JP5131229B2 - Slab continuous casting method - Google Patents
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Description
本発明は、鋼スラブをはじめとするスラブの連続鋳造方法に関するものである。 The present invention relates to a continuous casting method for slabs including steel slabs.
鋼をはじめとする金属を連続鋳造するに際し、溶鋼中に含有する不純物が鋳片の中心部に偏析する中心偏析が発生する。こうした不純物の中心偏析は最終製品の均質性を著しく損ない、製品品質を低下させる原因となるので、中心偏析を低減することのできる連続鋳造方法が考案されている。 When metals such as steel are continuously cast, central segregation occurs in which impurities contained in the molten steel segregate at the center of the slab. Such central segregation of impurities significantly impairs the homogeneity of the final product and lowers the product quality. Therefore, a continuous casting method capable of reducing the central segregation has been devised.
鋳片の中心偏析は、凝固末期に鋳片の凝固シェルが凝固収縮し、これに伴って凝固末期の残溶湯が流動して固液界面近傍の濃化溶鋼を洗い出し、残溶湯が累進的に濃化していくことによって生じる。従って、鋳片の中心偏析を防止するためには、残溶湯の流動原因を取り除くことが肝要であり、そのためにはロール間の鋳片バルジングを極力小さくするとともに、凝固シェルの凝固収縮量に相当する量だけ鋳片を圧下することが有効であることが知られている。例えば、特許文献1、2に、スラブ連続鋳造における鋳片の軽圧下方法が開示されている。
In the center segregation of the slab, the solidified shell of the slab solidifies and shrinks at the end of solidification, and as a result, the residual molten metal at the end of solidification flows to wash out the concentrated molten steel near the solid-liquid interface. It is caused by thickening. Therefore, in order to prevent the center segregation of the slab, it is important to remove the cause of the residual molten metal flow. To this end, the slab bulging between the rolls is minimized and the amount of solidification shrinkage of the solidified shell is equivalent. It is known that it is effective to reduce the slab by an amount to be reduced. For example,
スラブの連続鋳造において、スラブの上下の長辺と左右の短辺から凝固が進行しており、凝固末期においては図2(e)に示すように長辺と短辺で形成される四周に凝固シェル10が形成され、厚み中心部付近に未凝固部9が残される。幅方向両端の短辺付近には厚み方向全厚にわたって凝固シェルが形成されているので、凝固末期において凝固収縮量に見合った量だけ鋳片を軽圧下して鋳片厚を薄くするためには、幅方向両端の短辺付近に形成された凝固シェルを圧下することが必要である。
In continuous casting of slabs, solidification progresses from the upper and lower long sides and the left and right short sides of the slab, and at the end of solidification, as shown in FIG. A
連続鋳造中における鋳片の軽圧下は、短辺付近に形成された凝固シェルを圧下する際の圧下反力に打ち勝つ圧下力を付与することによって行われる。鋳片からの圧下反力は、圧下する鋳片部位における鋳片温度の影響を受ける。図9に示すように、鋳片温度が低くなるほど圧下反力が大きくなるので、鋳片温度が下がりすぎると鋳片の軽圧下が困難になる。 The slab is lightly reduced during continuous casting by applying a reduction force that overcomes the reduction reaction force when the solidified shell formed near the short side is reduced. The reduction reaction force from the slab is affected by the slab temperature at the slab part to be reduced. As shown in FIG. 9, as the slab temperature decreases, the reduction reaction force increases. Therefore, if the slab temperature is too low, it is difficult to lightly reduce the slab.
連続鋳造の鋳型直下から凝固が完了するまでの二次冷却帯において、スプレーノズルを用いて鋳片の長辺面に冷却水を噴射することにより、鋳片の冷却を行っている。鋳片の長短辺コーナー部は最も冷えやすいため、コーナー部を除く長辺面に比較すると温度が低下しやすい。そのため、連続鋳造中に鋳片を軽圧下するに際し、短辺付近に形成された凝固シェルの温度が低くなりすぎ、軽圧下が困難となることがあった。 The slab is cooled by spraying cooling water onto the long side surface of the slab using a spray nozzle in the secondary cooling zone from immediately below the continuous casting mold until solidification is completed. Since the corners of the long and short sides of the slab are most likely to be cooled, the temperature is likely to be lowered as compared to the long side surfaces excluding the corners. Therefore, when the slab is lightly reduced during continuous casting, the temperature of the solidified shell formed in the vicinity of the short side becomes too low, and it may be difficult to lightly reduce.
スラブ連続鋳造においては、様々の幅を有する鋳片を鋳造する。二次冷却については、図2(c)に示すように、最も広い幅の鋳片についてその長辺全体に冷却水を行き渡らせるように二次冷却スプレーノズルを配置すると、狭い幅の鋳片を鋳造する際、図2(d)に示すように、長辺からはみ出た部分に配置されたスプレーノズルからの冷却水が鋳片の短辺を冷却することになるので、広幅の鋳片に比較するとより一層短辺付近の鋳片温度が低下することとなり、軽圧下がより困難となっていた。 In slab continuous casting, slabs having various widths are cast. As for the secondary cooling, as shown in FIG. 2 (c), when the secondary cooling spray nozzle is arranged so that the cooling water is spread over the entire long side of the slab with the widest width, the slab with the narrow width is formed. When casting, as shown in FIG. 2 (d), the cooling water from the spray nozzle arranged in the part protruding from the long side cools the short side of the slab, so it is compared with a wide slab. Then, the slab temperature near the shorter side is further lowered, and light reduction is more difficult.
二次冷却帯における二次冷却水量については、鋳造中の鋳片凝固シェルのバルジング量を所定範囲内に抑えるため、必要冷却水量が定まる。従って、鋳造中における凝固完了部付近での鋳片コーナー部の温度を上昇させようと意図して長辺面の二次冷却水量を低減したのでは、鋳造中のバルジング量が許容範囲を超え、内部割れ等の品質不良の原因となるので採用することができない。 Regarding the amount of secondary cooling water in the secondary cooling zone, the required amount of cooling water is determined in order to keep the bulging amount of the slab solidified shell during casting within a predetermined range. Therefore, if the amount of secondary cooling water on the long side surface is reduced with the intention of increasing the temperature of the slab corner near the solidification completed part during casting, the amount of bulging during casting exceeds the allowable range, It cannot be used because it causes quality defects such as internal cracks.
鋳片の幅方向で、二次冷却水が散布される範囲を狭め、鋳片のコーナー付近には二次冷却水が当たらないようにすることが考えられる。幅方向の二次冷却水散布範囲を、最も広い幅の鋳片鋳造時に最適化するように定めることとすると、狭幅鋳片鋳造時には結局鋳片コーナー部が過冷却されることとなる。一方、狭幅鋳片鋳造時にもコーナー過冷却が起きないように二次冷却水衝突範囲を狭めることとすると、広幅鋳造時には長辺の端部を含め広い範囲に二次冷却水が衝突しないこととなり、幅端部付近の凝固が幅中央部に比較して遅れることとなる。その結果、凝固末端の位置が鋳片幅方向で不均一となり、凝固末端(クレーターエンド)を結んだ線の形状がW型を呈することとなる。これでは、たとえ軽圧下を行ったとしても最適な中心偏析低減を行うことができず、中心偏析が十分に改善されないこととなる。 It is conceivable that the range in which the secondary cooling water is dispersed in the width direction of the slab is narrowed so that the secondary cooling water does not hit the corner of the slab. If the secondary cooling water spraying range in the width direction is determined so as to be optimized when casting the slab with the widest width, the slab corner portion is eventually supercooled when casting the narrow slab. On the other hand, if the secondary cooling water collision range is narrowed so that corner supercooling does not occur even when casting a narrow slab, secondary cooling water should not collide over a wide range including the end of the long side during wide casting. Thus, solidification in the vicinity of the width end portion is delayed as compared with the width center portion. As a result, the position of the solidified end becomes non-uniform in the slab width direction, and the shape of the line connecting the solidified end (crater end) exhibits a W shape. In this case, even if light reduction is performed, the optimum center segregation reduction cannot be performed, and the center segregation cannot be sufficiently improved.
種々の鋳片幅を鋳造する際にも鋳片のコーナー部過冷却を防止しつつ冷却する目的で、スプレーノズルを移動させて鋳片幅方向の冷却を連続的、無段階に調整する方法が開示されている。特許文献3に記載の方法は、スプレーノズルの位置を鋳片の幅に応じて上下方向に移動させるとともに、狭幅の鋳造では幅外側のスプレーノズルからの水噴射を中止し、各スプレーノズルの流量を調整する方法である。
When casting various slab widths, there is a method to adjust the cooling in the slab width direction continuously and steplessly by moving the spray nozzle for the purpose of cooling while preventing overcooling of the corner of the slab. It is disclosed. In the method described in
また特許文献4に記載の方法は、冷却すべき鋳片の幅に応じて作動するスプレーノズルを選択し、かつ鋳片の幅方向内側でかつ同幅方向最も外側のスプレーノズルのうち少なくとも一方からは、気体を鋳片に吹き付ける連続鋳造の二次冷却方法が記載されている。鋳片の幅を外れるスプレーノズルからは冷却水噴射を行わないとともに、幅端部に近いスプレーノズルからは気体のみを吹き付けることにより、水が鋳片の端部や端面に流れ込むことがなく、流れ水の抜熱による鋳片端部の過冷却をおさえることができるとしている。
The method described in
特許文献5には、連続鋳造機のシミュレーション装置として、ロールRi,Ri+1によって連続的に案内されて冷却水等を吹き付けられる鋳片の有限要素モデルMjから雰囲気への熱伝達率hwが、前回演算された有限要素モデルMj-1からの熱伝達率hwより求められた鋳片の表面温度と、上記冷却水等の吹き付け量に関する操業上の実測データである吹付量分布とに基づいて演算されることにより、鋳造中の鋳片の熱的挙動を精度良くシミュレーションすることができる方法が提供されている。
In
従来の連続鋳造装置において、鋳造長さ方向一定範囲の二次冷却については単一の流量制御を行っており、鋳造幅方向の中央と端部付近で別々の流量制御を行うことはなされていない。また、ロールとロールの間に設置されるスプレーノズルは、スプレーノズルへの冷却水配管によって固定され、幅方向にスプレーノズルを移動する制御は行っていない。これに対し、鋳造幅の変更に伴い、スプレーノズルの位置を幅方向に移動し、あるいは特許文献3に記載のようにスプレーノズルを上下方向に移動し、さらには特許文献3、4に記載のように鋳造幅に応じて幅端部のスプレーノズルからの注水のみを停止する制御を行おうとすると、冷却水流量制御の系統数を増大する必要があり、またスプレーノズルを幅方向あるいは上下方向に移動する移動制御機構を新設する必要が生ずる。
In a conventional continuous casting apparatus, a single flow rate control is performed for secondary cooling in a certain range in the casting length direction, and separate flow rate control is not performed near the center and end in the casting width direction. . Moreover, the spray nozzle installed between rolls is fixed by the cooling water piping to a spray nozzle, and control which moves a spray nozzle to the width direction is not performed. On the other hand, as the casting width is changed, the position of the spray nozzle is moved in the width direction, or the spray nozzle is moved in the vertical direction as described in
しかしこのような複雑な機構の場合、設備改造費用が高額となり、またメンテナンスが大変であり、さらにメンテナンスを十分に実施しないと制御性能を維持できないが、実際の操業では十分なメンテナンスを行っていると稼働率が低下するため、十分なメンテナンスを必要とする設備を用いることは事実上困難である。従って、上記のような複雑な機構では、実質的に安定した制御が不可能となるという問題がある。 However, in the case of such a complicated mechanism, the cost of remodeling the equipment is high and the maintenance is difficult, and furthermore, the control performance cannot be maintained unless sufficient maintenance is performed, but sufficient maintenance is performed in the actual operation. Therefore, it is practically difficult to use equipment that requires sufficient maintenance. Accordingly, there is a problem in that the complicated mechanism as described above cannot substantially control stably.
本発明では、種々の鋳造幅の鋳片を軽圧下しつつ連続鋳造するに際し、複雑な二次冷却機構を有することなく、凝固末端付近における鋳片幅方向端部付近の鋳片温度を適切に維持し、鋳造した鋳片の中心偏析を低減することのできるスラブの連続鋳造方法を提供することを目的とする。 In the present invention, when continuously casting slabs of various casting widths while lightly reducing, the slab temperature near the end of the slab width direction near the solidification end is appropriately adjusted without having a complicated secondary cooling mechanism. An object of the present invention is to provide a continuous slab casting method capable of maintaining and reducing the center segregation of a cast slab.
即ち、本発明の要旨とするところは以下のとおりである。
(1)モールド直下からスラブの中心部固相率fsが0.7となる範囲までの二次冷却について、その比水量を0.5〜2.0リットル/kgとするとともに、二次冷却水の衝突範囲をスラブ長辺面の全幅とし、かつ、鋳片の中心部固相率fsが少なくとも0.1以上0.7以下の範囲で、スラブ短辺面からの放射冷却を抑制するための保温機構を設け、鋳片の中心部固相率fsが少なくとも0.3以上0.7以下の範囲でロールによってスラブ長辺面を、単位時間当たりの圧下量を0.5mm/分ないし2mm/分とする圧下を行い、鋳片の中心部固相率fsが0.7であって鋳片の幅方向の端部から鋳片厚みの1/2分の距離における鋳片の厚み方向断面平均温度が所定温度以上になるように制御することを特徴とするスラブの連続鋳造方法。
(2)前記所定温度が800℃であることを特徴とする上記(1)に記載のスラブの連続鋳造方法。
(3)保温機構はスラブ短辺面に対向し、スラブ短辺面からの距離が70mm以下の位置に配置する断熱板を有していることを特徴とする上記(1)又は(2)に記載のスラブの連続鋳造方法。
(4)保温機構は、スラブの幅に応じて前記断熱板の位置を変更するための断熱板位置変更装置を有していることを特徴とする上記(3)に記載のスラブの連続鋳造方法。
That is, the gist of the present invention is as follows.
(1) For secondary cooling from directly below the mold to a range where the solid fraction s s of the central part of the slab is 0.7, the specific water amount is set to 0.5 to 2.0 liters / kg and secondary cooling is performed. Radiation cooling from the short side surface of the slab is suppressed when the water collision range is the full width of the long side surface of the slab and the solid phase ratio f s of the slab is at least 0.1 to 0.7. A slab long side surface with a roll in a range where the solid part ratio f s at the center of the slab is at least 0.3 or more and 0.7 or less, and the amount of reduction per unit time is 0.5 mm / min. Or a reduction of 2 mm / min , the slab center solid phase rate f s is 0.7, and the slab has a distance of ½ of the slab thickness from the widthwise end of the slab. Continuous slab casting method, characterized in that the thickness direction cross-sectional average temperature is controlled to be equal to or higher than a predetermined temperature. .
(2) The continuous casting method for a slab according to (1), wherein the predetermined temperature is 800 ° C.
(3) In the above (1) or (2), the heat retaining mechanism has a heat insulating plate facing the slab short side surface and disposed at a position where the distance from the slab short side surface is 70 mm or less. The continuous casting method of the slab as described.
(4) The slab continuous casting method according to (3) above, wherein the heat retaining mechanism has a heat insulating plate position changing device for changing the position of the heat insulating plate according to the width of the slab. .
本発明は、モールド直下からスラブの中心部固相率fsが0.7となる範囲までの二次冷却について、二次冷却水の衝突範囲をスラブ長辺面の全幅としているので、スラブ幅の如何によらず、凝固末端を結んだ線がW型を呈することがない。かつ、鋳片の中心部固相率fsが少なくとも0.1以上0.7以下の範囲で、スラブ短辺面からの放射冷却を抑制するための保温機構を設けているので、凝固末端付近においてスラブのコーナーが過冷却することがない。その結果、鋳片の中心部固相率fsが0.7であって鋳片の幅方向の端部から鋳片厚みの1/2分の距離における鋳片の厚み方向断面平均温度が所定温度以上になるように制御することができるので、鋳片の中心部固相率fsが少なくとも0.3以上0.7以下の範囲でロールによってスラブ長辺面を圧下する軽圧下を行うに際し、軽圧下反力を低減して良好な軽圧下鋳造を行うことが可能となる。 In the present invention, the secondary cooling water collision range is set to the full width of the long side surface of the slab for the secondary cooling from directly under the mold to the range where the slab central solid fraction f s is 0.7. Regardless of the case, the line connecting the coagulation ends does not exhibit a W shape. In addition, a heat retention mechanism for suppressing radiation cooling from the short side surface of the slab is provided in the range where the solid portion ratio f s at the center part of the slab is at least 0.1 or more and 0.7 or less. In slab corners do not overcool. As a result, the average temperature in the thickness direction of the slab is predetermined at a distance of ½ of the thickness of the slab from the end in the width direction of the slab at a center solid phase ratio f s of 0.7. it is possible to control so that the above temperature, when the center solid phase ratio f s of the slab performs soft reduction to reduction the slab long side surface by the rolls in the range of at least 0.3 to 0.7 Thus, it is possible to reduce the light pressure reaction force and perform good light pressure casting.
本発明において、二次冷却制御の制御範囲の決定、及びスラブ短辺面を冷却抑制するための保温機構の設置位置については、鋳片の中心部固相率fsを指標として行う。そこでまず、鋳片の中心部固相率fsの算出について説明する。ちなみに、軽圧下範囲を示す中心部固相率fsとは、鋳片幅中央かつ鋳片厚み中心位置の固相率を意味している。 In the present invention, the determination of the control range of the secondary cooling control and the installation position of the heat retention mechanism for suppressing the cooling of the slab short side surface are performed using the solid phase fraction f s of the slab as an index. Therefore, first, calculation of the center part solid phase ratio f s of the slab will be described. Incidentally, the center solid fraction f s indicating the light reduction range means the solid fraction at the center of the slab width and the center of the slab thickness.
鋳片の全幅をWとし、その鋳片の幅方向の任意の位置をyとし、鋳片の鋳造方向の任意の位置をxとし、鋳片の任意の点(x,y)における鋳片厚み方向の中心の固相率を中心固相率fs(x,y)と定義する。鋳片の任意の点(x,y)における鋳片厚み方向の中心固相率fs(x,y)を計算によって求める場合の求め方の例について説明する。 The total width of the slab is W, the arbitrary position in the width direction of the slab is y, the arbitrary position in the casting direction of the slab is x, and the slab thickness at an arbitrary point (x, y) of the slab The solid fraction at the center of the direction is defined as the central solid fraction f s (x, y). An example of how to obtain the central solid phase ratio f s (x, y) in the slab thickness direction at an arbitrary point (x, y) of the slab will be described.
鋳片の鋳造方向に垂直な断面(横断面)(以下C断面と称す場合がある)において伝熱凝固計算を行う場合、計算の境界条件として、鋳型内は以下の公知の(1)式(例えば、特開2000−119726号公報に記載)により鋳型への抜熱量qを求めることができる。以下の(1)式において、xはメニスカスからの鋳造方向距離、Vcは鋳造速度、α、βは定数を示す。
q=α×(x/Vc)β (1)
When performing heat transfer solidification calculation in a cross section (transverse cross section) perpendicular to the casting direction of the slab (hereinafter sometimes referred to as C cross section), as a boundary condition for the calculation, the inside of the mold is the following well-known formula (1) ( For example, the heat removal amount q to the mold can be determined by JP-A 2000-119726. In the following formula (1), x is a casting direction distance from the meniscus, Vc is a casting speed, and α and β are constants.
q = α × (x / Vc) β (1)
次に、鋳型以降の伝熱凝固計算については、スプレーノズルから鋳片に吹き付ける冷却水による抜熱と、連続鋳造用ロールによる抜熱と、未冷却部の輻射による抜熱を熱伝達係数として与えることができる。ここで連続鋳造用ロールとは、鋳型以降に配設されているロールを意味している。 Next, for heat transfer solidification calculation after the mold, heat removal by cooling water sprayed from the spray nozzle to the slab, heat removal by the continuous casting roll, and heat removal by radiation of the uncooled part are given as heat transfer coefficients. be able to. Here, the continuous casting roll means a roll disposed after the mold.
この係数の計算は、一例として特許文献5に開示されている技術を適用することができる。例えば、ロールRi,Ri+1により案内されて冷却水が吹き付けられる鋳片の有限要素モデルMjから雰囲気への熱伝達率hwが、先に演算された有限要素モデルMj-1からの熱伝達率hwより求められた鋳片の表面温度と、冷却水の吹き付け量に関する操業上の実測データである吹付量分布に基づいて演算することができる。鋳片は楕円形状の吹き付け領域に吹き付けられる実測データとしての冷却水と空気により冷却され、吹き付け領域における吹き付け量分布も実測データが用いられる。
For example, the technique disclosed in
ここで鋳片からロールRi、Ri+1へ、または鋳片の空冷部から雰囲気へ逃げる熱の熱伝達率hr、haは、冷却水の影響を受けず、雰囲気の温度に依存する。また、未凝固部の溶鋼または鋳片から鋳型への熱伝達率hmは鋳片の表面温度に依存せずほぼ一定である。一方、冷却水が吹き付けられる鋳片の水冷部から雰囲気へ逃げる熱の熱伝達率hwは水冷部に吹き付けられる冷却水及び空気の吹き付け量と水冷部の表面温度に依存する。 Here, the heat transfer rates hr and ha of heat escaping from the slab to the rolls R i and R i + 1 or from the air cooling part of the slab to the atmosphere are not affected by the cooling water and depend on the temperature of the atmosphere. Further, the heat transfer rate hm from the molten steel in the unsolidified portion or the slab to the mold is almost constant regardless of the surface temperature of the slab. On the other hand, the heat transfer rate hw of heat that escapes from the water-cooled portion of the slab to which the cooling water is sprayed to the atmosphere depends on the amount of cooling water and air sprayed on the water-cooled portion and the surface temperature of the water-cooled portion.
更に、水冷部の位置に相当する有限要素Eに係る熱伝達率hwは、以下の式により定義され、有限要素E毎の鋳片の表面温度T、スプレーノズルの吹き付け領域及び吹き付け量分布に含まれる有限要素E毎に求められた冷却水量W及び空気量Aを適用する。
hw=hw(T,W,A)=α×Tf×Wg×An (2)
ただし、前記の式において、α、f、g、nは各ノズルについて予め実験等により得られた係数であって、前記ノズル毎の吹き付け領域及び吹き付け量とともに、それぞれデータベース等に記録しておき、それを基に計算すればよい。
Furthermore, the heat transfer coefficient hw related to the finite element E corresponding to the position of the water-cooled part is defined by the following formula, and is included in the surface temperature T of the slab for each finite element E, the spray region of the spray nozzle, and the spray amount distribution. The cooling water amount W and the air amount A obtained for each finite element E are applied.
hw = hw (T, W, A) = α × T f × W g × A n (2)
However, in the above formula, α, f, g, and n are coefficients previously obtained by experiments or the like for each nozzle, and are recorded in a database or the like together with the spray area and spray amount for each nozzle, Calculate based on that.
以上の計算により、任意の鋳造方向位置x、幅方向位置yにおける鋳片表面の境界条件を求めることができる。 By the above calculation, the boundary condition of the slab surface at any casting direction position x and width direction position y can be obtained.
次に、上記境界条件を用い、伝熱計算により任意の鋳造方向位置x、幅方向位置yにおける温度から「伝熱凝固計算」を行うことができ、C断面内の任意の位置の温度および鋳片の厚み中心の中心固相率fs(x,y)を求めることができる。 Next, using the above boundary conditions, the “heat transfer solidification calculation” can be performed from the temperatures at any casting direction position x and width direction position y by heat transfer calculation. The central solid phase ratio f s (x, y) at the thickness center of the piece can be obtained.
ここで中心固相率fs(x,y)とは厚み中心位置での固相率のことであり、当該溶鋼の液相線温度をTLL、固相線温度をTSLとした場合に、厚み中心の任意の位置(x,y)における温度Tm(x,y)での中心固相率fs(x,y)は、fs(x,y)=(TLL−Tm(x,y))/(TLL−TSL)で定義される。TLL、TSLの温度は平居の式を用いて求めることができる。また、予め所望の溶鋼成分に対応して実験的に求めることもできる。平居の式を用いたTLL、TSLの算出については、例えば、液相線温度TLL:鐵と鋼、日本鐡鋼協會々誌、Vol.55,No.3(19690227)S85、社団法人日本鉄鋼協会を参照して、固相線温度TSL:平居、金丸、森;学振19委,第5回凝固現象協議会資料,凝固46(1968年12月)を参照して、それぞれ算出することができる。 Here, the central solid fraction f s (x, y) is the solid fraction at the center of the thickness. When the liquidus temperature of the molten steel is T LL and the solidus temperature is T SL , The central solid fraction f s (x, y) at the temperature T m (x, y) at an arbitrary position (x, y) of the thickness center is expressed as f s (x, y) = (T LL −T m (X, y)) / (T LL −T SL ). The temperatures of T LL and T SL can be obtained using the Hirai equation. It can also be experimentally determined in advance corresponding to a desired molten steel component. Regarding the calculation of T LL and T SL using the Hirai equation, for example, liquidus temperature T LL : Sakai and Steel, Nippon Steel & Steel Association, Vol. 55, no. 3 (19690227) S85, with reference to the Japan Iron and Steel Institute, solidus temperature T SL : Hirai, Kanamaru, Mori; Gakken 19 Committee, Fifth Solidification Phenomenon Council document, Solidification 46 (December 1968 ) To calculate each.
なお、伝熱凝固計算として特許文献5に開示されている技術の他に、「コンピュータ伝熱、凝固解析入門、大中著、丸善株式会社刊」に記載されているエンタルピー法、等価比熱法を適用しても行っても良い。
In addition to the technique disclosed in
図1〜4に基づいて本発明の説明を行う。 The present invention will be described with reference to FIGS.
本発明のスラブの連続鋳造方法を適用する連続鋳造装置において、図1に示すように、ロールセグメント1には鋳片5を挟むように上下のロール2が配置され、スプレーノズル3によって鋳片5の二次冷却を実施する。本発明の保温機構11において、鋳片5の短辺面7に対向するように断熱板12が配置される。断熱板12は、断熱板位置変更装置13に接続され、鋳造する鋳片の幅が変化しても、常に断熱板12が鋳片5の短辺面7に近接するように配置することができる。
In a continuous casting apparatus to which the slab continuous casting method of the present invention is applied, as shown in FIG. 1, upper and
本発明で採用する二次冷却については、スプレーノズルから水のみを噴射する水冷却としても良いが、好ましくは、スプレーノズルから水とともに空気を噴霧する気水噴霧冷却とすると好ましい。 The secondary cooling employed in the present invention may be water cooling in which only water is ejected from the spray nozzle, but is preferably air-water spray cooling in which air is sprayed together with water from the spray nozzle.
本発明においてはまず、モールド直下22からスラブの中心部固相率fsが0.7となる範囲までの二次冷却について、図2(a)に示すように、二次冷却水4の衝突範囲をスラブ長辺面6の全幅とする。従来行われていたように、鋳片長辺面の幅端部付近に二次冷却水を衝突させないような冷却を採用せず、鋳片の長辺面6の全幅について二次冷却水4が衝突するようにスプレーノズル3を配置し、冷却水4を噴射する。これにより、スラブ幅の如何によらず、凝固末端を結んだ線がW型を呈することがなく、幅方向で均一な位置で凝固を完了させることができる。
In the present invention, as shown in FIG. 2 (a), first, the secondary cooling from the
本発明が対象とする連続鋳造機の最大鋳造幅が例えば2200mmの場合、二次冷却領域においてスプレーノズルから噴射する二次冷却水の噴射領域は当該2200mmの幅方向全範囲をカバーしている。そして、鋳造する鋳片が狭幅の例えば1400mmである場合においても、二次冷却水の噴射領域は最大鋳造幅の鋳造時と変わらず、2200mmの噴射領域を維持することとなる。 When the maximum casting width of the continuous casting machine targeted by the present invention is, for example, 2200 mm, the injection region of the secondary cooling water injected from the spray nozzle in the secondary cooling region covers the entire range in the width direction of 2200 mm. Even when the cast slab has a narrow width of, for example, 1400 mm, the injection region of the secondary cooling water is the same as that at the time of casting of the maximum casting width, and the injection region of 2200 mm is maintained.
上記のように、二次冷却水の衝突範囲をスラブ長辺面の全幅とする範囲は、少なくともモールド直下22からスラブの中心部固相率fsが0.7となる範囲までとする。鋳造中に鋳片の軽圧下を行うに際し、中心部固相率fsが0.7を超える領域まで軽圧下を行おうとしても、鋳片が固くなりすぎ、軽圧下の効果が反映されない。そのため、軽圧下は中心部固相率fsが0.7以下の領域で行われる。従って、二次冷却水の衝突範囲をスラブ長辺面の全幅とする範囲を少なくとも中心部固相率fsが0.7となる範囲までとすることにより、軽圧下を行う際における鋳片幅方向の凝固均一性を十分に確保することができる。
As described above, the range in which the collision range of the secondary cooling water is the entire width of the long side surface of the slab is at least from the
本発明においてはさらに、モールド直下からスラブの中心部固相率fsが0.7となる範囲までの二次冷却について、その比水量を0.5〜2.0リットル/kgとする。通常のスラブ連続鋳造設備で鋳造する鋳造条件である鋳造速度0.3〜2.0m/min程度の速度範囲での比水量をカバーする範囲である。比水量が少なすぎると鋳片を安定して冷却する能力が不足して安定した鋳造ができなくなる恐れがあるが、比水量が0.5リットル/kg以上であれば冷却能力が足りる。一方、比水量が2.0リットル/kgを超える大流量としても、鋳片の冷却能力が向上する効果が飽和するので、上限を2.0リットル/kgとした。 In the present invention, the amount of specific water is set to 0.5 to 2.0 liters / kg for the secondary cooling from directly under the mold to the range where the solid fraction f s at the center of the slab is 0.7. This is a range that covers the specific water amount in a speed range of about 0.3 to 2.0 m / min, which is a casting condition for casting with a normal slab continuous casting equipment. If the specific water amount is too small, the ability to stably cool the slab may be insufficient and stable casting may not be possible. However, if the specific water amount is 0.5 liter / kg or more, the cooling capacity is sufficient. On the other hand, even if the specific flow rate exceeds 2.0 liter / kg, the effect of improving the cooling capacity of the slab is saturated, so the upper limit was made 2.0 liter / kg.
本発明においてはさらに、鋳片の中心部固相率fsが少なくとも0.1以上0.7以下の範囲で、スラブ短辺面7からの放射冷却を抑制するための保温機構11を設ける。
In the present invention, a
本発明では前述のとおり、モールド直下からスラブの中心部固相率fsが0.7となる範囲までの二次冷却について、二次冷却水の衝突範囲をスラブ長辺面の全幅としている。従来の鋳造方法であれば、たとえ最大幅の鋳片を鋳造する際(図2(c))であっても、スラブ長辺面の全幅に二次冷却水を注水することにより、鋳片コーナー部8が過冷却となることを防止し得なかった。本発明においては、図2(a)に示すように、スラブ短辺面7からの放射冷却を抑制するための保温機構11を設けることにより、鋳片コーナー部8における過冷却を防止することができる。その結果、まずは最大幅の鋳片を鋳造する場合において、スラブ長辺面の全幅に二次冷却水を注水したとしても、鋳片コーナー部の鋳片温度を高温に保持することが可能となる。
As described above in the present invention, the center solid phase ratio f s of the slab from immediately below the mold for secondary cooling to the extent that the 0.7, and the collision range of the secondary cooling water with the entire width of the slab long side surface. In the case of a conventional casting method, even when casting a slab having the maximum width (FIG. 2 (c)), by pouring secondary cooling water over the entire width of the long side surface of the slab, It was not possible to prevent the
従来、鋳造する鋳片幅が狭幅である場合には、図2(d)に示すように、長辺面6に冷却水を注水するためのスプレーノズル3のうち、鋳片の幅よりも外側に位置するスプレーノズルからの噴出水が鋳片の短辺面7に衝突し、鋳片のコーナー部8をさらに冷却する影響を及ぼしていた。本発明においては、鋳片の中心部固相率fsが少なくとも0.1以上0.7以下の範囲で、スラブ短辺面からの放射冷却を抑制するための保温機構を設けているので、図2(b)に示すように、保温機構11が鋳片5の幅外側に位置するスプレーノズルから短辺面7への注水を遮蔽する作用をする。そのため、本発明の二次冷却水については最広幅鋳片でスラブ長辺面の全幅に二次冷却水を衝突させる機能を有しつつ、何ら幅外側のスプレーノズルからの注水を停止することなく、狭幅鋳片の鋳造においても鋳片コーナー部8の過冷却を防止し、鋳片コーナー部8の鋳片温度を高温に保持することが可能となる。
Conventionally, when the slab width to be cast is narrow, as shown in FIG. 2 (d), the
上記本発明の保温機構11は、鋳片の中心部固相率fsが少なくとも0.1以上0.7以下の範囲に配置する。中心部固相率fsが0.1未満の範囲に保温機構11を設置してもかまわないが、この範囲は鋳片の温度が高いため、鋳片の幅方向の中央部と端部で大きな温度差が生じていないので、必ずしも保温は必要ない。即ち、中心部固相率fsが0.1以上の範囲に保温機構11を設置しさえすれば良い。ただし、鋳片の幅方向端部近傍の温度制御を容易にするために、軽圧下を開始する鋳造範囲より上流側に位置する少なくとも一台以上上流側のロールセグメントより鋳片の幅方向の端部近傍に放射冷却を抑制するための保温機構を付与することが好ましい。一方前述のとおり、軽圧下は中心部固相率fsが0.7以下の領域で行われる。従って、保温機構を設ける範囲を少なくとも中心部固相率fsが0.7となる範囲までとすることにより、軽圧下を行う際における鋳片コーナー部の温度を十分に確保することができる。なお、ロールセグメントのサイズ等の要因により、中心部固相率fsが0.7超となる範囲まで拡げても良い。
The
また本発明において、鋳片の中心部固相率fsが0.7であって鋳片の幅方向の端部から鋳片厚みの1/2分の距離における鋳片の厚み方向断面24の平均温度Tsが所定温度以上になるように制御することが必要である。鋳片の幅方向の端部から鋳片厚みの1/2分の距離における鋳片の厚み方向断面24の位置は図2(e)に示すとおりである。前述のとおり、軽圧下は中心部固相率fsが0.7以下の領域で行われる。従って、軽圧下が行われる最も下流側である中心部固相率fsが0.7の鋳片部位において、軽圧下に要する圧下力を十分に低減しておくことが必要であり、そのためには、当該部位において、鋳片の幅方向の端部から鋳片厚みの1/2分の距離における鋳片の厚み方向断面24の平均温度Tsが所定温度以上であることが必要である。鋳片の幅方向の端部から鋳片厚みの1/2分の距離における鋳片の厚み方向断面24の平均温度Tsが、軽圧下反力に最も影響を及ぼす鋳片温度だからである。
Further, in the present invention, the slab thickness
ここで、所定温度とは、連続鋳造設備に応じて設定されている軽圧下時の最大圧下力以下の圧下反力となる鋳片温度を意味している。この所定温度は、予め、鋳片の幅方向の端部から鋳片厚みの1/2分の距離における鋳片の厚み方向断面平均温度を、種々の温度になるように二次冷却条件を変更する鋳造試験を実施し、その際の鋳片の圧下反力を測定することで、決定可能である。 Here, the predetermined temperature means a slab temperature that is a reduction reaction force equal to or less than a maximum reduction force at the time of light reduction set according to a continuous casting facility. The predetermined cooling temperature is changed in advance so that the average temperature in the thickness direction of the slab at a distance of ½ the thickness of the slab from the end in the width direction of the slab becomes various temperatures. It can be determined by carrying out a casting test and measuring the rolling reaction force of the slab at that time.
通常に用いられている連続鋳造の軽圧下装置を用いる場合、上記所定温度を800℃とし、断面平均温度Tsとして800℃以上とすることが好ましい。断面平均温度Tsが800℃以上であれば、例えば、鋳片厚み300mmの鋳片鋳造中にロール径330mmのロールを用いてロール当たり鋳片圧下しろ0.8mmの軽圧下を行うに際し、圧下力をロール当たり100トン以下に抑えることができ、通常用いられる軽圧下設備によって軽圧下が可能となる。なお、参考として、均一温度を有する鋳片をロール径330mmのロールを用いて0.5mm圧下する場合の鋳片温度と圧下抵抗の関係を図9に示す。 In the case of using a normally cast light reduction device that is normally used, it is preferable that the predetermined temperature is 800 ° C. and the cross-sectional average temperature Ts is 800 ° C. or higher. If the average cross-sectional temperature Ts is 800 ° C. or more, for example, when performing a light reduction of 0.8 mm of slab pressure per roll using a roll having a roll diameter of 330 mm during casting of a slab having a thickness of 300 mm, the reduction force Can be reduced to 100 tons or less per roll, and light reduction can be achieved by a normally used light reduction facility. For reference, FIG. 9 shows the relationship between the slab temperature and the rolling resistance when a slab having a uniform temperature is reduced by 0.5 mm using a roll having a roll diameter of 330 mm.
鋳片の幅方向の端部から鋳片厚みの1/2分の距離における鋳片の厚み方向断面24の平均温度Tsは、計算によって求めることができる。前記任意の鋳造方向位置x、幅方向位置yにおける鋳片の厚み中心の中心固相率fs(x,y)を求める伝熱計算において、任意のx、y位置において鋳片厚み方向の断面温度分布が算出されているので、この断面温度分布計算結果を用いて、鋳片の幅方向の端部から鋳片厚みの1/2分の距離における鋳片の厚み方向断面24の平均温度Tsを求めることができる。本発明の保温機構11を設けることによる鋳片抜熱への影響については、所望の鋳造位置の所望の鋳片断面の断面平均温度の温度上昇量は予め保温機構11を設置した場合としない場合とで鋳造試験を実施し、鋳片の表面温度を測定した結果と計算結果とを比較することで、熱伝達係数として事前に評価しておき、計算に反映させることで鋳片保温した所望の断面位置の断面温度の算出が可能となる。この温度情報に基づいて鋳片保温した際の中心部固相率fs、所定の領域の断面平均温度Tsを算出することが可能となる。
The average temperature Ts of the
従って、鋳片の中心部固相率fsが0.7であって鋳片の幅方向の端部から鋳片厚みの1/2分の距離における鋳片の厚み方向断面24の平均温度Tsが所定温度以上になるように制御するに際しては、連続鋳造中において必要なタイミングで上記の鋳片伝熱計算を行い、その計算結果に基づいて上記温度Tsを算出し、当該Tsが所定温度以上となるように、制御を行えばよい。例えば、所定温度が800℃であり、本発明方法により鋳造する条件下で保温機構設置により変化する熱伝達係数の変化を加味して算出した断面平均温度Tsが好ましい温度範囲である800℃よりも低くなる場合には、比水量を0.5〜2.0リットル/kgの範囲内で各冷却ゾーン単位で減少させ、断面平均温度Tsが800℃以上となるように制御すればよい。
Thus, the average temperature Ts of the cross-section in the
逆に断面平均温度Tsが所定温度(例えば800℃)以上となる場合には、図9に示すように、圧下抵抗がより小さくなることから、何ら支障なく、軽圧下設備における軽圧下を行うことができるため、断面平均温度の上限値は特に規定するものではない。但し、連続鋳造設備によっては断面平均温度が1200℃を超えると、短辺のバルジングが増大する場合もあるので、そのような場合は1200℃以下とすることが好ましい。また、より安定した圧下を行いつつ、バルジングをより防止できるためには、断面平均温度を900〜1100℃の範囲とすると、より好ましい。 Conversely, when the cross-sectional average temperature Ts is equal to or higher than a predetermined temperature (for example, 800 ° C.), as shown in FIG. 9, since the rolling resistance becomes smaller, the light rolling in the light rolling facility is performed without any trouble. Therefore, the upper limit of the cross-sectional average temperature is not particularly specified. However, if the average cross-sectional temperature exceeds 1200 ° C. depending on the continuous casting equipment, bulging on the short side may increase. In such a case, it is preferable to set the temperature to 1200 ° C. or less. Moreover, in order to prevent bulging more while performing more stable reduction, it is more preferable that the cross-sectional average temperature is in the range of 900 to 1100 ° C.
例えば、断面平均温度が好ましい上限温度である1200℃を超えた場合、1200℃以下に低下させるには、本発明の保温機構11を制御することで対応でき、例えば断熱板12と鋳片短辺面7との間の距離を大きくし、短辺面保温の効果を小さくすることで制御することが可能となる。また、断熱板12と短辺面7との間の距離を変化させず、比水量を0.5〜2.0リットル/kgの範囲内で各冷却ゾーン単位で増加させ、冷却を強化しても良い。
For example, when the cross-sectional average temperature exceeds 1200 ° C., which is a preferable upper limit temperature, the temperature can be lowered to 1200 ° C. or less by controlling the
本発明においては、鋳片の中心部固相率fsが少なくとも0.3以上0.7以下の範囲でロールによってスラブ長辺面を圧下する軽圧下を行う。軽圧下開始位置を中心部固相率fsが少なくとも0.3以上とすることにより、軽圧下効果を十分に発揮して鋳片の中心偏析を低減することが可能となる。一方、中心部固相率fsが0.7を超えた領域では鋳片が固くなりすぎ、軽圧下の効果が反映されないので、軽圧下は中心部固相率fsが0.7以下の領域で行う。 In the present invention, light rolling is performed to roll down the long side surface of the slab with a roll in a range where the solid part solid fraction f s of the slab is at least 0.3 or more and 0.7 or less. By setting the center part solid phase ratio f s to at least 0.3 or more at the light reduction start position, it is possible to sufficiently exhibit the light reduction effect and reduce the center segregation of the slab. On the other hand, since the slab becomes too hard in the region where the solid fraction of the central part f s exceeds 0.7 and the effect of light reduction is not reflected, the solid fraction of the central part f s is 0.7 or less under light compression. Do in the area.
次に、図1〜3に基づいて本発明の連続鋳造方法で用いる保温機構11について詳細に説明する。
Next, based on FIGS. 1-3, the
保温機構11は、スラブ短辺面7に対向し、スラブ短辺面7に近接して配置する断熱板12を有する。断熱板12はスラブ短辺面7から離間し、かつスラブ短辺面7と対向する。スラブ短辺面7と断熱板12との間の距離が短いほど断熱効果を向上することができる。両者間の距離を70mm以下、好ましくは50mm以下とすることにより、良好な断熱効果を発揮することができる。断熱板12を構成する断熱材として、放射伝熱を防止するためのものなので鋼板でも良いが、SiO2,Al2O3、MgO等の耐火物を主成分とする断熱材から選択される材料を用いると好ましい。
The
図3(b)に示すように、断熱板の形状をコの字型として、鋳片幅端部付近の長辺面の一部を断熱板で覆うようにする形態も考えられるが、本発明においては、断熱板の形状をコの字型としない方が好ましい。即ち、図3(a)に示すように、鋳片短辺面7に面する断熱板12の形状を平坦とする方が好ましい。断熱板の形状をコの字型として長辺面の一部を覆うようにすると、保温能力は上がるものの、図3(c)に示すように、鋳片下面と断熱板との間にスケール堆積14が発生する弊害が生まれる。スケールが堆積すると、特に短辺側の鋳片下面にスケール押し込みが発生し、スケールの押し込み疵となり、製品欠陥の原因となるからである。
As shown in FIG.3 (b), although the shape of a heat insulation board is made into a U shape and a part of long side surface near slab width end part is covered with a heat insulation board, it is also considered, but this invention It is preferable that the shape of the heat insulating plate is not a U-shape. That is, as shown in FIG. 3A, it is preferable to flatten the shape of the
本発明の保温機構11は、スラブの幅に応じて断熱板12の位置を変更するための断熱板位置変更装置13を有していると好ましい。鋳造する鋳片5の幅が変化するに応じて、断熱板位置変更装置13によって断熱板12の位置を変更し、断熱板12と鋳片短辺面7との間の距離を常に好適な範囲内におさめることができる。
The
ちなみに、鋳片の中心偏析品質については、鋳片試料を採取し、鋳造方向に垂直なC断面の全幅のエッチプリント(例えば、「鐵と鋼:日本鐵鋼協會々誌Vol.68,No4(19820305)S217」を参照)を採取し、厚み中心位置上下所定の範囲の偏析粒径を観察することで評価できる。また、鋼中の偏析成分の溶鋼の成分値を基準にして、EPMA(Electron Probe Micro-analyzer)等の測定装置を用いて、この値の1.3倍以上の高濃度部分をマッピングしてその厚みを評価しても良い。 Incidentally, regarding the center segregation quality of the slab, a sample of the slab was collected, and an etch print of the full width of the C cross section perpendicular to the casting direction (for example, “Tsubaki to Steel: Nippon Steel and Steel Association Vol. 68, No. 4 ( 19198305) S217 "), and the segregated particle size in a predetermined range above and below the thickness center position can be evaluated. Moreover, using a measuring device such as EPMA (Electron Probe Micro-analyzer) on the basis of the component value of the segregation component in the steel, a high concentration portion that is 1.3 times or more of this value is mapped. The thickness may be evaluated.
モールド直下22から機端23までの機長が32mの垂直曲げ型スラブ連続鋳造装置を用い、本発明を適用した。鋳造する最大幅鋳片の幅は2200mmであり、二次冷却帯の冷却は気水噴霧冷却を採用している。
The present invention was applied using a vertical bending slab continuous casting apparatus having a machine length of 32 m from directly below the
鋳造する品種は厚板用中炭材であり、鋳造する鋳片幅として、最大幅2200mm及び狭幅1800mmを用い、鋳造厚は300mm、鋳造速度は0.90m/minとした。鋳片の中心部固相率fsが0.1となるのはモールド直下から約23mの位置であり、fsが0.7となるのはモールド直下から約31mの位置である。 The type to be cast is a medium charcoal material for thick plates, the maximum width 2200 mm and the narrow width 1800 mm are used as the cast slab width, the cast thickness is 300 mm, and the casting speed is 0.90 m / min. The center part solid phase ratio f s of the slab is 0.1 at a position of about 23 m from directly below the mold, and f s is 0.7 at a position of about 31 m from directly below the mold.
本発明の保温機構11として、図1、図2(a)(b)に示す構造を用いた。鋳片の中心部固相率fsが0.1以上0.7以下の範囲において、断熱板12によって鋳片短辺面7を保温している。断熱板12の材質はSiO2−Al2O3系耐火物であり、断熱板12と鋳片短辺面7の間の距離が50mmとなるように、断熱板位置変更装置13によって断熱板12の位置を調整した。
As the
二次冷却領域パターンとして、図4(a)〜(c)に示す3パターンを用いた。図4(a)は、機長全体にわたって最大鋳造幅2200mmの全幅について二次冷却水を噴射するパターンであり、「全幅」と称する。図4(b)、図4(c)はそれぞれ「幅切り1」「幅切り2」と称する。 Three patterns shown in FIGS. 4A to 4C were used as the secondary cooling region pattern. FIG. 4A shows a pattern in which the secondary cooling water is jetted over the entire width of the maximum casting width of 2200 mm over the entire machine length, and is referred to as “full width”. 4B and 4C are referred to as “width cut 1” and “width cut 2”, respectively.
鋳片の中心部固相率fsが0.3以上0.7以下の範囲でロールによってスラブ長辺面を圧下する軽圧下を行った。軽圧下パターンは 鋳造中に未凝固鋳片を連続的に圧下し、その単位時間当たりの圧下量を鋳片の中心部固相率fsが0.3に相当する温度となる時点から中心部固相率fsが0.7に相当する温度になる時点までの領域では0.5mm/分ないし2mm/分とし、それ以降鋳片中心部が固相線温度となるまでの領域では圧下しないパターンとした。 Light reduction was performed by rolling down the long side surface of the slab with a roll in the range where the solid fraction f s at the center of the slab was 0.3 or more and 0.7 or less. The light reduction pattern continuously reduces the unsolidified slab during casting, and the amount of reduction per unit time from the point when the center solid phase ratio f s of the slab reaches a temperature corresponding to 0.3. In the region up to the time when the solid phase rate f s reaches a temperature corresponding to 0.7, 0.5 mm / min to 2 mm / min is set, and after that, no reduction is performed in the region until the center of the slab reaches the solidus temperature. Pattern was used.
鋳片の中心部固相率fsが0.7であって鋳片の幅方向の端部から鋳片厚みの1/2分の距離における鋳片の厚み方向断面24の平均温度Tsを、fs=0.7での鋳造位置の鋳片の幅方向の端部から鋳片厚みの1/2分の任意位置の温度を伝熱凝固計算により算出しその平均値として求めた。
The average temperature Ts of the cross-section in the
鋳造した鋳片の中心偏析品質について、軽圧下が安定した定常部位の全幅の鋳片で10cm長さの鋳片試料を採取し、鋳造方向に垂直なC断面の全幅のエッチプリントを採取し、厚み中心位置上下20mmの範囲の偏析粒径を評価した。偏析粒径はエッチプリントで評価した偏析の厚みを評価し、最大偏析粒径(mm)、最大偏析粒の標準偏差(mm)を求めた。 About the center segregation quality of the cast slab, a slab sample having a length of 10 cm was collected from a slab of a full width of a steady part where light reduction was stable, and an etch print of a full width of a C section perpendicular to the casting direction was collected. The segregated particle diameter in the range of 20 mm above and below the thickness center position was evaluated. The segregation particle size was evaluated by evaluating the thickness of segregation evaluated by etch printing, and obtaining the maximum segregation particle size (mm) and the standard deviation (mm) of the maximum segregation particles.
鋳造パターン及び鋳造結果を表1に示す。 Table 1 shows casting patterns and casting results.
No.1〜4は鋳造幅2200mm、No.5〜8は鋳造幅1800mmである。本発明の保温機構11を設けているのは本発明例No.4、8のみであり、それ以外の水準については保温機構を設けていない。二次冷却パターンとして、比較例No.1、5、本発明例4、8については「全幅」を採用し、比較例2、6は「幅切り1」、比較例3、7は「幅切り2」を採用した。
No. Nos. 1 to 4 have a casting width of 2200 mm. 5 to 8 has a casting width of 1800 mm. The
今回、用いた軽圧下設備の圧下能力から、鋳片のTsについての所定温度(軽圧下を可能にする下限温度)は800℃であった。 The predetermined temperature (the lower limit temperature enabling light reduction) for Ts of the slab was 800 ° C. from the reduction capability of the light reduction equipment used this time.
二次冷却パターンとして全幅を採用した比較例No.1、5について検討する。比較例No.1については、温度Tsが770℃と低く、適正な圧下量となるよう設定した所定のロール間隔に達することが出来ない状態であった。最大幅であっても、その全幅に二次冷却水を噴射しているため、鋳片コーナー部の温度低下を来している。比較例No.5は狭幅鋳片であり、温度Tsが760℃とさらに低く、比較例1と同様に適正な圧下量となるよう設定した所定のロール間隔に達することが出来ない状態であり、かつロール間隔の変動が大きな状態であった。二次冷却水が鋳片短辺面にも衝突するため、コーナー部の冷却がより一層過冷却となったためである。そのため、比較例No.1、5の鋳造結果は所定の軽圧下量に達することが出来なかったため良好な中心偏析状況は得られず、最大偏析粒径の標準偏差が大きく中心偏析のばらつきが更に増大した状態であった。 Comparative example No. which adopted the full width as the secondary cooling pattern. Consider 1 and 5. Comparative Example No. For No. 1, the temperature Ts was as low as 770 ° C., and it was not possible to reach the predetermined roll interval set so as to be an appropriate reduction amount. Even if it is the maximum width, since the secondary cooling water is injected over the entire width, the temperature of the slab corner portion is lowered. Comparative Example No. 5 is a narrow-width slab, the temperature Ts is even lower at 760 ° C., and it is in a state where it cannot reach the predetermined roll interval set to be an appropriate reduction amount as in Comparative Example 1, and the roll interval The fluctuation of was large. This is because the secondary cooling water also collides with the short side surface of the slab, so that the cooling of the corner portion is further supercooled. Therefore, Comparative Example No. The casting results of Nos. 1 and 5 could not reach the predetermined light reduction amount, so a good center segregation situation could not be obtained, and the standard deviation of the maximum segregation particle size was large and the variation of the center segregation was further increased. .
鋳造幅2200mmでの鋳造結果について、比較例No.2、3と本発明例No.4の対比を行う。
Regarding the casting results with a casting width of 2200 mm, Comparative Example No. 2, 3 and Invention Example No.
凝固終了部(クレーターエンド)の鋳造長さを鋳造条件に基いた凝固伝熱計算により中心部固相率fsを算出し、fs=0.7の位置をクレーターエンドとして定義して求め、鋳片幅方向の位置との関係を図5に示した。これから明らかなように、比較例No.2、3についてはW型の形状となっているのに対し、本発明例No.4は凝固終了長さが幅方向に均一に保たれていた。 Calculate the center solid fraction f s by the solidification heat transfer calculation based on the casting conditions, and calculate the casting length of the solidification end portion (crater end), and define the position of f s = 0.7 as the crater end, The relationship with the position in the slab width direction is shown in FIG. As is clear from this, Comparative Example No. In contrast to the W-shaped shapes for the samples Nos. 2 and 3, the invention example No. In No. 4, the solidification end length was kept uniform in the width direction.
表1に示すように、比較例No.2、3、本発明例No.4のいずれも、温度Tsは800℃以上であって軽圧下を行うことについて支障はなかった。一方、中心偏析成績については、本発明例No.4のみが良好な結果を得ることができた。鋳片の幅方向における中心偏析成績の分布状況を観察し、図6に示した。図6において、横軸の短辺からの距離指数は、左端の0がワークサイド側短辺位置、右端の1がドライブサイド側の短辺位置を示し、中央の0.5が幅中央を示す。縦軸の「度数」は、所定鋳造位置よりおよそ1m長さの鋳片試料を採取し、10cmピッチで全幅のC断面のエッチプリットを10枚採取し調査した際、鋳片全幅のエッチプリントの厚み中心位置上下20mmの範囲にて最大偏析粒径が存在する位置をプロットしたものである。図6に示すように、比較例No.2、3については幅方向短辺面に近い端部付近において「度数」が高くなっていた。本発明例No.4については、図5に示すようにクレーターエンド形状が幅方向に均一であり、これがため、図6に示すように良好な中心偏析成績を得ることができたものと推定される。
As shown in Table 1, Comparative Example No. 2, 3 and Invention Example No. In all cases, the temperature Ts was 800 ° C. or higher, and there was no problem in performing light reduction. On the other hand, with respect to the center segregation results, Example No. of the present invention. Only 4 gave good results. The distribution of the center segregation results in the width direction of the slab was observed and shown in FIG. In FIG. 6, the distance index from the short side of the horizontal axis is that the
狭幅の鋳造幅1800mmでの鋳造結果について、比較例No.6、7と本発明例No.8の対比を行う。 Regarding the casting results with a narrow casting width of 1800 mm, comparative example No. 6, 7 and Invention Example No. A comparison of 8 is made.
狭幅の鋳造幅1800mmについても、上記鋳造幅2200mmの場合と同様にクレーターエンド位置を求め、鋳片幅方向の位置との関係を図7に示した。これから明らかなように、比較例No.6、7についてはW型の形状となっているのに対し、本発明例No.8は凝固終了長さが幅方向に均一に保たれていた。 For a narrow casting width of 1800 mm, the crater end position was determined in the same manner as in the case of the casting width of 2200 mm, and the relationship with the position in the slab width direction is shown in FIG. As is clear from this, Comparative Example No. 6 and 7 are W-shaped, whereas the present invention example No. In No. 8, the solidification end length was kept uniform in the width direction.
表1に示すように、比較例No.6、7、本発明例No.8のいずれも、温度Tsは800℃以上であって軽圧下を行うことについて支障はなかった。一方、中心偏析成績については、本発明例No.8のみが良好な結果を得ることができた。上記図6と同じように、鋳片の幅方向における中心偏析成績の分布状況を観察し、図8に示した。比較例No.6、7については幅方向短辺面に近い端部付近において「度数」が高くなっていた。本発明例No.8については、良好な中心偏析成績を得ることができた。図7に示すように、二次冷却領域パターンとして「幅切り1」「幅切り2」を選択した比較例No.6、7についてはクレーターエンド形状がW形になっており、これに対して本発明例No.8についてはクレーターエンド形状が幅方向に均一であり、その結果、良好な中心偏析成績を得ることができたものと推定される。 As shown in Table 1, Comparative Example No. 6,7, Invention Example No. In all cases, the temperature Ts was 800 ° C. or higher, and there was no problem in performing light reduction. On the other hand, with respect to the center segregation results, Example No. of the present invention. Only 8 gave good results. Similar to FIG. 6, the distribution of the center segregation results in the width direction of the slab was observed and shown in FIG. Comparative Example No. For “6” and “7”, “Frequency” was high near the end near the short side surface in the width direction. Invention Example No. For No. 8, good center segregation results could be obtained. As shown in FIG. 7, Comparative Example No. 1 in which “width cut 1” and “width cut 2” were selected as the secondary cooling region pattern. 6 and 7, the crater end shape is W-shaped. For No. 8, the crater end shape is uniform in the width direction, and as a result, it is estimated that good center segregation results could be obtained.
1 ロールセグメント
2 ロール
3 スプレーノズル
4 冷却水
5 鋳片(スラブ)
6 長辺面
7 短辺面
8 コーナー
9 未凝固部
10 凝固完了部
11 保温機構
12 断熱板
13 断熱板位置変更装置
14 スケール堆積
21 二次冷却領域
22 モールド直下
23 機端
24 鋳片の幅方向の端部から鋳片厚みの1/2分の距離における鋳片の厚み方向断面
1 Roll
6
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