JP4764715B2 - 連続鋳造方法 - Google Patents
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Description
本発明は、複数鋼種の溶鋼の鋳造に対応可能な連続鋳造方法に関する。
従来、図７に示すように、連続鋳造設備に使用される連続鋳造用鋳型（以下、単に鋳型ともいう）８０は、間隔を有して対向配置される一対の短辺部材（幅狭冷却部材又は短片部材ともいう）８１、８２と、この短辺部材８１、８２を挟み込むように配置される一対の長辺部材（幅広冷却部材又は長片部材ともいう）８３、８４とを備え、この向かい合う長辺部材８３、８４の両端部にそれぞれボルト８５を取付け、ばね（図示しない）を介してナット８６で固定した構造となっている。
この鋳型８０の短辺部材８１、８２と長辺部材８３、８４は、溶鋼接触面側に短辺銅板８７、８８と長辺銅板８９、９０をそれぞれ有し、この短辺銅板８７、８８と長辺銅板８９、９０とで形成される空間９１内に、溶鋼を流し込み、短辺銅板８７、８８及び長辺銅板８９、９０に接触する側に凝固シェルを形成しながら凝固させることで、鋳片を製造している。
この鋳型８０の短辺部材８１、８２と長辺部材８３、８４は、溶鋼接触面側に短辺銅板８７、８８と長辺銅板８９、９０をそれぞれ有し、この短辺銅板８７、８８と長辺銅板８９、９０とで形成される空間９１内に、溶鋼を流し込み、短辺銅板８７、８８及び長辺銅板８９、９０に接触する側に凝固シェルを形成しながら凝固させることで、鋳片を製造している。
この溶鋼の凝固過程においては、凝固収縮が発生するため、短辺銅板８７、８８及び長辺銅板８９、９０と凝固シェルとの間に隙間が形成され、溶鋼の冷却効率が悪くなり、安定した品質の鋳片を製造できない恐れがある。
そこで、例えば、特許文献１〜３には、一対の短辺銅板８７、８８の対向面、及び一対の長辺銅板８９、９０の対向面が、溶鋼の凝固収縮量に対応して鋳型の上端から下端へかけて対称に狭くなるテーパ形状（以下、単にテーパ形状ともいう）を備える鋳型が開示されている。
これにより、短辺銅板及び長辺銅板と凝固シェルとの隙間をなくし、溶鋼の冷却効率を高め、安定した品質の鋳片を製造している。なお、鋳型のテーパ形状は、例えば、特定の鋼種の溶鋼の凝固収縮量を基準として形成されている。
そこで、例えば、特許文献１〜３には、一対の短辺銅板８７、８８の対向面、及び一対の長辺銅板８９、９０の対向面が、溶鋼の凝固収縮量に対応して鋳型の上端から下端へかけて対称に狭くなるテーパ形状（以下、単にテーパ形状ともいう）を備える鋳型が開示されている。
これにより、短辺銅板及び長辺銅板と凝固シェルとの隙間をなくし、溶鋼の冷却効率を高め、安定した品質の鋳片を製造している。なお、鋳型のテーパ形状は、例えば、特定の鋼種の溶鋼の凝固収縮量を基準として形成されている。
しかしながら、溶鋼の凝固収縮量は鋼種ごとに異なるため、複数鋼種の溶鋼を同一形状のテーパが形成された鋳型を使用して鋳造した場合、特に、凝固収縮量が大きい高炭素鋼の鋳造に際しては、鋳型と凝固シェルとの間に隙間（エアギャップ）が生成され易い。また、この隙間は、鋳型のコーナー部に集中して発生するため、この部位では鋳片の凝固遅れが発生し、これに伴って鋳片コーナー部の品質異常が発生し易かった。
なお、このような問題を解消するため、鋼種ごとにその凝固収縮量に対応したテーパ形状を備える鋳型を製造し使用することもできるが、この場合、複数の鋳型を準備する必要があるため経済的でなく、また、鋼種が変わるごとに鋳型を交換しなければならず現実的でない。
なお、このような問題を解消するため、鋼種ごとにその凝固収縮量に対応したテーパ形状を備える鋳型を製造し使用することもできるが、この場合、複数の鋳型を準備する必要があるため経済的でなく、また、鋼種が変わるごとに鋳型を交換しなければならず現実的でない。
本発明はかかる事情に鑑みてなされたもので、複数鋼種の溶鋼の鋳造に対応でき、高品質の鋳片を製造可能な連続鋳造方法を提供することを目的とする。
前記目的に沿う第１の発明に係る連続鋳造方法は、連続鋳造用鋳型を上下方向に往復振動させながら、該連続鋳造用鋳型の冷却部材の内側に形成される空間内に溶鋼を流し込み凝固させて鋳片を製造する連続鋳造方法において、
前記連続鋳造用鋳型の振動周期及び振動距離のいずれか１又は２を、鋳造する鋼種ごとに変動させ、溶鋼から前記冷却部材への熱の移動量を制御して、異なる鋼種の凝固シェル収縮量を実質的に同一にし、しかも、前記連続鋳造用鋳型の前記冷却部材の空間の形状を、凝固収縮量が最も小さい鋼種の凝固シェル収縮量に合わせる。
前記連続鋳造用鋳型の振動周期及び振動距離のいずれか１又は２を、鋳造する鋼種ごとに変動させ、溶鋼から前記冷却部材への熱の移動量を制御して、異なる鋼種の凝固シェル収縮量を実質的に同一にし、しかも、前記連続鋳造用鋳型の前記冷却部材の空間の形状を、凝固収縮量が最も小さい鋼種の凝固シェル収縮量に合わせる。
また、第２の発明に係る連続鋳造方法は、連続鋳造用鋳型を上下方向に往復振動させながら、該連続鋳造用鋳型の冷却部材の内側に形成される空間内に溶鋼を流し込み凝固させて鋳片を製造する連続鋳造方法において、
前記連続鋳造用鋳型の振動周期及び振動距離のいずれか１又は２を、鋳造する鋼種ごとに変動させ、溶鋼から前記冷却部材への熱の移動量を制御して、異なる鋼種の凝固シェル収縮量を実質的に同一にし、しかも、溶鋼に含まれる炭素量が０．１質量％以上０．５質量％以下の範囲内にある鋼の鋳造では、溶鋼に含まれる炭素量が多い程、前記連続鋳造用鋳型の往復振動時における下降時間を長くし、凝固シェルの表層部に発生する波状のしわの深さを深くして、該凝固シェルから前記冷却部材への熱移動を抑制する。
前記連続鋳造用鋳型の振動周期及び振動距離のいずれか１又は２を、鋳造する鋼種ごとに変動させ、溶鋼から前記冷却部材への熱の移動量を制御して、異なる鋼種の凝固シェル収縮量を実質的に同一にし、しかも、溶鋼に含まれる炭素量が０．１質量％以上０．５質量％以下の範囲内にある鋼の鋳造では、溶鋼に含まれる炭素量が多い程、前記連続鋳造用鋳型の往復振動時における下降時間を長くし、凝固シェルの表層部に発生する波状のしわの深さを深くして、該凝固シェルから前記冷却部材への熱移動を抑制する。
第３の発明に係る連続鋳造方法は、連続鋳造用鋳型を上下方向に往復振動させながら、該連続鋳造用鋳型の冷却部材の内側に形成される空間内に溶鋼を流し込み凝固させて鋳片を製造する連続鋳造方法において、
前記連続鋳造用鋳型の振動周期及び振動距離のいずれか１又は２を、鋳造する鋼種ごとに変動させ、溶鋼から前記冷却部材への熱の移動量を制御して、異なる鋼種の凝固シェル収縮量を実質的に同一にし、しかも、溶鋼に含まれる炭素量が０．１質量％未満の鋼の鋳造では、溶鋼に含まれる炭素量が少ない程、前記連続鋳造用鋳型の往復振動時における下降時間を長くし、凝固シェルの表層部に発生する波状のしわの深さを深くして、該凝固シェルから前記冷却部材への熱移動を抑制する。
前記連続鋳造用鋳型の振動周期及び振動距離のいずれか１又は２を、鋳造する鋼種ごとに変動させ、溶鋼から前記冷却部材への熱の移動量を制御して、異なる鋼種の凝固シェル収縮量を実質的に同一にし、しかも、溶鋼に含まれる炭素量が０．１質量％未満の鋼の鋳造では、溶鋼に含まれる炭素量が少ない程、前記連続鋳造用鋳型の往復振動時における下降時間を長くし、凝固シェルの表層部に発生する波状のしわの深さを深くして、該凝固シェルから前記冷却部材への熱移動を抑制する。
請求項１〜３記載の連続鋳造方法は、連続鋳造用鋳型の振動周期及び振動距離のいずれか１又は２を、鋳造する鋼種ごとに変動させるので、連続鋳造用鋳型の往復振動の際に、例えば、溶鋼が接触する冷却部材側に形成される凝固シェルの表層部に発生する波状のしわの深さを調整して、凝固シェルとこれが接触する冷却部材との接触面積を制御できる。これにより、溶鋼から冷却部材への熱の移動量を制御し、溶鋼の全鋼種の凝固シェル収縮量を実質的に同一にできるので、異なる鋼種ごとにその凝固シェル収縮量に応じた個別の形状を備えた連続鋳造用鋳型を使用することなく、一つの連続鋳造用鋳型で凝固遅れの少ない高品質の鋳片を製造できる。
そして、この連続鋳造方法は、連続鋳造用鋳型の冷却部材の空間の形状を、凝固収縮量が最も小さい鋼種の凝固シェル収縮量に合わせるので、連続鋳造用鋳型の振動周期及び振動距離のいずれか１又は２を調整することで、他の鋼種の鋳造にも容易に対応できる。
請求項２、３記載の連続鋳造方法は、溶鋼中に含まれる炭素量に応じて、凝固シェルから冷却部材への熱移動量を調整するので、異なる鋼種の溶鋼の凝固シェル収縮量を実質的に同一にできる。これにより、例えば、高炭素鋼を鋳造する場合でも、凝固シェルを冷却部材に接触させることができる。
請求項２、３記載の連続鋳造方法は、溶鋼中に含まれる炭素量に応じて、凝固シェルから冷却部材への熱移動量を調整するので、異なる鋼種の溶鋼の凝固シェル収縮量を実質的に同一にできる。これにより、例えば、高炭素鋼を鋳造する場合でも、凝固シェルを冷却部材に接触させることができる。
続いて、添付した図面を参照しつつ、本発明を具体化した実施の形態につき説明し、本発明の理解に供する。
ここで、図１（Ａ）、（Ｂ）はそれぞれオシレーションマーク生成機構のポジティブストリップ期の説明図、ネガティブストリップ期の説明図、図２はオシレーションマーク深さに及ぼす溶鋼中の炭素量の影響を示す説明図、図３は鋳型による抜熱に及ぼす溶鋼中の炭素量の影響を示す説明図、図４はビレット鋳片の凝固収縮の数値解析結果を示す説明図、図５は鋳型オシレーションの概念図、図６は鋳型振動数とオシレーションマーク深さとの関係を示す説明図である。なお、図２、図３、図６は、「わが国における鋼の連続鋳造技術史」（社団法人日本鉄鋼協会、１９９６年）から引用した図面である。
ここで、図１（Ａ）、（Ｂ）はそれぞれオシレーションマーク生成機構のポジティブストリップ期の説明図、ネガティブストリップ期の説明図、図２はオシレーションマーク深さに及ぼす溶鋼中の炭素量の影響を示す説明図、図３は鋳型による抜熱に及ぼす溶鋼中の炭素量の影響を示す説明図、図４はビレット鋳片の凝固収縮の数値解析結果を示す説明図、図５は鋳型オシレーションの概念図、図６は鋳型振動数とオシレーションマーク深さとの関係を示す説明図である。なお、図２、図３、図６は、「わが国における鋼の連続鋳造技術史」（社団法人日本鉄鋼協会、１９９６年）から引用した図面である。
図１に示すように、本発明の一実施の形態に係る連続鋳造方法は、間隔を有して対向配置される一対の短辺部材と、この短辺部材を挟み込んで配置される一対の長辺部材とを備える連続鋳造用鋳型（以下、単に鋳型ともいう）１０を上下方向に往復振動（以下、オシレーションともいう）させながら、一対の短辺部材と一対の長辺部材とで形成される空間１１内に溶鋼１２を流し込み凝固させて鋳片を製造する方法である。しかも、鋳型１０のオシレーション条件（即ち、振動条件）を、鋳造する鋼種ごとに変動させ、溶鋼１２から鋳型壁（内側に空間１１を有し、短辺部材及び長辺部材によって構成される冷却部材）１３への熱の移動量を制御して、異なる鋼種の凝固シェル収縮量、即ち、収縮プロフィールを実質的に同一形状（例えば、±１０％、好ましくは±５％の範囲内）にしている。なお、鋳型１０のオシレーションは、クランク機構により、モータによる回転運動を上下運動に変えることで行っている。以下、詳しく説明する。
一般に、鋳型壁１３内面と凝固シェルとの潤滑性を良好にするためオイル（例えば、レプシドオイル）を使用して行うビレット鋳造では、鋳造する溶鋼の鋼種に応じて収縮プロフィールが大きく異なっている。なお、オイルの代わりにパウダーを使用した鋳造においては、収縮プロフィールがパウダーの特性（流入性も含めた熱抵抗）に影響され易いが、鋼種による影響もある。
これは、鋼種（主にＣ量）によって凝固シェルの表面性状が異なり、これに伴い、凝固シェル表面と鋳型内面との間の熱移動量（抜熱量）が大きく変化するためである。
これは、鋼種（主にＣ量）によって凝固シェルの表面性状が異なり、これに伴い、凝固シェル表面と鋳型内面との間の熱移動量（抜熱量）が大きく変化するためである。
ここで、溶鋼中に含まれる炭素量と凝固シェル表面性状との関係について、凝固シェル表層部に形成されるオシレーションマーク深さを検討した図２を参照しながら説明する。このオシレーションマーク深さは、凝固シェルの表層部に、凝固シェルの上端側から下端側へかけて形成される波状のしわの深さを意味し、この深さが深くなるほど凝固シェルの表層部の凹凸が激しく、製造した鋳片の表面性状が悪化し、一方、深さが浅くなるほど凝固シェルの表層部の凹凸が少なく、製造した鋳片の表面性状が良好であることを示す。
なお、図２は、オシレーションマーク深さ（横軸）と形成された全てのしわに対する各オシレーションマーク深さが占める割合（縦軸）との関係を、炭素量が０．０５質量％、０．１２質量％、及び０．１６質量％のそれぞれの溶鋼について調査した結果である。
なお、図２は、オシレーションマーク深さ（横軸）と形成された全てのしわに対する各オシレーションマーク深さが占める割合（縦軸）との関係を、炭素量が０．０５質量％、０．１２質量％、及び０．１６質量％のそれぞれの溶鋼について調査した結果である。
低炭素鋼（０．０５質量％）側では、その固相温度が高く、凝固シェルの強度が低くなるため、全体的にオシレーションマーク深さが深めになる傾向があり、表面性状が悪くなる。一方、図示しない高炭素鋼側では、その固相温度が低く、凝固シェルの強度が高くなるため、全体的にオシレーションマーク深さが浅めになる傾向があり、表面性状が良くなる。
また、Ｃ０．１％近傍（ここでは、０．１２質量％）の包晶域では、その固相温度がδ→γ変態域に位置するため、大きな変態収縮の影響によって初期凝固挙動が不安定になり、デプレッション（表面の凹み）も発生し易く、表面性状が最も悪くなる。
また、Ｃ０．１％近傍（ここでは、０．１２質量％）の包晶域では、その固相温度がδ→γ変態域に位置するため、大きな変態収縮の影響によって初期凝固挙動が不安定になり、デプレッション（表面の凹み）も発生し易く、表面性状が最も悪くなる。
次に、溶鋼中に含まれる炭素量と鋳型内の抜熱との関係について、鋳型への抜熱量、即ち熱流束を検討した図３を参照しながら説明する。なお、図３は、各炭素量毎に熱流束を調査した結果である。ここで、熱流束は、例えば、５２０ｋＢＴＵ／ｈ・ｒ・（ｆｔ）2の場合、１４０．９×１０4ｋｃａｌ／ｍ2・ｈ・ｒに換算できる。
図３に示すように、抜熱量はＣ０．１％近傍で最も低下しており、これより炭素量が高い高炭素鋼では、炭素量が多くなるに伴って抜熱量が上昇し、特に０．５％で略一定となり、凝固シェルの表面性状が良好になっている。また、炭素量がＣ０．１％より低い低炭素鋼では、炭素量が少なくなるに伴って抜熱量が上昇しているため、凝固シェルの表面性状がＣ０．１％よりも良好ではあるが、抜熱量が高炭素鋼よりも低いため、凝固シェルの表面性状が良好ではない。
なお、通常の金属接触面の熱伝達も、面粗さに大きく関係していることが確認されている。
この抜熱量の違いが鋳片収縮量に大きく関係するため、図４に示すように、低炭素鋼よりも高炭素鋼の収縮が大きくなる。
図３に示すように、抜熱量はＣ０．１％近傍で最も低下しており、これより炭素量が高い高炭素鋼では、炭素量が多くなるに伴って抜熱量が上昇し、特に０．５％で略一定となり、凝固シェルの表面性状が良好になっている。また、炭素量がＣ０．１％より低い低炭素鋼では、炭素量が少なくなるに伴って抜熱量が上昇しているため、凝固シェルの表面性状がＣ０．１％よりも良好ではあるが、抜熱量が高炭素鋼よりも低いため、凝固シェルの表面性状が良好ではない。
なお、通常の金属接触面の熱伝達も、面粗さに大きく関係していることが確認されている。
この抜熱量の違いが鋳片収縮量に大きく関係するため、図４に示すように、低炭素鋼よりも高炭素鋼の収縮が大きくなる。
図４は、一辺が１３０ｍｍの角形ビレットモールド（鋳型壁１３の対向面が、Ｃ０．１％近傍の溶鋼の凝固収縮に対応して、鋳型の上端から下端へかけて対称に狭くなるテーパ形状を備える鋳型）を使用し、炭素量が０．０５質量％、０．１１質量％、０．２４質量％、及び０．４６質量％の溶鋼を凝固させた場合の数値解析結果である。なお、凝固収縮量は、鋳型内に供給される溶鋼の湯面から下方への各位置における凝固シェルの周長を求めることで評価した。
図４に示すように、高炭素鋼（０．４６質量％）の収縮に際しては、周長収縮量が大きくなり、鋳型内面との隙間が大きくなって（不適テーパ形状）、コーナーギャップの発生に伴うコーナー部の凝固遅れにより、例えば、菱形に変形する鋳片の品質異常が発生し易くなる。このため、本来は、鋼種ごとに最適テーパ形状を設定した鋳型が必要になるが、これでは経済的でない。
図４に示すように、高炭素鋼（０．４６質量％）の収縮に際しては、周長収縮量が大きくなり、鋳型内面との隙間が大きくなって（不適テーパ形状）、コーナーギャップの発生に伴うコーナー部の凝固遅れにより、例えば、菱形に変形する鋳片の品質異常が発生し易くなる。このため、本来は、鋼種ごとに最適テーパ形状を設定した鋳型が必要になるが、これでは経済的でない。
次に、オシレーションマークの生成機構について説明する。
図１（Ａ）、（Ｂ）に示すように、鋳型１０は前記した潤滑剤の流入性を良好にするため振動させている。このとき、オシレーションマークは、この振動による鋳型壁１３内面と凝固シェル、特に湯面（メニスカス）近傍の強度が非常に弱い部分との摩擦により生成される。
図１（Ａ）に示すように、鋳片の引抜き方向に対して鋳型１０が反対方向に移動している場合（ポジティブストリップ期）は、その摩擦によって凝固シェルに伸び方向の力が働く。しかし、図１（Ｂ）に示すように、鋳片の引抜き方向に対して鋳型１０が同一方向に移動し、かつ、その引抜き速度を上回る場合（ネガティブストリップ期）は、その摩擦によって凝固シェルに倒れが生じ、これがオシレーションマークとなる。
図１（Ａ）、（Ｂ）に示すように、鋳型１０は前記した潤滑剤の流入性を良好にするため振動させている。このとき、オシレーションマークは、この振動による鋳型壁１３内面と凝固シェル、特に湯面（メニスカス）近傍の強度が非常に弱い部分との摩擦により生成される。
図１（Ａ）に示すように、鋳片の引抜き方向に対して鋳型１０が反対方向に移動している場合（ポジティブストリップ期）は、その摩擦によって凝固シェルに伸び方向の力が働く。しかし、図１（Ｂ）に示すように、鋳片の引抜き方向に対して鋳型１０が同一方向に移動し、かつ、その引抜き速度を上回る場合（ネガティブストリップ期）は、その摩擦によって凝固シェルに倒れが生じ、これがオシレーションマークとなる。
また、オシレーションマーク深さは、ネガティブストリップ期の増加に応じて深くなる。なお、このネガティブストリップ期は、図５に示す式（１）で表され、鋳型のオシレーション条件、即ちオシレーションサイクル（即ち、振動周期）又はオシレーションストローク（即ち、振動距離）に関係していることが分かる。
また、図６に、鋳型振動数とオシレーションマーク深さの関係を示す。鋳型振動数を上げることで、ネガティブストリップ期の時間が減少するが、これに対応してオシレーションマーク深さも減少していることが分かる。従って、鋳型のオシレーションサイクル及びオシレーションストロークのいずれか１又は２を制御することにより、オシレーションマーク深さの制御が可能である。
また、図６に、鋳型振動数とオシレーションマーク深さの関係を示す。鋳型振動数を上げることで、ネガティブストリップ期の時間が減少するが、これに対応してオシレーションマーク深さも減少していることが分かる。従って、鋳型のオシレーションサイクル及びオシレーションストロークのいずれか１又は２を制御することにより、オシレーションマーク深さの制御が可能である。
以上のことから、オシレーション条件の制御により、凝固シェル表面の抜熱条件の制御が可能になり、収縮プロフィールの制御が可能になる。
ここで、同一テーパ形状を備えた鋳型を使用し、異なる鋼種の溶鋼から、同一の収縮プロフィールを形成するための方法について説明する。
まず、鋳型として、例えば、鋳型の空間形状を、凝固収縮量が最も小さい鋼種の溶鋼の収縮プロフィールに合わせるため、図４に示すＣ０．１１％鋼種の収縮プロフィールに沿ったマルチテーパモールド（溶鋼の凝固収縮に対応して、鋳型の上端から下端へかけて対称に狭くなるテーパ形状を備える鋳型）を製造し使用する。
そして、図３、図４に示す結果に基づき、含まれる炭素量が０．１質量％以上０．５質量％以下（好ましくは、０．１質量％以上０．４質量％以下）の範囲内において、高炭素側の鋼種の溶鋼では、オシレーション条件を制御し、オシレーションマークを深めに生成させる。
ここで、同一テーパ形状を備えた鋳型を使用し、異なる鋼種の溶鋼から、同一の収縮プロフィールを形成するための方法について説明する。
まず、鋳型として、例えば、鋳型の空間形状を、凝固収縮量が最も小さい鋼種の溶鋼の収縮プロフィールに合わせるため、図４に示すＣ０．１１％鋼種の収縮プロフィールに沿ったマルチテーパモールド（溶鋼の凝固収縮に対応して、鋳型の上端から下端へかけて対称に狭くなるテーパ形状を備える鋳型）を製造し使用する。
そして、図３、図４に示す結果に基づき、含まれる炭素量が０．１質量％以上０．５質量％以下（好ましくは、０．１質量％以上０．４質量％以下）の範囲内において、高炭素側の鋼種の溶鋼では、オシレーション条件を制御し、オシレーションマークを深めに生成させる。
その方法としては、オシレーションサイクルを少なく、即ち単位時間当たりの振動回数を低減、又はオシレーションストロークを長く、即ち振動の幅を長くして、鋳型の往復振動時における下降時間を長くする。これにより、ネガティブストリップ期の時間が長くなり、溶鋼の凝固シェルの表層部に発生する波状のしわの深さが深くなるため、鋳型壁面と凝固シェルとの接触面積を低減でき、溶鋼の凝固シェルから鋳型への熱移動を抑制して、収縮プロフィールをＣ０．１１％鋼種程度の小さな収縮プロフィールに抑えることができる。
このようにして、高炭素鋼でも、鋳片収縮は鋳型のテーパ形状にフィットし、コーナーギャップの減少により、凝固遅れのない高品質の鋳片が製造可能となる。
このようにして、高炭素鋼でも、鋳片収縮は鋳型のテーパ形状にフィットし、コーナーギャップの減少により、凝固遅れのない高品質の鋳片が製造可能となる。
なお、図３、図４に示す０．１質量％未満の炭素量を含む溶鋼においても、低炭素側の鋼種の溶鋼では、前記したように、オシレーション条件を制御し、溶鋼の凝固シェルの表層部に発生する波状のしわの深さを深めに生成させる。
このように、含まれる炭素量が０．１質量％の鋼種を境として、高炭素側へ炭素量が増加すると共に、また低炭素側へ炭素量が減少すると共に、オシレーションマークを深めに生成させることで、複数鋼種の溶鋼の鋳造に対応できる。
このように、オシレーションサイクル又はオシレーションストロークを制御することで、複数鋼種の溶鋼の鋳造に対応でき、高品質の鋳片を製造できる。
このように、含まれる炭素量が０．１質量％の鋼種を境として、高炭素側へ炭素量が増加すると共に、また低炭素側へ炭素量が減少すると共に、オシレーションマークを深めに生成させることで、複数鋼種の溶鋼の鋳造に対応できる。
このように、オシレーションサイクル又はオシレーションストロークを制御することで、複数鋼種の溶鋼の鋳造に対応でき、高品質の鋳片を製造できる。
以上、本発明を、実施の形態を参照して説明してきたが、本発明は何ら上記した実施の形態に記載の構成に限定されるものではなく、特許請求の範囲に記載されている事項の範囲内で考えられるその他の実施の形態や変形例も含むものである。例えば、前記したそれぞれの実施の形態や変形例の一部又は全部を組合せて本発明の連続鋳造方法を構成する場合も本発明の権利範囲に含まれる。
また、前記実施の形態においては、オシレーションサイクル又はオシレーションストロークを、溶鋼中の炭素量に応じて調整した場合について説明したが、オシレーションサイクル及びオシレーションストロークを共に調整することも可能である。
なお、本発明は、一対の短辺部材と一対の長辺部材とを備える４つ組の連続鋳造用鋳型に適用してもよく、また他の全ての鋳型、例えば、チューブ型の連続鋳造用鋳型に適用してもよい。
また、前記実施の形態においては、オシレーションサイクル又はオシレーションストロークを、溶鋼中の炭素量に応じて調整した場合について説明したが、オシレーションサイクル及びオシレーションストロークを共に調整することも可能である。
なお、本発明は、一対の短辺部材と一対の長辺部材とを備える４つ組の連続鋳造用鋳型に適用してもよく、また他の全ての鋳型、例えば、チューブ型の連続鋳造用鋳型に適用してもよい。
１０：連続鋳造用鋳型、１１：空間、１２：溶鋼、１３：鋳型壁
Claims (3)
- 連続鋳造用鋳型を上下方向に往復振動させながら、該連続鋳造用鋳型の冷却部材の内側に形成される空間内に溶鋼を流し込み凝固させて鋳片を製造する連続鋳造方法において、
前記連続鋳造用鋳型の振動周期及び振動距離のいずれか１又は２を、鋳造する鋼種ごとに変動させ、溶鋼から前記冷却部材への熱の移動量を制御して、異なる鋼種の凝固シェル収縮量を実質的に同一にし、しかも、前記連続鋳造用鋳型の前記冷却部材の空間の形状を、凝固収縮量が最も小さい鋼種の凝固シェル収縮量に合わせることを特徴とする連続鋳造方法。 - 連続鋳造用鋳型を上下方向に往復振動させながら、該連続鋳造用鋳型の冷却部材の内側に形成される空間内に溶鋼を流し込み凝固させて鋳片を製造する連続鋳造方法において、
前記連続鋳造用鋳型の振動周期及び振動距離のいずれか１又は２を、鋳造する鋼種ごとに変動させ、溶鋼から前記冷却部材への熱の移動量を制御して、異なる鋼種の凝固シェル収縮量を実質的に同一にし、しかも、溶鋼に含まれる炭素量が０．１質量％以上０．５質量％以下の範囲内にある鋼の鋳造では、溶鋼に含まれる炭素量が多い程、前記連続鋳造用鋳型の往復振動時における下降時間を長くし、凝固シェルの表層部に発生する波状のしわの深さを深くして、該凝固シェルから前記冷却部材への熱移動を抑制することを特徴とする連続鋳造方法。 - 連続鋳造用鋳型を上下方向に往復振動させながら、該連続鋳造用鋳型の冷却部材の内側に形成される空間内に溶鋼を流し込み凝固させて鋳片を製造する連続鋳造方法において、
前記連続鋳造用鋳型の振動周期及び振動距離のいずれか１又は２を、鋳造する鋼種ごとに変動させ、溶鋼から前記冷却部材への熱の移動量を制御して、異なる鋼種の凝固シェル収縮量を実質的に同一にし、しかも、溶鋼に含まれる炭素量が０．１質量％未満の鋼の鋳造では、溶鋼に含まれる炭素量が少ない程、前記連続鋳造用鋳型の往復振動時における下降時間を長くし、凝固シェルの表層部に発生する波状のしわの深さを深くして、該凝固シェルから前記冷却部材への熱移動を抑制することを特徴とする連続鋳造方法。
Priority Applications (1)
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