JP3966054B2

JP3966054B2 - Continuous casting method of steel

Info

Publication number: JP3966054B2
Application number: JP2002114301A
Authority: JP
Inventors: 正功奈良; 聡井戸川; 永康別所; 徹也藤井
Original assignee: JFE Steel Corp
Current assignee: JFE Steel Corp
Priority date: 1994-07-14
Filing date: 2002-04-17
Publication date: 2007-08-29
Anticipated expiration: 2015-07-11
Also published as: JP2002316242A

Description

【０００１】
【発明の属する技術分野】
鋼の連続鋳造においては、タンディシュに収容した溶鋼をその底部に設けた浸漬ノズルを通して連続鋳造用鋳型に供給するが、浸漬ノズルの吐出口から噴出する溶鋼の流速は鋳造速度に比較して著しく大きいため溶鋼中の介在物や気泡がクレーター深くに侵入しやすく、このような場合には内部欠陥になるのが避けられない。また、凝固シェルの再溶解の問題もあり、さらには溶鋼の噴流のうち、とくに上向きの流れ（反転流等）はモールドメニスカス部を盛り上がらせ湯面変動を助長してモールドパウダーを巻き込むことから鋳造鋳片の品質や鋳造操業に著しい悪影響を及ぼす。
【０００２】
この発明は、とくに、溶鋼の供給量が従来の２倍を超えるような高速鋳造を行う場合において、連続鋳造用鋳型内における湯面変動やパウダーの巻き込みあるいは介在物等の巻き込み等を軽減して内部品質の改善を図るとともにその表面性状の健全化も合わせて図り、内・外品質の改善された鋳造鋳片を安定して得ようとするものである。
【０００３】
【従来の技術】
浸漬ノズルからの溶鋼噴流を制御するには、従来は浸漬ノズルの吐出口の形状に工夫を加えたり溶鋼の注入速度を低減するのが一般的であった。
【０００４】
しかしながら、浸漬ノズルの吐出口の形状を単に変更したり溶鋼の注入速度を低減するのみでは、溶鋼中に含まれる介在物等に起因した品質欠陥を完全に防止するのは困難であった。
【０００５】
この点に関する先行技術として、例えば特開昭５７−１７３５６号公報には、連続鋳造用鋳型に静磁場発生装置を設置し、これによって浸漬ノズルからの溶鋼の噴出流に制動を加える方法が、また、特開平２−２８４７５０号公報には連続鋳造用鋳型の全面に静磁場を作用させ、これによって浸漬ノズルから溶鋼の噴出流に制動を加える技術がそれぞれ開示されている。
【０００６】
ところで、上掲の特開昭５７−１７３５６号公報に開示の技術では溶鋼の噴流に制動を加えた際に、それがあたかも壁に当たったようにその向きを変えるが、噴流のもつエネルギーを分散して均一な流れにすることができず、また、噴流が静磁場のない方向に逃げるため、満足のいく結果を得ることができない不利があった。
【０００７】
一方、特開平２−２８４７５０号公報に開示の技術においては、浸漬ノズルからの溶鋼の噴流の均一化を図ることが可能であるとともに、メニスカス部の湯面変動も小さくすることができ、鋳造鋳片の表面および内部の品質についてはある程度まで改善することができるようになったが、溶鋼のスループットが従来の２倍を超えるような高速鋳造を実施するような場合においては、以下のような問題があり未だ多少の改善の余地が残されていた。
【０００８】
１）多孔式の浸漬ノズルを用いた場合、浸漬ノズルからの溶鋼噴流に伴う鋳型内での偏流の発生が避けられない。
２）多孔式の浸漬ノズルを用いた場合、溶鋼噴流の高速化によりノズル詰まりが発生した際に、鋳型内での偏流が大きくなって安定した連続鋳造を実現できない。
３）多孔式の浸漬ノズルを用いた場合、溶鋼噴流の高速化に伴い鋳型短辺での反転流も高速化するため湯面の流動増加によるパウダーの巻き込みが避けられない。なお、この点については単孔式の浸漬ノズルの適用が考えられるが、溶鋼噴流の下方部域に静磁場を印加すると鋳型内における戻り電流（誘導電流）の影響で溶鋼の反転上昇流が生じ湯面変動をきたしてパウダーの巻き込みが避けられない。
４）湯面の乱れが大きくなるためオシレーションに起因したマーク深さが深くなり、また、同時にオシレーションマークが乱れるため、圧延して得た鋼板に表面きず（コイル欠陥）が多発する。
５）鋳型内における湯面が波立ち、オシレーションマークが乱れるため均一なパウダー供給が困難となりスティッキング等の発生による拘束性ブレークアウトを起こしやすい。
６）浸漬ノズルからの溶鋼噴流による凝固シェルの再溶解のおそれがある。
【０００９】
また、最近では連続鋳造用鋳型の下端部に、静磁場を印加して連続鋳造する方法（特開平7-51801 号公報、特開平7-51802 号公報) の他、連続鋳造用鋳型の下端に静磁場を印加するとともに、２本のノズルを用いて連続鋳造を行う方法 (特開平5-277641号公報) 等が提案されている。これらの技術はクラッド鋼の鋳造を対象としたものであるが、これによれば例えば浸漬ノズルからの溶鋼の噴流に対して適切な領域（連続鋳造用鋳型の短辺壁側の凝固シェルの近傍域等）に静磁場を印加することにより流速を小さくすることが可能であって、普通鋼の連続鋳造においても十分に適用することが可能である。
【００１０】
しかしながら、これらの技術においては静磁場の値はいずれも0.5 Ｔ以下であるため、スループットが６〜10ｔ／min にもなるような高速鋳造では溶鋼噴流によりメニスカス表面が乱れパウダーや介在物の巻き込み等が避けられず、製品に欠陥を生じさせることになしに鋳造できる量は極わずかなものに限定されてしまう不利があった。
【００１１】
磁束密度をより高くしかつ、電力コストの軽減を図るべく、特公昭６３−５４４７０号公報には従来の常温磁石を超伝導磁石に交換する技術が開示されている。ところで、常電導電磁石であろうが、超伝導電磁石であろうが、静磁場の印加条件が悪い場合には却って欠陥が多発することがあり、とくに、スループットを従来の５ｔ／min 程度から６ｔ／min を超える高速鋳造を行う場合においては湯面の乱れや介在物の巻き込み等の問題から、かかる技術では、このような磁石を使用した磁場発生装置によって欠陥のない鋳造鋳片を得るのに必要な磁場の印加条件、鋳造条件については全く開示されていない。
【００１２】
さらに、これに関連したものとして、特開平３−９４９５９号公報には、超伝導電磁石とカプス磁場を用いて鋳造する方法が開示されているが、この方法による磁場の磁束密度は0.15Ｔ程度であり常電導磁石を用いた場合と比較してもかなり小さいことと、磁場の印加方式がカプスであることから高速鋳造の際に問題となる連続鋳造用鋳型内における湯面については制御不可能であった。
【００１３】
なお、特開平４−５２０５７号公報には、磁束密度が最大で0.5 Ｔになる静磁場を鋳型の下端に印加して欠陥の少ないスラブを鋳造する方法が開示されていて、これによって従来よりも気泡や介在物の巻き込みの軽減を図ることを可能とされているが、鋳造条件については従来と同様の条件であるため、高速鋳造には対応し得ない。
【００１４】
【発明が解決しようとする課題】
高スループット、高速鋳造を実現するために上述した１）〜６）についての解決を図る有効な提案は今のことろない。
この発明の目的は、高スループット、高速鋳造を実施する場合における上記の如き課題を解決しＤＨＣＲ法（Direct Hot Charged Rolling) あるいはＣＣ−ＤＲ法 (Continuous Casting Rolling) に適した無手入れ鋳造鋳片を製造するのに適した新規な連続鋳造方法を提案するところにある。
【００１５】
【課題を解決するための手段】
この発明は、連続鋳造用鋳型の対向側壁の相互間に静磁場を印加して、浸漬ノズルを通して該連続鋳造用鋳型内へ供給する溶鋼の噴流を制御するに当たり、６ｔ／min 以上のスループットにして溶鋼を連続鋳造鋳型内へ供給するとともに、前記浸漬ノズルの吐出口の上下に各々電磁石を配置して連続鋳造用鋳型のメニスカス部に磁束密度が0.5 Ｔ以上になる静磁場を、浸漬ノズルの吐出口から噴出した溶鋼噴流の下方部域には磁束密度が0.5 Ｔ以上になる静磁場をそれぞれ同時に印加することを特徴とする鋼の連続鋳造方法（請求項1）である。
【００１６】
この発明においては、溶鋼の供給中はＳ・Ｆ≧450 (Ｓ：連続鋳造用鋳型の上下ストローク(mm)、Ｆ：オシレーション数 (cpm)) の条件を満足するように連続鋳造用鋳型を振動させるのが好ましい。
【００１７】
溶鋼の供給中にＳ・Ｆ≧450 の条件を満足させるにはＳについては設備等の問題からその値はほぼ一定の値に設定されるのでオシレーション数Ｆの調整が必要になり、この発明において対象としている高スループット、高速鋳造ではＦは好ましくは150cpm以上、より好ましくは200cpm以上に設定する。この場合、高い磁束密度が得られ装置の重量の軽減を図ることができる静磁場印加手段として、超電導磁石、それも鉄芯を有しない空芯超電導電磁石を用いる。
【００１８】
【作用】
図１，図２は、浸漬ノズルを通過する溶鋼（Ｃ：20〜30ppm ，Mn： 0.1〜0.2wt ％，Ｐ：0.01〜0.012wt ％，Ｓ： 0.006〜0.010wt ％，Al： 0.032〜0.045wt％，T .0：22〜32ppm ）の量Ｑ、すなわちスループットを４ｔ／min 、７ｔ／min 、10ｔ／min として、それぞれの場合につき、タンディッシュ溶鋼温度Ｔ_t ：1555〜1560℃，１チャージ：230 ｔ，鋳型サイズ：260mm ×1300mm，垂直曲げ連鋳機（垂直部３ｍ），浸漬ノズル：２孔ノズル，ノズル径：内径70mm，吐出口サイズ：70mm×80mmの角型、ノズル角度：下向き15°、ノズル閉塞防止用ガス (Arガス) の吹き込み無しの条件で連続鋳造を行い、連続鋳造中に印加した静磁場（磁場の印加タイプ：上下２段全幅タイプでＬ₁ ＝250 mm, Ｌ₂ ＝250 mm, 図８参照、磁束密度：０〜10Ｔ印加可能）の磁束密度と鋳型内湯面温度（指数）および浸漬ノズルのノズル詰まり（指数）との関係をそれぞれ調査した結果を示したものである。なお、図１, ２においては磁束密度はメニスカス部で0.5 Ｔ、溶鋼噴流の下方部域で０〜５Ｔの範囲で調整し、ストロークおよびオシレーション条件については図１では鋳型ストローク：８〜10mm, オシレーション：187 〜257 cpm 、図２では鋳型ストローク：７〜９mm, オシレーション：170 〜220cpmとした。
【００１９】
メニスカス部において0.5 Ｔ以上になる静磁場を印加し、かつ溶鋼噴流の下方部域において磁束密度が0.5Ｔ以上になる静磁場を印加して溶鋼の噴流を制御する場合においては、鋳型内における湯面温度の低下は小さくなり（図1）、ノズル吐出口での溶鋼噴流の整流化作用によってノズル詰まりも小さくなる（図2）。とくに0.5Ｔでその効果が表れはじめ0.7Ｔ近傍で効果が顕著となる。
【００２０】
溶鋼噴流を制御するために印加する磁場に関しては単に磁束密度を高くすればよいというものではなく溶鋼噴流に対する磁場の印加長さを特定の範囲とすることが重要な要素となってくる。溶鋼の噴流を制御できる磁場印加長さは、溶鋼流動の運動エネルギーを停止若しくは減速させられるだけの制動力を与えられる範囲と考えられ、一般に、磁場中で流動している導電性流体が磁場から受けるエネルギーＥは流体の平均流速をＶ₁ 、磁束密度をＢ、導電性流体の抵抗率をρ、磁場印加長さをＬ (図６参照) とした場合、Ｅ∝ (Ｖ₁ ／ρ) ・Ｂ² ・Ｌで表すことができる。とくに溶鋼のスループットが６ｔ／min 以上の高速鋳造においては溶鋼の流速を低減させるまでに必要な磁場印加長さＬは、モデル実験等より比例係数を求めて、ｋ・Ｑ／Ｂ≦Ｌ (ｋ：5.5,Ｌ（mm),Ｂ (Ｔ),Ｑ (ｔ／min ))で表すことができる。
この発明においてはメニスカス部の磁場印加長さの最小値は50mm程度とすることが、また、溶鋼噴流の下方部域の磁場印加長さの最小値についても50mm程度とするのがよい。
【００２１】
空芯超電導電磁石を使用して静磁場を印加する場合、磁場印加長さＬは電磁石の巻き線の上下端の間隔とし、磁束密度Ｂは磁場印加長さＬにおける鋳型の1/2厚さで最大磁束密度とする。磁場印加用の電磁石を複数個使用する場合にはＬ₁＋Ｌ₂---Ｌ_n ＝Ｌになる。
【００２２】
鋳造用鋳連続型のメニスカス部において磁束密度が0.5 Ｔ以上になる静磁場を印加し同時に溶鋼噴流の下方部域に磁束密度が0.5Ｔ以上になる静磁場を印加することにより、多孔式ノズルを使用した場合における溶鋼の反転流による湯面の変動は抑制され、同時に浸漬ノズルを流下する溶鋼が整流化されるためノズル内およびノズル吐出口部での溶鋼の流れが均一になりノズル閉塞のおそれが少なくなる。
【００２３】
また、単孔式の浸漬ノズルの場合にはメニスカス部および溶鋼噴流の下方部域に同時に0.5 Ｔ以上の静磁場を印加することにより、溶鋼の反転上昇流による湯面の変動は抑制されるとともに、高スループット、高速鋳造において懸念される溶鋼噴流の凝固シェルへの衝突が回避され再溶解の危険も極めて軽減されたものとなる。
【００２４】
図３、図４は、磁束密度について、コイル欠陥発生率、ブレークアウト発生率を調査した結果を示したもの（図３はストローク：６〜８mm, オシレーション数：180 〜190 cpm 、図４はストローク：６〜８mm, オシレーション数：240 〜260 cpm,他の条件は図１, ２の場合と同じ) であるが、メニスカス部および溶鋼噴流の下方部域共に磁束密度が 0.5Ｔ以上になる静磁場を印加した場合においてはパウダーの巻き込みやブレークアウトの発生率も極めて小さくなる。なお、この場合、メニスカス部に印加する静磁場の磁束密度を0.35Ｔ以下とした場合についてはスループットが６ｔ/min以上であっても単孔ノズル、多孔ノズルにかかわりなくコイル欠陥発生率は0.25％以上になる。
【００２５】
また、図５に磁束密度を０〜1.25Ｔとした場合における連続鋳造用鋳型内の溶鋼湯面のスーパーヒートと鋳片表面のオッシレーションマークのつめ深さの関係を示した。図１、図５より、メニスカス部および溶鋼噴流の下方部記につき同時に磁束密度の高い静磁場を印加し鋳型内の溶鋼湯面のスーパーヒートを高い状態に維持することによってつめ深さも軽減される。このつめ深さが軽減されれば当該部に捕捉される介在物、パウダー、気泡が減少するために冷延コイル製品の欠陥率が低下するものと考えられる。
【００２６】
溶鋼のスループットが６ｔ/min以上になる高速鋳造を対象としたこの発明においては、浸漬ノズルによる溶鋼の供給中、Ｓ・Ｆ≧450(Ｓ：連続鋳造用鋳型の上下ストローク (振幅の最大値から最小値の間の値)(mm) 、Ｆ：オシレーション数 (cpm)) の条件を満足するような連続鋳造を行うことが望ましい。その理由は、この発明において目指したような高スループット、高速鋳造を実施する場合、ブレークアウトや鋳造鋳片の内部欠陥の発生防止を図るうえでは溶鋼流動を安定化させることが大きな要因になるが、モールドパウダーを安定して流れ込ませることも重要であって、そのためにはとくに上記の条件下で連続鋳造を行う必要があり、これによりオシレーションマークの乱れはなくなり、そのマークの深さは軽減される。この条件はより好ましくはＳ・Ｆ≧1000とする。
【００２７】
なお、オシレーション数 (振動数) Ｆについてはその数値を高くすることによりパウダーの消費量が多くなりオシレーションマークの深さは低減されるので好ましく150 cpm 以上、より好ましくは200 cpm 以上とする。また、最大値はオシレーション波形の乱れ度の軽減、パウダー消費量の確保等から600cpm程度とする。
【００２８】
直接圧延を前提とした表面無手入れ鋳造鋳片を製造すべく、とくに溶鋼のスループットを６ｔ／min 以上、好ましくは７ｔ／min 、より好ましくは10ｔ／min以上にして行う高速鋳造においては、上記の効果はより一層顕著となるだけでなく、温度の高い溶鋼が連続鋳造用鋳型の出側よりも下側に深く侵入するのを阻止できるので凝固シェルの再溶解も回避される。ここに、溶鋼のスループット６ｔ／min は、厚さ0.22ｍ、幅 1.2ｍのスラブの連続鋳造を前提とした場合であって、鋳造速度Ｖ_c は2.9 ｍ／min 程度となる。
【００２９】
図６ａ，ｂに、この発明を実施するのに用いて好適な設備（連続鋳造用鋳型）の構成を示す。
【００３０】
図における番号１は一対の短辺壁１ａと長辺壁１ｂの組合せからなる連続鋳造用鋳型、２は連続鋳造用鋳型１へ溶鋼を供給する浸漬ノズル、３は連続鋳造用鋳型１の長辺壁１ｂの相互間に静磁場を印加する電磁石（超電導電磁石) であって、この電磁石３は連続鋳造用鋳型１の背面で浸漬ノズル２の吐出口２ａの上下に位置するように各々配置される。
【００３１】
上掲図６ａ，ｂに示した設備において、浸漬ノズル２による溶鋼の供給中、磁石３にて磁束密度が0.5 Ｔ以上の静磁場を印加 (メニスカス部：0.5 Ｔ, 溶鋼噴流の下方部域：0.5 Ｔ) するとこの静磁場と溶鋼流との相互作用で生じる誘導電流に由来した電磁力（ローレンツ力）にて溶鋼流に制動が加えられ減速された均一な流れとなり、また、モールドパウダーを巻き込んだり介在物が深く侵入して凝固シェルに捕捉されるようなことはない。
【００３２】
また、図６ａ、ｂに示すように、浸漬ノズル２の吐出口２ａの上下に電磁石３を配置したことにより上下の電磁石間に溶鋼噴流を封じ込めることができるので、介在物を含む噴流の侵入深さの減少とメニスカスの鎮静化が同時に達成されるだけでなく、鋳型内における溶鋼の温度降下も抑制される。
【００３３】
上掲図６においてはすべて多孔式の浸漬ノズルについて示したが、この発明では単孔式の浸漬ノズルを適用することができるのはいうまでもなく、得られる効果もほぼ同様となる。
【００３４】
図７ａ、ｂは浸漬ノズルとして単孔式のストレートノズルを適用した場合について示したものである。このような浸漬ノズルはとくに溶鋼噴流が深く侵入するため凝固シェルの再溶解、介在物、ガス気泡の侵入が懸念されるが、浸漬ノズルの下側の電磁石によって溶鋼の流速が減速されると同時に介在物、ガス気泡の侵入が阻止され、さらに下向きの流れは均一化される。一方、メニスカス部についてはその領域に配置した電磁石による磁場の印加によって戻り電流 (誘導電流)と磁場で形成される上昇流は弱められ湯面の乱れは小さくなる。
【００３５】
なお、図７ａ，ｂに示したように上下に電磁石を配置する場合にはその配置は浸漬ノズルの配置関係から磁場の印加がより有効に作用する領域にすればよいが、磁極については上下と対向面でそれぞれ異極とするのが望ましい。
【００３６】
図８は、この発明を実施するのに用いて好適な空芯静磁場発生用電磁石３の構成をしたものである。電磁石３はヘリウム槽、輻射断熱シールドおよびこれらを取り囲み対流による熱の入り込みを防止する真空容器を有し、ヘリウム槽は液体ヘリウムコンテナーに、輻射断熱シールドは液体窒素コンテナーにそれぞれつながっている。電磁石３は常時、液体ヘリウムによって冷却され−268.9 ℃以下に保持されるようになっている。輻射断熱シールドへは液体窒素コンテナーより液体窒素が常時供給され外部の熱が直接ヘリウム槽に届かないようになっている。各コンテナーは、図示はしないが冷凍機を有していて、気体となったそれぞれのガスを再度冷却、液化しそれぞれのコンテナーに回収する仕組みになっている。
【００３７】
静磁場発生用電磁石として上掲図10に示すような超電導電磁石を使用すれば、高い磁束密度が得られるだけでなく鉄心がいらないので、従来の常電導式の電磁石に比較して軽量化を図ることができ、また、常時、通電する必要がないので省エネルギーを達成するうえでも極めて有利となる。
【００３８】
【実施例】
Ｃ：10〜15ppm , Mn：0.15〜0.2 wt％, Ｐ：0.02〜0.025 wt％, Ｓ：0.008 〜0.012 wt％, Al：0.025 〜0.035 wt％,T.O：25〜31ppm の成分組成になる溶鋼を用いて、長辺壁間の間隔 (鋳造鋳片の厚さに対応する) が220mm ，短辺壁間の間隔 (鋳造鋳片の幅に対応する) が1600mmで、長辺壁の背面に縦200mm ，幅2000mmの静磁場発生用超電導電磁石（種類Nb- Ti線）を配置した図６, 図７に示したような構造になる鋳型を有する連続鋳造機にて、

の条件のもとで厚さ 220mm、幅1600mmのスラブを600 チャージ、１チャージ当たり 260トンそれぞれ鋳造し、鋳造時におけるノズル詰まり、ブレークアウトの発生状況および得られたスラブの内部品質、表面品質 (コイル欠陥率) について調査した。その結果を、静磁場を印加しない他はすべて同一の条件で連続鋳造を行った比較法で得られたスラブの品質とともに表１に示す。
【００３９】
【表１】

【００４０】
表１より明らかなように、この発明に従えば、圧延製品板の表面品質の改善を図ることが可能であるだけでなく、内部も高い品質にすることができ、高スループット、高速鋳造において無手入れ鋳造鋳片を安定して製造できることが確認できた。
【００４１】
【発明の効果】
かくしてこの発明によれば鋳型内の溶鋼湯面温度の低下が小さいのでノズル詰まりを起こすことが極めて少なく、また、モールドパウダーの巻き込み、介在物の巻き込み、オシレーションに起因した表面欠陥等が軽減され、さらにはシェルの再溶解も回避できるので内、外ともに品質の良好な鋳造鋳片を安定して製造できる。また、鋳型のオシレーション数が高いのでマークの深さが小さくなり、加えて爪深さも低減されるのでコイル欠陥を著しく軽減できる。
【図面の簡単な説明】
【図１】連続鋳造用鋳型内における溶鋼湯面温度と磁束密度 (溶鋼噴流の下方部域において静磁場を印加した場合の磁束密度) の関係を示した図である。
【図２】ノズル詰まりと磁束密度 (溶鋼噴流の下方部域において静磁場を印加した場合) の関係を示した図である。
【図３】冷延コイル欠陥と磁束密度 (溶鋼噴流の下方部域において静磁場を印加した場合) の関係を示した図である。
【図４】ブレークアウト発生率と磁束密度 (溶鋼噴流の下方部域において静磁場を印加した場合) の関係を示した図である。
【図５】オッシレーションマーク部つめ深さと溶鋼のスーパーヒートとの関係を示した図である。
【図６】ａ, ｂはこの発明を実施するのに用いて好適な設備の構成を示した図である。
【図７】ａ, ｂはこの発明を実施するのに用いて好適な設備の構成を示した図である。
【図８】静磁場発生用超電導磁石の構成を示した図である。
【符号の説明】
１連続鋳造用鋳型
１ａ短辺壁
１ｂ長辺壁
２浸漬ノズル
２ａ吐出口
３静磁場発生用電磁石 (空芯超電導磁石)[0001]
BACKGROUND OF THE INVENTION
In continuous casting of steel, the molten steel contained in the tundish is supplied to the continuous casting mold through the immersion nozzle provided at the bottom, but the flow rate of the molten steel ejected from the discharge port of the immersion nozzle is significantly higher than the casting speed. Therefore, inclusions and bubbles in the molten steel easily penetrate deep into the crater. In such a case, internal defects are unavoidable. In addition, there is a problem of remelting of the solidified shell. Further, among the molten steel jets, the upward flow (reversed flow, etc.) in particular raises the mold meniscus and promotes fluctuations in the molten metal surface to entrain the mold powder. Significantly adverse effects on slab quality and casting operations.
[0002]
In particular, the present invention reduces fluctuations in the molten metal surface, entrainment of powder or entrapment of inclusions, etc. in the casting mold for continuous casting, particularly when high-speed casting in which the supply amount of molten steel exceeds twice the conventional amount is performed. The aim is to improve the internal quality and make the surface texture sound, and to stably obtain cast slabs with improved internal and external quality.
[0003]
[Prior art]
In order to control the molten steel jet from the immersion nozzle, conventionally, it has been common to devise the shape of the discharge port of the immersion nozzle or reduce the injection rate of the molten steel.
[0004]
However, it has been difficult to completely prevent quality defects caused by inclusions contained in the molten steel simply by changing the shape of the discharge port of the immersion nozzle or reducing the injection rate of the molten steel.
[0005]
As a prior art regarding this point, for example, Japanese Patent Application Laid-Open No. 57-17356 discloses a method in which a static magnetic field generator is installed in a continuous casting mold to thereby brake a jet of molten steel from an immersion nozzle. JP-A-2-284750 discloses a technique for applying a static magnetic field to the entire surface of a continuous casting mold, thereby applying braking to a jet of molten steel from an immersion nozzle.
[0006]
By the way, in the technique disclosed in the above-mentioned Japanese Patent Application Laid-Open No. 57-17356, when braking is applied to the molten steel jet, the direction is changed as if it hits the wall, but the energy of the jet is dispersed. As a result, the flow cannot be made uniform, and the jet escapes in a direction without a static magnetic field, so that satisfactory results cannot be obtained.
[0007]
On the other hand, in the technique disclosed in Japanese Patent Application Laid-Open No. 2-284750, it is possible to make the molten steel jet from the immersion nozzle uniform, and to reduce the fluctuation of the molten metal surface in the meniscus portion. The quality of the surface and the inside of the piece can be improved to some extent. However, in the case where high-speed casting in which the throughput of molten steel exceeds twice the conventional one is performed, the following problems There was still some room for improvement.
[0008]
1) When a porous immersion nozzle is used, the occurrence of drift in the mold accompanying the molten steel jet from the immersion nozzle is inevitable.
2) When a porous immersion nozzle is used, when nozzle clogging occurs due to an increase in the speed of the molten steel jet, the drift in the mold increases and stable continuous casting cannot be realized.
3) When a porous immersion nozzle is used, the reversal flow at the short side of the mold is also speeded up as the molten steel jet speeds up, so that the entrainment of powder due to increased flow of the molten metal surface is inevitable. In this regard, it is conceivable to apply a single-hole immersion nozzle. However, when a static magnetic field is applied to the lower part of the molten steel jet, a reversal upward flow of the molten steel occurs due to the return current (induced current) in the mold. Entrainment of powder is inevitable due to fluctuations in the surface of the hot water.
4) Since the molten metal surface is greatly disturbed, the mark depth resulting from the oscillation is deepened. At the same time, the oscillation mark is disturbed, so that surface flaws (coil defects) frequently occur in the steel sheet obtained by rolling.
5) Since the molten metal surface in the mold undulates and the oscillation mark is disturbed, uniform powder supply becomes difficult, and a constraining breakout is likely to occur due to the occurrence of sticking or the like.
6) The solidified shell may be remelted by the molten steel jet from the immersion nozzle.
[0009]
Recently, in addition to the method of continuous casting by applying a static magnetic field to the lower end of the continuous casting mold (JP-A-7-51801, JP-A-7-51802), A method of applying a static magnetic field and performing continuous casting using two nozzles (JP-A-5-277641) has been proposed. These technologies are intended for the casting of clad steel. According to this technique, for example, an appropriate area for the molten steel jet from the immersion nozzle (in the vicinity of the solidified shell on the short side wall side of the continuous casting mold) It is possible to reduce the flow velocity by applying a static magnetic field to the region or the like, and it is possible to sufficiently apply it to continuous casting of ordinary steel.
[0010]
However, in these technologies, the value of the static magnetic field is 0.5 T or less. Therefore, in high-speed casting with a throughput of 6 to 10 t / min, the meniscus surface is disturbed by the molten steel jet, and powder and inclusions are involved. However, the amount that can be cast without causing defects in the product is limited to a very small amount.
[0011]
Japanese Patent Publication No. 63-54470 discloses a technique for replacing a conventional room temperature magnet with a superconducting magnet in order to increase the magnetic flux density and reduce the power cost. By the way, whether it is a normal conducting magnet or a superconducting electromagnet, the defect may frequently occur when the application condition of the static magnetic field is bad. In particular, the throughput is reduced from about 5 t / min to 6 t / min. When performing high-speed casting exceeding min, due to problems such as turbulence of the molten metal surface and inclusion inclusions, this technology is necessary to obtain a cast slab without defects using a magnetic field generator using such a magnet. There are no disclosures regarding the application conditions of the magnetic field and the casting conditions.
[0012]
Further, as related to this, Japanese Patent Laid-Open No. 3-94959 discloses a method of casting using a superconducting electromagnet and a cusp magnetic field, and the magnetic flux density of the magnetic field by this method is about 0.15 T. Compared to the case of using a normal conducting magnet, and because the magnetic field application method is a cusp, it is impossible to control the molten metal surface in the continuous casting mold, which is a problem during high-speed casting. there were.
[0013]
JP-A-4-52057 discloses a method of casting a slab with few defects by applying a static magnetic field having a magnetic flux density of 0.5 T at the maximum to the lower end of the mold. Although it is possible to reduce entrainment of bubbles and inclusions, the casting conditions are the same as those in the prior art, and thus cannot be applied to high-speed casting.
[0014]
[Problems to be solved by the invention]
There are no effective proposals to solve the problems 1) to 6) described above in order to realize high throughput and high speed casting.
An object of the present invention is to solve the above-mentioned problems when performing high throughput and high speed casting, and to provide an unmaintained cast slab suitable for the DHCR method (Direct Hot Charged Rolling) or CC-DR method (Continuous Casting Rolling). A new continuous casting method suitable for manufacturing is proposed.
[0015]
[Means for Solving the Problems]
In this invention, a static magnetic field is applied between the opposing side walls of the continuous casting mold to control the jet of molten steel supplied into the continuous casting mold through the immersion nozzle, and the throughput is set to 6 t / min or more. In addition to supplying molten steel into the continuous casting mold, electromagnets are arranged above and below the discharge port of the immersion nozzle so that a static magnetic field with a magnetic flux density of 0.5 T or more is applied to the meniscus portion of the continuous casting mold. A steel continuous casting method (Claim 1), wherein a static magnetic field having a magnetic flux density of 0.5 T or more is simultaneously applied to a lower region of a molten steel jet ejected from an outlet.
[0016]
In the present invention, the continuous casting mold is used so that the condition of S · F ≧ 450 (S: vertical stroke of continuous casting mold (mm), F: oscillation number (cpm)) is satisfied during the supply of molten steel. It is preferable to vibrate.
[0017]
In order to satisfy the condition of S · F ≧ 450 during the supply of the molten steel, the value of S is set to a substantially constant value due to problems with equipment, etc., so adjustment of the oscillation number F is necessary. In the high-throughput and high-speed casting which is the target in F, F is preferably set to 150 cpm or more, more preferably 200 cpm or more. In this case, a superconducting magnet or an air-core superconducting electromagnet that does not have an iron core is used as a static magnetic field applying means that can obtain a high magnetic flux density and can reduce the weight of the apparatus.
[0018]
[Action]
1 and 2 show the molten steel passing through the immersion nozzle (C: 20 to 30 ppm, Mn: 0.1 to 0.2 wt%, P: 0.01 to 0.012 wt%, S: 0.006 to 0.010 wt%, Al: 0.032 to 0.045 wt) %, T.0: 22 to 32 ppm), that is, the throughput is 4 t / min, 7 t / min, and 10 t / min, and in each case, the tundish molten steel temperature T _t : 1555 to 1560 ° C., 1 charge: 230 t, mold size: 260 mm x 1300 mm, vertical bending continuous caster (vertical part 3 m), immersion nozzle: 2-hole nozzle, nozzle diameter: inner diameter 70 mm, discharge port size: 70 mm x 80 mm square, nozzle angle: downward 15 °, Continuous casting with no nozzle blockage gas (Ar gas) blown, and static magnetic field applied during continuous casting (magnetic field application type: upper and lower two-stage full width type L ₁ = 250 mm, L ₂ = 250 mm, see Fig. 8, magnetic flux density: 0-10T can be applied) and mold surface temperature (index) in mold and The relationship between the nozzle clogging of zuke nozzle (index) shows the results of the examination, respectively. In FIGS. 1 and 2, the magnetic flux density is adjusted in the range of 0.5 T at the meniscus portion and 0 to 5 T in the lower region of the molten steel jet. The stroke and oscillation conditions in FIG. Oscillation: 187-257 cpm, mold stroke: 7-9 mm, oscillation: 170-220 cpm in FIG.
[0019]
In the case of controlling the jet of molten steel by applying a static magnetic field of 0.5 T or more at the meniscus and applying a static magnetic field of 0.5 T or more in the lower part of the molten steel jet, The decrease in surface temperature is reduced (Fig. 1), and nozzle clogging is reduced due to the rectifying action of the molten steel jet at the nozzle outlet (Fig. 2). In particular, the effect starts to appear at 0.5T, and the effect becomes remarkable at around 0.7T.
[0020]
Regarding the magnetic field applied to control the molten steel jet, it is not necessary to simply increase the magnetic flux density, but it is an important factor to set the applied length of the magnetic field to the molten steel jet within a specific range. The applied length of the magnetic field that can control the jet of the molten steel is considered to be within a range where a braking force that can stop or decelerate the kinetic energy of the molten steel flow is given. V ₁ the average flow velocity of the fluid energy E is undergoing, B the magnetic flux density, the resistivity of the conductive fluid [rho, if the magnetic field applied length was L (see FIG. _{6), Eα (V 1 /} ρ) · It can be represented by B ² · L. In particular, in high speed casting where the throughput of molten steel is 6 t / min or more, the magnetic field application length L required to reduce the flow velocity of the molten steel is determined by a proportional coefficient from a model experiment or the like, and k · Q / B ≦ L (k : 5.5, L (mm), B (T), Q (t / min)).
In the present invention, the minimum value of the magnetic field application length of the meniscus portion is preferably about 50 mm, and the minimum value of the magnetic field application length of the lower portion of the molten steel jet is preferably about 50 mm.
[0021]
When applying a static magnetic field using an air-core superconducting electromagnet, the magnetic field application length L is the distance between the upper and lower ends of the electromagnet winding, and the magnetic flux density B is the half thickness of the mold at the magnetic field application length L. The maximum magnetic flux density. When a plurality of electromagnets for applying a magnetic field are used, L ₁ + L ₂ --- L _n = L.
[0022]
By applying a static magnetic field with a magnetic flux density of 0.5 T or more at the meniscus part of the continuous casting cast, and simultaneously applying a static magnetic field with a magnetic flux density of 0.5 T or more to the lower part of the molten steel jet, When used, fluctuations in the molten steel surface due to the reverse flow of the molten steel are suppressed, and at the same time, the molten steel flowing down the immersion nozzle is rectified, so the flow of molten steel in the nozzle and at the nozzle discharge port becomes uniform, which may cause nozzle blockage. Less.
[0023]
In addition, in the case of a single hole type immersion nozzle, by simultaneously applying a static magnetic field of 0.5 T or more to the meniscus portion and the lower region of the molten steel jet, fluctuations in the molten metal surface due to the reverse flow of molten steel are suppressed. The collision of the molten steel jet, which is a concern in high-throughput, high-speed casting, with the solidified shell is avoided, and the risk of remelting is greatly reduced.
[0024]
3 and 4 show the results of investigating the coil defect occurrence rate and the breakout occurrence rate with respect to the magnetic flux density (FIG. 3 shows stroke: 6 to 8 mm, number of oscillations: 180 to 190 cpm, FIG. 4 shows Stroke: 6 to 8 mm, number of oscillations: 240 to 260 cpm, other conditions are the same as those in FIGS. 1 and 2, but the magnetic flux density is 0.5T or more in both the meniscus part and the lower part of the molten steel jet When a static magnetic field is applied, the incidence of powder entrainment and breakout is extremely small. In this case, when the magnetic flux density of the static magnetic field applied to the meniscus portion is 0.35 T or less, even if the throughput is 6 t / min or more, the coil defect occurrence rate is 0.25% regardless of the single-hole nozzle and the multi-hole nozzle. That's it.
[0025]
FIG. 5 shows the relationship between the superheat of the molten steel surface in the continuous casting mold and the depth of the oscillation mark on the slab surface when the magnetic flux density is 0 to 1.25 T. From FIG. 1 and FIG. 5, by simultaneously applying a static magnetic field having a high magnetic flux density to the lower part of the meniscus portion and the molten steel jet to maintain the superheat of the molten steel surface in the mold at a high state, the pawl depth is also reduced. . If the pawl depth is reduced, inclusions, powders and bubbles trapped in the part are reduced, so that it is considered that the defect rate of the cold-rolled coil product is lowered.
[0026]
In this invention for high-speed casting where the throughput of molten steel is 6 t / min or more, SF · 450 (S: vertical stroke of continuous casting mold (from the maximum amplitude) It is desirable to carry out continuous casting so as to satisfy the conditions of (value between minimum values) (mm), F: number of oscillations (cpm)). The reason for this is that, when carrying out high throughput and high speed casting as aimed in the present invention, stabilizing the molten steel flow is a major factor in preventing the occurrence of breakouts and internal defects in cast slabs. It is also important to allow the mold powder to flow stably, and in order to do so, it is necessary to perform continuous casting especially under the above conditions, which eliminates the disturbance of the oscillation mark and reduces the depth of the mark. Is done. This condition is more preferably S · F ≧ 1000.
[0027]
It should be noted that the oscillation number (frequency) F is preferably set to 150 cpm or more, more preferably 200 cpm or more, since the powder consumption is increased and the depth of the oscillation mark is reduced by increasing the numerical value. . The maximum value is about 600 cpm to reduce the degree of disturbance of the oscillation waveform and secure powder consumption.
[0028]
In order to produce a surface-free cast cast slab premised on direct rolling, particularly in high-speed casting performed with a molten steel throughput of 6 t / min or more, preferably 7 t / min, more preferably 10 t / min or more, the above-mentioned Not only is the effect even more pronounced, but remelting of the solidified shell is also avoided because molten steel having a high temperature can be prevented from penetrating deeper into the lower side than the outlet side of the continuous casting mold. Here, the throughput of molten steel is 6 t / min on the premise of continuous casting of a slab having a thickness of 0.22 m and a width of 1.2 m, and the casting speed V _c is about 2.9 m / min.
[0029]
FIGS. 6a and 6b show the structure of equipment (continuous casting mold) suitable for carrying out the present invention.
[0030]
In the figure, number 1 is a continuous casting mold comprising a combination of a pair of short side walls 1a and

long side walls

1b, 2 is an immersion nozzle for supplying molten steel to the

continuous casting mold

1, and 3 is a long side of the continuous casting mold 1 Electromagnets (superconducting electromagnets) for applying a static magnetic field between the walls 1b, and the electromagnets 3 are respectively disposed on the back surface of the continuous casting mold 1 above and below the discharge port 2a of the immersion nozzle 2. .
[0031]
6a and 6b, while supplying molten steel by the immersion nozzle 2, a magnetic field with a magnetic flux density of 0.5 T or more is applied by the magnet 3 (meniscus portion: 0.5 T, lower region of the molten steel jet: 0.5 T) Then, the molten steel flow is braked by the electromagnetic force (Lorentz force) derived from the induced current generated by the interaction between the static magnetic field and the molten steel flow, resulting in a uniform flow that is decelerated, and entrains the mold powder. No dripping inclusions penetrate into the solidified shell.
[0032]
Further, as shown in FIGS. 6a and 6b, since the electromagnet 3 is disposed above and below the discharge port 2a of the immersion nozzle 2, the molten steel jet can be confined between the upper and lower electromagnets. Not only is the thickness reduction and meniscus calming achieved simultaneously, but the temperature drop of the molten steel in the mold is also suppressed.
[0033]
Although all of the porous immersion nozzles are shown in FIG. 6 above, it goes without saying that a single-hole immersion nozzle can be applied in the present invention, and the obtained effects are almost the same.
[0034]
7A and 7B show a case where a single-hole straight nozzle is applied as the immersion nozzle. Such a submerged nozzle is particularly concerned about the remelting of the solidified shell, inclusions and gas bubbles due to the deep penetration of the molten steel jet, but at the same time the flow velocity of the molten steel is reduced by the electromagnet below the submerged nozzle. Intrusion of inclusions and gas bubbles is prevented, and the downward flow is made uniform. On the other hand, the meniscus portion is weakened by the application of the magnetic field by the electromagnet arranged in the region, and the upward current formed by the return current (induction current) and the magnetic field is weakened, and the molten metal surface disturbance is reduced.
[0035]
As shown in FIGS. 7a and 7b, when the electromagnets are arranged up and down, the arrangement may be set in a region where the application of the magnetic field works more effectively due to the arrangement relationship of the immersion nozzles. It is desirable that the opposite surfaces have different polarities.
[0036]
FIG. 8 shows a configuration of an electromagnet 3 for generating an air-core static magnetic field suitable for use in carrying out the present invention. The electromagnet 3 has a helium tank, a radiation heat insulation shield, and a vacuum container that surrounds them and prevents heat from entering due to convection. The helium tank is connected to a liquid helium container, and the radiation heat insulation shield is connected to a liquid nitrogen container. The electromagnet 3 is always cooled by liquid helium and kept at −268.9 ° C. or lower. Liquid nitrogen is constantly supplied from the liquid nitrogen container to the radiant heat insulation shield so that external heat does not reach the helium tank directly. Each container has a refrigerator (not shown), and each gas that has become a gas is cooled again, liquefied, and collected in each container.
[0037]
If a superconducting electromagnet as shown in Fig. 10 is used as an electromagnet for generating a static magnetic field, not only a high magnetic flux density is obtained, but also an iron core is not required, so the weight is reduced compared to conventional normal-conducting electromagnets. In addition, since it is not necessary to energize at all times, it is extremely advantageous in achieving energy saving.
[0038]
【Example】
C: 10 to 15 ppm, Mn: 0.15 to 0.2 wt%, P: 0.02 to 0.025 wt%, S: 0.008 to 0.012 wt%, Al: 0.025 to 0.035 wt%, TO: 25 to 31 ppm The distance between the long side walls (corresponding to the thickness of the cast slab) is 220mm, and the distance between the short side walls (corresponding to the width of the cast slab) is 1600mm. In a continuous casting machine having a mold having a structure as shown in FIGS. 6 and 7 in which a superconducting electromagnet (type Nb-Ti wire) having a static magnetic field of 200 mm and a width of 2000 mm is arranged.

Under this condition, a slab with a thickness of 220mm and a width of 1600mm was cast with 600 charges, 260 tons per charge, nozzle clogging at the time of casting, breakout occurrence, and internal quality and surface quality of the obtained slab ( The coil defect rate was investigated. The results are shown in Table 1 together with the quality of the slab obtained by the comparative method in which continuous casting was performed under the same conditions except that no static magnetic field was applied.
[0039]
[Table 1]

[0040]
As apparent from Table 1, according to the present invention, not only can the surface quality of the rolled product plate be improved, but also the interior can be improved in quality, and there is no need for high throughput and high speed casting. It was confirmed that the maintenance cast slab can be manufactured stably.
[0041]
【The invention's effect】
Thus, according to the present invention, since the temperature of the molten steel surface in the mold is small, nozzle clogging is very rarely caused, and mold powder entrainment, inclusion entrainment, surface defects due to oscillation, etc. are reduced. Furthermore, since remelting of the shell can be avoided, a cast slab of good quality can be stably produced both inside and outside. Further, since the number of oscillations of the mold is high, the depth of the mark is reduced, and in addition, the claw depth is also reduced, so that coil defects can be remarkably reduced.
[Brief description of the drawings]
FIG. 1 is a diagram showing a relationship between a molten steel surface temperature and a magnetic flux density (magnetic flux density when a static magnetic field is applied in a lower region of a molten steel jet) in a continuous casting mold.
FIG. 2 is a diagram showing the relationship between nozzle clogging and magnetic flux density (when a static magnetic field is applied in a lower region of a molten steel jet).
FIG. 3 is a diagram showing the relationship between cold-rolled coil defects and magnetic flux density (when a static magnetic field is applied in the lower region of a molten steel jet).
FIG. 4 is a diagram showing a relationship between a breakout occurrence rate and a magnetic flux density (when a static magnetic field is applied in a lower region of a molten steel jet).
FIG. 5 is a diagram showing the relationship between the depth of an oscillation mark part and the superheat of molten steel.
FIGS. 6A and 6B are diagrams showing the configuration of equipment suitable for use in carrying out the present invention. FIGS.
FIGS. 7A and 7B are diagrams showing the configuration of equipment suitable for use in carrying out the present invention. FIGS.
FIG. 8 is a diagram showing a configuration of a superconducting magnet for generating a static magnetic field.
[Explanation of symbols]
1 Mold for continuous casting 1a Short side wall 1b Long side wall 2 Immersion nozzle 2a Discharge port 3 Static magnetic field generating electromagnet (air-core superconducting magnet)

Claims

In controlling the jet of molten steel supplied to the continuous casting mold through the immersion nozzle by applying a static magnetic field between the opposing side walls of the continuous casting mold,
The molten steel is supplied into the continuous casting mold at a throughput of 6 t / min or more, and electromagnets are arranged above and below the discharge port of the immersion nozzle so that the magnetic flux density at the meniscus portion of the continuous casting mold becomes 0.5 T or more . A continuous casting method for steel, wherein a static magnetic field is applied simultaneously to a lower region of a molten steel jet ejected from a discharge port of an immersion nozzle.

The method according to claim 1, wherein the continuous casting mold is vibrated so as to satisfy the following formula during supply of molten steel.
Record
S ・ F ≧ 450
S: Vertical stroke of continuous casting mold (mm)
F: Number of oscillations (cpm)