JP4758606B2 - スラブ連続鋳造方法 - Google Patents
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Description
たとえば、特許文献1には、鋼の薄鋳片の連続鋳造に際し、鋳型内メニスカスから 1.0〜7.5 m位置の二次冷却帯区間内で、少なくとも未凝固圧下開始前から、薄鋳片長辺面にデスケーリング高圧水を噴射しながら未凝固圧下を行うことからなる薄鋳片の連続鋳造方法が提案されている。
すなわち、スラブ短辺側は、通常、スラブ保持ロールの間隔が広いため、鋳造速度を増加させた場合には、凝固シェル厚みが薄くなってスラブ短辺にバルジングが発生し、スラブハンドリングや圧延時の欠陥を引き起こすおそれがあった。
また、スラブの長辺面と短辺面との冷却速度差が大きいと、内部割れの発生を助長し、最終製品での欠陥を引き起こすおそれもある。
また、本発明は、特に極低炭素鋼スラブの高速連続鋳造において、従来不可欠とされた溶削等のスラブ手入れを施す必要なしに、表面品質に優れたスラブを安定して得ることができるスラブ連続鋳造方法を提案することを目的とする。
1.スラブの連続鋳造において、鋳造速度:2.0 m/min 以上の速度で、スラブ厚み:150 〜330 mmのスラブを製造するに際し、連続鋳造機の二次冷却帯において、スラブ短辺面を高圧スプレー水で冷却するものとし、その際、上記高圧スプレー水の噴射角度がスラブ短辺面に対し30〜90°、上記高圧スプレー水によるスラブ短辺面の冷却域が連続鋳造鋳型の出側直下5m以内、上記スラブのクレーターエンドが連続鋳造機の機長内に収まりかつ上記スラブの曲げ・矯正部においても表面割れが発生しない温度になるように、下記(1)式で衝突圧P′が定義されるノズルを用いて、5×10-3 MPa以上5×10 -2 MPa以下の条件で高圧スプレー水を供給し、さらに鋳型振動数を 185 cycle/min以下とし、かつ上記スラブ厚みDと浸漬ノズル吐出孔横幅dの比D/dが 1.5〜3.0 を満足する浸漬ノズルを使用して鋳造することを特徴とするスラブ連続鋳造方法。
記
P′= 5.6PQ/H2 --- (1)
ただし、P:ノズル噴射圧力(MPa )
Q:ノズル水量(リットル/s/ノズル1本)
H:ノズル−鋳片間距離(cm)
また、本発明によれば、従来、極低炭素鋼スラブの高速連続鋳造時に不可欠とされた溶削等のスラブ手入れを施す必要なしに、表面品質に優れたスラブを安定して得ることができる。
通常、凝固シェルを水スプレーで冷却する場合、凝固シェルと冷却水の界面で膜沸騰が生じるために界面の熱抵抗が増加し、いくら水量を増加させたとしても、一定速度以上に冷却速度を増加させることはできなかった。
しかしながら、この水スプレーに際し、凝固シェルに高圧のスプレー水を衝突させると、この圧力によって膜沸騰が抑制され、その結果、冷却速度の大幅な増加が可能になる。
そこで、本発明でも、スラブ短辺の冷却に際し、このような高圧スプレー水を利用することにした。
なお、この冷却装置は、図示は省略したが、モーター回転数をインバーター制御したプランジャーポンプと高圧スプレーノズルからなり、さらに該ノズルがノズル−鋳片間を進退移動可能な仕組みになっている。
ここに、衝突圧P′は次式(1) で与えられる。
P′= 5.6PQ/H2 --- (1)
ただし、P:ノズル噴射圧力(MPa )
Q:ノズル水量(リットル/s/ノズル1本)
H:ノズル−鋳片間距離(cm)
従って、熱伝達係数αは、鋳片表面温度Ts と衝突圧P′の関数として算出することが可能である。
さらに、これらの噴射圧力P、流量Q、ノズル−鋳片間距離Hに基づき、前掲式(1) から冷却速度の大幅な増加が達成できる冷却水の衝突圧P′を決定したのである。
ここに、この衝突圧P′が、5×10-3MPaに満たないと、凝固シェルとスプレー水の界面における膜沸騰を抑制することができず、所望するほどの冷却速度の増加が望めないので、本発明では、冷却水の衝突圧P′について5×10-3 MPa以上に限定したのである。なお、この衝突圧P′の上限については、5×10-2 MPaを超えると凝固シェルの変形が生じるおそれがあるので、衝突圧P′の上限は、5×10-2 MPaとする。
しかしながら、冷却スプレーの噴射角度θが30°未満では、高圧水による膜沸騰抑制効果が小さく、一方90°を超えると凝固鋳片の進行方向と逆方向への水流が増加し、冷却水全体の流れを阻害するため、高圧スプレーの噴射角度θは30〜90°程度とすることが有利である。
また、このように冷却スプレーの噴射に角度をつけると、サポートロールも冷却水によって冷却されるので、サポートロールによる冷却能を向上させることもでき、一層有利である。
また、上述した伝熱凝固計算から考えると、鋳片凝固シェル厚t(mm)が鋳片厚D(mm)に対してt/D≦1/3が成立する比較的上部に取り付けるのがとりわけ有利である。
そこで、この観点から、さらに検討を重ねた結果、高圧スプレーの好適実施位置は、連続鋳造鋳型の出側直下5m以内であることが判明した。
なお、スラブの長辺面の冷却については、従来公知の方法いずれもが使用できる。
以下、この点の解明経緯について説明する。
しかしながら、この点については、突発的な現象の発生頻度の指標としての全欠陥に占めるフラックス系欠陥の割合と鋳型振動数との関係から、鋳型振動数を 185 cycle/min以下とすることによって、このような現象は、たとえ鋳造速度Vc が 2.0m/min 超えの場合であっても、効果的に防止できることが判明したのである。
また、短辺に衝突後の流れが上昇後に長辺側湯面に沿って流れる際、D/d比が最適値から外れると、スラブ厚み方向の溶鋼流速の偏りのため、メニスカス流速変動の一因にもなり、モールドフラックスの巻き込み量が増える。
すわなち、スラブ厚みDと浸漬ノズル吐出孔横幅dの比D/dを 1.5〜3.0 の範囲に制御すれば、長辺凝固シェルに対する洗浄効果が増大して、たとえ異物が凝固シェルに捕捉されたとしてもその捕捉深さは浅く、その後の熱延→冷延工程を経て製品になる過程で、かような異物は鋳片表面の酸化スケールと共に脱落・除去されることが究明されたのである。
なお、製品品質に加えて、最適スラブ厚み、浸漬ノズル耐久性および必要流量を加味すると、2.1 〜2.9 の範囲がより好適である。
上記の条件下で連続鋳造を行った際の内部割れ指数、短辺バルジングの有無および表面割れの有無について調べた結果を、表1に併記する。
なお、高圧スプレー水供給装置は、連続鋳造鋳型の出側直下3〜4m 位置に取り付けて実験を行った。また、タンディッシユ内の溶鋼加熱度は、30℃一定となるように条件を揃えた。さらに、スラブ長辺面の冷却は、通常のエアミストスプレーを用いて一定条件で行った。
また、従来法として、スラブ短辺の冷却を通常のエアミストスプレーで行う場合についても連続鋳造した。
内部割れ指数=(Σ (ai )2/S)× 10000
また、短辺バルジングの有無は、鋳造後の鋳片短辺を観察することにより評価した。
さらに、表面割れは、スラブ表層:2mmをスカーフィング後、浸透液試験(PT試験)で測定された割れ個数で、次のとおり評価した。
割れ個数が1m当たり0個:○
割れ個数が1m当たり 0.5個未満:△
割れ個数が1m当たり 0.5個以上:×
上記の条件下で連続鋳造を行った際の内部割れ指数、短辺バルジングの有無、表面割れの有無および製品板における表面欠陥の有無について調べた結果を、表2に併記する。
2 浸漬ノズル
3 サポートロール
4 高圧スプレーノズル
Claims (1)
- スラブの連続鋳造において、鋳造速度:2.0 m/min 以上の速度で、スラブ厚み:150 〜330 mmのスラブを製造するに際し、連続鋳造機の二次冷却帯において、スラブ短辺面を高圧スプレー水で冷却するものとし、その際、上記高圧スプレー水の噴射角度がスラブ短辺面に対し30〜90°、上記高圧スプレー水によるスラブ短辺面の冷却域が連続鋳造鋳型の出側直下5m以内、上記スラブのクレーターエンドが連続鋳造機の機長内に収まりかつ上記スラブの曲げ・矯正部においても表面割れが発生しない温度になるように、下記(1)式で衝突圧P′が定義されるノズルを用いて、5×10-3 MPa以上5×10 -2 MPa以下の条件で高圧スプレー水を供給し、さらに鋳型振動数を 185 cycle/min以下とし、かつ上記スラブ厚みDと浸漬ノズル吐出孔横幅dの比D/dが 1.5〜3.0 を満足する浸漬ノズルを使用して鋳造することを特徴とするスラブ連続鋳造方法。
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ただし、P:ノズル噴射圧力(MPa )
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