下]
Crは鋼の強度を高めるために有用な元素であるが、Cr濃度が1.50%を超えると効果がほぼ飽和し、コストの増大を招いて好ましくない。よって上限を1.50%とする。
Crは鋼の強度を高めるために有用な元素であるが、Cr濃度が1.50%を超えると効果がほぼ飽和し、コストの増大を招いて好ましくない。よって上限を1.50%とする。
[Mo:0%超0.20%以下]
MoはCr同様鋼の強度を高める元素であるが、Mo濃度が0.20%を超えるとその効果が飽和する。よって上限を0.20%とする。
MoはCr同様鋼の強度を高める元素であるが、Mo濃度が0.20%を超えるとその効果が飽和する。よって上限を0.20%とする。
[Ti:0%超0.020%以下]
TiはAl同様脱酸の効果を有するのみならず、熱的安定性が大きい窒化物を形成し、加熱炉内で組織の微細化を図ることができる。一方、Ti濃度が0.020%を超えると窒化物系析出物の生成量が増加し、700℃前後(III領域)の脆化による割れ感受性が高まる。また、鋳造時に酸化物によるノズル詰まりが頻発するため好ましくない。よって上限を0.020%とする。
TiはAl同様脱酸の効果を有するのみならず、熱的安定性が大きい窒化物を形成し、加熱炉内で組織の微細化を図ることができる。一方、Ti濃度が0.020%を超えると窒化物系析出物の生成量が増加し、700℃前後(III領域)の脆化による割れ感受性が高まる。また、鋳造時に酸化物によるノズル詰まりが頻発するため好ましくない。よって上限を0.020%とする。
[V:0%超0.20%以下]
VはTiと同様に窒化物を生成させる元素であり、強度改善のために用いられる。しかし、V濃度が0.20%を超えるとVNが粗大に成長しやすくなり、疲労強度を低下させる原因となる。よって上限を0.20%とする。
VはTiと同様に窒化物を生成させる元素であり、強度改善のために用いられる。しかし、V濃度が0.20%を超えるとVNが粗大に成長しやすくなり、疲労強度を低下させる原因となる。よって上限を0.20%とする。
[Nb:0%超0.030%以下]
NbはTiと同様に窒化物等を形成する元素である。また、少量で鋼材の強度を著しく高める効果がある。一方、Nb濃度が0.030%を超えると効果が飽和するだけでなく、鋳造時の割れ頻発の原因となる。よって上限を0.030%とする。
NbはTiと同様に窒化物等を形成する元素である。また、少量で鋼材の強度を著しく高める効果がある。一方、Nb濃度が0.030%を超えると効果が飽和するだけでなく、鋳造時の割れ頻発の原因となる。よって上限を0.030%とする。
[Zr:0%超0.010%以下]
ZrもTiと同様に窒化物等を形成する元素であり、酸化物系介在物の粗大化を抑制する効果がある。一方、Zr濃度が0.010%を超えると効果が飽和するだけでなく、鋳型への溶鋼注入に用いられる浸漬ノズルの閉塞を引き起こす。よって上限を0.010%とする。
ZrもTiと同様に窒化物等を形成する元素であり、酸化物系介在物の粗大化を抑制する効果がある。一方、Zr濃度が0.010%を超えると効果が飽和するだけでなく、鋳型への溶鋼注入に用いられる浸漬ノズルの閉塞を引き起こす。よって上限を0.010%とする。
[Ca:0%超0.0100%以下]
CaはAl2O3を改質し、酸化物系介在物の粗大化を抑制する効果がある。一方、Ca含有量が多過ぎると、CaO-Al2O3を主成分とする却って粗大な酸化物系介在物を形成し、疲労破壊の基点となる虞がある。したがって、Ca濃度は0.0100%以下とし、好ましくは0.0050%以下である。Ca濃度の下限は特に限定されるものではなく、0%であってもよいが、酸化物系介在物の粗大化を抑制する効果を得るために、0%超であることが好ましく、より好ましくは0.0010%以上である。
CaはAl2O3を改質し、酸化物系介在物の粗大化を抑制する効果がある。一方、Ca含有量が多過ぎると、CaO-Al2O3を主成分とする却って粗大な酸化物系介在物を形成し、疲労破壊の基点となる虞がある。したがって、Ca濃度は0.0100%以下とし、好ましくは0.0050%以下である。Ca濃度の下限は特に限定されるものではなく、0%であってもよいが、酸化物系介在物の粗大化を抑制する効果を得るために、0%超であることが好ましく、より好ましくは0.0010%以上である。
[Mg:0%超0.010%以下]
MgはCaと同様にAl2O3を改質し、酸化物系介在物の粗大化を抑制する効果がある。また、硫化物系介在物にも作用し、アスペクト比を低下させる効果がある。一方、Mg濃度が高過ぎると、MgOを主成分とする粗大なクラスター状酸化物系介在物を形成し、疲労破壊の基点となる虞がある。したがって、Mg濃度は0.010%以下とし、好ましくは0.005%以下である。Mg濃度の下限は特に限定されるものではなく、0%であってもよいが、酸化物系介在物の粗大化を抑制する効果を得るために、0%超であることが好ましく、より好ましくは0.001%以上である。
MgはCaと同様にAl2O3を改質し、酸化物系介在物の粗大化を抑制する効果がある。また、硫化物系介在物にも作用し、アスペクト比を低下させる効果がある。一方、Mg濃度が高過ぎると、MgOを主成分とする粗大なクラスター状酸化物系介在物を形成し、疲労破壊の基点となる虞がある。したがって、Mg濃度は0.010%以下とし、好ましくは0.005%以下である。Mg濃度の下限は特に限定されるものではなく、0%であってもよいが、酸化物系介在物の粗大化を抑制する効果を得るために、0%超であることが好ましく、より好ましくは0.001%以上である。
[REM:0%超0.0100%以下]
REMも同様にAl2O3を改質し、酸化物系介在物の粗大化を抑制する効果がある。一方、REM含有量が多過ぎると、鋼の清浄性を低下させ、鋼の靭性を劣化させる虞がある。したがって、REM濃度は0.0100%以下とし、好ましくは0.0050%以下である。REM濃度の下限は特に限定されるものではなく、0%であってもよいが、酸化物系介在物の粗大化を抑制する効果を得るために、0%超であることが好ましく、より好ましくは0.0003%以上である。なお、REMとは、LaやCe等の希土類元素を表すが、そのうちの任意の1種類、あるいは2種類以上のREMを用いることができる。
REMも同様にAl2O3を改質し、酸化物系介在物の粗大化を抑制する効果がある。一方、REM含有量が多過ぎると、鋼の清浄性を低下させ、鋼の靭性を劣化させる虞がある。したがって、REM濃度は0.0100%以下とし、好ましくは0.0050%以下である。REM濃度の下限は特に限定されるものではなく、0%であってもよいが、酸化物系介在物の粗大化を抑制する効果を得るために、0%超であることが好ましく、より好ましくは0.0003%以上である。なお、REMとは、LaやCe等の希土類元素を表すが、そのうちの任意の1種類、あるいは2種類以上のREMを用いることができる。
[B:0%超0.0040%以下]
Bは少量で鋼材の機械的特性を高める効果がある。一方、B含有量が多過ぎると効果が飽和し、また鋳造時に割れが発生し易くなる。したがって、B濃度は0.0040%以下とし、好ましくは0.0030%以下である。B濃度の下限は特に限定されるものではなく、0%であってもよいが、機械的特性を高める効果を得るために、0%超であることが好ましく、より好ましくは0.0001%以上である。
Bは少量で鋼材の機械的特性を高める効果がある。一方、B含有量が多過ぎると効果が飽和し、また鋳造時に割れが発生し易くなる。したがって、B濃度は0.0040%以下とし、好ましくは0.0030%以下である。B濃度の下限は特に限定されるものではなく、0%であってもよいが、機械的特性を高める効果を得るために、0%超であることが好ましく、より好ましくは0.0001%以上である。
次に、本発明の実施例について説明する。なお、本実施例で示すデータは単に本発明を適用した事例の一例を示したものであり、これにより本発明の適用範囲が限定されるものではない。
電気炉にて溶鋼を溶製してその後2次精錬を行い、表4に示す溶鋼を得た。そして、タンディッシュを経て溶鋼を鋳型に流し込み、鋳型から出た鋳片を冷却し、曲率半径12.0mの湾曲型の連続鋳造機(5点矯正型)を用いて幅2000mm×厚み250mmの鋳片を製造した。このとき、スプレー冷却装置の水量を調整し、復熱を制御することにより冷却到達温度T1および復熱到達温度T2を変動させた。また、鋳造速度は0.8~1.5m/minであった。その後、鋳片をガス切断機にて5.0±0.2m長さに切断後、表面の観察に供し、鋳片の表面割れの評価は、鋳片表面を酸洗後、磁粉探傷試験により行った。
なお、鋳片の表面温度は、連続鋳造機内の湾曲部外周側に設置した複数の放射温度計により測定した。この実測値とともに冷却水やロールによる抜熱条件を与えて伝熱凝固解析を行い、鋳片の表面温度分布を求め、湾曲部内周側の長辺面のうち幅方向の中央部の表面温度を代表温度とした。その際、伝熱計算で求めた表面温度と放射温度計から得られた実測値の間に20℃以上の乖離がなかったこと、および鋳型出側以降の鋳片表面温度はいずれの位置においても1250℃を超えなかったことを確認した。この計算結果から、鋳片のある位置が鋳型から出た時間を0とし、矯正点に至るまでの温度グラフを描画し、鋼中Cu、Sn成分により定められる温度Tb以上にある時間tbを読み取った。
実験結果を表5に示す。表5において、割れがないものを○印、割れの数が鋳片長さ1mあたり軽微なものが10箇所以下であったものを△印、いずれにも該当しないものを×印で表した。水準1~16はいずれも冷却到達温度T1がAr1点以下で、かつ温度Tb以上となる時間が180秒以内であったことから、いずれも割れ発生のない良好な表面品位の鋳片を得た。
一方、比較例の水準17~22はいずれも冷却到達温度T1がAr1点よりも高かったため、いずれも鋳片表面に割れを呈した。また、比較例の水準23~31はいずれも温度Tb以上となる時間が180秒を超えていたため、いずれも鋳片表面に割れを呈した。
Claims (2)
- 質量%で、
C:0.03%以上0.40%以下、
Si:0.01%以上1.00%以下、
Mn:0.10%以上2.50%以下、
P:0.040%以下、
S:0.030%以下、
Cu:0.10%以上0.50%以下、
Sn:0.005%以上0.050%以下、
Ni:0.100%以下、および
N:0.0040%以上0.0150%以下、
を含有し、残部がFeおよび不可避不純物からなる鋼の鋳片を、湾曲型もしくは垂直曲げ型の連続鋳造機を用いて製造する方法であって、
鋳型から出てから矯正点に至るまでの間に、鋳片表面の最大温度がAr1点以下となるまで冷却して復熱させるステップを有し、前記復熱を開始してから前記矯正点に至るまで、前記鋳片表面の最大温度が下記の温度Tb(℃)以上となる時間tb(秒)が180秒以下となるように冷却を制御することを特徴とするCu含有鋼の連続鋳造方法。
Cu_eq<0.250%の場合、Tb=1130℃、
0.250%≦Cu_eq<0.300%の場合、Tb=1100℃、
0.300%≦Cu_eq<0.350%の場合、Tb=1070℃、
0.350%≦Cu_eq<0.400%の場合、Tb=1040℃、
0.400%≦Cu_eq<0.450%の場合、Tb=1010℃、
0.450%≦Cu_eq<0.500%の場合、Tb=980℃、
Cu_eq≧0.500%の場合、Tb=950℃、
ここで、Cu_eq=[Cu]+4×[Sn]であり、[Cu]は前記鋳片でのCu濃度(質量%)を表し、[Sn]は前記鋳片でのSn濃度(質量%)を表す。 - 前記鋳片はさらに、
質量%で、
Al:0%超0.100%以下、
Cr:0%超1.50%以下、
Mo:0%超0.20%以下、
Ti:0%超0.020%以下、
V:0%超0.20%以下、
Nb:0%超0.030%以下、
Zr:0%超0.010%以下、
Ca:0%超0.0100%以下、
Mg:0%超0.010%以下、
REM:0%超0.0100%以下、および
B:0%超0.0040%以下、
からなる群から選ばれる1種以上を含有することを特徴とする請求項1に記載のCu含有鋼の連続鋳造方法。
Priority Applications (1)
Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
---|---|---|---|
JP2022048471A JP2023141899A (ja) | 2022-03-24 | 2022-03-24 | Cu含有鋼の連続鋳造方法 |
Applications Claiming Priority (1)
Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
---|---|---|---|
JP2022048471A JP2023141899A (ja) | 2022-03-24 | 2022-03-24 | Cu含有鋼の連続鋳造方法 |
Publications (1)
Publication Number | Publication Date |
---|---|
JP2023141899A true JP2023141899A (ja) | 2023-10-05 |
Family
ID=88206134
Family Applications (1)
Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
---|---|---|---|
JP2022048471A Pending JP2023141899A (ja) | 2022-03-24 | 2022-03-24 | Cu含有鋼の連続鋳造方法 |
Country Status (1)
Country | Link |
---|---|
JP (1) | JP2023141899A (ja) |
-
2022
- 2022-03-24 JP JP2022048471A patent/JP2023141899A/ja active Pending
Similar Documents
Publication | Publication Date | Title |
---|---|---|
CA2695527C (en) | Method for manufacturing high strength hot rolled steel sheet | |
WO2013002418A1 (ja) | 耐サワー性に優れたラインパイプ用厚肉高強度継目無鋼管およびその製造方法 | |
JP4363403B2 (ja) | 耐hic性に優れたラインパイプ用鋼材及びその鋼材を用いて製造されるラインパイプ | |
US10988819B2 (en) | High-strength steel material and production method therefor | |
KR20060007431A (ko) | 무방향성 전기강 스트립의 개선된 제조방법 | |
JP6951060B2 (ja) | 鋳片の製造方法 | |
CN115386808A (zh) | 一种耐腐蚀油套管及其制备方法与应用 | |
JP6359783B1 (ja) | オーステナイト系ステンレス鋼板およびその製造方法 | |
JP3508715B2 (ja) | 高Cr鋼鋳片および継目無鋼管 | |
JP5206239B2 (ja) | 高n含有二相ステンレス鋼の連続鋳造方法 | |
JP4203068B2 (ja) | 被削性に優れた低炭素硫黄快削鋼 | |
JP2002307149A (ja) | 連続鋳造方法 | |
JPH04224659A (ja) | マルテンサイト系継目無鋼管とその製造方法 | |
JP2023141899A (ja) | Cu含有鋼の連続鋳造方法 | |
JP5666999B2 (ja) | 条鋼の製造方法 | |
JP2023141895A (ja) | Cu含有鋼の連続鋳造方法 | |
JP3518517B2 (ja) | 高クロム・フェライト系耐熱鋼材の製造方法 | |
KR100946068B1 (ko) | 고강도 과공석강 및 이를 이용한 과공석강 선재의 제조방법 | |
JP7477051B2 (ja) | 連続鋳造スラブおよびその製造方法 | |
JP2022183765A (ja) | 鋼の連続鋳造方法 | |
JP7261345B1 (ja) | 耐酸化性に優れたオーステナイト系Ni-Cr-Fe合金とその製造方法 | |
JP7477052B2 (ja) | 連続鋳造スラブおよびその製造方法 | |
JP7124631B2 (ja) | 鋳片の置き割れ防止方法 | |
JP4479092B2 (ja) | 熱間圧延鋼材およびその製造方法 | |
KR100345704B1 (ko) | 내수소유기응력부식균열성이우수한고강도열연강판의제조방법 |