JPS583755A - 連続鋳造スラブの側面割れ防止方法 - Google Patents
連続鋳造スラブの側面割れ防止方法Info
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- JPS583755A JPS583755A JP10210181A JP10210181A JPS583755A JP S583755 A JPS583755 A JP S583755A JP 10210181 A JP10210181 A JP 10210181A JP 10210181 A JP10210181 A JP 10210181A JP S583755 A JPS583755 A JP S583755A
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- Japan
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- slab
- mold
- cracks
- cracking
- drawing speed
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- Pending
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Classifications
-
- B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
- B22—CASTING; POWDER METALLURGY
- B22D—CASTING OF METALS; CASTING OF OTHER SUBSTANCES BY THE SAME PROCESSES OR DEVICES
- B22D11/00—Continuous casting of metals, i.e. casting in indefinite lengths
- B22D11/04—Continuous casting of metals, i.e. casting in indefinite lengths into open-ended moulds
- B22D11/053—Means for oscillating the moulds
Landscapes
- Engineering & Computer Science (AREA)
- Mechanical Engineering (AREA)
- Continuous Casting (AREA)
Abstract
(57)【要約】本公報は電子出願前の出願データであるた
め要約のデータは記録されません。
め要約のデータは記録されません。
Description
【発明の詳細な説明】
この発明は鋼の連続鋳造に関し、特に割れ感受性が高い
鋼スラブを比較的高速で連続鋳造するに際してスラブ短
辺側に発生する側面割れを防止する方法に関するもので
ある。
鋼スラブを比較的高速で連続鋳造するに際してスラブ短
辺側に発生する側面割れを防止する方法に関するもので
ある。
一般にC濃度がαo8〜0.16−の範囲にあシ、Mn
擬度が0,5o優以上である鋼に詔いては連続鋳造に詔
ける割れ感受性が高く、特にスラブの連続鋳造に際して
は面縦割れ、側面割れ、あるいはコーナー横割れ等の表
面割れが発生し易いことが知られている。
擬度が0,5o優以上である鋼に詔いては連続鋳造に詔
ける割れ感受性が高く、特にスラブの連続鋳造に際して
は面縦割れ、側面割れ、あるいはコーナー横割れ等の表
面割れが発生し易いことが知られている。
ところで最近では、連続鋳造機から出て来たスラブを低
温に冷却せずにそのtま保持炉や加熱炉に装入して熱間
圧延に供するいわゆるホットチャージが採用されるよう
になっており、7このホットチャージは省エネルギ、ひ
いては製品コストの低減に極めて有効な手段とされてい
る。しかしながら前述のような表面割れが発生すれば、
熱関圧砥前に手入れを必要とするため、連続鋳造後にス
ラブを一旦低温まで冷却↓なければならず、そのためホ
ットチャージを行い得なくなって、製品コストの低減を
阻害する問題が生じる。したがって前記成分範囲の鋼に
おいては表面割れの発生t−防止することがコストの面
から急務とされている。
温に冷却せずにそのtま保持炉や加熱炉に装入して熱間
圧延に供するいわゆるホットチャージが採用されるよう
になっており、7このホットチャージは省エネルギ、ひ
いては製品コストの低減に極めて有効な手段とされてい
る。しかしながら前述のような表面割れが発生すれば、
熱関圧砥前に手入れを必要とするため、連続鋳造後にス
ラブを一旦低温まで冷却↓なければならず、そのためホ
ットチャージを行い得なくなって、製品コストの低減を
阻害する問題が生じる。したがって前記成分範囲の鋼に
おいては表面割れの発生t−防止することがコストの面
から急務とされている。
前記成分範囲の鋼スラブの連続鋳造における面縦割れ、
側面割れは、その鋳造速度(引抜速度)が1.11−以
上で多発することが観察され、41m引抜速度が121
−以上でその発生が顕著となる。
側面割れは、その鋳造速度(引抜速度)が1.11−以
上で多発することが観察され、41m引抜速度が121
−以上でその発生が顕著となる。
このような表面割れの多発原因は必ずしも明らかとはな
っていないが、前記成分範囲の鋼において顕著である凝
固時の一→r変簡にもとづく収縮、あるいは凝固点直下
における脆化域の増加等が表面割れ発生原因として挙げ
られる。
っていないが、前記成分範囲の鋼において顕著である凝
固時の一→r変簡にもとづく収縮、あるいは凝固点直下
における脆化域の増加等が表面割れ発生原因として挙げ
られる。
すなわち、このような表面割れは主として凝固時の要因
によるものであシ、その初期の小さな割れは鋳型内の凝
固殻に既に発生していると考えられている。したがって
これらの表面割れを防止するためには、鋳型内の凝固殻
を強くすることが必要である。その観点から、引抜速度
を例えば0.8〜1.1−Iim 4度に低下させて鋳
造することによっても前記成分範囲の鋼の縦割れ、側面
割れを軽減することが可能である。しかしながら実際に
はそれだけでは表面割れを防止するには不充分で壷シ、
また引抜速度を低下させれば連続鋳造機の能率低下を招
来するという致命的な問題が生じる。とのような事情か
ら、連続鋳造機の主意効率を低下させることなく、前記
成分範囲の鋼スラブを無手入で高温のまま保持炉あるい
は加熱炉に装入させ得るよう表面割れの発生を防止する
方法の開発が強く要望されている。
によるものであシ、その初期の小さな割れは鋳型内の凝
固殻に既に発生していると考えられている。したがって
これらの表面割れを防止するためには、鋳型内の凝固殻
を強くすることが必要である。その観点から、引抜速度
を例えば0.8〜1.1−Iim 4度に低下させて鋳
造することによっても前記成分範囲の鋼の縦割れ、側面
割れを軽減することが可能である。しかしながら実際に
はそれだけでは表面割れを防止するには不充分で壷シ、
また引抜速度を低下させれば連続鋳造機の能率低下を招
来するという致命的な問題が生じる。とのような事情か
ら、連続鋳造機の主意効率を低下させることなく、前記
成分範囲の鋼スラブを無手入で高温のまま保持炉あるい
は加熱炉に装入させ得るよう表面割れの発生を防止する
方法の開発が強く要望されている。
ところで上述のような表面割れの内、不ラブ長辺面の幅
方向中央部に多く見られる縦割れは、鋳型内のメニスカ
スからのスラグの不均一流入に基づく局所的な凝固遅れ
と密接に関係しているので、引抜速度がl 11m1m
以上となるような鋼スラブの高速鋳造においても、メニ
スカスからのスラグの不均一流入を起さないように、引
抜速[K適応したスラグ性状を選ぶことによって、前記
成分範囲の鋼においてもその縦割れの発生を極めて少な
くすることが可能となっている。したがってこの発明は
、残る主な表面割れである側面割れ、す表わちスラブ短
片面の割れを、引抜速度を低下させずに防止すること、
を目的とするものである。
方向中央部に多く見られる縦割れは、鋳型内のメニスカ
スからのスラグの不均一流入に基づく局所的な凝固遅れ
と密接に関係しているので、引抜速度がl 11m1m
以上となるような鋼スラブの高速鋳造においても、メニ
スカスからのスラグの不均一流入を起さないように、引
抜速[K適応したスラグ性状を選ぶことによって、前記
成分範囲の鋼においてもその縦割れの発生を極めて少な
くすることが可能となっている。したがってこの発明は
、残る主な表面割れである側面割れ、す表わちスラブ短
片面の割れを、引抜速度を低下させずに防止すること、
を目的とするものである。
上述のような目的を達成するべく、本発明者等は側面割
れ部分を詳細に観察するとともに、側面割れの発生状況
と操業条件との関係を検討し九結果、側面割れが生じる
スラブ短辺面のくぼみは鋳型振動条件と密接な関係があ
シ、その鋳型振動条件を適切な範囲に選ぶととKより側
面割れを防止し得ることを見出し、この発明をなすに至
りたのである。すなわちこの発明の連続鋳造スラブの側
面割れ防止方法は、C濃度が0.08〜0.1G−の範
囲にあシ、Mm濃度が0.5−以上である溶鋼を、1.
1壓−n以上の引抜速度で連続鋳造するにあ九シ、鋳雇
振動の1サイクルの時間内において鋳型が連鋳スラブの
引抜速度よシも高速で下降する時間(以下これをネガテ
ィブ時間と称する) 1.を、0.0 s@e <
tH≦0.21 虐・Cの範囲内に設定することを
特徴とするものである。
れ部分を詳細に観察するとともに、側面割れの発生状況
と操業条件との関係を検討し九結果、側面割れが生じる
スラブ短辺面のくぼみは鋳型振動条件と密接な関係があ
シ、その鋳型振動条件を適切な範囲に選ぶととKより側
面割れを防止し得ることを見出し、この発明をなすに至
りたのである。すなわちこの発明の連続鋳造スラブの側
面割れ防止方法は、C濃度が0.08〜0.1G−の範
囲にあシ、Mm濃度が0.5−以上である溶鋼を、1.
1壓−n以上の引抜速度で連続鋳造するにあ九シ、鋳雇
振動の1サイクルの時間内において鋳型が連鋳スラブの
引抜速度よシも高速で下降する時間(以下これをネガテ
ィブ時間と称する) 1.を、0.0 s@e <
tH≦0.21 虐・Cの範囲内に設定することを
特徴とするものである。
以下この発明の方法を詳細Km明する。
まず前述の知見について説明すると、前記成分範囲の溶
鋼を、従来の通常の操業条件(すなわちこの発明の鋳型
振動条件を越え九範囲の条件)で連続鋳造したところ、
得られた連続鋳造スラブ0短辺直には、第1図に示すよ
うに、引抜方向ムへの長′sJが10〜109m、深さ
dが2〜5 sw@度の大き念〈ぼみlが生成されてお
シ、またスラブ短辺面の表面にあられれたオツシレーシ
、ンマーク2の内、前記くばみ1の最も深い部分に位置
するオツシレーシ璽ンマーク部2ムに沿って割れ3が発
生していることが確認された。ここで前記くぼみ部lに
おいてはその表面と鋳型内壁面と0間の空隙が大きくな
シ、シたがって、その部分での鋳型−鋳片間の伝熱振抗
は極めて大きくなるから、凝固殻の発達が他の部分より
遅れることKなる。そのためくぼみ部の深い部分にある
オツシレーシ冒ンマーク部2ムがノツチとして作用して
割れが発生すると思われる。し九がって側面割れを防止
する丸めには、くぼみ、の生成を防止するとともに、オ
ツシレーシ冒ンマークの深さを浅くすることが必要であ
ると考えられる。
鋼を、従来の通常の操業条件(すなわちこの発明の鋳型
振動条件を越え九範囲の条件)で連続鋳造したところ、
得られた連続鋳造スラブ0短辺直には、第1図に示すよ
うに、引抜方向ムへの長′sJが10〜109m、深さ
dが2〜5 sw@度の大き念〈ぼみlが生成されてお
シ、またスラブ短辺面の表面にあられれたオツシレーシ
、ンマーク2の内、前記くばみ1の最も深い部分に位置
するオツシレーシ璽ンマーク部2ムに沿って割れ3が発
生していることが確認された。ここで前記くぼみ部lに
おいてはその表面と鋳型内壁面と0間の空隙が大きくな
シ、シたがって、その部分での鋳型−鋳片間の伝熱振抗
は極めて大きくなるから、凝固殻の発達が他の部分より
遅れることKなる。そのためくぼみ部の深い部分にある
オツシレーシ冒ンマーク部2ムがノツチとして作用して
割れが発生すると思われる。し九がって側面割れを防止
する丸めには、くぼみ、の生成を防止するとともに、オ
ツシレーシ冒ンマークの深さを浅くすることが必要であ
ると考えられる。
さらに側面割れの生成機構を詳細に検討したところ、次
のように推察され九、すなわち、第281は連続鋳造機
の鋳型内におけるメニスカス附近の状況を示すものであ
シ、ここで4は鋳腫、5は溶鋼、6は凝固殻、7は鋳型
内に散布され九未溶融連鋳パウダ、8はそのパウダが溶
融して生成された溶融スラグ、9はその溶融スラグが鋳
型上部内面に沿って固化して形成されたスラグリムを示
す。
のように推察され九、すなわち、第281は連続鋳造機
の鋳型内におけるメニスカス附近の状況を示すものであ
シ、ここで4は鋳腫、5は溶鋼、6は凝固殻、7は鋳型
内に散布され九未溶融連鋳パウダ、8はそのパウダが溶
融して生成された溶融スラグ、9はその溶融スラグが鋳
型上部内面に沿って固化して形成されたスラグリムを示
す。
一般に連続鋳造時において例えばスライディングノズル
の開閉度の変化や浸漬ノズル吐出口からの溶鋼流の偏流
などKよりて若干の湯面変動があれば、湯面上昇時には
鋳114の内壁面より内側に向けて発達したスラグリム
部9において初期凝固殻が生成されるととKIJ>、こ
の丸め通常湯1rro場合と比較して初期凝固殻がくぼ
みやすい、ところで一般に鋼スラブの連続鋳造において
は、鋳型内壁面と凝固殻表面との間の摩擦力を軽減し、
焼付を防止して安定な鋳込みを行う丸め、鋳型を上下に
正弦振動させるのが通常である・またこのような鋳型振
動すなわちオツシレーシ璽ンにおいては、仮に鋳込み中
に凝固殻破断が生じてもブレークア常である。
の開閉度の変化や浸漬ノズル吐出口からの溶鋼流の偏流
などKよりて若干の湯面変動があれば、湯面上昇時には
鋳114の内壁面より内側に向けて発達したスラグリム
部9において初期凝固殻が生成されるととKIJ>、こ
の丸め通常湯1rro場合と比較して初期凝固殻がくぼ
みやすい、ところで一般に鋼スラブの連続鋳造において
は、鋳型内壁面と凝固殻表面との間の摩擦力を軽減し、
焼付を防止して安定な鋳込みを行う丸め、鋳型を上下に
正弦振動させるのが通常である・またこのような鋳型振
動すなわちオツシレーシ璽ンにおいては、仮に鋳込み中
に凝固殻破断が生じてもブレークア常である。
t、 (1@C) == −arc t@s (−)π
f πfa ここで1は引抜速度(cs+/sec ) 、fは鋳型
の振動数(cycle/sec )、易はストローク(
cIL)で振幅の2倍の値である。上式から理解される
ように1このネガティブ時間軸は、鋳型振動の1サイク
ルO期関内において鋳型がスラブの引抜速度よシも大き
い速度で下降するいわゆるネガティブストリップの期間
であ)、このよう表ネガティブストリップによシ鋼スラ
ブの初期凝固殻に一定の時間圧縮力が与えられ、ブレー
クアウト事故を防止して安定外操業を期待することがで
きる。しかしながら上記ネガティブ時間1.の長さはオ
ツシレーシ曹ンマークの深さと密接な関係があシ、例え
ば本発明者等がスラブサイズ200mX1520■、引
抜速度1.31−mにてネガティブ時間tヨを各種変化
させてオツシレーシ冒ンマークの最大深さの変化を調べ
九ところ、第3図に示す結果が得られた。
f πfa ここで1は引抜速度(cs+/sec ) 、fは鋳型
の振動数(cycle/sec )、易はストローク(
cIL)で振幅の2倍の値である。上式から理解される
ように1このネガティブ時間軸は、鋳型振動の1サイク
ルO期関内において鋳型がスラブの引抜速度よシも大き
い速度で下降するいわゆるネガティブストリップの期間
であ)、このよう表ネガティブストリップによシ鋼スラ
ブの初期凝固殻に一定の時間圧縮力が与えられ、ブレー
クアウト事故を防止して安定外操業を期待することがで
きる。しかしながら上記ネガティブ時間1.の長さはオ
ツシレーシ曹ンマークの深さと密接な関係があシ、例え
ば本発明者等がスラブサイズ200mX1520■、引
抜速度1.31−mにてネガティブ時間tヨを各種変化
させてオツシレーシ冒ンマークの最大深さの変化を調べ
九ところ、第3図に示す結果が得られた。
この結果から、ネガティブ時間tあが大きくなればそれ
に伴ってオツシレーシ讐ンマークも深くなル、し九がっ
てネガティブ時間t。が大き過ぎれば、オツシレーシ璽
ンマークが側面割れのノツチ0作用を果たし易くなるも
のと思われる。そしてまたオ、シレーシ曹ンマークの深
さのみならず、ネガティブ時間1Nが大きくなればその
輸の期間に鋼スラブの凝固殻に加わる圧縮力によって、
充分表強度を有しない初期凝固殻を変形させ、痛罵させ
ること、すなわちスラブ表面のくぼみを生成させるもの
と樽察される。し九がって側面割れの発生には鋳型のオ
ツシレーシ嘗ンに詔けるネガティブ時間1.が大きな影
響を及ぼしているものと思われる。
に伴ってオツシレーシ讐ンマークも深くなル、し九がっ
てネガティブ時間t。が大き過ぎれば、オツシレーシ璽
ンマークが側面割れのノツチ0作用を果たし易くなるも
のと思われる。そしてまたオ、シレーシ曹ンマークの深
さのみならず、ネガティブ時間1Nが大きくなればその
輸の期間に鋼スラブの凝固殻に加わる圧縮力によって、
充分表強度を有しない初期凝固殻を変形させ、痛罵させ
ること、すなわちスラブ表面のくぼみを生成させるもの
と樽察される。し九がって側面割れの発生には鋳型のオ
ツシレーシ嘗ンに詔けるネガティブ時間1.が大きな影
響を及ぼしているものと思われる。
上述のような見地から、本発明者等は前記成分範囲の鋼
スラブを1.1□m以上の引抜速度で連続鋳造するに際
し、鋳型振動条件を種々変化させて、スラブ短辺面に生
成される前述のくぼみの数を調べ九とζろ、ネガティブ
時間軸を0.21s@c以下とするととKよりて、くぼ
みの生成をほぼ完全に防止することができ、ひいてはそ
のくぼみ部に発生すswW7J割れを賭止し得ることを
見出しえ。
スラブを1.1□m以上の引抜速度で連続鋳造するに際
し、鋳型振動条件を種々変化させて、スラブ短辺面に生
成される前述のくぼみの数を調べ九とζろ、ネガティブ
時間軸を0.21s@c以下とするととKよりて、くぼ
みの生成をほぼ完全に防止することができ、ひいてはそ
のくぼみ部に発生すswW7J割れを賭止し得ることを
見出しえ。
すなわち、例えばスラブサイズ200111X150G
〜1580−1引抜速度1.31−nにてネガティてス
ラブの長さ1m当シのスラブ短辺面におけるくぼみ発生
数について調べたとζろ、第4図に示す結果が得られた
。1g4図の結果から、ネガティブ時間1.を0.21
11C以下にすることによってスラブ短辺面における前
述のくぼみの発生がほぼ完全に防止されることが明らか
であシ、またこのようにネガティブ時間tNを小Jくす
れば第3図に示すよ5にオッシレーシ冒ンマークの深さ
も浅くなシ、その結果側面割れの発生がほぼ完全に防止
で゛きることが確認された。
〜1580−1引抜速度1.31−nにてネガティてス
ラブの長さ1m当シのスラブ短辺面におけるくぼみ発生
数について調べたとζろ、第4図に示す結果が得られた
。1g4図の結果から、ネガティブ時間1.を0.21
11C以下にすることによってスラブ短辺面における前
述のくぼみの発生がほぼ完全に防止されることが明らか
であシ、またこのようにネガティブ時間tNを小Jくす
れば第3図に示すよ5にオッシレーシ冒ンマークの深さ
も浅くなシ、その結果側面割れの発生がほぼ完全に防止
で゛きることが確認された。
第5図は、スラブサイズ200mX1450〜1620
m、引抜速度1.2〜1.5 w’m* Kて連続鋳造
するに際し、本発明の錆層振動条件にて各種の0機度の
溶鋼を連続鋳造し九場合めスラブ長さ1s1轟シO短辺
面のくぼみの発生個数とC濃度との関係を、従来の部屋
振動条件(すなわちネガティブ時間t。>0.2116
g )にて同じく各種のC儂度の溶鋼を連続鋳造した場
合と比較して示すものである。但しこの場合Mm濃度は
いずれも0.50チ0.16重量%の範囲にある場合、
従来の#薯振動条件てはスラブ短辺面におけるくぼみの
発生数が着しく多くなるが、本発明の鋳型振動条件では
その範SOC6度でも前記くぼみの発生をほぼ完全に抑
制し得ること、換言すれば側面割れをはば完全に防止し
得ることが明らかである。
m、引抜速度1.2〜1.5 w’m* Kて連続鋳造
するに際し、本発明の錆層振動条件にて各種の0機度の
溶鋼を連続鋳造し九場合めスラブ長さ1s1轟シO短辺
面のくぼみの発生個数とC濃度との関係を、従来の部屋
振動条件(すなわちネガティブ時間t。>0.2116
g )にて同じく各種のC儂度の溶鋼を連続鋳造した場
合と比較して示すものである。但しこの場合Mm濃度は
いずれも0.50チ0.16重量%の範囲にある場合、
従来の#薯振動条件てはスラブ短辺面におけるくぼみの
発生数が着しく多くなるが、本発明の鋳型振動条件では
その範SOC6度でも前記くぼみの発生をほぼ完全に抑
制し得ること、換言すれば側面割れをはば完全に防止し
得ることが明らかである。
前述のように錆層振動のネガティブ時開−を(122s
@eよシも小さくするためには、先に示したネガティブ
時間1.の定義式からも明らかなように1例えば引抜速
度−が一定の場合、錆層振動のストローク−および/ま
九は周波数fを適轟に変化させれば良いが、ストローク
易が7−以下0範囲で周波l!Ifを大きくすることに
よってo、21avc以下のネガティブ時間1Nを実現
することが好ましい、そのs由は、ストローク畠を大き
くすれば、第2図に示されるスラグリム部9が初期凝固
殻と接触する機命が多くなシ、その結果ネガティブ時間
t。を小さくしても前述のくばみが発生し易くなるから
である。
@eよシも小さくするためには、先に示したネガティブ
時間1.の定義式からも明らかなように1例えば引抜速
度−が一定の場合、錆層振動のストローク−および/ま
九は周波数fを適轟に変化させれば良いが、ストローク
易が7−以下0範囲で周波l!Ifを大きくすることに
よってo、21avc以下のネガティブ時間1Nを実現
することが好ましい、そのs由は、ストローク畠を大き
くすれば、第2図に示されるスラグリム部9が初期凝固
殻と接触する機命が多くなシ、その結果ネガティブ時間
t。を小さくしても前述のくばみが発生し易くなるから
である。
以上のようなこの発明の方法によってスラブサイズ20
0wx1500〜1600mOxラブを引抜速度1.3
〜1.5 m4/winで鋳造した結果、側面割れの発
生がほぼ完全に防止され、これKよシスラブのホットチ
ャージ率が従来の651JITから90−まで向上し、
省エネルギ等に多大の成果を得ることができた。
0wx1500〜1600mOxラブを引抜速度1.3
〜1.5 m4/winで鋳造した結果、側面割れの発
生がほぼ完全に防止され、これKよシスラブのホットチ
ャージ率が従来の651JITから90−まで向上し、
省エネルギ等に多大の成果を得ることができた。
以上の説1’JIにおいて、本発明に基づく鋳型振動条
件は、前記成分範囲以外の鋼スラグを引抜速度1、1
rI4/rB1n以上で連続鋳造する場合にも適用可能
であシ、まえ前記成分範囲の鋼スラブをL 1 rw’
tdmを超えない引抜速度で連続鋳造する場合にも適用
可能である。しかしながらこれらの場合には、本発明に
基づく鋳型振動条件を適用せずとも、前記成分範囲の鋼
スラブを1.11−m以上0引抜速度で連続鋳造する場
合と比較して、スラブ短辺面のくばみの発生、側面割れ
の発生が格段に少ない、したがってこの発明の効果は、
前記成分範囲の鋼スラブを1.1 M4/aim以上の
引抜速度で連続鋳造する場合に有効に発揮される。4I
K引抜速度が1.2m//ll1m以上となれば側面割
れがよシ発生し易くなるから、その場合にこ0発明の効
果は一層顕著となる。
件は、前記成分範囲以外の鋼スラグを引抜速度1、1
rI4/rB1n以上で連続鋳造する場合にも適用可能
であシ、まえ前記成分範囲の鋼スラブをL 1 rw’
tdmを超えない引抜速度で連続鋳造する場合にも適用
可能である。しかしながらこれらの場合には、本発明に
基づく鋳型振動条件を適用せずとも、前記成分範囲の鋼
スラブを1.11−m以上0引抜速度で連続鋳造する場
合と比較して、スラブ短辺面のくばみの発生、側面割れ
の発生が格段に少ない、したがってこの発明の効果は、
前記成分範囲の鋼スラブを1.1 M4/aim以上の
引抜速度で連続鋳造する場合に有効に発揮される。4I
K引抜速度が1.2m//ll1m以上となれば側面割
れがよシ発生し易くなるから、その場合にこ0発明の効
果は一層顕著となる。
以上の説明で明らかなようにこの発明の方法によればス
ラブの側面割れか発生し易い成分範囲の鋼を同じくスラ
ブの側面割れが生じ易い高速の引抜速度で連続鋳造する
KIIして、鋳型振動条件、特にネガティブ時間1.を
0.21s@c以下に設定することKよって、側面割れ
の原因となるスラブ短辺面のくばみの発生を防止すると
ともにオッシレーシ曹ンマークを浅くシ、これkよシス
ラブの側面割れの発生を有効に防止することができ、し
九がって鋼スラブを無手入の状態で高温のまま保持炉あ
るいは加熱炉に装入させるホットチャージの実施可能率
が従来よりを格段に高ま〕、その結果省エネルギによる
コストの低減を有効に図ることができる。またスラブ短
辺面の手入れは長辺面に比べて極めて重負荷となるもの
であっ九が、この発明によればそのスラブ短辺間の手入
れを要する割合が従来よ〕格段に小さくなり、十〇丸め
手入れ作業に喪する作業コストも従来よ勺も格段に低減
され、またスラブの手入れによる歩留り率O低下も防止
できる等の効果も得られる。
ラブの側面割れか発生し易い成分範囲の鋼を同じくスラ
ブの側面割れが生じ易い高速の引抜速度で連続鋳造する
KIIして、鋳型振動条件、特にネガティブ時間1.を
0.21s@c以下に設定することKよって、側面割れ
の原因となるスラブ短辺面のくばみの発生を防止すると
ともにオッシレーシ曹ンマークを浅くシ、これkよシス
ラブの側面割れの発生を有効に防止することができ、し
九がって鋼スラブを無手入の状態で高温のまま保持炉あ
るいは加熱炉に装入させるホットチャージの実施可能率
が従来よりを格段に高ま〕、その結果省エネルギによる
コストの低減を有効に図ることができる。またスラブ短
辺面の手入れは長辺面に比べて極めて重負荷となるもの
であっ九が、この発明によればそのスラブ短辺間の手入
れを要する割合が従来よ〕格段に小さくなり、十〇丸め
手入れ作業に喪する作業コストも従来よ勺も格段に低減
され、またスラブの手入れによる歩留り率O低下も防止
できる等の効果も得られる。
菓1図は連続鋳造スラブにおける短辺面のくばみと側面
割れの発生状況を示す断面図、第2図は連続鋳造鋳型内
におけるメニスカス附近の状況を示す略解図、第3図は
鋳型振動のネガティブ時間1、とオツシレーシ冒ンマー
クの蛾大深さとの関係を示すグラフ、第4図は鋳型振動
のネガティブ時間1Mとスラブ短辺面のくぼみ発生数と
の関係を示すグラフ、第5図は溶鋼のC,Il&とスラ
ブ短辺面におけるくぼみ発生数との関係を示すグラフで
ある。 出願人 川崎製鉄株式会社 代理人 弁理士豊田武人 (ほか1名) 第3図 Oo。1 02 0.3 04+*’
テイフ”1ffitH(s@ct第4図
割れの発生状況を示す断面図、第2図は連続鋳造鋳型内
におけるメニスカス附近の状況を示す略解図、第3図は
鋳型振動のネガティブ時間1、とオツシレーシ冒ンマー
クの蛾大深さとの関係を示すグラフ、第4図は鋳型振動
のネガティブ時間1Mとスラブ短辺面のくぼみ発生数と
の関係を示すグラフ、第5図は溶鋼のC,Il&とスラ
ブ短辺面におけるくぼみ発生数との関係を示すグラフで
ある。 出願人 川崎製鉄株式会社 代理人 弁理士豊田武人 (ほか1名) 第3図 Oo。1 02 0.3 04+*’
テイフ”1ffitH(s@ct第4図
Claims (1)
- 【特許請求の範囲】 C一度がo、os 〜o、1g−(重量嗟、以下同じ)
の範囲にあ〕かつMmlII&:がo、 s o s以
上である溶鋼を11 aw1/111以上の引抜速度で
連続鋳造するKあ九シ、鋳型振動の1サイクルの時藺−
内において鋳型がスラブの゛引抜適度よシも高速で下降
する期間t、を、 0、0 m@t < t、≦0.21 secの範囲内
に設定することを特徴とする連続鋳造スラブの側面割れ
防止方法。
Priority Applications (1)
Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
---|---|---|---|
JP10210181A JPS583755A (ja) | 1981-06-30 | 1981-06-30 | 連続鋳造スラブの側面割れ防止方法 |
Applications Claiming Priority (1)
Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
---|---|---|---|
JP10210181A JPS583755A (ja) | 1981-06-30 | 1981-06-30 | 連続鋳造スラブの側面割れ防止方法 |
Publications (1)
Publication Number | Publication Date |
---|---|
JPS583755A true JPS583755A (ja) | 1983-01-10 |
Family
ID=14318393
Family Applications (1)
Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
---|---|---|---|
JP10210181A Pending JPS583755A (ja) | 1981-06-30 | 1981-06-30 | 連続鋳造スラブの側面割れ防止方法 |
Country Status (1)
Country | Link |
---|---|
JP (1) | JPS583755A (ja) |
Cited By (3)
Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
---|---|---|---|---|
JPS59220261A (ja) * | 1983-05-31 | 1984-12-11 | Nisshin Steel Co Ltd | オ−ステナイト系ステンレス鋼の連続鋳造法 |
JPS61162256A (ja) * | 1985-01-08 | 1986-07-22 | Nippon Kokan Kk <Nkk> | 連続鋳造鋳片の表面性状改善方法 |
CN107427907A (zh) * | 2015-04-06 | 2017-12-01 | 杰富意钢铁株式会社 | 使用连续铸造机的铸锭的制造方法 |
-
1981
- 1981-06-30 JP JP10210181A patent/JPS583755A/ja active Pending
Cited By (4)
Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
---|---|---|---|---|
JPS59220261A (ja) * | 1983-05-31 | 1984-12-11 | Nisshin Steel Co Ltd | オ−ステナイト系ステンレス鋼の連続鋳造法 |
JPS61162256A (ja) * | 1985-01-08 | 1986-07-22 | Nippon Kokan Kk <Nkk> | 連続鋳造鋳片の表面性状改善方法 |
JPH0356824B2 (ja) * | 1985-01-08 | 1991-08-29 | ||
CN107427907A (zh) * | 2015-04-06 | 2017-12-01 | 杰富意钢铁株式会社 | 使用连续铸造机的铸锭的制造方法 |
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