JPH07102437B2 - 連続鋳造法 - Google Patents
連続鋳造法Info
- Publication number
- JPH07102437B2 JPH07102437B2 JP12309290A JP12309290A JPH07102437B2 JP H07102437 B2 JPH07102437 B2 JP H07102437B2 JP 12309290 A JP12309290 A JP 12309290A JP 12309290 A JP12309290 A JP 12309290A JP H07102437 B2 JPH07102437 B2 JP H07102437B2
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- JP
- Japan
- Prior art keywords
- roll
- reduction
- amount
- continuous casting
- rolls
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- Continuous Casting (AREA)
Description
【発明の詳細な説明】 〔産業上の利用分野〕 本発明は連続鋳造の厚み中心部に見られる不純物元素、
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法に関す
るものである。
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まし
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
歩留向上およ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まし
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
歩留向上およ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成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り流動し、固液界面近
傍の濃化溶鋼を洗いだし、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
ような流動原因としては、凝固収縮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等があるが、こ
れらのうち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。
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り流動し、固液界面近
傍の濃化溶鋼を洗いだし、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
ような流動原因としては、凝固収縮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等があるが、こ
れらのうち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一定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一定割合で圧下する方法が知ら
れている。
しかしながら、従来の連続鋳造方法は、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。
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。
本発明者等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、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のは、基本的に圧下すべ
き凝固時期とその範囲が不適正なためであることを突き
止めた。
々調査した結果、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のは、基本的に圧下すべ
き凝固時期とその範囲が不適正なためであることを突き
止めた。
すでに、特開昭62−275556号公報において、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
単位時間当り0.5mm/分以上2.5mm/分未満の割合で連続的
に圧下し、鋳片中心部が流動限界固相率に相当する温度
となる時点から固相線温度となるまでの領域は実質的に
圧下を加えないようにした連続鋳造方法が開示されてい
る。
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
単位時間当り0.5mm/分以上2.5mm/分未満の割合で連続的
に圧下し、鋳片中心部が流動限界固相率に相当する温度
となる時点から固相線温度となるまでの領域は実質的に
圧下を加えないようにした連続鋳造方法が開示されてい
る。
しかしながら鋳片の偏平が小さいブルームの場合、圧下
速度を上記の0.5mm/分〜2.5mm/分の範囲に調整すること
が非常に困難であり、軽圧下による偏析改善効果を確実
にするためにはロール毎の圧下時期と圧下量を定量化し
制御することが不可欠であることを本発明者らは認識し
た。
速度を上記の0.5mm/分〜2.5mm/分の範囲に調整すること
が非常に困難であり、軽圧下による偏析改善効果を確実
にするためにはロール毎の圧下時期と圧下量を定量化し
制御することが不可欠であることを本発明者らは認識し
た。
本発明の要旨は、凝固末期に少なくとも１対のロールに
より鋳片を圧下しつつ引き抜く溶融金属の連続鋳造法に
おいて、圧下時期が異なる隣接したロールを１組として
２組以上のロールの組を作り、各組の全圧下量から
（２）式で算出したＫ・Ｂと（３）式とを用いて（１）
式におけるＡが最小になるようにa,mを決定し、
（４）、（５）式に基づきロール毎の圧下量が適正にな
るように制御する連続鋳造法である。
より鋳片を圧下しつつ引き抜く溶融金属の連続鋳造法に
おいて、圧下時期が異なる隣接したロールを１組として
２組以上のロールの組を作り、各組の全圧下量から
（２）式で算出したＫ・Ｂと（３）式とを用いて（１）
式におけるＡが最小になるようにa,mを決定し、
（４）、（５）式に基づきロール毎の圧下量が適正にな
るように制御する連続鋳造法である。
Ａ＝Σ（Ｋ′・Ｂ′−Ｋ・Ｂ）２ （１） Ｋ・Ｂは（２）式により測定算出し、Ｋ′・Ｂ′は
（３）式を用いる。
（３）式を用いる。
Δhi＝（Pi2/Ri）・（1/Ki・Bi）２ （４） Ki・Bi＝ａ・tim （５） P:ロール圧力（kg）（圧下力）,K:変形抵抗（kg/m
m2）， B:短片凝固幅（mm）２×D,D:短辺凝固厚（mm）， R:ロール半径（mm），Δh:iロール当たりの圧下量（m
m）， 添字i:各ロールNO.,t:モールドメニスカスからの経過時
間（min）、 ΔH:多本数ロール各組の全圧下量（mm）， Ｋ・B:多本数ロール各組の全圧下量に対応する平均値。
m2）， B:短片凝固幅（mm）２×D,D:短辺凝固厚（mm）， R:ロール半径（mm），Δh:iロール当たりの圧下量（m
m）， 添字i:各ロールNO.,t:モールドメニスカスからの経過時
間（min）、 ΔH:多本数ロール各組の全圧下量（mm）， Ｋ・B:多本数ロール各組の全圧下量に対応する平均値。
本発明者は、300×500mm鋳片の場合について、多本数ロ
ールの全圧下量とロール反力との間に（２）式の関係が
成立することを知見した。この結果はバルジング等の影
響を省略した形になっており、バルジング等が無視でき
る場合（２）式が適用できることを意味する。この結果
に基づくと本鋳片サイズの場合、ロール毎の圧下量は
（４）式となる。そこで、各ロール位置のKi・Biと凝固
時間（ti）との関係を（５）式の如く近似し、多本数ロ
ールの各ロールの圧下力およびロール半径を一定となる
ようにすれば、（２）式で示した多本数ロールの場合の
Ｋ・Ｂはtiを用いて（３）式で示すことができる。一
方、多本数ロールにおける実測Ｋ・Ｂは測定した各ロー
ルの組の全圧下量から（２）式により逆算できるので、
（３）、（５）式の定数ａおよびｍは測定圧下量から
（２）式で算出したＫ・Ｂと（４）式で表わされるＫ′
・Ｂ′の差の二乗の和が最小になるようにすることで決
定できることを知見して本発明を無し遂げた。
ールの全圧下量とロール反力との間に（２）式の関係が
成立することを知見した。この結果はバルジング等の影
響を省略した形になっており、バルジング等が無視でき
る場合（２）式が適用できることを意味する。この結果
に基づくと本鋳片サイズの場合、ロール毎の圧下量は
（４）式となる。そこで、各ロール位置のKi・Biと凝固
時間（ti）との関係を（５）式の如く近似し、多本数ロ
ールの各ロールの圧下力およびロール半径を一定となる
ようにすれば、（２）式で示した多本数ロールの場合の
Ｋ・Ｂはtiを用いて（３）式で示すことができる。一
方、多本数ロールにおける実測Ｋ・Ｂは測定した各ロー
ルの組の全圧下量から（２）式により逆算できるので、
（３）、（５）式の定数ａおよびｍは測定圧下量から
（２）式で算出したＫ・Ｂと（４）式で表わされるＫ′
・Ｂ′の差の二乗の和が最小になるようにすることで決
定できることを知見して本発明を無し遂げた。
a,mの値が明らかになれば、圧下する鋳片のモールドメ
ニスカスから当該ロールまで移動するに要した時間tiを
用いて、圧下帯に位置するロール毎の圧下量の計算が可
能になる。
ニスカスから当該ロールまで移動するに要した時間tiを
用いて、圧下帯に位置するロール毎の圧下量の計算が可
能になる。
本発明により軽圧下における圧下ロール毎の圧下量を定
量的に把握することが可能になり、a,mと（４）式によ
り圧下力、ロール径を制御することと、また圧下量が多
すぎる場合はロール間隔の軸受間にスペサーを装入し、
圧下量を制限することで、ロール毎の圧下量を適正に
し、内部割れも偏析もない均質な鋼材を安定して得るこ
とが可能となる。
量的に把握することが可能になり、a,mと（４）式によ
り圧下力、ロール径を制御することと、また圧下量が多
すぎる場合はロール間隔の軸受間にスペサーを装入し、
圧下量を制限することで、ロール毎の圧下量を適正に
し、内部割れも偏析もない均質な鋼材を安定して得るこ
とが可能となる。
実施例１ 試験を実施した連鋳機の概略を第１図に示し、鋳造した
溶鋼組成の代表例を表１に示す。試験連鋳機はセグメン
ト圧下方式である。多本数ロールの圧下量は連続する３
セグメント（11、12、13）について第２図に示すように
フレーム３の変位をダイヤルゲージ５により測定し、各
セグメントの全圧下量を測定した。本法により解析し、
得られたＫ・Ｂはモールドからの経過時間ｔの関数とし
て（６）式に示す。各セグメントの全圧下量の実測値と
（４）、（６）式を用いて計算した計算値を比較し、第
３図に示す。
溶鋼組成の代表例を表１に示す。試験連鋳機はセグメン
ト圧下方式である。多本数ロールの圧下量は連続する３
セグメント（11、12、13）について第２図に示すように
フレーム３の変位をダイヤルゲージ５により測定し、各
セグメントの全圧下量を測定した。本法により解析し、
得られたＫ・Ｂはモールドからの経過時間ｔの関数とし
て（６）式に示す。各セグメントの全圧下量の実測値と
（４）、（６）式を用いて計算した計算値を比較し、第
３図に示す。
第４図に示すように、本方法により算出した冷片厚は実
測厚と良く一致しており、ロール毎の圧下量は本方法に
より定量化できることが証明された。
測厚と良く一致しており、ロール毎の圧下量は本方法に
より定量化できることが証明された。
Ｋ・Ｂ＝27.5t1.62 （６） 実施例２ 試験を実施した連鋳機の概略を第５図に示す。本連鋳機
はセグメント圧下方式ではなく圧下ロールが独立してい
る。鋳造した溶鋼組成は表１と同じである。本試験の場
合、全圧下量は圧下帯全ロールの積算圧下量である。圧
下時期の変更は鋳造速度の水準をいくつか採用すること
により実現した。圧下帯ロールの全圧下量は、圧下帯に
入る直前の鋳片厚と圧下終了後の鋳片厚の差であるが、
本試験において厚下直前の鋳片厚は、圧下開始ロールよ
り１つ前のロール間隔を別途測定した平均熱膨張係数を
用いて冷片厚に換算して採用し、また圧下終了後の鋳片
厚は鋳片が冷却した後に冷片厚を測定し、採用した。得
られたＫ・Ｂはモールドからの経過時間の関数として
（７）式に示し、圧下帯における全圧下量の実測値と
（４）式と（７）を用いて計算した計算全圧下量を比較
し第６図に示す。本方法により算出した計算圧下量は実
測圧下量と良く一致しており、ロール毎の圧下量が本法
により定量化できることが証明された。
はセグメント圧下方式ではなく圧下ロールが独立してい
る。鋳造した溶鋼組成は表１と同じである。本試験の場
合、全圧下量は圧下帯全ロールの積算圧下量である。圧
下時期の変更は鋳造速度の水準をいくつか採用すること
により実現した。圧下帯ロールの全圧下量は、圧下帯に
入る直前の鋳片厚と圧下終了後の鋳片厚の差であるが、
本試験において厚下直前の鋳片厚は、圧下開始ロールよ
り１つ前のロール間隔を別途測定した平均熱膨張係数を
用いて冷片厚に換算して採用し、また圧下終了後の鋳片
厚は鋳片が冷却した後に冷片厚を測定し、採用した。得
られたＫ・Ｂはモールドからの経過時間の関数として
（７）式に示し、圧下帯における全圧下量の実測値と
（４）式と（７）を用いて計算した計算全圧下量を比較
し第６図に示す。本方法により算出した計算圧下量は実
測圧下量と良く一致しており、ロール毎の圧下量が本法
により定量化できることが証明された。
以上のごとく測定算出したa,mを用い、モードからの経
過時間（ti）を（８）式（鋳造速度一定、定常状態）の
ごとく与えれば、（４）、（５）式により圧下帯のロー
ル毎圧下量を定量的に把握することができる。
過時間（ti）を（８）式（鋳造速度一定、定常状態）の
ごとく与えれば、（４）、（５）式により圧下帯のロー
ル毎圧下量を定量的に把握することができる。
Ｋ・Ｂ＝9.06t1.79 （７） ti＝Li/Vi （８） ti:モールドメニスカスからLiの距離まで移動するに要
した時間（分） Li:モールドメニスカスからｉロールまでの距離（ｍ） Vi:iロール位置鋳片のｉロールまでの平均鋳造速度（m/
min） 〔発明の効果〕 本発明の方法によりあらかじめa,mを決定しておくか、
あるいは鋳造中にa,mを決定すれば、（４）、（５）式
により適正な凝固時期に適正な圧下量となるように圧下
力および圧下可能なロール間隔をロール軸受け間に装入
するスペサー厚を変えることにより制御することが可能
になり、軽圧下の偏析改善効果を安定して達成すること
ができる。
した時間（分） Li:モールドメニスカスからｉロールまでの距離（ｍ） Vi:iロール位置鋳片のｉロールまでの平均鋳造速度（m/
min） 〔発明の効果〕 本発明の方法によりあらかじめa,mを決定しておくか、
あるいは鋳造中にa,mを決定すれば、（４）、（５）式
により適正な凝固時期に適正な圧下量となるように圧下
力および圧下可能なロール間隔をロール軸受け間に装入
するスペサー厚を変えることにより制御することが可能
になり、軽圧下の偏析改善効果を安定して達成すること
ができる。
第１図はセグメント方式連鋳機の概略を示す図、 第２図はセグメント方式の測定方法の概略を示す図、 第３図はセグメント全圧下量により算出した計算全圧下
量と実測全圧下量との比較を示す図、 第４図は本発明法で測定算出した冷片厚と実測冷片厚と
の比較を示す図、 第５図は単ロール方式連鋳機の概略を示す図、 第６図は鋳造速度変更試験で算出した計算圧下量と実測
圧下量との比較を示す図である。 １……モールド、２……セグメント、３……フレーム、
４……支柱、５……ダイヤルゲージ、６……変位計設置
位置。
量と実測全圧下量との比較を示す図、 第４図は本発明法で測定算出した冷片厚と実測冷片厚と
の比較を示す図、 第５図は単ロール方式連鋳機の概略を示す図、 第６図は鋳造速度変更試験で算出した計算圧下量と実測
圧下量との比較を示す図である。 １……モールド、２……セグメント、３……フレーム、
４……支柱、５……ダイヤルゲージ、６……変位計設置
位置。
Claims (2)
- 【請求項１】凝固末期に少なくとも一対のロールにより
鋳片を圧下しつつ引き抜く溶融金属の連続鋳造法におい
て、圧下時期が異なる隣接したロールを１組として２組
以上のロールの組を作り、各組の全圧下量から（２）式
で算出したＫ・Ｂと（３）式とを用いて（１）式におけ
るＡが最小になるようにa,mを決定し、（４）、（５）
式に基づきロール毎の圧下量が適正になるように制御す
る連続鋳造法。 Ａ＝Σ（Ｋ′・Ｂ′−Ｋ・Ｂ）２ （１） Ｋ・Ｂは（２）式により測定算出し、Ｋ′・Ｂ′は
（３）式を用いる。 Δhi＝（Pi2/Ri）・（1/Ki・Bi）２ （４） Ki・Bi＝ａ・tim （５） P:ロール圧力（kg）（圧下力）,K:変形抵抗（kg/m
m2）， B:短片凝固幅（mm）２×D,D:短辺凝固厚（mm）， R:ロール半径（mm），Δh:iロール当たりの圧下量（m
m）， 添字i:各ロールNO.,t:モールドメニスカスからの経過時
間（min）、 ΔH:多本数ロール各組の全圧下量（mm）， Ｋ・B:多本数ロール各組の全圧下量に対応する平均値。 - 【請求項２】あらかじめ決定したa,mを用いて請求項１
記載の（４）式および（５）式により適正圧下量となる
ようにロール間隔の制限および圧下力の調整により制御
する請求項１記載の連続鋳造法。
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP12309290A JPH07102437B2 (ja) | 1990-05-15 | 1990-05-15 | 連続鋳造法 |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP12309290A JPH07102437B2 (ja) | 1990-05-15 | 1990-05-15 | 連続鋳造法 |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPH0422550A JPH0422550A (ja) | 1992-01-27 |
| JPH07102437B2 true JPH07102437B2 (ja) | 1995-11-08 |
Family
ID=14852008
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP12309290A Expired - Lifetime JPH07102437B2 (ja) | 1990-05-15 | 1990-05-15 | 連続鋳造法 |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JPH07102437B2 (ja) |
Families Citing this family (2)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| KR100822413B1 (ko) * | 2006-10-26 | 2008-04-16 | 주식회사 포스코 | 경압하 유닛을 이용한 주편의 중심편석 예측방법 및후판제조방법 |
| JP5012294B2 (ja) * | 2007-08-02 | 2012-08-29 | 住友金属工業株式会社 | 鋼の連続鋳造方法 |
-
1990
- 1990-05-15 JP JP12309290A patent/JPH07102437B2/ja not_active Expired - Lifetime
Also Published As
| Publication number | Publication date |
|---|---|
| JPH0422550A (ja) | 1992-01-27 |
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Legal Events
| Date | Code | Title | Description |
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