JP4857788B2

JP4857788B2 - 高Ｓｉ鋼の連続鋳造方法

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Publication number: JP4857788B2
Application number: JP2006023468A
Authority: JP
Inventors: 範孝西口
Original assignee: JFE Steel Corp
Current assignee: JFE Steel Corp
Priority date: 2006-01-31
Filing date: 2006-01-31
Publication date: 2012-01-18
Anticipated expiration: 2026-01-31
Also published as: JP2007203321A

Description

本発明は、高Ｓｉ鋼の連続鋳造方法に関し、特に、Ｓｉ含有量が２．５ｍａｓｓ％を超える高Ｓｉ鋼を高い生産性で連続鋳造する方法に関するものである。

近年、鉄鋼の需要が大きく拡大している。これに伴い、各鉄鋼メーカーでは、各種の増産計画を検討している。しかし、新しい製造設備を建設することは、巨額の投資と長い時間を必要とすることから、既存の製造設備の生産能力を高めることが有効である。

鉄鋼の生産能力を決定する製造設備の一つに連続鋳造設備がある。この連続鋳造設備は、製鋼工程で所定の成分組成に溶製した鋼を、所定の断面をもつ鋳型に注入し、凝固させつつ連続的に下方に引き抜くことにより、造塊、分塊工程を経ることなく、直接、スラブやブルーム、ビレット等の半成品を得る設備である。

例えば、連続鋳造設備では、以下のようにしてスラブを製造している。精密に温度を調整した溶鋼を、取鍋からタンディッシュに注入し、このタンディッシュから、浸漬ノズルを介して鋳型（モールド）内に溶鋼を注入し、モールドの底部に予め挿入されているダミーバーの先端で凝固固定させる。このダミーバーをピンチロールで引き抜くと同時に、モールドを上下運動させつつ、モールド内で表面が凝固してシェルを形成した鋳片を連続的に下降させる。モールドを出た鋳片（スラブ）は、スプレーチャンバーで冷却水を吹き付けてさらに凝固させると共に、多数の小径ロールで表面を押えて鋳片の自由変形を防止しつつ湾曲した鋳片を矯正すると共に、この下方に設けたピンチロールで所定の速度で引き抜き、完全に凝固した鋳片を必要の長さに切断し、スラブとする。

上記連続鋳造設備の生産能力は、引抜速度×鋳片の断面積に比例することから、生産能力を高めるためには、これらの値を大きくすることが有効であり、例えば、高圧スプレーの採用による冷却能力の向上や、スラブの幅プレス代のアップや幅統合による鋳造幅の拡大等が行われている。しかし、生産能力を向上するには、上記ハード面の改善以外に、ソフト面の改善を図ること、即ち、稼働率を向上させることも有効である。

連続鋳造設備の稼働率が低下する原因としては、通常の鋳込準備のための停止や操業トラブル、定期修理等の他に、鋳込規制を挙げることができる。この鋳込規制の一つに、タンディッシュ交換規制がある。タンディッシュは、取鍋とモールドの中間に位置し、耐火物で内張りした容器であり、その機能は、溶鋼貯蔵（取鍋交換時のバッファー）、モールドへの溶鋼供給量の調節、各ストランドへの溶鋼の供給、スラグや介在物の浮上分離等がある。

このタンディッシュの交換は、鋳込が終了した時の他に、浸漬ノズルや耐火物等の揚損、鋳造鋼種の変更等によって発生し、鋳込み終了以外の場合では、通常、鋳造速度を徐々に減速して連鋳機を停止してから、即ち、連続鋳造を停止してから行い、その後、新しいタンディッシュを用いて連続鋳造を再開する方法が採用されている（例えば、特許文献１参照）。これにより、鋳片を途切れさすことなく連続的に製造することができるので、連鋳設備の稼働率向上やスラブの歩留り向上に大きく寄与することができる（例えば、非特許文献１参照）。

しかしながら、タンディッシュ交換は、全ての鋼種において許容されているわけではない。というのは、タンディッシュの交換には、通常、４〜５分程度の時間を必要とし、この間に、鋳造機の内部に残された鋳片の凝固が進行するとともに、完全凝固していない鋳片は、静鉄圧によって鋳片を押え付けているロール間でクリープ変形してバルジングを起こす。

特に、高Ｓｉ鋼は、一般鋼と比較して、高温強度が低いことが知られており、例えば、Ｓｉ＞１．５ｍａｓｓ％の高Ｓｉ鋼は、Ｓｉ＜０．３ｍａｓｓ％の低Ｓｉ鋼と比較して、１０００℃における引張強さがの１／５程度まで低下する。そのため、タンディッシュ交換を行っている間に、バルジング歪が大きくなって限界歪を超えた場合には、スラブが内部割れを起こしたり、引抜能力を超える引抜抵抗が発生して引抜不良を起こしたりして重大トラブルにつながる可能性がある。また、鋳造停止中に、スラブ表面が過度に冷却された場合には、その後のスラブ矯正によって表面割れを起こすおそれもあるからである。
特開平０８−１７４１６１号公報日本鉄鋼協会編、「鉄鋼便覧第ＩＩ巻製銑・製鋼」、第３版、丸善、１９７９年１０月、Ｐ．６４４

そのため、２．５ｍａｓｓ％を超えるＳｉを含有する高Ｓｉ鋼の連続鋳造では、従来、タンディッシュの交換を行うに当たっては、鋳造を一旦終了して鋳片を抜き出し、改めてダミーバーを挿入して鋳造の準備作業を行わざるを得なかった。そのため、連続鋳造が長時間に亘って中断し、非稼動時間の大幅増加、ひいては生産能力の低下を招いていた。

しかし、稼働率低下の原因に占める高Ｓｉ鋼のタンディッシュ交換規制の比率は大きく、連続鋳造設備の生産能力を向上するためには、この規制解除が強く望まれている。一方、高Ｓｉ鋼において、タンディッシュ交換規制が必要であるとの十分な理論的な裏付けは、現在までのところ、見当たらないのが実情である。

そこで、本発明の目的は、高Ｓｉ鋼、特に２．５ｍａｓｓ％を超えるＳｉを含有する高Ｓｉ鋼のスラブを、高い生産性で製造することができる高Ｓｉ鋼の連続鋳造方法を提案することにある。

発明者は、上記高Ｓｉ鋼におけるタンディッシュ交換規制を解除するために、高Ｓｉ鋼の高温における機械的特性を調査するとともに、これに基づいて、鋳込み停止中に起こる鋳片のバルジング量を解析した。その結果、Ｓｉが２．５ｍａｓｓ％を超える高Ｓｉ鋼のバルジング量は、従来、タンディッシュ交換を可としていたＳｉが２．５ｍａｓｓ％以下のＳｉ含有鋼と大きな差はなく、したがって、タンディッシュ交換規制の必要がないことを見出し、本発明を完成させた。

すなわち、本発明は、Ｓｉを２．５ｍａｓｓ％超え含有する溶鋼を取鍋からタンディッシュを介してモールド内に注入してスラブを製造する連続鋳造方法において、タンディッシュ交換に伴う連続鋳造停止中におけるバルジング歪の最大値を予め計算により求めておき、その値が０．１２％以下であるときに、鋳造を終了することなく停止して、タンディッシュの交換を行うことを特徴とする高Ｓｉ鋼の連続鋳造方法である。

本発明によれば、高Ｓｉ鋼の連続鋳造においても、鋳造を終了することなくタンディッシュ交換が可能であるので、タンディッシュ交換に伴う停止時間を大幅に削減することができ、連続鋳造設備の生産能力の向上に大きく寄与する。

発明者は、まず、Ｓｉ含有鋼の高温における機械的特性について調査するため、Ｓｉ含有量の異なる表１に示した鋼Ａ〜Ｄのスラブから、６ｍｍφ×９０ｍｍ長さの試験片を採取し、高温引張試験機（サーメックマスター；富士電波製）を用いて、６５０〜１２００℃の温度範囲で高温引張試験を行い、引張強さＴＳおよび断面収縮率ＲＡを測定した。

図１は、上記試験結果について、引張試験温度と、引張強さＴＳおよび断面収縮率ＲＡとの関係を示したものである。図１から、Ｓｉを多量に含有する高Ｓｉ鋼Ｂ〜Ｄの引張強さＴＳは、低Ｓｉ鋼（鋼Ａ）と比較して低く、８００℃以上の温度では鋼Ａの１／２以下となっている。しかし、高Ｓｉ鋼の中では、従来、タンディッユ交換規制をしていなかったＳｉ≦２．５ｍａｓｓ％の鋼Ｂと、タンディッユ交換規制をしていたＳｉ＞２．５ｍａｓｓ％の鋼Ｃ，Ｄとでは、ＴＳに大きな差は認められない。一方、断面収縮率ＲＡについては、鋼Ｂ，Ｃは、Ｓｉの含有量が高いにも拘わらず、６５０〜１２００℃の全温度域でＲＡ７０％以上が確保されており、延性は比較的良好である。しかし、鋼Ｄは、９５０℃以下、特に、８００℃付近で大きく低下している。

上記鋼Ｄの８００℃付近における脆化現象は、鋼中に含まれるインヒビター成分が、粒界に偏析したことに起因するものと考えられる。ここで、考慮すべきことは、湾曲型の連続鋳造機でスラブを製造する場合、矯正点付近におけるスラブ表面温度は約８５０〜６００℃まで低下しており、上記脆化温度域と重複することである。そのため、この温度域で、過度のバルジング歪が発生したり、スラブ矯正により過度の引張歪を受けたりした場合には、スラブ表面割れを引き起こすおそれがある。

そこで、発明者は、連続鋳造停止中に起こるバルジング歪量について検討した。
タンディッシュ交換では、最大７分程度の連続鋳造の停止を伴い、連鋳機内に残された鋳片は、この間にクリープ変形を起こしてバルジングが進行する。この連続鋳造停止中におけるバルジング量は、下記（１）式で表すことができる。
ε_{ｔｏｔａｌ}＝ε_０＋ε（ｔ）・・・（１）
ここで、ε_{ｔｏｔａｌ}：総バルジング量、ε_０：連続鋳造停止開始時点におけるバルジング量、ε（ｔ）：連続鋳造停止中に起こるクリープ変形によるバルジング量（停止時間ｔの関数）である。

まず、ε_０は、連続鋳造停止前の鋳込速度の減速パターンを図２のように仮定して伝熱計算を行い、両端固定の弾性梁モデル（図３参照）から、下記（２）式により導出することができる。
ε_０＝σ／Ｅ＝β_２Ｐｂ^２／Ｄ^２・・・（２）
ここで、σ：凝固シェルが溶鋼の静鉄圧により受ける応力、Ｐ：溶鋼静鉄圧、ｂ：ロールピッチ、Ｄ：凝固シェル厚、Ｅ：ヤング率、β_２：係数（通常０．５）である。

次に、連続鋳造停止中におけるバルジング量ε（ｔ）は、下記（３）式で表すことができる。
ε（ｔ）＝ε´×ｔ・・・（３）
ここで、ε´：バルジングによる歪速度、ｔ：停止時間である。
また、バルジングによる歪速度ε´と応力σとの関係は、下記（４）式で表される。
ε´＝Ｆ（σ）ｅｘｐ（−Ｑ／ＲＴ）・・・（４）
ここで、Ｒ：気体定数、Ｔ：温度、Ｑ：活性化エネルギー、Ｆ（σ）：凝固シェルが溶鋼静鉄圧により受ける応力関数である。
よって、（３）および（４）式から、クリープによるバルジング歪量ε（ｔ）は、
ε（ｔ）＝ε´×ｔ＝Ｆ（σ）ｅｘｐ（−Ｑ／ＲＴ）×ｔ・・・（５）
となる。
因みに、上記（５）式に、Ｃ：０．０４ｍａｓｓ％、Ｓｉ：３．３５ｍａｓｓ％の高Ｓｉ鋼の実測データを入力すると、
ε（ｔ）＝１．６２３×１０^−５×σ^０．６×ｅｘｐ（−３１１３／Ｔ）×ｔ
・・・（６）
が得られる。

上記（２）式および（６）式を用いて、連続鋳造を７分間停止した後における鋼Ｂ〜Ｄのスラブに発生するバルジング歪量を計算し、その結果を図４に示した。図４から、いずれの鋼においても、バルジングの最大歪量は０．１１％程度でほとんど差はない、即ち、従来、タンディッシュ交換規制をしていなかったＳｉ≦２．５ｍａｓｓ％の鋼Ｂと、タンディッシュ交換規制をしていたＳｉ＞２．５ｍａｓｓ％の鋼Ｃ，Ｄとで差はないことが明らかとなった。
なお、この図において、バルジング歪の最大値がメニスカスから約７ｍ付近にある理由は、メニスカスからの距離が大きくなるにつれて静鉄圧によりバルジング歪が大きくなるが、７ｍを超えると、凝固シェルの厚みが大きくなってバルジング歪が小さくなるためである。

次に、上記計算により得られたバルジング歪によって内部割れが発生する可能性について検討するため、連続鋳造停止７分後のバルジング歪ε_{ｔｏｔａｌ}と高速で鋳造を行っている定常鋳込み時のバルジング歪ε_ｓｔとを比較した。図５は、鋼ＣおよびＤの結果を示したものであり、連続鋳造停止７分後のバルジング歪ε_{ｔｏｔａｌ}は、定常鋳込み時のバルジング歪ε_ｓｔと同程度であることから、Ｓｉ＞２．５ｍａｓｓ％の高Ｓｉ鋼でも内部割れが発生する可能性は低いことがわかった。ここで、定常鋳込み時のバルジング歪ε_ｓｔが大きい値を示している理由は、定常鋳込時は高速で鋳造が行われるため、凝固シェルが薄くなってバルジング歪量が増加するためである。

次に、連続鋳造の停止によって、連鋳機内に残留しているスラブのバルジング歪が増大し、タンディッシュ交換後、鋳造を再開した時に引き抜き不良を起こす可能性を検討するため、鋳造停止７分後の引き抜き力と定常鋳込み時の引き抜き力とを比較した。
引抜抵抗Ｆは、連鋳機内の引抜抵抗Ｆ_１、ピンチロールによる引抜抵抗Ｆ_２および鋳片矯正に伴う引抜抵抗Ｆ_３の合計であり、上記Ｆ_１は、モールド内摩擦抵抗ｆ_１、ローラーエプロン内抵抗ｆ_２および鋳片自重による引抜力ｆ_３に分解でき、さらにｆ_２は、バルジングを矯正するための抵抗ｆ_２１とロールの回転抵抗ｆ_２２に分解できる。
Ｆ＝Ｆ_１＋Ｆ_２＋Ｆ_３＝（ｆ_１＋ｆ_２＋ｆ_３）＋Ｆ_２＋Ｆ_３
＝｛ｆ１＋（ｆ_２１＋ｆ_２２）＋ｆ_３｝＋Ｆ_２＋Ｆ_３・・・（７）

上記（７）式を構成する各要素は、下記の式で与えられる。

ここで、ｂ：ロールピッチ、Ｂ：鋳片幅、ε_{ｔｏｔａｌ}：バルジング歪、Ｅ：ヤング率、Ｄ：凝固シェル厚、β_２＝０．５、μ_Ｍ：モールドと鋳片の摩擦係数、Ｈ_Ｍ：モールド内溶鋼ヘッド、Ｃ：係数、Ｐ_ａ：大気圧、Ｈ：鋳片厚、γ：溶鋼比重、μ_ｒ：ロールの回転抵抗係数、Ｍ：湾曲半径、Ｄ_ｒ：ピンチロール径、Ｄ_ｓ：ベアリング内径、α：変形抵抗、Ｎ：ピンチロール押付力、Ｌ：圧延荷重係数、δ：圧延量、μ：ベアリングの回転抵抗係数である。

上記（７）〜（１３）式を用いて、ピンチロール押付力Ｐが１９．６ＭＰａの場合における、定常鋳込時と７分停止後の引抜抵抗Ｆを、鋼Ｃについて計算し、これらの値を連続鋳造機の引抜能力Ｗと比較した結果を図６に示した。引き抜きが可能であるためには、引き抜き抵抗Ｆに対して、引き抜き能力Ｗが上回っていること、すなわち、Ｗ＞Ｆであることが必要であるが、図６では、引抜能力Ｗは、引抜抵抗Ｆを大きく上回っている。したがって、Ｓｉ＞２．５ｍａｓｓ％の高Ｓｉ鋼においても、７分間の停止によって引抜不良を起こす可能性は小さいことがわかった。

上記に説明したように、従来、タンディッシュ交換規制を行ってきたＳｉ＞２．５ｍａｓｓ％の高Ｓｉ鋼は、高温強度がＳｉ＜０．３ｍａｓｓ％の低Ｓｉ鋼と比較して低いものの、ディッシュ交換規制を行っていなかったＳｉ≦２．５ｍａｓｓ％の高Ｓｉ鋼と比較して、高温強度、鋳造停止に伴うバルジング歪量および連続鋳造再開時における引抜抵抗に大きな差はないことが明らかなった。以上の結果から、Ｓｉ＞２．５ｍａｓｓ％の高Ｓｉ鋼においても、タンディッシュ交換規制は不要と判断された。

逆に、上記計算手法を用いて、連続鋳造を停止した時のバルジング歪量がどの程度であれば、引き抜き不良を引き起こすことなくタンディッシュ交換できるかを計算した。その結果、連続鋳造停止時のバルジング歪が最大で０．１２％以下であれば、現有の連続鋳造設備の引抜能力であれば、問題なく、連続鋳造を再開できることがわかった。そこで、本発明の連続鋳造方法では、タンディッシュ交換時、すなわち、連続鋳造停止中におけるバルジング歪の最大値が０．１２％以下である場合にのみ、鋳造を終了することなく停止してタンディッシュ交換を行うことを可とすることにした。

Ｓｉを２．８〜３．４ｍａｓｓ％の範囲で含有する高Ｓｉ鋼の連続鋳造において、タンディッシュ交換を想定して、７分間鋳造を停止し、その後、鋳造を再開する実験を行い、この際、引抜不良を起こすか否かを調査するとともに、鋳込停止中に連鋳機内に残留していたスラブについて、内部割れおよび表面割れの発生の有無を調査した。
なお、内部割れは、鋳込停止時のスラブトップから３０００〜５０００ｍｍの位置で、幅方向中央部から採取したスラブサンプル断面をエッチングして評価し、また、表面割れは、スラブ表面を目視観察することにより評価した。なお、比較のため、従来、タンディッシュ交換規制を行っていなかったＳｉ：１．８５ｍａｓｓ％の高Ｓｉ鋼についても同様の調査を行った。

上記調査結果を表２に示したが、Ｓｉ＞２．５ｍａｓｓ％の高Ｓｉ鋼の連続鋳造においても、７分間の鋳造停止後、バルジングによる引抜不良を引き起こすことなく鋳造を再開することができた。また、鋳造停止に伴うスラブの内部割れや表面割れも確認されなかった。以上の結果から、Ｓｉを２．５ｍａｓｓ％超え含有する高Ｓｉ鋼の連続鋳造においても、タンディッシュ交換が可能であることが確認された。

Ｓｉ含有量が２．５ｍａｓｓ％超えの高Ｓｉ鋼の連続鋳造におけるタンディッシュ交換規制を試験的に解除し、タンディッシュ交換実験を６０回以上実施した。その結果、全てのタンディッシュ交換において、引抜不良やスラブ割れ等の重大トラブルの発生はなかった。この結果に基づき、Ｓｉ含有量が２．５ｍａｓｓ％超えの高Ｓｉ鋼の連続鋳造におけるタンディッシュ交換規制を工程的に解除した。

本発明の技術は、鉄鋼の連続鋳造に限られるものではなく、アルミニウムや銅（合金を含む）等の非鉄分野の連続鋳造にも適用することができる。

Ｓｉ含有鋼の高温引張特性を示すグラフである。タンディッシュ交換前の鋳造速度の減速パターンを説明する図である。弾性梁モデルを説明する図である。７分停止後のバルジング歪の計算結果を示したグラフである。７分停止後のバルジング歪と定常鋳込み中のバルジング歪とを比較したグラフである。７分停止後、鋳造を再開したときの引抜抵抗の計算結果を引抜能力と比較したグラフである。

Claims

Ｓｉを２．５ｍａｓｓ％超え含有する溶鋼を取鍋からタンディッシュを介してモールド内に注入してスラブを製造する連続鋳造方法において、タンディッシュ交換に伴う連続鋳造停止中におけるバルジング歪の最大値を予め計算により求めておき、その値が０．１２％以下であるときに、鋳造を終了することなく停止して、タンディッシュの交換を行うことを特徴とする高Ｓｉ鋼の連続鋳造方法。