JPH07132352A - 鋼の連続鋳造方法 - Google Patents
鋼の連続鋳造方法Info
- Publication number
- JPH07132352A JPH07132352A JP28120993A JP28120993A JPH07132352A JP H07132352 A JPH07132352 A JP H07132352A JP 28120993 A JP28120993 A JP 28120993A JP 28120993 A JP28120993 A JP 28120993A JP H07132352 A JPH07132352 A JP H07132352A
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Abstract
(57)【要約】
【目的】 鋼の連続鋳造において、鋳型内の溶鋼のメニ
スカス近傍での凝固シェルの生成を抑え、その凝固シェ
ルの生成に起因する異常な凝固組織の発生を防止する。 【構成】 鋳造中に鋳型(C) 内の溶鋼(M) 温度を測定し
つつ、この溶鋼(M) のメニスカス(m) 上の溶融モールド
パウダ(P) 層中に挿入した電極(E) に通電し、該モール
ドパウダ(P) の抵抗熱によってメニスカス(m) 部を連続
的に加熱することで、メニスカス(m) 下１０mm以内に位
置する溶鋼(M) の温度を、当該鋼の液相線温度＋１０℃
以上２０℃以下の範囲内に制御して連続鋳造する。 【効果】 メニスカス近傍の溶鋼温度を最適温度範囲に
制御して、メニスカス近傍での凝固シェルの過度な成長
を抑えることができ、よって気泡、介在物、モールドパ
ウダーなどがトラップされ易い異常な凝固組織の発生を
防止して、鋳片の表面品質の改善を図ることができる。
スカス近傍での凝固シェルの生成を抑え、その凝固シェ
ルの生成に起因する異常な凝固組織の発生を防止する。 【構成】 鋳造中に鋳型(C) 内の溶鋼(M) 温度を測定し
つつ、この溶鋼(M) のメニスカス(m) 上の溶融モールド
パウダ(P) 層中に挿入した電極(E) に通電し、該モール
ドパウダ(P) の抵抗熱によってメニスカス(m) 部を連続
的に加熱することで、メニスカス(m) 下１０mm以内に位
置する溶鋼(M) の温度を、当該鋼の液相線温度＋１０℃
以上２０℃以下の範囲内に制御して連続鋳造する。 【効果】 メニスカス近傍の溶鋼温度を最適温度範囲に
制御して、メニスカス近傍での凝固シェルの過度な成長
を抑えることができ、よって気泡、介在物、モールドパ
ウダーなどがトラップされ易い異常な凝固組織の発生を
防止して、鋳片の表面品質の改善を図ることができる。
Description
【０００１】
【産業上の利用分野】本発明は、鋼の連続鋳造方法に関
するものである。
するものである。
【０００２】
【従来の技術】周知のように、冷却手段を備える無底筒
状の鋳型に溶鋼を注入し、その鋳型内で抜熱して凝固シ
ェルを生成させると共に、順次下方から引き抜いて鋳片
を連続的に製造する連続鋳造方法は、造塊および分塊の
工程が省略できて、歩留向上と省エネルギーが達成でき
ることから、粗鋼生産における適用率が逐年確実に増大
している。また、それに伴って適用鋼種も多種多様にわ
たるようになっている。そして近年においては、鋳造の
大型化と効率化が図られると共に、鋳片の内部および表
面品質の更なる改善に向けての努力が、各方面から鋭意
継続的に進められている。
状の鋳型に溶鋼を注入し、その鋳型内で抜熱して凝固シ
ェルを生成させると共に、順次下方から引き抜いて鋳片
を連続的に製造する連続鋳造方法は、造塊および分塊の
工程が省略できて、歩留向上と省エネルギーが達成でき
ることから、粗鋼生産における適用率が逐年確実に増大
している。また、それに伴って適用鋼種も多種多様にわ
たるようになっている。そして近年においては、鋳造の
大型化と効率化が図られると共に、鋳片の内部および表
面品質の更なる改善に向けての努力が、各方面から鋭意
継続的に進められている。
【０００３】
【発明が解決しようとする課題】ところで、現状の鋼の
連続鋳造においては、鋳造中における鋳型内のメニスカ
スの３０mm程度以下の位置の溶鋼温度、つまりバルクの
温度はほぼ一定であって、その鋼の液相線温度以上に保
たれている。しかしながら、メニスカス近傍の溶鋼温度
は、〔図４〕のグラフに示すように、メニスカス下３０
mm程度の位置の溶鋼温度に比べて５℃〜１０℃低くなっ
ている。
連続鋳造においては、鋳造中における鋳型内のメニスカ
スの３０mm程度以下の位置の溶鋼温度、つまりバルクの
温度はほぼ一定であって、その鋼の液相線温度以上に保
たれている。しかしながら、メニスカス近傍の溶鋼温度
は、〔図４〕のグラフに示すように、メニスカス下３０
mm程度の位置の溶鋼温度に比べて５℃〜１０℃低くなっ
ている。
【０００４】そのため、極低炭素鋼などのように液相線
と固相線との温度差の小さな鋼種では、メニスカスで凝
固シェルが成長し易く、その表層部の拡大部分縦断面図
である〔図５〕に示すように、“ツメ”と称される凝固
組織の異常(A) が鋳片(B) 表層に発生し易い。また、こ
の異常(A) 部分には気泡、介在物、モールドパウダーな
どがトラップされ易く、これらが冷延板のスリバー欠陥
の原因となって大きな問題となっている。また、高炭素
鋼においては、等軸晶率の増大のためにタンディッシュ
内の溶鋼温度をできるだけ低くして鋳造する必要があ
り、そのためメニスカスに凝固シェル（デッケル）が生
成し易く、鋳造が不安定になり易い。そこで、これらを
防止するために発熱性のモールドパウダーの使用を試み
た例があるが、連続的かつ安定な温度制御が難しくて十
分な効果が得られていないのが現状である。また鋳型内
の温度が高すぎると鋳型内での凝固シェルの生成が遅
れ、鋳型直下でブレークアウトする場合がある。
と固相線との温度差の小さな鋼種では、メニスカスで凝
固シェルが成長し易く、その表層部の拡大部分縦断面図
である〔図５〕に示すように、“ツメ”と称される凝固
組織の異常(A) が鋳片(B) 表層に発生し易い。また、こ
の異常(A) 部分には気泡、介在物、モールドパウダーな
どがトラップされ易く、これらが冷延板のスリバー欠陥
の原因となって大きな問題となっている。また、高炭素
鋼においては、等軸晶率の増大のためにタンディッシュ
内の溶鋼温度をできるだけ低くして鋳造する必要があ
り、そのためメニスカスに凝固シェル（デッケル）が生
成し易く、鋳造が不安定になり易い。そこで、これらを
防止するために発熱性のモールドパウダーの使用を試み
た例があるが、連続的かつ安定な温度制御が難しくて十
分な効果が得られていないのが現状である。また鋳型内
の温度が高すぎると鋳型内での凝固シェルの生成が遅
れ、鋳型直下でブレークアウトする場合がある。
【０００５】本発明は、上記従来技術の問題点を解消す
べくなされたもので、鋳造中におけるメニスカス近傍の
溶鋼温度を制御して、メニスカス近傍での凝固シェルの
過度な成長を抑え、よって気泡、介在物、モールドパウ
ダーなどがトラップされ易い異常な凝固組織の発生を防
止して、鋼片の表面品質の改善が図れる鋼の連続鋳造方
法を提供することを目的とする。
べくなされたもので、鋳造中におけるメニスカス近傍の
溶鋼温度を制御して、メニスカス近傍での凝固シェルの
過度な成長を抑え、よって気泡、介在物、モールドパウ
ダーなどがトラップされ易い異常な凝固組織の発生を防
止して、鋼片の表面品質の改善が図れる鋼の連続鋳造方
法を提供することを目的とする。
【０００６】
【課題を解決するための手段】上記目的を達成するため
に、本発明は以下の構成とされている。すなわち、本発
明に係る鋼の連続鋳造方法は、鋳造中における鋳型内の
溶鋼温度を測定しつつ、その溶鋼のメニスカス部に電気
的な熱エネルギーを連続的に加え、メニスカス下１０mm
以内に位置する溶鋼の温度を、当該鋼の液相線温度＋１
０℃以上２０℃以下の範囲内に制御して連続鋳造するこ
とを特徴とする。
に、本発明は以下の構成とされている。すなわち、本発
明に係る鋼の連続鋳造方法は、鋳造中における鋳型内の
溶鋼温度を測定しつつ、その溶鋼のメニスカス部に電気
的な熱エネルギーを連続的に加え、メニスカス下１０mm
以内に位置する溶鋼の温度を、当該鋼の液相線温度＋１
０℃以上２０℃以下の範囲内に制御して連続鋳造するこ
とを特徴とする。
【０００７】
【作用】前述のように従来の鋼の連続鋳造においては、
鋳造中におけるメニスカス近傍の溶鋼温度はバルクの温
度に比べて５℃〜１０℃低くなっており、これが原因し
てメニスカス近傍で凝固シェルが生成され易くなる。こ
こで本発明では、鋳造中における鋳型内の溶鋼温度を測
定しつつ、その溶鋼のメニスカス部に電気的な熱エネル
ギーを連続的に加えて、メニスカス下１０mm以内に位置
する溶鋼の温度を、当該鋼の液相線温度＋１０℃以上２
０℃以下の範囲内に制御するので、メニスカス近傍での
凝固シェルの生成を防止できる。
鋳造中におけるメニスカス近傍の溶鋼温度はバルクの温
度に比べて５℃〜１０℃低くなっており、これが原因し
てメニスカス近傍で凝固シェルが生成され易くなる。こ
こで本発明では、鋳造中における鋳型内の溶鋼温度を測
定しつつ、その溶鋼のメニスカス部に電気的な熱エネル
ギーを連続的に加えて、メニスカス下１０mm以内に位置
する溶鋼の温度を、当該鋼の液相線温度＋１０℃以上２
０℃以下の範囲内に制御するので、メニスカス近傍での
凝固シェルの生成を防止できる。
【０００８】なお、本発明において上記メニスカス下１
０mm以内の溶鋼温度の制御範囲を、当該鋼の液相線温度
＋１０℃以上２０℃以下の範囲内と限定したのは以下の
理由による。すなわち、この溶鋼温度が液相線温度に近
づき更にはそれより下がると凝固シェルが生成され、そ
の本来目的が達成できなくなるので安全をみて液相線温
度＋１０℃を下限値とする。一方、この溶鋼温度をあま
り高めると、その入熱によってバルクの温度も上昇して
鋳型内での凝固シェルの生成を遅らせ、それによりブレ
ークアウトが発生する危険性が高まるので、制御に必要
十分な１０℃の幅をとった液相線温度＋２０℃を上限値
とする。
０mm以内の溶鋼温度の制御範囲を、当該鋼の液相線温度
＋１０℃以上２０℃以下の範囲内と限定したのは以下の
理由による。すなわち、この溶鋼温度が液相線温度に近
づき更にはそれより下がると凝固シェルが生成され、そ
の本来目的が達成できなくなるので安全をみて液相線温
度＋１０℃を下限値とする。一方、この溶鋼温度をあま
り高めると、その入熱によってバルクの温度も上昇して
鋳型内での凝固シェルの生成を遅らせ、それによりブレ
ークアウトが発生する危険性が高まるので、制御に必要
十分な１０℃の幅をとった液相線温度＋２０℃を上限値
とする。
【０００９】
【実施例】本発明に係る鋼の連続鋳造方法の実施例を、
その概念説明図である〔図１〕を参照して、以下に説明
する。
その概念説明図である〔図１〕を参照して、以下に説明
する。
【００１０】スラブ連鋳機を用い、約20リットル／min
のシール用Arガスを吹き込みつつ、極低炭素鋼の連続鋳
造を行った。その連続鋳造中において、〔図１〕に示す
ように、銅製の鋳型(C) に接続されている直流電源(A)
に接続され、かつ該鋳型(C) 内上部に上下動可能に配さ
れた黒鉛質の電極(E) を、メニスカス(m) 上の溶融モー
ルドパウダ(P) 層中に挿入して通電し、このモールドパ
ウダ(P) の抵抗熱によってメニスカス(m) 部を連続的に
加熱した。また同時に、メニスカス(m) 近傍の溶鋼(M)
温度を、図示省略の測温手段にて連続的に測定し、その
測定値に基づいて電極(E) への入力を調整することで、
メニスカス(m) 下１０mm以内の溶鋼(M) 温度を制御し、
当該極低炭素鋼の液相線温度から＋２０℃の範囲内で変
化させて連続鋳造を行った。なお〔図１〕において、
(N) は浸漬ノズル、(S) は凝固シェルである。
のシール用Arガスを吹き込みつつ、極低炭素鋼の連続鋳
造を行った。その連続鋳造中において、〔図１〕に示す
ように、銅製の鋳型(C) に接続されている直流電源(A)
に接続され、かつ該鋳型(C) 内上部に上下動可能に配さ
れた黒鉛質の電極(E) を、メニスカス(m) 上の溶融モー
ルドパウダ(P) 層中に挿入して通電し、このモールドパ
ウダ(P) の抵抗熱によってメニスカス(m) 部を連続的に
加熱した。また同時に、メニスカス(m) 近傍の溶鋼(M)
温度を、図示省略の測温手段にて連続的に測定し、その
測定値に基づいて電極(E) への入力を調整することで、
メニスカス(m) 下１０mm以内の溶鋼(M) 温度を制御し、
当該極低炭素鋼の液相線温度から＋２０℃の範囲内で変
化させて連続鋳造を行った。なお〔図１〕において、
(N) は浸漬ノズル、(S) は凝固シェルである。
【００１１】そして、それらの連続鋳造におけるブレー
クアウトの発生頻度とメニスカス下１０mmの位置の溶鋼
加熱度との相関関係を調べると共に、得られた連鋳スラ
ブの表面状態を精査し、それら連鋳スラブのオッシレー
ションマーク部の“ツメ”の生成深さとメニスカス下１
０mmの位置の溶鋼加熱度との相関関係を調べた。その結
果を〔図２〕のグラフに示す。なお、同グラフ中の○印
は“ツメ”の深さを、△印はブレークアウト発生回数を
それぞれ示す。更にまた、それら連鋳スラブを圧延し、
メッキ処理してなる冷延鋼板について、スリバー欠陥の
発生頻度とメニスカス下１０mmの位置の溶鋼加熱度との
相関関係を調べた。その結果を〔図３〕のグラフに示
す。
クアウトの発生頻度とメニスカス下１０mmの位置の溶鋼
加熱度との相関関係を調べると共に、得られた連鋳スラ
ブの表面状態を精査し、それら連鋳スラブのオッシレー
ションマーク部の“ツメ”の生成深さとメニスカス下１
０mmの位置の溶鋼加熱度との相関関係を調べた。その結
果を〔図２〕のグラフに示す。なお、同グラフ中の○印
は“ツメ”の深さを、△印はブレークアウト発生回数を
それぞれ示す。更にまた、それら連鋳スラブを圧延し、
メッキ処理してなる冷延鋼板について、スリバー欠陥の
発生頻度とメニスカス下１０mmの位置の溶鋼加熱度との
相関関係を調べた。その結果を〔図３〕のグラフに示
す。
【００１２】〔図２〕のグラフに示すように、溶鋼加熱
度の上昇と共に“ツメ”の深さは低減しており、また溶
鋼加熱度を１０℃以上とした例では“ツメ”は全く発生
していないことが確認された。一方、溶鋼加熱度が２０
℃以上となるとブレークアウトの発生頻度がやや上昇す
る傾向が認められた。また、〔図３〕のグラフに示すよ
うに、溶鋼加熱度を１０℃以上とした例では、冷延鋼板
におけるスリバー欠陥を大幅に低減できることが確認さ
れた。
度の上昇と共に“ツメ”の深さは低減しており、また溶
鋼加熱度を１０℃以上とした例では“ツメ”は全く発生
していないことが確認された。一方、溶鋼加熱度が２０
℃以上となるとブレークアウトの発生頻度がやや上昇す
る傾向が認められた。また、〔図３〕のグラフに示すよ
うに、溶鋼加熱度を１０℃以上とした例では、冷延鋼板
におけるスリバー欠陥を大幅に低減できることが確認さ
れた。
【００１３】また、鋳型内の溶鋼のメニスカス部に対す
る加熱は、前記のような電気的手段によって行うので、
その入熱制御も容易で、かつシールガスやモールドパウ
ダを擾乱させることがなく、安定した連続鋳造を維持す
ることができた。
る加熱は、前記のような電気的手段によって行うので、
その入熱制御も容易で、かつシールガスやモールドパウ
ダを擾乱させることがなく、安定した連続鋳造を維持す
ることができた。
【００１４】そして、これらの結果より、メニスカス下
１０mm以内に位置する溶鋼の温度を、当該鋼の液相線温
度＋１０℃以上２０℃以下の範囲内に制御することで、
メニスカス近傍での凝固シェルの過度な成長を抑え、こ
れにより介在物、モールドパウダーなどがトラップされ
易い“ツメ”の発生を防止して、鋼片の表面品質を改善
する本発明の優れた効果を確認することができた。
１０mm以内に位置する溶鋼の温度を、当該鋼の液相線温
度＋１０℃以上２０℃以下の範囲内に制御することで、
メニスカス近傍での凝固シェルの過度な成長を抑え、こ
れにより介在物、モールドパウダーなどがトラップされ
易い“ツメ”の発生を防止して、鋼片の表面品質を改善
する本発明の優れた効果を確認することができた。
【００１５】
【発明の効果】以上に述べたように、本発明に係る鋼の
連続鋳造方法では、鋳造中に溶鋼表面に連続的に熱エネ
ルギーを加えることにより、メニスカス近傍の溶鋼温度
を最適温度範囲に制御して、メニスカス近傍での凝固シ
ェルの過度な成長を抑えることができ、よって気泡、介
在物、モールドパウダーなどがトラップされ易い異常な
凝固組織の発生を防止して、鋼片の表面品質の改善を図
ることができる。
連続鋳造方法では、鋳造中に溶鋼表面に連続的に熱エネ
ルギーを加えることにより、メニスカス近傍の溶鋼温度
を最適温度範囲に制御して、メニスカス近傍での凝固シ
ェルの過度な成長を抑えることができ、よって気泡、介
在物、モールドパウダーなどがトラップされ易い異常な
凝固組織の発生を防止して、鋼片の表面品質の改善を図
ることができる。
【図１】本発明の連続鋳造方法の実施例の概念説明図で
ある。
ある。
【図２】本発明に関わる連続鋳造でのブレークアウトの
発生頻度および連鋳スラブでの“ツメ”の生成深さとメ
ニスカス下１０mmの位置の溶鋼加熱度との相関関係を示
すグラフである。
発生頻度および連鋳スラブでの“ツメ”の生成深さとメ
ニスカス下１０mmの位置の溶鋼加熱度との相関関係を示
すグラフである。
【図３】本発明に関わるメッキ処理冷延鋼板でのスリバ
ー欠陥の発生頻度とメニスカス下１０mmの位置の溶鋼加
熱度との相関関係を示すグラフである。
ー欠陥の発生頻度とメニスカス下１０mmの位置の溶鋼加
熱度との相関関係を示すグラフである。
【図４】従来の連続鋳造での鋳型内のメニスカス近傍の
溶鋼温度を示すグラフである。
溶鋼温度を示すグラフである。
【図５】従来の連続鋳造での鋳片の表層部の拡大部分縦
断面図である。
断面図である。
(A) --電源 (C) --金型 (E) --電極 (N) --浸漬ノズル (m) --メニスカス (M) --溶鋼 (P) --モールドパウダ (S) --凝固シェル
───────────────────────────────────────────────────── フロントページの続き (72)発明者 木村 雅保 兵庫県加古川市金沢町１番地 株式会社神 戸製鋼所加古川製鉄所内
Claims (1)
- 【請求項１】 鋳造中における鋳型内の溶鋼温度を測定
しつつ、この溶鋼のメニスカス部に電気的な熱エネルギ
ーを連続的に加え、メニスカス下１０mm以内に位置する
溶鋼の温度を、当該鋼の液相線温度＋１０℃以上２０℃
以下の範囲内に制御して連続鋳造することを特徴とする
鋼の連続鋳造方法。
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP28120993A JPH07132352A (ja) | 1993-11-10 | 1993-11-10 | 鋼の連続鋳造方法 |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP28120993A JPH07132352A (ja) | 1993-11-10 | 1993-11-10 | 鋼の連続鋳造方法 |
Publications (1)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPH07132352A true JPH07132352A (ja) | 1995-05-23 |
Family
ID=17635884
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP28120993A Withdrawn JPH07132352A (ja) | 1993-11-10 | 1993-11-10 | 鋼の連続鋳造方法 |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JPH07132352A (ja) |
Cited By (2)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| KR101410183B1 (ko) * | 2012-09-10 | 2014-06-19 | 주식회사 포스코 | 벌크형 몰드 플럭스 공급방법 |
| CN107891132A (zh) * | 2017-10-26 | 2018-04-10 | 首钢京唐钢铁联合有限责任公司 | 一种亚包晶钢板坯连铸方法 |
-
1993
- 1993-11-10 JP JP28120993A patent/JPH07132352A/ja not_active Withdrawn
Cited By (3)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| KR101410183B1 (ko) * | 2012-09-10 | 2014-06-19 | 주식회사 포스코 | 벌크형 몰드 플럭스 공급방법 |
| CN107891132A (zh) * | 2017-10-26 | 2018-04-10 | 首钢京唐钢铁联合有限责任公司 | 一种亚包晶钢板坯连铸方法 |
| CN107891132B (zh) * | 2017-10-26 | 2020-05-15 | 首钢京唐钢铁联合有限责任公司 | 一种亚包晶钢板坯连铸方法 |
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Legal Events
| Date | Code | Title | Description |
|---|---|---|---|
| A300 | Withdrawal of application because of no request for examination |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A300 Effective date: 20010130 |