JPH06262325A - 連続鋳造方法 - Google Patents
連続鋳造方法Info
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- JPH06262325A JPH06262325A JP4890593A JP4890593A JPH06262325A JP H06262325 A JPH06262325 A JP H06262325A JP 4890593 A JP4890593 A JP 4890593A JP 4890593 A JP4890593 A JP 4890593A JP H06262325 A JPH06262325 A JP H06262325A
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- rolling reduction
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Abstract
(57)【要約】 （修正有）
【目的】 鋳片中心部の偏析やセンターポロシティを可
及的に減少させる。 【構成】 鋳片引抜工程における終盤過程で鋳片に対し
て圧下を加える方法において、タンディッシュ内溶鋼過
熱度（ΔＴ）、鋳造速度（Ｖｃ）、溶鋼炭素濃度［％
Ｃ］を考慮して圧下開始時期及び圧下勾配を定める。
（ΔＴ：タンディッシュ内溶鋼過熱度（℃）、Ｖｃ：鋳
造速度（ｍ／ｍｉｎ）、［％Ｃ］：溶鋼炭素濃度
（％））
及的に減少させる。 【構成】 鋳片引抜工程における終盤過程で鋳片に対し
て圧下を加える方法において、タンディッシュ内溶鋼過
熱度（ΔＴ）、鋳造速度（Ｖｃ）、溶鋼炭素濃度［％
Ｃ］を考慮して圧下開始時期及び圧下勾配を定める。
（ΔＴ：タンディッシュ内溶鋼過熱度（℃）、Ｖｃ：鋳
造速度（ｍ／ｍｉｎ）、［％Ｃ］：溶鋼炭素濃度
（％））
Description
【０００１】
【産業上の利用分野】本発明は鋳片中心部の偏析やセン
ターポロシティを可及的に減少させることのできる連続
鋳造方法に関するものである。
ターポロシティを可及的に減少させることのできる連続
鋳造方法に関するものである。
【０００２】
【従来の技術】連続鋳造方法においては、鋳片中心部に
生じる偏析やセンターポロシティを如何に軽減するかと
いうことが重要課題の一つとなっている。偏析防止に関
しては、電磁撹拌技術の適用や低温鋳造の実施、或は不
均一核生成促進物質の添加等に代表される偏析分散技術
が実用化され、更には溶鋼内不純物濃度の低減を図る為
の高度清浄化技術の導入、更には鋳片引抜工程中のバル
ジング防止技術の導入等が実施され、相当の成果が挙げ
られている。
生じる偏析やセンターポロシティを如何に軽減するかと
いうことが重要課題の一つとなっている。偏析防止に関
しては、電磁撹拌技術の適用や低温鋳造の実施、或は不
均一核生成促進物質の添加等に代表される偏析分散技術
が実用化され、更には溶鋼内不純物濃度の低減を図る為
の高度清浄化技術の導入、更には鋳片引抜工程中のバル
ジング防止技術の導入等が実施され、相当の成果が挙げ
られている。
【０００３】一方凝固末期の凝固収縮に伴う溶鋼流動に
よって惹起される偏析、或は該凝固収縮の直接的結果で
あるセンターポロシティの形成については、十分な解決
策が確立されていないというのが実情である。
よって惹起される偏析、或は該凝固収縮の直接的結果で
あるセンターポロシティの形成については、十分な解決
策が確立されていないというのが実情である。
【０００４】そこで近年の連続鋳造技術においては、鋳
片引抜工程における終盤過程に多数の圧下用ロールを設
け、中心部に未凝固部を残している凝固末期鋳片を低圧
化率で圧下することが提案されている。この様な低率圧
下を与えると、前記溶鋼流動を抑制して偏析の防止に寄
与すると共に、凝固収縮に対する補償が行なわれてセン
ターポロシティの生成が防止され、鋳造欠陥のない連続
鋳造製品を提供することが可能となる。
片引抜工程における終盤過程に多数の圧下用ロールを設
け、中心部に未凝固部を残している凝固末期鋳片を低圧
化率で圧下することが提案されている。この様な低率圧
下を与えると、前記溶鋼流動を抑制して偏析の防止に寄
与すると共に、凝固収縮に対する補償が行なわれてセン
ターポロシティの生成が防止され、鋳造欠陥のない連続
鋳造製品を提供することが可能となる。
【０００５】この様な低率圧下付与技術としては、特公
昭５９−１６８６２号、特公平３−８８６３号、同３−
８８６４号、同３−６８５５号、同４−２０６９６号、
同４−２２６６４号各公報に記載のものが知られてい
る。これらの公知技術は、低率圧下を行う位置（引抜工
程の終盤過程において、鋳片中心部の未凝固状態を考慮
して低率圧下を開始してから終了するまでの区間の意
味、以下同じ）について一応の統一概念（中心部の固相
率を基準とする考え方）を提示しているが、圧下の程度
については、例えば圧下率（１．５％以下）、割合
（０．５〜２．５mm／分）、単位時間の圧下量０．６ξ
〜１．１ξ（ξは偏平比の１／４）といった種々の概念
が提示されており、未だ確定的な概念には至っていない
様である。しかも後述する様に鋳片の鋼種や鋳造条件、
更には鋳片引抜速度等との関係にまで考慮を払った低率
圧下条件については全く知られていない。
昭５９−１６８６２号、特公平３−８８６３号、同３−
８８６４号、同３−６８５５号、同４−２０６９６号、
同４−２２６６４号各公報に記載のものが知られてい
る。これらの公知技術は、低率圧下を行う位置（引抜工
程の終盤過程において、鋳片中心部の未凝固状態を考慮
して低率圧下を開始してから終了するまでの区間の意
味、以下同じ）について一応の統一概念（中心部の固相
率を基準とする考え方）を提示しているが、圧下の程度
については、例えば圧下率（１．５％以下）、割合
（０．５〜２．５mm／分）、単位時間の圧下量０．６ξ
〜１．１ξ（ξは偏平比の１／４）といった種々の概念
が提示されており、未だ確定的な概念には至っていない
様である。しかも後述する様に鋳片の鋼種や鋳造条件、
更には鋳片引抜速度等との関係にまで考慮を払った低率
圧下条件については全く知られていない。
【０００６】一方上記の様な低率圧下を行う為の具体的
装置技術としては、例えば特開昭５０−５５５２９号や
特公昭５４−３８９７８号の各公報に記載されている様
に、鋳片幅と同一か、又はより長い実効長さを有するロ
ール（一般にフラットロールと称される）を用いて圧下
を加える方法と、例えば特公平２−５６９８２号公報に
開示されている様にロールの長さ方向中央部の径を、鋳
片幅寸法より短い範囲で大きく（ロール両端部の径より
大きく）したロール（本明細書では中太ロールと称す）
を用いて圧下する方法が知られている（図９参照：図に
おいて、１は中太ロール、２は鋳片、３は未凝固部、４
は軸を夫々示す）。
装置技術としては、例えば特開昭５０−５５５２９号や
特公昭５４−３８９７８号の各公報に記載されている様
に、鋳片幅と同一か、又はより長い実効長さを有するロ
ール（一般にフラットロールと称される）を用いて圧下
を加える方法と、例えば特公平２−５６９８２号公報に
開示されている様にロールの長さ方向中央部の径を、鋳
片幅寸法より短い範囲で大きく（ロール両端部の径より
大きく）したロール（本明細書では中太ロールと称す）
を用いて圧下する方法が知られている（図９参照：図に
おいて、１は中太ロール、２は鋳片、３は未凝固部、４
は軸を夫々示す）。
【０００７】
【発明が解決しようとする課題】上記した様に従来の低
率圧下技術では、圧下の程度をどの様に規定するかとい
う角度からの検討すら混沌としており、未解決課題とし
て残されているが、それに止まらず、例えば鋳片に内部
割れを生じる原因となり易いＣ濃度が具体的にはどの様
な影響、或は凝固組織の形態に大きい影響を与えるタン
ディッシュ内溶鋼の過熱度や鋳造速度等との間にはどの
様な関係があるかにまで考慮を払って圧下量を最適に調
整するといった考え方については全く知られていない様
である。従って圧下によって内部割れを生じ易い高炭素
鋼を対象とする場合をも含めた適正圧下条件を確立する
ことが望まれている。
率圧下技術では、圧下の程度をどの様に規定するかとい
う角度からの検討すら混沌としており、未解決課題とし
て残されているが、それに止まらず、例えば鋳片に内部
割れを生じる原因となり易いＣ濃度が具体的にはどの様
な影響、或は凝固組織の形態に大きい影響を与えるタン
ディッシュ内溶鋼の過熱度や鋳造速度等との間にはどの
様な関係があるかにまで考慮を払って圧下量を最適に調
整するといった考え方については全く知られていない様
である。従って圧下によって内部割れを生じ易い高炭素
鋼を対象とする場合をも含めた適正圧下条件を確立する
ことが望まれている。
【０００８】
【課題を解決するための手段】本発明は上記の様な事情
に鑑みてなされたものであって、凝固末期の低率圧下工
程に関して圧下勾配なる新しい概念を導入すると共に、
凝固末期における低率圧下の開始時期並びに上記した圧
下勾配の各操業条件を、Ｃ濃度、溶鋼過熱度、鋳片引抜
速度等の因子を考慮して調整する様に構成したことによ
り、上記課題を達成したものである。即ち本発明の連続
鋳造方法とは、下記（１）式で求められる中心固相率
（ｆｓ）となる時点から前記圧下を開始して、中心固相
率が０．８に至るまで前記圧下を加えることとし、且つ
このときの単位時間当りの鋳片厚みに対する圧下量の割
合として与えられる圧下勾配（Ｓ）が下記（２）式を満
足する様に圧下を加えることを要旨とするものである。
に鑑みてなされたものであって、凝固末期の低率圧下工
程に関して圧下勾配なる新しい概念を導入すると共に、
凝固末期における低率圧下の開始時期並びに上記した圧
下勾配の各操業条件を、Ｃ濃度、溶鋼過熱度、鋳片引抜
速度等の因子を考慮して調整する様に構成したことによ
り、上記課題を達成したものである。即ち本発明の連続
鋳造方法とは、下記（１）式で求められる中心固相率
（ｆｓ）となる時点から前記圧下を開始して、中心固相
率が０．８に至るまで前記圧下を加えることとし、且つ
このときの単位時間当りの鋳片厚みに対する圧下量の割
合として与えられる圧下勾配（Ｓ）が下記（２）式を満
足する様に圧下を加えることを要旨とするものである。
【０００９】
【数３】 式中 ΔＴ：タンディッシュ内溶鋼過熱度（℃） Ｖｃ：鋳造速度（ｍ／ｍｉｎ） ［％Ｃ］：溶鋼炭素濃度（％）
【００１０】
【数４】 式中 ΔＴ，Ｖｃ，［％Ｃ］は前と同じ意味
【００１１】
【作用】以下本発明の完成に至る研究経緯に触れつつ本
発明を説明する。一般に高炭素鋼鋳片は凝固末期に過剰
圧下を加えると内部割れを生じ易いことが知られてい
る。従って圧下勾配（本明細書では単位時間当たりの鋳
片厚みに対する圧下量の割合を圧下勾配と称し、％／ｍ
ｉｎの単位で与えられる）はできるだけ小さくすること
が必要であり、勿論中心偏析やセンターポロシティをな
くすという基本的命題もあるので、これらを総合的に考
えた適正な圧下勾配が求められる。
発明を説明する。一般に高炭素鋼鋳片は凝固末期に過剰
圧下を加えると内部割れを生じ易いことが知られてい
る。従って圧下勾配（本明細書では単位時間当たりの鋳
片厚みに対する圧下量の割合を圧下勾配と称し、％／ｍ
ｉｎの単位で与えられる）はできるだけ小さくすること
が必要であり、勿論中心偏析やセンターポロシティをな
くすという基本的命題もあるので、これらを総合的に考
えた適正な圧下勾配が求められる。
【００１２】また高炭素鋼鋳片においてよく見られるＶ
状偏析は等軸晶の広さによってその形態が異なることが
知られており、一般に等軸晶が広いほどＶ状偏析の幅も
広くなる。そしてこの傾向は鋼中炭素濃度が高くなるに
つれて顕著になってくる。従って低率圧下の所期の目的
を達成する為には、鋼中炭素含有量および等軸晶量を承
知してそれらに見合う様な圧下開始最適時期を定める必
要がある。一方等軸晶帯は高炭素鋼になるほど広く出現
する様になるので、圧下による凝固殻の変形が結晶粒間
に分散され易い等軸晶では（柱状晶の場合と比較し
て）、中心偏析改善効果を得る為にはより多くの圧下を
必要とするという背景がある。この様な観点から、鋳造
末期の低率圧下による中心偏析の改善を目的とする場合
は、鋼中のＣ含有量および等軸晶量に応じて最適の圧下
勾配を定めることが不可欠な手段となるのである。
状偏析は等軸晶の広さによってその形態が異なることが
知られており、一般に等軸晶が広いほどＶ状偏析の幅も
広くなる。そしてこの傾向は鋼中炭素濃度が高くなるに
つれて顕著になってくる。従って低率圧下の所期の目的
を達成する為には、鋼中炭素含有量および等軸晶量を承
知してそれらに見合う様な圧下開始最適時期を定める必
要がある。一方等軸晶帯は高炭素鋼になるほど広く出現
する様になるので、圧下による凝固殻の変形が結晶粒間
に分散され易い等軸晶では（柱状晶の場合と比較し
て）、中心偏析改善効果を得る為にはより多くの圧下を
必要とするという背景がある。この様な観点から、鋳造
末期の低率圧下による中心偏析の改善を目的とする場合
は、鋼中のＣ含有量および等軸晶量に応じて最適の圧下
勾配を定めることが不可欠な手段となるのである。
【００１３】ところで鋳片内の等軸晶量に影響を与える
因子としては、鋳造速度Ｖｃ（ｍ／ｍｉｎ）と鋳造温度
（タンディッシュ内溶鋼過熱度ΔＴ℃）があり、これら
が小さくなるほど等軸晶域は広まることが知られてい
る。即ちこれらの値が小さいほどＶ状偏析の幅は広ま
り、Ｖ状偏析を改善する為に必要な圧下よりも早期（低
固相率側）に開始する必要がある。
因子としては、鋳造速度Ｖｃ（ｍ／ｍｉｎ）と鋳造温度
（タンディッシュ内溶鋼過熱度ΔＴ℃）があり、これら
が小さくなるほど等軸晶域は広まることが知られてい
る。即ちこれらの値が小さいほどＶ状偏析の幅は広ま
り、Ｖ状偏析を改善する為に必要な圧下よりも早期（低
固相率側）に開始する必要がある。
【００１４】また鋳片内の等軸晶域は鋼中の炭素含有量
が高くなるほど、また鋳造速度Ｖｃや前記鋳造温度が共
に小さくなるほど広まることが知られている。他方中心
偏析を改善する為の必要圧下勾配量は等軸晶の増加に伴
い増大する為、結局鋼中の炭素含有量、鋳造速度、前記
鋳造温度の全てを考慮して設定する必要があるのであ
る。
が高くなるほど、また鋳造速度Ｖｃや前記鋳造温度が共
に小さくなるほど広まることが知られている。他方中心
偏析を改善する為の必要圧下勾配量は等軸晶の増加に伴
い増大する為、結局鋼中の炭素含有量、鋳造速度、前記
鋳造温度の全てを考慮して設定する必要があるのであ
る。
【００１５】そこで本発明者らはＣ濃度を種々に変更し
た試験鋼種を対象とし、様々な鋳造条件および引抜条件
の下で調査した結果、本発明で推奨する前記構成要件に
到達したのである。
た試験鋼種を対象とし、様々な鋳造条件および引抜条件
の下で調査した結果、本発明で推奨する前記構成要件に
到達したのである。
【００１６】まず本発明においては凝固末期における低
率圧下の開始時点を、鋳片中心部の固相率（中心固相
率）に基づいて定めている。凝固末期の鋳片中心部にお
ける固相率としては、下記計算式で求められる中心固相
率を測定値とし、これを基準値と対比して定める。
率圧下の開始時点を、鋳片中心部の固相率（中心固相
率）に基づいて定めている。凝固末期の鋳片中心部にお
ける固相率としては、下記計算式で求められる中心固相
率を測定値とし、これを基準値と対比して定める。
【００１７】
【数５】 式中 Ｔ：鋳片中心部温度 ％Ｃ：鋳片のＣ濃度
【００１８】一方固相率については、上記した研究経緯
に関する説明から理解される様に、鋼中炭素濃度、タン
ディッシュ内溶鋼過熱度および鋳造速度によって定まっ
てくる。前記（１）式はこれらを変数として求めた中心
固相率であるが、この中心固相率は当然に鋳片引抜走行
位置によって変化する。そこで各部位毎に（３）式から
求められる中心固相率が（１）式によって求められる中
心固相率よりも少ない値を示す位置［換言すれば鋳片中
心部において固相率が上記計算値を示す位置より上流側
（鋳型側）の位置］から低率圧下を開始する。そしてそ
れより下流側において中心固相率が次第に増大していく
間は低率圧下を継続し、鋳片中心部に残されている未凝
固物の凝固が進んで流動性を示す限界となる様な中心固
相率０．８に至るまでは必らず前記低率圧下を継続す
る。必要であれば中心固相率１．０まで低率圧下を継続
しても良く、特に高炭素鋼の場合は未凝固溶湯の流動を
最後まで阻止して中心偏析の防止に努めることは有意義
なことである。
に関する説明から理解される様に、鋼中炭素濃度、タン
ディッシュ内溶鋼過熱度および鋳造速度によって定まっ
てくる。前記（１）式はこれらを変数として求めた中心
固相率であるが、この中心固相率は当然に鋳片引抜走行
位置によって変化する。そこで各部位毎に（３）式から
求められる中心固相率が（１）式によって求められる中
心固相率よりも少ない値を示す位置［換言すれば鋳片中
心部において固相率が上記計算値を示す位置より上流側
（鋳型側）の位置］から低率圧下を開始する。そしてそ
れより下流側において中心固相率が次第に増大していく
間は低率圧下を継続し、鋳片中心部に残されている未凝
固物の凝固が進んで流動性を示す限界となる様な中心固
相率０．８に至るまでは必らず前記低率圧下を継続す
る。必要であれば中心固相率１．０まで低率圧下を継続
しても良く、特に高炭素鋼の場合は未凝固溶湯の流動を
最後まで阻止して中心偏析の防止に努めることは有意義
なことである。
【００１９】もし中心固相率が上記値を超えてから低率
圧下を開始する様なことになると、低率圧下の開始が遅
過ぎて、その時点では既に凝固末期部分における凝固収
縮が始まって溶鋼流動を惹起し、それによる偏析を生じ
る。一方流動相限界である中心固相率０．８の位置以前
で低率圧下を中止すると、凝固収縮による溶鋼流動を生
じる状態で低率圧下を解除したことになるので、偏析の
形成は回避できない。また凝固収縮に対する補償が行な
われないこととなるので、センターポロシティが形成さ
れてしまう。
圧下を開始する様なことになると、低率圧下の開始が遅
過ぎて、その時点では既に凝固末期部分における凝固収
縮が始まって溶鋼流動を惹起し、それによる偏析を生じ
る。一方流動相限界である中心固相率０．８の位置以前
で低率圧下を中止すると、凝固収縮による溶鋼流動を生
じる状態で低率圧下を解除したことになるので、偏析の
形成は回避できない。また凝固収縮に対する補償が行な
われないこととなるので、センターポロシティが形成さ
れてしまう。
【００２０】次に本発明のもっとも重要な条件の１つで
ある低率圧下の程度については、前記の如く％／min の
単位で与えられる圧下勾配の概念に従って制御を行う。
この概念は毎分当たり鋳片厚み方向に対してどの程度の
圧下比率で圧下を行うかを数値化して示すものである
が、本発明では前記（２）式を満足する範囲内から選択
するものとする。（２）式における上限は、圧下によっ
て内部割れを発生する限界であり、下限は圧下によって
偏析改善効果を示す為の限界である。尚上限を超えると
逆Ｖ偏析を生じ易くなるという危険もあるから、前記
（２）式の条件は順守すべきものである。
ある低率圧下の程度については、前記の如く％／min の
単位で与えられる圧下勾配の概念に従って制御を行う。
この概念は毎分当たり鋳片厚み方向に対してどの程度の
圧下比率で圧下を行うかを数値化して示すものである
が、本発明では前記（２）式を満足する範囲内から選択
するものとする。（２）式における上限は、圧下によっ
て内部割れを発生する限界であり、下限は圧下によって
偏析改善効果を示す為の限界である。尚上限を超えると
逆Ｖ偏析を生じ易くなるという危険もあるから、前記
（２）式の条件は順守すべきものである。
【００２１】本発明で使用する低率圧下ロールについて
は格別制限されることがなく、前記したフラットロール
や中太ロールは本発明において使用可能である。しかし
より好ましいのは、本出願人において開発した後述の短
幅ロールである。即ちフラットロールや中太ロールには
次に述べる様な問題がある。
は格別制限されることがなく、前記したフラットロール
や中太ロールは本発明において使用可能である。しかし
より好ましいのは、本出願人において開発した後述の短
幅ロールである。即ちフラットロールや中太ロールには
次に述べる様な問題がある。
【００２２】まずフラットロールでは、鋳片の両側面か
ら中央方向へ向けて成長したシェルが高剛性を示すため
圧下抵抗が大きく（特に偏平比の小さいブルーム鋳片の
場合に顕著）、中心の未凝固部断面積の縮小に効く効率
（圧下効率）が悪い為、偏析防止の為には大きな圧下量
が必要になってロールにかかる付加が増大し、ロールや
軸受けの摩耗が激しくなるという問題がある。また必要
圧下量に対応する為の設備コストや運転コストも高くな
る。一方中太ロールでは、ロール両端部より大径にされ
た中央部分のみで鋳片に対する実効的な圧下が加えられ
るため、前記シェルによる圧下抵抗が少なく、従って圧
下効率が向上し、比較的小さい圧下量でも偏析やセンタ
ーポロシティの防止効果が高いと評価されているが、鋳
片からの熱的影響によるロールの熱反りを極力少なくし
て圧下精度を保持しようとすれば、ロール両端側の直径
が結構大きいロールでなければならず、勢い中央部の直
径が大きくなり、従って鋳片引抜方向に隣接している短
幅ロールとの間隔（ロールピッチ）も大きくなり、鋳片
のバルジング（ロール間隔で生じる鋳片の膨張）が大き
くなって偏析やセンターポロシティの防止効果が失われ
るという問題がある。この様なところから本願出願人
は、鋳片幅の０．２−０．８倍の実効長さを有する圧下
ロールを開発し、既に特許出願を行っている（特願平５
−５９５８号）。
ら中央方向へ向けて成長したシェルが高剛性を示すため
圧下抵抗が大きく（特に偏平比の小さいブルーム鋳片の
場合に顕著）、中心の未凝固部断面積の縮小に効く効率
（圧下効率）が悪い為、偏析防止の為には大きな圧下量
が必要になってロールにかかる付加が増大し、ロールや
軸受けの摩耗が激しくなるという問題がある。また必要
圧下量に対応する為の設備コストや運転コストも高くな
る。一方中太ロールでは、ロール両端部より大径にされ
た中央部分のみで鋳片に対する実効的な圧下が加えられ
るため、前記シェルによる圧下抵抗が少なく、従って圧
下効率が向上し、比較的小さい圧下量でも偏析やセンタ
ーポロシティの防止効果が高いと評価されているが、鋳
片からの熱的影響によるロールの熱反りを極力少なくし
て圧下精度を保持しようとすれば、ロール両端側の直径
が結構大きいロールでなければならず、勢い中央部の直
径が大きくなり、従って鋳片引抜方向に隣接している短
幅ロールとの間隔（ロールピッチ）も大きくなり、鋳片
のバルジング（ロール間隔で生じる鋳片の膨張）が大き
くなって偏析やセンターポロシティの防止効果が失われ
るという問題がある。この様なところから本願出願人
は、鋳片幅の０．２−０．８倍の実効長さを有する圧下
ロールを開発し、既に特許出願を行っている（特願平５
−５９５８号）。
【００２３】図７，８は本発明における短幅ロールの使
用概念を示す説明図であり、図中１は短幅ロール、２は
鋳片、３は未凝固部、４は軸、５はフラットロールを示
す。図７は鋳片の上下から同一寸法の短幅ロールを作用
させた場合を示し、図８は鋳片の上側から短幅ロールを
作用させ、下側はフラットロール５で支持した場合を示
す。この短幅ロール１は既に特願平５−５９５８号にお
いてその詳細を説明しているが、要は短幅ロール１の軸
方向長さＷが鋳片２の幅寸法Ｗ’より実質的に短いもの
であって、特に下記の関係を満足するものが好んで用い
られ、本明細書ではこのＷを実効長さと称している。 ０．２Ｗ’≦ Ｗ ≦ ０．８Ｗ’ （４） 尚より好ましいのは ０．３Ｗ’≦ Ｗ ≦ ０．７Ｗ’ （５） の関係を満たすものである。
用概念を示す説明図であり、図中１は短幅ロール、２は
鋳片、３は未凝固部、４は軸、５はフラットロールを示
す。図７は鋳片の上下から同一寸法の短幅ロールを作用
させた場合を示し、図８は鋳片の上側から短幅ロールを
作用させ、下側はフラットロール５で支持した場合を示
す。この短幅ロール１は既に特願平５−５９５８号にお
いてその詳細を説明しているが、要は短幅ロール１の軸
方向長さＷが鋳片２の幅寸法Ｗ’より実質的に短いもの
であって、特に下記の関係を満足するものが好んで用い
られ、本明細書ではこのＷを実効長さと称している。 ０．２Ｗ’≦ Ｗ ≦ ０．８Ｗ’ （４） 尚より好ましいのは ０．３Ｗ’≦ Ｗ ≦ ０．７Ｗ’ （５） の関係を満たすものである。
【００２４】この様な短幅ロールは軸方向長さが短いの
で、殊更大きい径としなくとも十分な剛性を発揮する。
従ってロール径を小さくすることができ、ロールピッチ
の短縮化が図れるから、中太ロールを使用していた従来
技術の欠点であるバルジングを抑えることが可能となっ
た。尚バルジング防止の観点から、ロールピッチは３５
０mm以下とすることが推奨される。
で、殊更大きい径としなくとも十分な剛性を発揮する。
従ってロール径を小さくすることができ、ロールピッチ
の短縮化が図れるから、中太ロールを使用していた従来
技術の欠点であるバルジングを抑えることが可能となっ
た。尚バルジング防止の観点から、ロールピッチは３５
０mm以下とすることが推奨される。
【００２５】また図７，８から明らかである様に、本発
明の短幅ロールは未凝固部３の存在する鋳片中心部を効
率よく集中的に圧下できるので、偏析防止やセンターポ
ロシティ防止の為の必要圧下量も少なくて済み、運転コ
ストを低下できる。またロール表面やロール軸の摩擦も
少なくなるので設備のメンテナンスコストも低減可能で
ある。尚図７の配置構成では鋳片の両側から鋳片中心部
を圧下しており、また図８の配置構成では鋳片の上側か
ら鋳片中心部を圧下しているが、前記した様な圧下勾配
条件を満足する様な低率圧下を行う限り、偏析防止やセ
ンターポロシティ防止効果は両者において実質的な差異
はない。
明の短幅ロールは未凝固部３の存在する鋳片中心部を効
率よく集中的に圧下できるので、偏析防止やセンターポ
ロシティ防止の為の必要圧下量も少なくて済み、運転コ
ストを低下できる。またロール表面やロール軸の摩擦も
少なくなるので設備のメンテナンスコストも低減可能で
ある。尚図７の配置構成では鋳片の両側から鋳片中心部
を圧下しており、また図８の配置構成では鋳片の上側か
ら鋳片中心部を圧下しているが、前記した様な圧下勾配
条件を満足する様な低率圧下を行う限り、偏析防止やセ
ンターポロシティ防止効果は両者において実質的な差異
はない。
【００２６】尚短幅ロールは、前記した図７，８の配置
構成例で示す様に、鋳片２の上下両方から圧下する様な
配置や、上または下のいずれか一方のみを本発明の短幅
ロールとし、反対側を前記したフラットロールとして圧
下する様に構成することが好ましいが、鋳片引抜方向全
長に亘って全てを同一配置構成としなければならない訳
ではなく、例えば図７，８の配置構成を交互に採用する
といった設計変更も可能である。本発明は中・低炭素鋼
から高炭素鋼に至るまで幅広く適用でき、いずれの場合
も、期待通りの効果が得られることが分かった。
構成例で示す様に、鋳片２の上下両方から圧下する様な
配置や、上または下のいずれか一方のみを本発明の短幅
ロールとし、反対側を前記したフラットロールとして圧
下する様に構成することが好ましいが、鋳片引抜方向全
長に亘って全てを同一配置構成としなければならない訳
ではなく、例えば図７，８の配置構成を交互に採用する
といった設計変更も可能である。本発明は中・低炭素鋼
から高炭素鋼に至るまで幅広く適用でき、いずれの場合
も、期待通りの効果が得られることが分かった。
【００２７】
【実施例】Ｃ濃度０．６〜１．２０％の各種鋼種を用
い、タンディッシュ内溶鋼過熱度１０〜４０℃、鋳片サ
イズ３８０×６００（mm）、鋳造速度０．４〜０．７ｍ
／min 、鋳型内電磁攪拌併用として連続鋳造を実施し
た。圧下ロールスタンドにおける圧下用ロールとして
は、上方側より３００mm幅の短幅圧下ロール（直径：３
００mm、ロールピッチ：３２０mm）を作用させ、下方側
はフラットロール（直径：３００mm、ロールピッチ：３
２０mm）を用いて低率圧下を施した（図８の配置構
成）。鋳型内電磁撹拌によって鋳片厚みの２０〜４０％
厚の等軸晶域を形成させ、凝固末期位置に設けられる圧
下ロールスタンドに所定の圧下勾配を与えて凝固完了ま
で圧下を実施した。尚Ｖ偏析および内部割れは鋳片縦断
面のサルファプリントにより調査した。
い、タンディッシュ内溶鋼過熱度１０〜４０℃、鋳片サ
イズ３８０×６００（mm）、鋳造速度０．４〜０．７ｍ
／min 、鋳型内電磁攪拌併用として連続鋳造を実施し
た。圧下ロールスタンドにおける圧下用ロールとして
は、上方側より３００mm幅の短幅圧下ロール（直径：３
００mm、ロールピッチ：３２０mm）を作用させ、下方側
はフラットロール（直径：３００mm、ロールピッチ：３
２０mm）を用いて低率圧下を施した（図８の配置構
成）。鋳型内電磁撹拌によって鋳片厚みの２０〜４０％
厚の等軸晶域を形成させ、凝固末期位置に設けられる圧
下ロールスタンドに所定の圧下勾配を与えて凝固完了ま
で圧下を実施した。尚Ｖ偏析および内部割れは鋳片縦断
面のサルファプリントにより調査した。
【００２８】図１に０．８％Ｃにおける圧下開始固相率
とΔＴ・Ｖｃの関係を示す。尚この場合の圧下勾配は
０．２０％／ｍｉｎで行った。黒丸は圧下開始が遅すぎ
た為、Ｖ偏析の外側が残存した場合である。一方、白丸
はＶ偏析が残存しなかった場合である。図に示す様にΔ
Ｔ・Ｖｃが増加する程、適正な圧下開始固相率は増加す
る。図２は１．０％Ｃにおける同様な結果を示す。圧下
勾配は同様に０．２０％／ｍｉｎで行った。
とΔＴ・Ｖｃの関係を示す。尚この場合の圧下勾配は
０．２０％／ｍｉｎで行った。黒丸は圧下開始が遅すぎ
た為、Ｖ偏析の外側が残存した場合である。一方、白丸
はＶ偏析が残存しなかった場合である。図に示す様にΔ
Ｔ・Ｖｃが増加する程、適正な圧下開始固相率は増加す
る。図２は１．０％Ｃにおける同様な結果を示す。圧下
勾配は同様に０．２０％／ｍｉｎで行った。
【００２９】上記実験を０．６％Ｃ〜１．２％Ｃ鋼につ
いて行い、ここに得られた結果より、適正圧下開始固相
率を求める（１）式を導き、計算により求めた圧下開始
固相率とΔＴ・Ｖｃの関係を図３にまとめて示す。
いて行い、ここに得られた結果より、適正圧下開始固相
率を求める（１）式を導き、計算により求めた圧下開始
固相率とΔＴ・Ｖｃの関係を図３にまとめて示す。
【００３０】図４に０．８％Ｃにおける圧下勾配とΔＴ
・Ｖｃの関係を示す。尚、この場合圧下開始固相率は
（１）式で得られた結果に基づきＶ偏析の生じない条件
で行った。図中、黒丸は圧下勾配が大きすぎ、内部割れ
が発生した場合であり、×印は鋳片中心部にＶ偏析のＶ
状の先端が残存した場合である。上限、下限値ともΔＴ
・Ｖｃの増加と共に減少する。図５は１．０％Ｃにおけ
る同様な結果を示す。同様の実験を０．６％Ｃ〜１．２
％Ｃ鋼について行い、ここに得られた結果より、適正圧
下勾配を求める（２）式を導き、計算により求めた圧下
開始固相率とΔＴ・Ｖｃの関係を図６にまとめて示す。
・Ｖｃの関係を示す。尚、この場合圧下開始固相率は
（１）式で得られた結果に基づきＶ偏析の生じない条件
で行った。図中、黒丸は圧下勾配が大きすぎ、内部割れ
が発生した場合であり、×印は鋳片中心部にＶ偏析のＶ
状の先端が残存した場合である。上限、下限値ともΔＴ
・Ｖｃの増加と共に減少する。図５は１．０％Ｃにおけ
る同様な結果を示す。同様の実験を０．６％Ｃ〜１．２
％Ｃ鋼について行い、ここに得られた結果より、適正圧
下勾配を求める（２）式を導き、計算により求めた圧下
開始固相率とΔＴ・Ｖｃの関係を図６にまとめて示す。
【００３１】
【発明の効果】本発明は上記の様に構成され、溶鋼中の
Ｃ濃度、タンディッシュ内溶鋼過熱度、鋳造速度等の連
続鋳造条件を総合的に勘案して圧下の開始時期および圧
下程度を定めることができるので、最適条件での操業が
約束されることになり、ロール摩耗や軸摩耗を生じない
様な低率圧下により、中心偏析、センターポロシティ、
内部割れ等のない鋳片を連続鋳造法によって製造するこ
とが可能となった。特にブルーム連鋳の様に鋳造欠陥を
生じ易いものに対しても優れた効果を発揮できることが
確認された。
Ｃ濃度、タンディッシュ内溶鋼過熱度、鋳造速度等の連
続鋳造条件を総合的に勘案して圧下の開始時期および圧
下程度を定めることができるので、最適条件での操業が
約束されることになり、ロール摩耗や軸摩耗を生じない
様な低率圧下により、中心偏析、センターポロシティ、
内部割れ等のない鋳片を連続鋳造法によって製造するこ
とが可能となった。特にブルーム連鋳の様に鋳造欠陥を
生じ易いものに対しても優れた効果を発揮できることが
確認された。
【図１】ΔＴ・Ｖｃと圧下開始固相率の関係を示すグラ
フ（０．８％Ｃのとき）。
フ（０．８％Ｃのとき）。
【図２】ΔＴ・Ｖｃと圧下開始固相率の関係を示すグラ
フ（１．０％Ｃのとき）。
フ（１．０％Ｃのとき）。
【図３】ΔＴ・Ｖｃと圧下開始固相率の関係を示すグラ
フ（０．６〜１．２％Ｃのまとめ）。
フ（０．６〜１．２％Ｃのまとめ）。
【図４】ΔＴ・Ｖｃと圧下勾配の関係を示すグラフ
（０．８％Ｃのとき）。
（０．８％Ｃのとき）。
【図５】ΔＴ・Ｖｃと圧下勾配の関係を示すグラフ
（１．０％Ｃのとき）。
（１．０％Ｃのとき）。
【図６】ΔＴ・Ｖｃと圧下勾配の関係を示すグラフ
（０．６〜１．２％Ｃのまとめ）。
（０．６〜１．２％Ｃのまとめ）。
【図７】本発明における短幅ロールの使用概念説明図。
【図８】本発明における短幅ロールの他の使用概念説明
図。
図。
【図９】従来の中太ロールの説明図。
１ 中太ロール ２ 鋳片 ３ 未凝固部 ５ フラットロール １１ 短幅ロール
Claims (2)
- 【請求項１】 連続鋳造法の鋳片引抜工程における終盤
過程で該引抜中の鋳片に対して圧下力を加える方法であ
って、下記（１）式で求められる中心固相率（ｆｓ）と
なる時点から前記圧下を開始して、中心固相率が０．８
に至るまで前記圧下を加えることとし、且つこのときの
単位時間当りの鋳片厚みに対する圧下量の割合として与
えられる圧下勾配（Ｓ）が下記（２）式を満足する様に
圧下を加えることを特徴とする連続鋳造方法。 【数１】 式中 ΔＴ：タンディッシュ内溶鋼過熱度（℃） Ｖｃ：鋳造速度（ｍ／ｍｉｎ） ［％Ｃ］：溶鋼炭素濃度（％） 【数２】 式中 ΔＴ，Ｖｃ，［％Ｃ］は前と同じ意味 - 【請求項２】 鋳片幅の０．２〜０．８倍の実効長さを
有する圧下ロールを、該鋳片の上下両方から又はいずれ
か一方から作用させて圧下を行う請求項１に記載の連続
鋳造方法。
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP04890593A JP3341340B2 (ja) | 1993-03-10 | 1993-03-10 | 連続鋳造方法 |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP04890593A JP3341340B2 (ja) | 1993-03-10 | 1993-03-10 | 連続鋳造方法 |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPH06262325A true JPH06262325A (ja) | 1994-09-20 |
| JP3341340B2 JP3341340B2 (ja) | 2002-11-05 |
Family
ID=12816288
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP04890593A Expired - Fee Related JP3341340B2 (ja) | 1993-03-10 | 1993-03-10 | 連続鋳造方法 |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JP3341340B2 (ja) |
Cited By (4)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JP2008093705A (ja) * | 2006-10-12 | 2008-04-24 | Kobe Steel Ltd | 復熱由来の内部割れに係る高炭素鋼の連続鋳造方法 |
| JP2016019993A (ja) * | 2014-07-15 | 2016-02-04 | Ｊｆｅスチール株式会社 | 鋼の連続鋳造方法 |
| CN107000045A (zh) * | 2014-12-24 | 2017-08-01 | 杰富意钢铁株式会社 | 钢的连续铸造方法 |
| CN114054706A (zh) * | 2021-11-19 | 2022-02-18 | 河南济源钢铁(集团)有限公司 | 一种提高轴承钢圆钢酸洗低倍质量的生产控制方法 |
-
1993
- 1993-03-10 JP JP04890593A patent/JP3341340B2/ja not_active Expired - Fee Related
Cited By (7)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JP2008093705A (ja) * | 2006-10-12 | 2008-04-24 | Kobe Steel Ltd | 復熱由来の内部割れに係る高炭素鋼の連続鋳造方法 |
| JP4723451B2 (ja) * | 2006-10-12 | 2011-07-13 | 株式会社神戸製鋼所 | 復熱由来の内部割れに係る高炭素鋼の連続鋳造方法 |
| JP2016019993A (ja) * | 2014-07-15 | 2016-02-04 | Ｊｆｅスチール株式会社 | 鋼の連続鋳造方法 |
| CN107000045A (zh) * | 2014-12-24 | 2017-08-01 | 杰富意钢铁株式会社 | 钢的连续铸造方法 |
| CN107000045B (zh) * | 2014-12-24 | 2019-04-26 | 杰富意钢铁株式会社 | 钢的连续铸造方法 |
| US10543527B2 (en) | 2014-12-24 | 2020-01-28 | Jfe Steel Corporation | Continuous steel casting method |
| CN114054706A (zh) * | 2021-11-19 | 2022-02-18 | 河南济源钢铁(集团)有限公司 | 一种提高轴承钢圆钢酸洗低倍质量的生产控制方法 |
Also Published As
| Publication number | Publication date |
|---|---|
| JP3341340B2 (ja) | 2002-11-05 |
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