JPH0628789B2 - 連続鋳造方法 - Google Patents
連続鋳造方法Info
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- JPH0628789B2 JPH0628789B2 JP1121487A JP12148789A JPH0628789B2 JP H0628789 B2 JPH0628789 B2 JP H0628789B2 JP 1121487 A JP1121487 A JP 1121487A JP 12148789 A JP12148789 A JP 12148789A JP H0628789 B2 JPH0628789 B2 JP H0628789B2
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- reduction
- roll
- continuous casting
- rolling
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Description
【発明の詳細な説明】 〔産業上の利用分野〕 本発明は連続鋳造鋳片の厚み中心部にみられる不純物元
素、即ち鋼鋳片の場合には硫黄、燐、マンガン等の偏析
を防止し均質な金属を得ることのできる連続鋳造方法に
関するものである。
素、即ち鋼鋳片の場合には硫黄、燐、マンガン等の偏析
を防止し均質な金属を得ることのできる連続鋳造方法に
関するものである。
近年、海洋構造物、貯槽、石油およびガス運搬用鋼管、
高張力線材などの材質特性に対する要求は厳しさを増し
ており、均質な鋼材を提供することが重要課題となって
いる。元来鋼材は、断面内において均質であるべきもの
であるが、鋼は一般に硫黄、燐、マンガン等の不純物元
素を含有しており、これらが鋳造過程において偏析し部
分的に濃化するため鋼が脆弱となる。特に、近年生産性
や歩留の向上及び省エネルギー等の目的のために連続鋳
造法が一般に普及しているが、連続鋳造により得られる
鋳片の厚み中心部には通常顕著な成分偏析が観察され
る。
高張力線材などの材質特性に対する要求は厳しさを増し
ており、均質な鋼材を提供することが重要課題となって
いる。元来鋼材は、断面内において均質であるべきもの
であるが、鋼は一般に硫黄、燐、マンガン等の不純物元
素を含有しており、これらが鋳造過程において偏析し部
分的に濃化するため鋼が脆弱となる。特に、近年生産性
や歩留の向上及び省エネルギー等の目的のために連続鋳
造法が一般に普及しているが、連続鋳造により得られる
鋳片の厚み中心部には通常顕著な成分偏析が観察され
る。
上記した成分偏析は、最終製品の均質性を著しく損な
い、製品の使用過程や線材の線引き工程等で鋼に作用す
る応力により亀裂が発生するなど重大欠陥の原因になる
ため、その低減が切望されている。かかる成分偏析は凝
固末期に残溶鋼が凝固収縮力等によって流動し、固液界
面近傍の濃化溶鋼を洗い出し、残溶鋼が累進的に濃化し
ていくことによって生じる。従って成分偏析を防止する
には、残溶鋼の流動原因を取り除くことが肝要である。
い、製品の使用過程や線材の線引き工程等で鋼に作用す
る応力により亀裂が発生するなど重大欠陥の原因になる
ため、その低減が切望されている。かかる成分偏析は凝
固末期に残溶鋼が凝固収縮力等によって流動し、固液界
面近傍の濃化溶鋼を洗い出し、残溶鋼が累進的に濃化し
ていくことによって生じる。従って成分偏析を防止する
には、残溶鋼の流動原因を取り除くことが肝要である。
このような溶鋼流動原因としては、凝固収縮に起因する
流動のほか、ロール間の鋳片バルジングやロールアライ
メント不整に起因する流動等があるが、これらの内最も
重大な原因は凝固収縮であり、偏析を防止するには、こ
れを補償する量だけ鋳片を圧下することが必要である。
流動のほか、ロール間の鋳片バルジングやロールアライ
メント不整に起因する流動等があるが、これらの内最も
重大な原因は凝固収縮であり、偏析を防止するには、こ
れを補償する量だけ鋳片を圧下することが必要である。
鋳片を圧下することにより偏析を改善する試みは従来よ
り行われており、連続鋳造工程において鋳片中心部温度
が液相線温度から固相線温度に至るまでの間、鋳片の凝
固収縮を補償する量以上の割合で圧下する方法が知られ
ている。
り行われており、連続鋳造工程において鋳片中心部温度
が液相線温度から固相線温度に至るまでの間、鋳片の凝
固収縮を補償する量以上の割合で圧下する方法が知られ
ている。
すなわち、鋳片の中心固相率が増大する領域を圧下帯に
おいて、各圧下ロールの圧下力を一定に、例えば、各圧
下ロールの油圧を一定にして圧下処理を行うようになさ
れている。
おいて、各圧下ロールの圧下力を一定に、例えば、各圧
下ロールの油圧を一定にして圧下処理を行うようになさ
れている。
しかしながら、この場合、条件によっては偏析改善効果
が殆ど認められなかったり、場合によっては、偏析がか
えって悪化する等の問題があり、成分偏析を充分に改善
することは困難であった。
が殆ど認められなかったり、場合によっては、偏析がか
えって悪化する等の問題があり、成分偏析を充分に改善
することは困難であった。
本発明者らはかかる従来法の問題の発生原因について種
々調査した結果、従来法の場合に偏析改善効果が認めら
れなかったり、あるいは偏析がかえって悪化することが
起こるのは、基本的に圧下すべき凝固時期と圧下量が不
適正であることに起因しており、特にブルームの場合、
凝固が進んだ鋳片の厚み中心固相率が大きな、位置ほど
圧下しにくく、これらの適正化が必要であることを知見
し、本発明をなしとげた。
々調査した結果、従来法の場合に偏析改善効果が認めら
れなかったり、あるいは偏析がかえって悪化することが
起こるのは、基本的に圧下すべき凝固時期と圧下量が不
適正であることに起因しており、特にブルームの場合、
凝固が進んだ鋳片の厚み中心固相率が大きな、位置ほど
圧下しにくく、これらの適正化が必要であることを知見
し、本発明をなしとげた。
軽圧下により中心偏析を改善するためには、鋳片の中心
部の固相率が０．１〜０．３に相当する温度となる時点
から流動限界固相率に相当する温度となる時点まで必要
量の圧下を確保する必要がある。
部の固相率が０．１〜０．３に相当する温度となる時点
から流動限界固相率に相当する温度となる時点まで必要
量の圧下を確保する必要がある。
本発明の目的は従来法のかかる問題点を解消し、均質な
鋼材を得るための連続鋳造方法を提供するにある。
鋼材を得るための連続鋳造方法を提供するにある。
本発明の第１の形態によれば、鋳片の中心固相率が０．
１ないし０．３に相当する温度となる時点から流動限界
固相率に相当する温度となる時点までの領域を単位時間
当たり０．５mm／分以上２．５mm／分未満の割合で連続
的に引き抜く溶融金属の連続鋳造方法であって、各ロー
ルの圧下量が０．５mm／分〜２．５mm／分の範囲の一定
値で前記鋳片の中心固相率が増大するに従って圧下力値
を増大し、前記鋳片に対する圧下力値の増大を、該鋳片
がモールドのメニスカスから各圧下ロールまでに要した
時間に応じて該各圧下ロールの圧下力値を増大し、該鋳
片を一定の圧下量で圧下制御するようにしたことを特徴
とする連続鋳造方法が提供される。
１ないし０．３に相当する温度となる時点から流動限界
固相率に相当する温度となる時点までの領域を単位時間
当たり０．５mm／分以上２．５mm／分未満の割合で連続
的に引き抜く溶融金属の連続鋳造方法であって、各ロー
ルの圧下量が０．５mm／分〜２．５mm／分の範囲の一定
値で前記鋳片の中心固相率が増大するに従って圧下力値
を増大し、前記鋳片に対する圧下力値の増大を、該鋳片
がモールドのメニスカスから各圧下ロールまでに要した
時間に応じて該各圧下ロールの圧下力値を増大し、該鋳
片を一定の圧下量で圧下制御するようにしたことを特徴
とする連続鋳造方法が提供される。
さらに、本発明の第２の形態によれば、鋳片の中心固相
率が０．１ないし０．３に相当する温度となる時点から
流動限界固相率に相当する温度となる時点までの領域を
単位時間当たり０．５mm／分以上２．５mm／分未満の割
合で連続的に引き抜く溶融金属の連続鋳造方法であっ
て、各ロールの圧下量が０．５mm／分〜２．５mm／分の
範囲の一定値で前記鋳片の中心固相率が増大するに従っ
て圧下力値を増大し、前記鋳片に対する圧下力値の増大
は、該鋳片がモールドのメニスカスから各圧下ロールま
での位置に応じて該各圧下ロールの圧下力値を増大し、
該鋳片を一定の圧下率で圧下制御するようにしたことを
特徴とする連続鋳造方法が提供される。
率が０．１ないし０．３に相当する温度となる時点から
流動限界固相率に相当する温度となる時点までの領域を
単位時間当たり０．５mm／分以上２．５mm／分未満の割
合で連続的に引き抜く溶融金属の連続鋳造方法であっ
て、各ロールの圧下量が０．５mm／分〜２．５mm／分の
範囲の一定値で前記鋳片の中心固相率が増大するに従っ
て圧下力値を増大し、前記鋳片に対する圧下力値の増大
は、該鋳片がモールドのメニスカスから各圧下ロールま
での位置に応じて該各圧下ロールの圧下力値を増大し、
該鋳片を一定の圧下率で圧下制御するようにしたことを
特徴とする連続鋳造方法が提供される。
本発明の連続鋳造方法によれば、鋳片の中心固相率０．
１ないし０．３に相当する温度となる時点から流動限界
固相率に相当する温度となる時点までの領域で該鋳片の
中心固相率が増大するに従って、該鋳片を圧下する圧下
力値が増大され、単位時間当たり０．５mm／分以上２．
５mm／分未満の一定の割合で連続的に引き抜かれる。
１ないし０．３に相当する温度となる時点から流動限界
固相率に相当する温度となる時点までの領域で該鋳片の
中心固相率が増大するに従って、該鋳片を圧下する圧下
力値が増大され、単位時間当たり０．５mm／分以上２．
５mm／分未満の一定の割合で連続的に引き抜かれる。
本発明の第１の形態では、鋳片に対する圧下力値の増大
は、該鋳片がモールドのメニスカスから各圧下ロールま
でに要した時間に応じて該各圧下ロールの圧下力値が増
大され、該鋳片を一定の圧下量で圧下制御するように構
成されている。
は、該鋳片がモールドのメニスカスから各圧下ロールま
でに要した時間に応じて該各圧下ロールの圧下力値が増
大され、該鋳片を一定の圧下量で圧下制御するように構
成されている。
本発明の第２の形態では、鋳片に対する圧下力値の増大
は、該鋳片がモールドのメニスカスから各圧下ロールま
での位置に応じて該各圧下ロールの圧下力値が増大さ
れ、該鋳片を一定の圧下率で圧下制御するように構成さ
れている。
は、該鋳片がモールドのメニスカスから各圧下ロールま
での位置に応じて該各圧下ロールの圧下力値が増大さ
れ、該鋳片を一定の圧下率で圧下制御するように構成さ
れている。
これによって、連続鋳造鋳片の厚み中心部にみられる不
純物元素の偏析を防止して均質な金属を得ることができ
る。
純物元素の偏析を防止して均質な金属を得ることができ
る。
〔実施例〕 まず、第１図を参照して本発明に係る連続鋳造方法が適
用される連鋳機の一例を概略的に説明する。
用される連鋳機の一例を概略的に説明する。
第１図は本発明に係る連続鋳造方法が適用される連鋳
機、具体的に、ツイン・キャスト円弧型の連鋳機の一例
を示す図である。同図に示されるように本連鋳機におい
て、溶鋼を満たした取鍋１はタンディッシュ２の上方に
置かれ、取鍋１内の溶鋼が底部のスライディングノズル
１１を経てタンディッシュ２内に注がれるようになされ
ている。ここで、スライディングノズル１１は、取鍋１
から注がれた溶鋼を含むタンディッシュ２全体の重量に
応じて開度が制御され、メニスカス（タンディッシュ内
の湯面位置）Ｍが一定となるようになされている。
機、具体的に、ツイン・キャスト円弧型の連鋳機の一例
を示す図である。同図に示されるように本連鋳機におい
て、溶鋼を満たした取鍋１はタンディッシュ２の上方に
置かれ、取鍋１内の溶鋼が底部のスライディングノズル
１１を経てタンディッシュ２内に注がれるようになされ
ている。ここで、スライディングノズル１１は、取鍋１
から注がれた溶鋼を含むタンディッシュ２全体の重量に
応じて開度が制御され、メニスカス（タンディッシュ内
の湯面位置）Ｍが一定となるようになされている。
タンディッシュ２内の溶鋼は、該タンディッシュの底部
を塞ぐストッパ２１を上下方向に移動制御することによ
り、モールド３内に一定の割合で注入されるようになさ
れている。モールド３は、その底部も解放されており、
モールド３に注入された溶鋼は、冷却水が供給されるモ
ールド３の側壁で冷却されて外側から凝固（一次冷却）
するようになされている。モールド３により一次冷却さ
れた溶鋼（鋳片）は、ローラで連続的に引き出されるこ
とになる。
を塞ぐストッパ２１を上下方向に移動制御することによ
り、モールド３内に一定の割合で注入されるようになさ
れている。モールド３は、その底部も解放されており、
モールド３に注入された溶鋼は、冷却水が供給されるモ
ールド３の側壁で冷却されて外側から凝固（一次冷却）
するようになされている。モールド３により一次冷却さ
れた溶鋼（鋳片）は、ローラで連続的に引き出されるこ
とになる。
モールド３から引き出された鋳片は、スプレー帯（スプ
レーロール）S.R.において、スプレー冷却され、さら
に、複数（No.1〜No.5）のグループロールG.R.およびピ
ンチロールP.R.により曲げられて、圧下帯へ供給される
ようになされている。ここで、No.2のグループロールに
は、ＥＭＳ（Electro Megnetic Smoother）が設けられ
ていて、この位置において鋳片の電磁攪拌を行うように
なされている。
レーロール）S.R.において、スプレー冷却され、さら
に、複数（No.1〜No.5）のグループロールG.R.およびピ
ンチロールP.R.により曲げられて、圧下帯へ供給される
ようになされている。ここで、No.2のグループロールに
は、ＥＭＳ（Electro Megnetic Smoother）が設けられ
ていて、この位置において鋳片の電磁攪拌を行うように
なされている。
本発明の連続鋳造方法が適用される連鋳機では、鋳片の
中心固相率が０．１ないし０．３に相当する温度となる
時点から流動限界固相率（約０．７）に相当する温度と
なる時点までの領域が連鋳機の圧下帯（ロールＲ４３か
らロールＲ５３の位置）に来るようにして、単位時間当
り０．５mm／分以上２．５mm／分未満の割合の圧下処理
（軽圧下）が行われる。
中心固相率が０．１ないし０．３に相当する温度となる
時点から流動限界固相率（約０．７）に相当する温度と
なる時点までの領域が連鋳機の圧下帯（ロールＲ４３か
らロールＲ５３の位置）に来るようにして、単位時間当
り０．５mm／分以上２．５mm／分未満の割合の圧下処理
（軽圧下）が行われる。
この圧下処理は、鋳片の中心固相率が増大するに従って
圧下力を増大するようにして行われる。具体的に、鋳片
に対する圧下処理は、鋳片がモールドのメニスカスから
各圧下ロールまでに要した時間に応じて各圧下ロールの
圧下力値を増大し、該鋳片を一定の圧下量で圧下制御す
るようにされる。また、他の鋳片に対する圧下処理とし
ては、鋳片がモールドのメニスカスから各圧下ロールま
での位置に応じて各圧下ロールの圧下力値を増大し、該
鋳片を一定の圧下量で圧下制御するようにされる。
圧下力を増大するようにして行われる。具体的に、鋳片
に対する圧下処理は、鋳片がモールドのメニスカスから
各圧下ロールまでに要した時間に応じて各圧下ロールの
圧下力値を増大し、該鋳片を一定の圧下量で圧下制御す
るようにされる。また、他の鋳片に対する圧下処理とし
ては、鋳片がモールドのメニスカスから各圧下ロールま
での位置に応じて各圧下ロールの圧下力値を増大し、該
鋳片を一定の圧下量で圧下制御するようにされる。
第２図は、本発明の連続鋳造方法における圧下速度の制
御を説明するための図であり、圧下速度とモールドのメ
ニスカスからの距離との関係を模式的に示すものであ
る。
御を説明するための図であり、圧下速度とモールドのメ
ニスカスからの距離との関係を模式的に示すものであ
る。
同図中、破線は、圧下帯における各圧下ロールの圧下力
を全て同一にした従来の連続鋳造方法を示し、実線は、
圧下帯における各圧下ロールの圧下力をメニスカスから
の距離が遠くなるほど増大して一定の圧下量で鋳片を圧
下する本発明の連続鋳造方法を示している。第２図から
明らかなように、本発明の連続鋳造方法（同図中の実
線）では、鋳片の中心固相率が０．１ないし０．３に相
当する温度となる時点から流動限界固相率（０．７）に
相当する温度となる領域が圧下帯において、一定の圧下
量で圧下される。
を全て同一にした従来の連続鋳造方法を示し、実線は、
圧下帯における各圧下ロールの圧下力をメニスカスから
の距離が遠くなるほど増大して一定の圧下量で鋳片を圧
下する本発明の連続鋳造方法を示している。第２図から
明らかなように、本発明の連続鋳造方法（同図中の実
線）では、鋳片の中心固相率が０．１ないし０．３に相
当する温度となる時点から流動限界固相率（０．７）に
相当する温度となる領域が圧下帯において、一定の圧下
量で圧下される。
以上において、本発明は、圧下帯の下流ロールほど、圧
下ロールの圧下力を増大させることになるが、この圧下
力の増大は、例えば、下流ロールほどシリンダー油圧を
増大したり、シリンダー径を増大したり、あるいは、油
圧およびシリンダー径の両方を増大することにより実現
される。
下ロールの圧下力を増大させることになるが、この圧下
力の増大は、例えば、下流ロールほどシリンダー油圧を
増大したり、シリンダー径を増大したり、あるいは、油
圧およびシリンダー径の両方を増大することにより実現
される。
第３図は本発明の連続鋳造方法による偏析改善効果を説
明するための図である。同図から明らかなように、本発
明の連続鋳造方法により鋳造された金属（同図中の実
線）は、従来のもの（同図中の破線）よりも最大偏析粒
径が小さく、均質なものであることがわかる。
明するための図である。同図から明らかなように、本発
明の連続鋳造方法により鋳造された金属（同図中の実
線）は、従来のもの（同図中の破線）よりも最大偏析粒
径が小さく、均質なものであることがわかる。
次に、本発明の連続鋳造方法を詳述する。
軽圧下による偏析改善において極めて重要なことは圧下
すべき凝固時期範囲と圧下量である。軽圧下による偏析
改善効果をさらに追求するためには各圧下ロールの圧下
量と、凝固時期の定量化が不可欠である。そこでまず各
ロールの圧下量についてみると、本発明者は軽圧下にお
ける１ロール当りの圧下量が当該鋳片がモールドから圧
下ロールまで要した時間および冷却条件および圧下力に
よって（１）および（２）式によって決まることを知見
した。（２）式のａ，ｍは冷却条件、鋳片の偏平比等で
決まる値で、繰返し、試験測定した結果（３）式の範囲
にある。（１），（２）式によればモールドから圧下ロ
ールまで要した時間が長く凝固が進んだ鋳片の厚み中心
固相率の高い部位の圧下量はモールドから圧下ロールま
で要した時間が短い厚み中心固相率の小さい鋳片より圧
下しにくい。
すべき凝固時期範囲と圧下量である。軽圧下による偏析
改善効果をさらに追求するためには各圧下ロールの圧下
量と、凝固時期の定量化が不可欠である。そこでまず各
ロールの圧下量についてみると、本発明者は軽圧下にお
ける１ロール当りの圧下量が当該鋳片がモールドから圧
下ロールまで要した時間および冷却条件および圧下力に
よって（１）および（２）式によって決まることを知見
した。（２）式のａ，ｍは冷却条件、鋳片の偏平比等で
決まる値で、繰返し、試験測定した結果（３）式の範囲
にある。（１），（２）式によればモールドから圧下ロ
ールまで要した時間が長く凝固が進んだ鋳片の厚み中心
固相率の高い部位の圧下量はモールドから圧下ロールま
で要した時間が短い厚み中心固相率の小さい鋳片より圧
下しにくい。
ここで、Pi：ロール反力、Ki：変形抵抗、Bi：短辺凝固
厚、Ｒ：ロール半径、ｌｉ：メニスカスから各ロールま
での距離（ｍ）、vi：各ロールまでの平均鋳造速度（ｍ
／min）、Vi：各ロールでの鋳片通過スピード（ｍ／mi
n）、Ｌ：ロールピッチ（ｍ）、Ｘ：圧下スピード（mm
／min）、ｔｉ：メニスカスから各圧下ロールまで要し
た時間（min）である。
厚、Ｒ：ロール半径、ｌｉ：メニスカスから各ロールま
での距離（ｍ）、vi：各ロールまでの平均鋳造速度（ｍ
／min）、Vi：各ロールでの鋳片通過スピード（ｍ／mi
n）、Ｌ：ロールピッチ（ｍ）、Ｘ：圧下スピード（mm
／min）、ｔｉ：メニスカスから各圧下ロールまで要し
た時間（min）である。
従って、鋳片の中心部が固相率０．１ないし０．３に相
当する温度となる時点から流動限界固相率に相当する温
度となる時点までの領域を連続的に０．５〜２．５mm／
分の圧下量を確保するためには、（４）式に示すごとく
厚み中心部の固相率が増加するモールドメニスカスから
の経過時間が長い圧下帯の下流ロールほど圧下力を増大
する必要があることを知見し本発明を成し遂げた。
当する温度となる時点から流動限界固相率に相当する温
度となる時点までの領域を連続的に０．５〜２．５mm／
分の圧下量を確保するためには、（４）式に示すごとく
厚み中心部の固相率が増加するモールドメニスカスから
の経過時間が長い圧下帯の下流ロールほど圧下力を増大
する必要があることを知見し本発明を成し遂げた。
（１），（２），（４）式を組合せ（４）式から当該鋳
片がモールドから圧下ロールまで要した時間により、圧
下力を圧下ロールの押しつけシリンダーの油圧の増減等
により制御した結果最適の圧下速度を確保することがで
きる。
片がモールドから圧下ロールまで要した時間により、圧
下力を圧下ロールの押しつけシリンダーの油圧の増減等
により制御した結果最適の圧下速度を確保することがで
きる。
一方、軽圧下において重要な凝固時期についてみると鋳
片の厚み中心部の固相率は伝熱計算より算出した鋳片中
心部の温度から通常算出する。本発明者等の知見による
と鋳片の厚み中心部の固相率は冷却条件、鋳片の偏平
比、鋼の成分および当該鋳片がモールドから圧下ロール
まで要した時間によりきまる値で、冷却条件、鋳片の偏
平比および鋼の成分を一定とした場合、当該鋳片がモー
ルドのメニスカスから圧下ロールまで要した時間のみに
より決まる値となる。従って、鋳片の中心部の固相率が
０．１〜０．３に相当する温度から流動限界固相率に相
当する温度は冷却条件、鋼の成分および鋳片の偏平比を
固定した場合、当該鋳片がモールドから圧下ロールまで
要した時間により決めることが可能である。これらを
（４）式と組合せることにより当該鋳片がモールドから
圧下ロールまで要した時間に基づき圧下ロールの押しつ
けシリンダーの油圧等により圧下力を増減し、任意の厚
み中心固相率における圧下速度を制御することができ
る。
片の厚み中心部の固相率は伝熱計算より算出した鋳片中
心部の温度から通常算出する。本発明者等の知見による
と鋳片の厚み中心部の固相率は冷却条件、鋳片の偏平
比、鋼の成分および当該鋳片がモールドから圧下ロール
まで要した時間によりきまる値で、冷却条件、鋳片の偏
平比および鋼の成分を一定とした場合、当該鋳片がモー
ルドのメニスカスから圧下ロールまで要した時間のみに
より決まる値となる。従って、鋳片の中心部の固相率が
０．１〜０．３に相当する温度から流動限界固相率に相
当する温度は冷却条件、鋼の成分および鋳片の偏平比を
固定した場合、当該鋳片がモールドから圧下ロールまで
要した時間により決めることが可能である。これらを
（４）式と組合せることにより当該鋳片がモールドから
圧下ロールまで要した時間に基づき圧下ロールの押しつ
けシリンダーの油圧等により圧下力を増減し、任意の厚
み中心固相率における圧下速度を制御することができ
る。
なお伝熱計算より算出した鋳片の厚み中心固相率は冷却
条件、鋳片の偏平比、鋼の成分を固定した場合、当該鋳
片がモールドのメニスカスから圧下ロールまで要した時
間を変数とした簡便な（５）式のような回帰式として算
出することができる。
条件、鋳片の偏平比、鋼の成分を固定した場合、当該鋳
片がモールドのメニスカスから圧下ロールまで要した時
間を変数とした簡便な（５）式のような回帰式として算
出することができる。
すなわち、鋳片厚み中心固相率ｆｓは、次の（５）式で
示される。
示される。
以下に、従来の連続鋳造方法と、本発明の連続鋳造方法
との差異を表１および表２により説明する。
との差異を表１および表２により説明する。
表１（表１−１、表１−２）および表２（表２−１、表
２−２）は、第１図に示すツイン・キャスト円弧型の連
鋳機を使用して、鋳片の中心固相率が増大する領域を圧
下帯（第１図中、圧下ロールＲ４３〜Ｒ５３）において
軽圧下したものを示している。表１−１（鋳造速度0.65
ｍ／min）と表１−２（鋳造速度０．７ｍ／min）は従来
法で、表２−１（鋳造速度0.65ｍ／min）と表２−２
（鋳造速度０．７ｍ／min）は本方法である。
２−２）は、第１図に示すツイン・キャスト円弧型の連
鋳機を使用して、鋳片の中心固相率が増大する領域を圧
下帯（第１図中、圧下ロールＲ４３〜Ｒ５３）において
軽圧下したものを示している。表１−１（鋳造速度0.65
ｍ／min）と表１−２（鋳造速度０．７ｍ／min）は従来
法で、表２−１（鋳造速度0.65ｍ／min）と表２−２
（鋳造速度０．７ｍ／min）は本方法である。
表１−１、表１−２に示されるように、従来方法では、
No.45〜53の圧下ロール（Ｒ４５〜Ｒ５３）が一定の圧
下力値（62.8トン）で圧下制御されている。そのため、
圧下量および圧下速度は、圧下帯の下流ほど、すなわ
ち、圧下ロールＲ４５から圧下ロールＲ５３に向って順
次減少することになり、鋳片に含まれる最大偏析粒径
は、鋳造速度が0.65ｍ／分の場合には5.29mm、０．７ｍ
／分の場合には5.08mmと相当大きくなる。
No.45〜53の圧下ロール（Ｒ４５〜Ｒ５３）が一定の圧
下力値（62.8トン）で圧下制御されている。そのため、
圧下量および圧下速度は、圧下帯の下流ほど、すなわ
ち、圧下ロールＲ４５から圧下ロールＲ５３に向って順
次減少することになり、鋳片に含まれる最大偏析粒径
は、鋳造速度が0.65ｍ／分の場合には5.29mm、０．７ｍ
／分の場合には5.08mmと相当大きくなる。
これに対して、表２−１、表２−２に示されるように、
本発明方法では、No.45〜No.53の圧下ロール（Ｒ４５〜
Ｒ５３）が一定の圧下量および圧下速度で制御される。
そのため、各圧下ロールの圧下力値は、圧下帯の下流ほ
ど、すなわち、圧下ロールＲ４５からＲ５３に向って順
次増大するようになされている。この本発明方法により
得られた鋳片に含まれる最大偏析粒径は、ほぼ０とな
り、従来方法により得られたものに比して、偏析の無い
均質なものであることが確認される。
本発明方法では、No.45〜No.53の圧下ロール（Ｒ４５〜
Ｒ５３）が一定の圧下量および圧下速度で制御される。
そのため、各圧下ロールの圧下力値は、圧下帯の下流ほ
ど、すなわち、圧下ロールＲ４５からＲ５３に向って順
次増大するようになされている。この本発明方法により
得られた鋳片に含まれる最大偏析粒径は、ほぼ０とな
り、従来方法により得られたものに比して、偏析の無い
均質なものであることが確認される。
〔発明の効果〕 以上、詳述したように、本発明に係る連続鋳造方法は、
鋳片の中心固相率が増大するに従って圧下力値を増大す
ることによって、連続鋳造鋳片の厚み中心部にみられる
不純物元素の偏析を防止して均質な金属を得ることがで
きる。
鋳片の中心固相率が増大するに従って圧下力値を増大す
ることによって、連続鋳造鋳片の厚み中心部にみられる
不純物元素の偏析を防止して均質な金属を得ることがで
きる。
第１図は本発明に係る連続鋳造方法が適用される連鋳機
の一例を示す図、 第２図は本発明の連続鋳造方法における圧下速度の制御
を説明するための図、 第３図は本発明の連続鋳造方法による偏析改善効果を説
明するための図である。 （符号の説明） １……取鍋、２……タンディッシュ、 ３……モールド、 １１……スライディングノズル、 ２１……ストッパ。
の一例を示す図、 第２図は本発明の連続鋳造方法における圧下速度の制御
を説明するための図、 第３図は本発明の連続鋳造方法による偏析改善効果を説
明するための図である。 （符号の説明） １……取鍋、２……タンディッシュ、 ３……モールド、 １１……スライディングノズル、 ２１……ストッパ。
フロントページの続き (72)発明者 水越 大二郎 千葉県君津市君津１番地 新日本製鐵株式 会社君津製鐵所内 (56)参考文献 特開 昭63−63561（ＪＰ，Ａ) 特開 昭62−158555（ＪＰ，Ａ) 特開 昭62−158554（ＪＰ，Ａ)
Claims (2)
- 【請求項１】鋳片の中心固相率が0.1ないし0.3に相当す
る温度となる時点から流動限界固相率に相当する温度と
なる時点までの領域を単位時間当たり0.5mm／分以上2.5
mm／分未満の割合で連続的に引き抜く溶融金属の連続鋳
造方法であって、各ロールの圧下量が0.5mm／分〜2.5mm
／分の範囲の一定値で前記鋳片の中心固相率が増大する
に従って圧下力値を増大し、 前記鋳片に対する圧下力値の増大を、該鋳片がモールド
のメニスカスから各圧下ロールまでに要した時間に応じ
て該各圧下ロールの圧下力値を増大し、該鋳片を一定の
圧下量で圧下制御するようにしたことを特徴とする連続
鋳造方法。 - 【請求項２】鋳片の中心固相率が0.1ないし0.3に相当す
る温度となる時点から流動限界固相率に相当する温度と
なる時点までの領域を単位時間当たり0.5mm／分以上2.5
mm／分未満の割合で連続的に引き抜く溶融金属の連続鋳
造方法であって、各ロールの圧下量が0.5mm／分〜2.5mm
／分の範囲の一定値で前記鋳片の中心固相率が増大する
に従って圧下力値を増大し、 前記鋳片に対する圧下力値の増大は、該鋳片がモールド
のメニスカスから各圧下ロールまでの位置に応じて該各
圧下ロールの圧下力値を増大し、該鋳片を一定の圧下率
で圧下制御するようにしたことを特徴とする連続鋳造方
法。
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP1121487A JPH0628789B2 (ja) | 1989-05-17 | 1989-05-17 | 連続鋳造方法 |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP1121487A JPH0628789B2 (ja) | 1989-05-17 | 1989-05-17 | 連続鋳造方法 |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPH02303661A JPH02303661A (ja) | 1990-12-17 |
| JPH0628789B2 true JPH0628789B2 (ja) | 1994-04-20 |
Family
ID=14812379
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP1121487A Expired - Lifetime JPH0628789B2 (ja) | 1989-05-17 | 1989-05-17 | 連続鋳造方法 |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JPH0628789B2 (ja) |
Cited By (1)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| WO1997014522A1 (fr) * | 1995-10-18 | 1997-04-24 | Sumitomo Metal Industries, Ltd. | Procede de coulage continu et appareil s'y rapportant |
Families Citing this family (5)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JP2532306B2 (ja) * | 1991-03-08 | 1996-09-11 | 新日本製鐵株式会社 | 連続鋳造法 |
| JP2593367B2 (ja) * | 1991-04-09 | 1997-03-26 | 新日本製鐵株式会社 | 連続鋳造法 |
| JP2593377B2 (ja) * | 1991-09-26 | 1997-03-26 | 新日本製鐵株式会社 | 連続鋳造法 |
| JP2593385B2 (ja) * | 1992-02-12 | 1997-03-26 | 新日本製鐵株式会社 | 連続鋳造法 |
| JP7139884B2 (ja) * | 2018-10-29 | 2022-09-21 | 日本製鉄株式会社 | 連続鋳造方法、及び連続鋳造機 |
Family Cites Families (2)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JPS62158554A (ja) * | 1985-12-30 | 1987-07-14 | Nippon Steel Corp | 連続鋳造方法 |
| JPS6363561A (ja) * | 1986-09-04 | 1988-03-19 | Nippon Steel Corp | 連続鋳造法 |
-
1989
- 1989-05-17 JP JP1121487A patent/JPH0628789B2/ja not_active Expired - Lifetime
Cited By (1)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| WO1997014522A1 (fr) * | 1995-10-18 | 1997-04-24 | Sumitomo Metal Industries, Ltd. | Procede de coulage continu et appareil s'y rapportant |
Also Published As
| Publication number | Publication date |
|---|---|
| JPH02303661A (ja) | 1990-12-17 |
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