JP7047495B2

JP7047495B2 - 鋳片の連続鋳造方法

Info

Publication number: JP7047495B2
Application number: JP2018045282A
Authority: JP
Inventors: 和洋尾形; 洋仁井谷
Original assignee: Nippon Steel Corp
Current assignee: Nippon Steel Corp
Priority date: 2018-03-13
Filing date: 2018-03-13
Publication date: 2022-04-05
Anticipated expiration: 2038-03-13
Also published as: JP2019155419A

Description

本発明は、鋳片の連続鋳造方法に関し、詳細には、連続鋳造鋳片の厚み中心部に発生する中心偏析を低減する技術に関する。

鋳片の連続鋳造では、連続鋳造鋳片の厚み中心部に中心偏析が生じる。中心偏析は、鋳片の凝固過程において溶鋼側に排出された溶質元素が溶鋼流動（ロール間バルジングや凝固末期の凝固収縮による吸引）によって厚み中心部のクレータエンドに濃化・集積して生じる内質欠陥であり、特に厚板製品では、溶接した際の溶接影響部において中心偏析領域に硬化組織が生成して脆性破壊の起点となり、シャルピー靭性値の低下を招く。
その解決手段として、凝固末期の凝固収縮による溶鋼流動に起因する中心偏析を低減する技術が開発されている。

鋳片の中心偏析を低減するには、クレータエンドを軽圧下帯に位置させる必要がある。しかし、断面が扁平形状であるスラブでは、クレータエンド形状が鋳片幅方向に均一でなく、鋳片エッジ部近傍が凝固遅れとなるＷ形を呈することが多く、この凝固遅れ部で中心偏析が悪化する。そこで、クレータエンド形状をできるだけ幅方向に均一になるように調整する方法が提案されている。
例えば、特許文献１には、鋳片を軽圧下するための軽圧下帯が備えられた連続鋳造機を用いて連続鋳造鋳片を鋳造する際に、軽圧下帯における軽圧下量を０．５ｍｍ／ｍ～１．３ｍｍ／ｍの範囲内で変更し、最短クレータエンド位置と最長クレータエンド位置との差を２ｍ以下に調整する技術が開示されている。
なお、「最短クレータエンド」は、鋳型内溶鋼湯面（メニスカス）に最も近いクレータエンド、「最長クレータエンド」は、メニスカスから最も遠いクレータエンドである。

また、特許文献２には、二次冷却帯における鋳片の凝固シェル厚が６０ｍｍ以下のゾーンにおいて、鋳片の幅方向両エッジから１００～１５０ｍｍの位置から２５０～３５０ｍｍの位置までの領域の二次冷却水量密度を、鋳片幅方向中央側の二次冷却水量密度の２倍以上とすることにより、鋳片幅方向の凝固進行をほぼ同等にするか、あるいは鋳片エッジ近傍の凝固進行を鋳片幅方向中央側の凝固進行よりも早める技術が開示されている。

特開２００４－２８３８４９号公報特開平９－１９２８０６号公報

特許文献１記載の技術は、最短クレータエンド位置と最長クレータエンド位置との差を２ｍ以下に調整するものであるが、この要件だけでは最長クレータエンド位置での中心偏析は改善されないという知見を本発明者らは得ている。
中心偏析の度合いを示す指標としてＭｎ偏析度が用いられ、Ｍｎ偏析度が高いほど、中心偏析レベルが悪いことを表している。本発明者らは、中心偏析に起因する厚板製品の溶接熱影響部における靭性値の低下を回避するため、Ｍｎ偏析度１．０５以下を合格基準とし、特許文献１記載の技術を用いて鋳片の連続鋳造を行ったところ、最短クレータエンド位置と最長クレータエンド位置との差を２ｍ以下にしても、最長クレータエンド位置となる鋳片エッジ部近傍において中心偏析が悪化し、Ｍｎ偏析度が１．０５超となった。

また、特許文献２記載の技術では、クレータエンド形状をフラット、若しくは鋳片エッジ近傍の凝固進行を鋳片幅方向中央側の凝固進行よりも僅かに早めることにより、鋳片エッジ部の中心偏析が改善するとし、鋳片エッジ部の二次冷却水量密度を鋳片センター部の二次冷却水量密度の２倍以上とすることが推奨されている。そこで、鋳片エッジ部の二次冷却水量密度を鋳片センター部の二次冷却水量密度の２倍として連続鋳造を実施したところ、鋳片幅方向の溶鋼流動が発生し、鋳片センター部から鋳片エッジ部へ濃化溶鋼が集積し、鋳片エッジ部において中心偏析が悪化した。
このように、特許文献１及び２記載の技術では、鋳片幅方向全域におけるＭｎ偏析度を１．０５以下にできないことが判明した。

本発明はかかる事情に鑑みてなされたもので、従来に比べて鋳片エッジ部の中心偏析悪化を改善でき、鋳片幅方向全域におけるＭｎ偏析度を１．０５以下とすることが可能な鋳片の連続鋳造方法を提供することを目的とする。

上記目的を達成するため、本発明は、複数本の軽圧下ロールが組み込まれたセグメント１基又は複数基から構成される軽圧下帯を有する連続鋳造機を用いて、鋳片厚み中心部の固相率が０．１～１．０となる領域を、前記軽圧下帯にて鋳片厚さ方向に圧下速度０．４ｍｍ／ｍｉｎ～１．１ｍｍ／ｍｉｎで圧下しながら連続鋳造する方法であって、
前記連続鋳造機の二次冷却帯にて、（１）式を満足するように鋳片を冷却することを特徴としている。
３．２５Ｈｃ＋０．０１≦Ｈｅ≦５．２８Ｈｃ＋０．０９（１）
Ｈｅ＝Ｑｅ／（ｗｅ×ｔ×Ｖ×ρ）（２）
Ｈｃ＝Ｑｃ／（ｗｃ×ｔ×Ｖ×ρ）（３）

ここで、
Ｈｅ：鋳片エッジ部の平均水量密度（Ｌ／ｋｇ）
Ｈｃ：鋳片センター部の平均水量密度（Ｌ／ｋｇ）
Ｑｅ：前記鋳片エッジ部の単位時間当たり冷却水量（Ｌ／ｍｉｎ）
Ｑｃ：前記鋳片センター部の単位時間当たり冷却水量（Ｌ／ｍｉｎ）
ｗｅ：前記鋳片エッジ部（両サイド）の鋳片幅方向総長さ（ｍ）
前記鋳片エッジ部（片サイド）の鋳片幅方向長さはｗｅ／２であり、鋳片全幅に対して５％以上２５％以下
ｗｃ：前記鋳片センター部の鋳片幅方向長さ（＝鋳片全幅－ｗｅ）（ｍ）
ｔ：鋳造厚（ｍ）
Ｖ：鋳造速度（ｍ／ｍｉｎ）
ρ：溶鋼の密度（ｋｇ／ｍ^３）

なお、「固相率」は、鋳片中心部の固液混合状態での凝固量率である。また、本明細書に記載されている単位「Ｌ」は「リットル」である。

本発明者らは、鋳片幅方向全域においてＭｎ偏析度≦１．０５を達成するためには、凝固遅れを最小化したり、単に鋳片エッジ部の凝固進行を鋳片センター部の凝固進行よりも早める、即ち、先行凝固させるだけではなく、鋳片エッジ部と鋳片センター部の凝固進行の差を適正に制御した状態で圧下鋳造を行う必要があることを見出した。

鋳片エッジの完全凝固により、鋳片エッジ部は厚み中心部への圧下が浸透しにくく、圧下による中心偏析の改善効果が得にくい一方、圧下時の凝固シェル厚が厚くなる程、厚み中心部への圧下が浸透するとされている。従って、鋳片センター部に対して鋳片エッジ部を先行凝固させ、鋳片エッジ部の圧下をより浸透させることで、鋳片幅方向に均一な圧下状態を得ることができる。しかし、鋳片エッジ部と鋳片センター部の凝固進行の差が過剰に大きくなると、鋳片センター部における圧下の浸透が低下し、鋳片センター部における中心偏析改善効果が得にくくなる。そのため、鋳片エッジ部と鋳片センター部の凝固進行の差を適正に制御する必要がある。

そのためには、連続鋳造機における二次冷却が重要であり、二次冷却帯において鋳片を（１）式を満足するように冷却した後、鋳片厚み中心部の固相率が０．１～１．０となる領域を、軽圧下帯にて鋳片厚さ方向に圧下速度０．４ｍｍ／ｍｉｎ～１．１ｍｍ／ｍｉｎで圧下しながら連続鋳造する。

鋳片の連続鋳造において、従来の技術では鋳片幅方向全域におけるＭｎ偏析度を１．０５以下とすることは困難であったが、本発明に係る鋳片の連続鋳造方法を実施することにより、鋳片エッジ部の中心偏析悪化を改善し、鋳片幅方向全域におけるＭｎ偏析度を１．０５以下にすることができる。その結果、中心偏析に起因する製品欠陥や靭性値の低下を防止することが可能となる。

鋳片センター部の平均水量密度及び鋳片エッジ部の平均水量密度と鋳片幅方向全域におけるＭｎ偏析度との関係を把握する際に使用した連続鋳造機の模式図である。同連続鋳造機の二次冷却帯を鋳造方向から見た模式図である。Ｍｎ偏析度の測定方法を説明するための模式図である。鋳片センター部の平均水量密度及び鋳片エッジ部の平均水量密度と鋳片幅方向全域におけるＭｎ偏析度との関係を示したグラフである。（Ａ）及び（Ｂ）は、鋳片エッジ部にて中心偏析が劣位となるクレータエンド形状の例、（Ｃ）は、中心偏析の改善が認められるクレータエンド形状の例、（Ｄ）は、鋳片センター部にて中心偏析が劣位となるクレータエンド形状の例をそれぞれ示した模式図である。

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いて説明し、本発明の理解に供する。

鋳片センター部の平均水量密度及び鋳片エッジ部の平均水量密度と鋳片幅方向全域におけるＭｎ偏析度との関係を把握する際に使用した連続鋳造機１０の模式図を図１及び図２に示す。
精錬が終了した溶鋼は、連続鋳造機１０の最上部に配置された取鍋（図示省略）に貯留された後、取鍋の底部に設けられたノズル孔（図示省略）に装着されたロングノズル（図示省略）を介して、取鍋の下方に配置されたタンディッシュ（図示省略）内に注入される。タンディッシュ内に注入された溶鋼は、タンディッシュ内で介在物が除去された後、タンディッシュの底部に設けられたノズル孔（図示省略）に装着された浸漬ノズル１１を介して、タンディッシュの下方に配置された鋳型１２内に注入される。鋳型１２は常時、水冷されており、鋳型１２に流入した溶鋼は鋳型１２に接触して急冷され、微細なチル晶からなる薄い凝固シェルを形成する。

鋳型１２の下方には、サポートロール、ガイドロール、及びピンチロールからなる複数対の鋳造ロール１３が鋳造経路に沿って配置されている。本実施の形態における連続鋳造機１０の方式は湾曲型であり、鋳型１２に続く鋳造経路は、下流側に向かって、円弧状に湾曲した湾曲部と、水平方向に延びる水平部とを備えている。

鋳造方向に隣接する鋳造ロール１３の間隙には、水スプレーノズルなどの冷却ノズル１４を有する二次冷却帯１５が配置されている。本実施の形態における二次冷却帯１５は、湾曲部に配置された湾曲部冷却帯１６と、水平部の上流側に配置された水平部冷却帯１７とから構成されている。冷却ノズル１４は、図２に示すように、鋳片２１の幅方向に複数設置され、鋳片センター部の冷却水量と鋳片エッジ部の冷却水量を分割制御することができる。

水平部の下流側には、複数本の軽圧下ロール１８が組み込まれたセグメント１基又は複数基から構成される軽圧下帯１９が配置されている。軽圧下帯１９では、鋳片厚み中心部の固相率が０．１～１．０となる領域を、鋳片２１の厚さ方向に圧下速度０．４ｍｍ／ｍｉｎ～１．１ｍｍ／ｍｉｎで圧下する。

鋳片センター部の平均水量密度及び鋳片エッジ部の平均水量密度と鋳片幅方向全域におけるＭｎ偏析度との関係を把握するため、上記構成を有する連続鋳造機１０を用いて、表１に示す成分系に溶製された溶鋼を表２に示す条件下で連続鋳造し、各鋳片の幅方向位置でのＭｎ偏析度の評価を行った。

Ｍｎ偏析度の評価では、鋳片センター部に対して鋳片エッジ部を先行凝固させたクレータエンド形状とするため、鋳片センター部の平均水量密度と鋳片エッジ部の平均水量密度を分割制御した。その際、片サイドの鋳片エッジ部の冷却範囲（片サイドの鋳片エッジ部の鋳片幅方向長さ／鋳片全幅）を５％以上２５％以下として鋳片エッジ部の強冷却を行った。

片サイドの鋳片エッジ部の鋳片幅方向長さ／鋳片全幅が５％未満の場合、強冷却範囲が狭くなり、鋳片エッジ部を先行凝固させたクレータエンド形状とすることができない。一方、片サイドの鋳片エッジ部の鋳片幅方向長さ／鋳片全幅が２５％超の場合、鋳片センター部に局所的な凝固遅れが発生し、鋳片センター部の中心偏析が著しく悪化する。

なお、製造された各鋳片のＭｎ偏析度は以下の方法により求めた。
鋳片幅方向断面の厚み中心部（厚さ：２５ｍｍ×幅：４５ｍｍ）の視野にて、電子線マイクロアナライザー（ＥＰＭＡ）を用い、ビーム径５０μｍにて厚み方向５００点×幅方向９００点の成分測定を行い、Ｍｎ濃度の最大値をＭｎ濃度の平均値で除した値をＭｎ偏析度とした（図３参照）。

図４にＭｎ偏析度の評価結果を示す。同図は、鋳片センター部の平均水量密度と鋳片エッジ部の平均水量密度を変化させたときの鋳片幅方向のＭｎ偏析度をプロットしたものである。図中の○は、鋳片幅方向全域においてＭｎ偏析度が１．０５以下であることを示し、△及び▲は、鋳片幅方向のいずれかの部位においてＭｎ偏析度が１．０５超であることを示している。

この図より以下のことがわかる。
鋳片センター部の平均水量密度Ｈｃ（Ｌ／ｋｇ）に対して鋳片エッジ部の平均水量密度Ｈｅ（Ｌ／ｋｇ）が、Ｈｅ＝３．２５Ｈｃ＋０．０１の実線の下側領域にある場合、即ち、Ｈｅ＜３．２５Ｈｃ＋０．０１である場合、図５（Ａ）若しくは図５（Ｂ）に示すように、鋳片エッジ部を先行凝固させられず、鋳片センター部から鋳片エッジ部への溶鋼流動が発生し、鋳片エッジ部において中心偏析が悪化する。

また、鋳片センター部の平均水量密度Ｈｃに対して鋳片エッジ部の平均水量密度Ｈｅが、Ｈｅ＝５．２８Ｈｃ＋０．０９の実線の上側領域にある場合、即ち、Ｈｅ＞５．２８Ｈｃ＋０．０９である場合、図５（Ｄ）に示すように、鋳片エッジ部と鋳片センター部の凝固進行の差が過剰となり、凝固遅れとなる鋳片センター部に鋳片エッジ部からの溶鋼流動が発生し、鋳片センター部において中心偏析が悪化する。

鋳片センター部の平均水量密度Ｈｃに対して鋳片エッジ部の平均水量密度Ｈｅが上記２つの実線で挟まれた領域にある場合、即ち、３．２５Ｈｃ＋０．０１≦Ｈｅ≦５．２８Ｈｃ＋０．０９である場合、図５（Ｃ）に示すように、鋳片エッジ部と鋳片センター部の凝固進行の差が適正な範囲となり、鋳片幅方向の溶鋼流動が抑制され、鋳片幅方向全域におけるＭｎ偏析度を１．０５以下にすることができる。

そこで、本実施の形態に係る鋳片の連続鋳造方法では、連続鋳造機１０の二次冷却帯１５にて、（４）式を満足するように鋳片を冷却する。
３．２５Ｈｃ＋０．０１≦Ｈｅ≦５．２８Ｈｃ＋０．０９（４）
Ｈｅ＝Ｑｅ／（ｗｅ×ｔ×Ｖ×ρ）（５）
Ｈｃ＝Ｑｃ／（ｗｃ×ｔ×Ｖ×ρ）（６）

ここで、
Ｑｅ：鋳片エッジ部の単位時間当たり冷却水量（Ｌ／ｍｉｎ）
Ｑｃ：鋳片センター部の単位時間当たり冷却水量（Ｌ／ｍｉｎ）
ｗｅ：前記鋳片エッジ部（両サイド）の鋳片幅方向総長さ（ｍ）
前記鋳片エッジ部（片サイド）の鋳片幅方向長さはｗｅ／２であり、鋳片全幅に対して５％以上２５％以下
ｗｃ：前記鋳片センター部の鋳片幅方向長さ（＝鋳片全幅－ｗｅ）（ｍ）
ｔ：鋳造厚（ｍ）
Ｖ：鋳造速度（ｍ／ｍｉｎ）
ρ：溶鋼の密度（ｋｇ／ｍ^３）

なお、鋳片エッジ部及び鋳片センター部の水量密度は、鋳造方向について一定ではなく、変動させてもよい。その場合、鋳片エッジ部では、湾曲部に比べて水平部の水量密度が高いほうが良い。湾曲部において鋳片エッジ部の水量密度を増加させた場合、鋳片コーナー部が過冷却により脆化温度以下となり、鋳片を矯正する際に鋳片コーナー部の割れが生じやすくなるためである。

以上、本発明の一実施の形態について説明してきたが、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、上記実施の形態では、連続鋳造機は湾曲型としているが、垂直曲げ型などでもよい。

本発明の効果について検証するために実施した鋳造試験について説明する。
本試験では、表３に示す２種類の鋼種について表４に示す条件下で鋳造試験を実施した。なお、表４の「エッジ部冷却範囲」は、片サイドの鋳片エッジ部の鋳片幅方向長さ／鋳片全幅を示している。

検証試験により以下のことが判明した（表４参照）。
・実施例１及び２では、鋳片エッジ部の平均水量密度が（４）式を満足し、且つ、鋳片厚み中心部の固相率が０．１～１．０となる領域を、軽圧下帯にて鋳片厚さ方向に圧下速度０．４ｍｍ／ｍｉｎ～１．１ｍｍ／ｍｉｎの範囲内で圧下したので、鋳片幅方向全域におけるＭｎ偏析度は１．０５以下となった。

・比較例１では、鋳片エッジ部の平均水量密度は（４）式を満足するが、圧下鋳造を実施しなかったため、鋳造長手方向の溶鋼流動が発生し、中心偏析が悪化した。
・比較例２では、鋳片エッジ部の平均水量密度が（４）式の下限値未満であったため、鋳片エッジ部への溶鋼流動が発生し、鋳片エッジ部のＭｎ偏析度が１．０５超となった。
・比較例３及び４では、鋳片エッジ部の平均水量密度が（４）式の上限値を超えたため、鋳片エッジ部と鋳片センター部の凝固進行の差が過剰となり、凝固遅れとなる鋳片センター部に鋳片エッジ部からの溶鋼流動が発生し、鋳片センター部のＭｎ偏析度が１．０５超となった。
・比較例５では、鋳片エッジ部の平均水量密度は（４）式を満足するが、圧下鋳造を実施しなかったため、鋳片センター部の過剰な凝固遅れによって鋳片幅方向の溶鋼流動が発生し、鋳片センター部のＭｎ偏析度が１．０５超となった。

１０：連続鋳造機、１１：浸漬ノズル、１２：鋳型、１３：鋳造ロール、１４：冷却ノズル、１５：二次冷却帯、１６：湾曲部冷却帯、１７：水平部冷却帯、１８：軽圧下ロール、１９：軽圧下帯、２１：鋳片

Claims

複数本の軽圧下ロールが組み込まれたセグメント１基又は複数基から構成される軽圧下帯を有する連続鋳造機を用いて、鋳片厚み中心部の固相率が０．１～１．０となる領域を、前記軽圧下帯にて鋳片厚さ方向に圧下速度０．４ｍｍ／ｍｉｎ～１．１ｍｍ／ｍｉｎで圧下しながら連続鋳造する方法であって、
前記連続鋳造機の二次冷却帯にて、（１）式を満足するように鋳片を冷却することを特徴とする鋳片の連続鋳造方法。
３．２５Ｈｃ＋０．０１≦Ｈｅ≦５．２８Ｈｃ＋０．０９（１）
Ｈｅ＝Ｑｅ／（ｗｅ×ｔ×Ｖ×ρ）（２）
Ｈｃ＝Ｑｃ／（ｗｃ×ｔ×Ｖ×ρ）（３）
ここで、
Ｈｅ：鋳片エッジ部の平均水量密度（Ｌ／ｋｇ）
Ｈｃ：鋳片センター部の平均水量密度（Ｌ／ｋｇ）
Ｑｅ：前記鋳片エッジ部の単位時間当たり冷却水量（Ｌ／ｍｉｎ）
Ｑｃ：前記鋳片センター部の単位時間当たり冷却水量（Ｌ／ｍｉｎ）
ｗｅ：前記鋳片エッジ部（両サイド）の鋳片幅方向総長さ（ｍ）
前記鋳片エッジ部（片サイド）の鋳片幅方向長さはｗｅ／２であり、鋳片全幅に対して５％以上２５％以下
ｗｃ：前記鋳片センター部の鋳片幅方向長さ（＝鋳片全幅－ｗｅ）（ｍ）
ｔ：鋳造厚（ｍ）
Ｖ：鋳造速度（ｍ／ｍｉｎ）
ρ：溶鋼の密度（ｋｇ／ｍ^３）