JPS5916862B2 - 連続鋳造法 - Google Patents

Description

【発明の詳細な説明】 本発明は連続鋳造法の創案に係り、連続鋳造鋳片断面の
中心部に発生する成分元画の偏析、即ち鋼鋳片の場合に
おいてＶｉＣ，Ｓ、 Ｐ等の偏析係数の高い元素の偏析
或いはセンターポロシティ−と称される粗い凝固組織や
割れと不純物の濃化した溶鋼が侵入して形成される偏析
線等の有害組織部分を消失乃至改善して健全な中心部組
織を適切に得しめようとするものである。

溶融金属を連続鋳造することについては従来より種々の
提案がなされておシ、この連続鋳造は鋳型部、２次冷却
帯部及び引抜装置部によって処理され、鋳型部において
は鋳込まれた溶鋼が目的とする鋳片寸法に成形され、次
いで２次冷却帯部において通常水を散布し鋳片内部の未
凝固部が冷却凝固せしめられ完全に凝固した鋳片は引抜
きロールによって引抜かれるわけである。

ところで斯かる従来の連続鋳造法によって鋳片断面にお
ける成分偏析の１例は第１図に示された通りであって、
この場合の鋼成分はＣが０．１３係、Ｓｉが０．２２係
、Ｍｎが０．６２％、ＰがＱ、０１３％、Ｓが０．０１
７係、ＡｌがＱ、００７％であり、鋳片の寸法は該図に
附記されているように２００Ｘ１６００−であり、又そ
の鋳造機は半径８ｍの彎曲型連続鋳造機である。

然してこの第１図に明かなように鋳片断面の中心部には
ＣとＳが多量に偏析しており、この種のスラブを厚鋼板
に圧延すると鋼板の断面中心線に沿って偏析線が存在し
、機械的試験において異常現象、例えば中心線に沿って
材料が破損する等の欠陥を生ずる。

そこで斯様な中央偏析或いはセンターポロシティを消失
させる方法として昭和４６年特公第３８８９９号公報や
同第４３４５７号公報に示されているような方法も提案
されているが、これらの方法は相当の圧下を加えること
によって上記したような中央偏析等を消失せしめようと
するものであって、前者においては少くとも１０係断面
の縮少を図シ、後者においても鋳片内部の液相部が５〜
３０ｍｍとなったときに完全に圧下し液相部を圧下ロー
ルの前方で終了させることにより上記中心偏析乃至セン
ターポロシティの消失を図るものである。

しかしこれらの方法によるときは成程中心偏析やセンタ
ーポロシティ等を消失させることができるとしてもこれ
を実際に実施した場合には液相−固相界面において第２
図に示すような割れ３を発生するものでアリ、即ち未凝
固部２を内蔵した鋳片を圧下ロール４，４によつて上記
のように圧下した場合にはその界面部分に図示のような
割れ３が発生し、この割れ３に不純物の濃化した溶鋼が
侵入し成程中心部に偏析がないとしても依然側折線とし
て鋳片に残存することとなるものである。

就中後者についてはこれを本発明者等が検討したところ
によると、凝固終了部、即ちクレータ先端部の位置が一
定していないことよりしてその圧下ロールにより常に所
期するような圧下が得られるとは限らず、例えば１対の
ロールによる圧下で最小２０チ断面の縮少を図るとして
いるが、このような強い圧下では常に前記したような内
部割れ３が大きく発生し、このものは再び溶着されるこ
とがない。

従って何れの方法によるとしても成程外見的には中央偏
析、センターポロシティを解消できたように見えるとし
てもその実態においては依然として上記欠陥部を残し、
健全な凝固組織を得ることができない。

本発明は上記したような従来のものの不利、欠点を更に
改善するように研究して創案されたものである。

即ち本発明における基本的構成は、鋼鋳片を得る場合に
おいては、該鋳片内容の液相線クレータ−先端と固相線
クレータ先端との間を１対以上のロールにより各対のロ
ール当り１．５係以下の断面減少が得られるような圧下
な定常引抜過程において連続的に加えることにある。

なおこの１．５係以下の圧下については後述する第３図
において明かにされているように圧下直前の鋳片厚さく
鋳片の内部に生じた凝固収縮を含む）に対する圧下量で
あることは一般的な圧下の場合と同じである。

蓋し本発明者等は前記したような内部割れの発生を確認
するため、上述したようなロール４，４による圧下で凝
固界面に得られる応力分布状態を大型電子計算機を用い
有限要素法によって数値解析したところによると、全連
続鋳造スラブの凝固先端を１０％圧下するものとし、こ
の場合の作業条件として圧下ロール径を４８０ｍｍ、ス
ラブ厚みを２２０ｍｍ、有限要素法による三角形要素数
５８２（長手方向５５００ｍｍ）として計算した場合の
凝固点近傍における圧下によった割れの発生状況は第３
図に示した通りであって、この第３図において示された
黒塗りの各要素ｅにおいては圧下による長手方向引張り
応力に起因した割れが発生するものであることが確認さ
れた。

又３次元の有限要素法により第４図に示したように径４
８０ｍｙｒの第１〜第６の各圧下ロール４□〜４６群を
夫々６００ｍｍ間隔に配置されたものを用い、その第１
〜第４のロール４□〜４４において圧下を行い４次の第
１表に示すようなモデル内容の条件で検討した。

なおこの第１表においてメニスカスよりの垂直距離をＩ
ｏｍとしているが、この場合には後に第９図において示
すような彎曲型の連続鋳造機の水平部分において圧下が
行われる場合を想定し、この場合の鋳型内湯面から水平
部鋳片の高さがＩｏｍとしているものである。

然して上記のようにして検討し隣り合う４対のロールを
用いて前記したよりな液相線クレータ−先端と固相線ク
レータ−先端との間に相当した部分を圧下した場合にお
けるスラブ進行方向Ｘの応力を前記したような有限要素
法により計算して求めた結果は第５図に示す通りであっ
て、圧下率２．０％までの圧下において１．５係以下の
圧下ではｏ−／Ｌ／４□直下、ロール４３直下、ロール
４□〜４３問およびロール４３〜４４間の何れにおいて
もその応力δ工の最大値は０．２ｋｇ／−以下であり、
これは圧下な行わない場合（圧下率０％）における最大
応力値（０，１５ｋｇ／−程度）と略等しいものであり
、これはロールの摩耗、熱膨張その他の割れの発生に対
する悪条件のある中においても通常操業では割れが発生
しないものであるから斯様な１．５係以下の圧下におい
ては割れが発生しないことが明かであって、この第４図
に示したようなロールスタンドにおける第ｉ〜第（ｉ＋
１）スタンド間の応力の急激な増加を考えても１．５係
以下の圧下率においては割れが発生しないものであるこ
とが明かであり、実験によっても確認された。

ところが圧下率２．０％となるとロール４３〜ロール４
４間の界面応力が０．４ ｋｇ ／ｍｒｌｔにもなって
、この場合には割れ発生の可能性が急激に増大すること
はこの第５図によって明かである。

なおこの圧下は前記した第３図からも明かなように、１
．５係以下であれば重複しても割れが発生しないが、実
際の操業において圧下ロールの径は少くとも数百ｍｍで
あるから一般的にクレータ−エンド部に重複して圧下を
加えることができないものである。

次に鋳片断面における偏析とセンターポロシティ等の欠
陥部の発生原因について検討してみると、中央偏析は他
の鋳造条件が一定の場合には引抜速度が大きくなる程偏
析の程度が大きくなるもので、その理由は引抜速度が大
きくなると前記したようなりレータ長さが犬となり、し
かもその先端部は細長い形状となるため、偏析の少い内
部溶鋼の代りに先端近傍に存在する偏析度の高い（凝固
終了時に近い稚内部溶鋼の偏析度は高くなる）残溶鋼が
凝固に伴って生ずる凝固収縮孔に流入して偏析が生ずる
ことになるものであり、更に引抜き速度が大きくなると
クレータは更に長くなり、クレータ先端部近傍の未凝固
相によって先端部に生ずる凝固収縮をカバーできず、こ
れによって収縮孔を生ぜしめてセンターポロシティとな
るものである。

又凝固収縮による収縮孔発生の外に各ロール群の間にお
いて凝固シェルが溶鋼静圧により膨むものであり、この
バルヂング（膨み）量は連続鋳造機の設計及び操業条件
によって決るが鋳片厚さ方向において数關にも達するこ
とがあり、この場合にも凝固収縮孔の場合と同様に不純
物の濃化した残溶鋼の流入が認められ中央偏析の原因と
なる。

然しこのような場合において前記したようなロールによ
る圧下を行い、クレータ先端部において凝固界面のデン
ドライト樹枝間に生じた濃化溶鋼が移動しないようにす
れば偏析或いはセンターポロシティを防止できるもので
あり、この場合の圧下量としては鋳片内部に割れが発生
しない程度であって、しかも凝固収縮と上述バルヂング
に伴う濃化溶鋼のクレータ先端部への移動が生じない程
度のものである。

斯かる圧下量はロール間隔、シェル厚み、溶鋼静圧等に
よって変化するので一般的に決定することは困難である
が、バルヂングは大型スラブの場合には生ずるとしても
小断面のビレットの場合には連続鋳造鋳型の高さが小さ
く、文相射的に凝固シェル厚みが厚くなるので生じない
こととなるものであるから最小圧下量はロール１対当り
その直前のロールから当該ロールまでに生ずる凝固収縮
分に相当する量である。

然してこの凝固収縮量（圧下と関係なし）のみを示した
ものが第６図であって、該凝固収縮量は第１番目のロー
ルから第ｉ＋１番目のロールの各位置までの鋳片の移動
によって凝固シェルがＤｉからＤ（ｉ＋１）まで増加し
たことによる収縮能この収縮は具体的には鋳片内部に顕
われるが、図示上の理解を容易にするため厚さの減少と
して示す。

）であって図に示すΔＤに相当し、これによって圧下す
べき最小圧下量を求めることができる。

なおこの具体的な量は鋼種によっても変化するから定量
的一義的に与えることはできない。

然して前記し斧第５図に示すように１対のロール４，４
で鋳片１の外部から圧下した場合において凝固界面がど
のように変化するかに関し、前記した第１表の条件下で
計算した結果は第７図に示す通りであり、この第７図に
よれば鋳片１の表面で０．５１圧下（２２０ｍｍ鋳片厚
みの場合には鋳片片側においてＱ、５５ｍｍ）した場合
、凝固界面はその９０チの量だけ変化することが明かに
され、従って前記したような鋳片表面からの圧下によっ
て内部溶鋼の凝固に起因して生ずる収縮孔の発生を防止
し得ることも明白である。

なおこの第７図において曲線の凸部は溶鋼静圧による凝
固シェルのバルヂングを示しており、その変位量は各圧
下ロール部分における圧下直前の厚さに対する変位を示
すものである。

ところで前記したようなりレータ−先端位置は一定の操
業条件においても＝定位置に存在するものでない。

即ちこのクレータ−先端位置を例えば昭和４６年特許出
願公告第２１０９２号公報に示されたような金属ピンを
鋲打銃によって鋳片に打込み、それが溶鋼部において一
部溶解することにより凝固界面を判定する方法によって
調査したところによると、前記したような１６００Ｘ２
００顛断面のスラブを６５０ ｍｍ ／ｍｍの速度で鋳
造した場合にそのクレータ−先端位置は湯面より１０．
４〜１２．９ｍの範囲内において変動することが確認さ
れた。

しかもこの変動幅は引抜速度が大きくなると更に大きく
なるものであり、通常の操業条件では上記したような結
果からして平均的な位置の前方及び後方に約２ｍの範囲
で変動するものであるから上記したような手法によって
圧下を行い中央偏析を防止するためには少くともこの変
動幅以上の数ｍの範囲に亘って圧下ロール群を設置し、
クレータ−先端位置が若干変動しても該部分において常
に適切な圧下が行われるように考慮すべきである。

なお上記のような圧下をクレータ−先端のどの位置の部
分において加えるべきかも重要であり、これは第８図に
示されたように液相線と固相線の中間部分であって、普
通の鋼はＣ％ Ｍｎ−％ Ｓ ｉ等の元素を含んでいる
ため金属状態図が示すように液相線と固相線があり、例
えば普通炭素鋼の場合の液相線が１５２０℃の場合にそ
の固相線は１４８０℃であってその差は約４０℃である
。

従って第８図のように液相線クレータ−６と固相線クレ
ータ−７とが想定され、これらクレータ−６゜７の中間
部はデンドライト８若しくは等軸晶等で充填されている
から溶鋼の動きが悪く、一方液相線温度から固相線温度
への変化によって凝固収縮が生ずるのでこの凝固収縮に
対し前記したよりなデンドライト樹枝間に濃縮した溶鋼
が進入するため中央偏析が生ずるものであるから圧下す
べき範囲としては第８図に示すような液相線クレータ−
６の先端と固相線クレータ−７の先端との間の範囲ｄと
なる。

本発明方法によるものの具体的な実施例について説明す
ると、第９図に示すような鋳型１１から引出された鋳片
１０を２次冷却帯１２を介して引抜き部１３で引抜き、
彎曲型によって鋳造するに当り、前記した引抜き部１３
のロール群として油′圧等により鋳片１０に圧下を加え
、且つ必要な動力を電気モータの如きによって与え駆動
せしめるようにして操業するものであり、斯様な引抜き
部１３のロール帯全長はクレータ−先端位置の変動範囲
を充分にカバーするように１１．６ｍに亘って設けた。

なお２次冷却帯１２のおける彎曲は半径１０．５ｍの円
弧を以て形成され、彎曲点までの長さは１６．９ｍであ
る。

期様な鋳造設備において２５０Ｘ２０００ｍ断面のスラ
ブを連続鋳造し、その凝固速度（固相線）は厚み方向に
関しＤ＝２７Ｊｔ（Ｄばｍｍ、ｔは騙）であって引抜速
度がＩｎ／ｍｍの場合にクレータ−先端が湯面より２１
．５ ｍであったから該クレータ−先端が前記したよう
な引抜ロール群１３の中間にあって、これらのロール群
１３において各１本のロール当り０．５〜４酊の圧下を
定常引抜過程において連続的に加え操業した結果はその
何れの場合においてもスラブ断面内において中央偏析乃
至センタープロシティの発生を認めることができなかっ
た。

即ち斯様な本発明方法による鋳片の厚み方向における成
分分布関係は第１０図に示す通りであって、前記した第
１図の従来法によるものと比較し、完全に偏析が解消さ
れていることは明かである。

なお前記したような本発明によるものは小断面のビレッ
トに適用しても同様の作用効果が得られることが明かで
あり、又特に鋼のみに限定されるものでなく、他の＝般
的な金属にも同様に適用することができる。

以上説明したような本発明方法によるときは中央偏析や
センターポロシティがなく又偏析線の残ることがない健
全な連続鋳造片を適切に得ることができるものであり、
それによって従来この中央偏析などのために連続鋳造す
ることのできなかったボイラー用鋼、高張力鋼等の高級
鋼種であっても連続鋳造によって円滑に鋳造することが
可能となり、しかも前記したような軽度の圧下によって
鋳片表面が滑かとなり表面性状の良好な製品を得ること
ができ、従って鋳片表面の疵取り或いはスカーフインク
等の表面手入れ量が低下せしめられると共にその歩留り
を向上し、更にはこのような鋳片によって得られた厚板
製品等においてはその板厚方向における機械的特性値、
引張応力、絞り等が鋳造方向又はスラブ幅方向において
従来法によるものよりも著しく優れたものとなり、卓越
した製品を得しめる等の多くの特質ある作用効果を有し
、この種連続鋳造工業上その効果の大きい発明である。

【図面の簡単な説明】

図面は本発明方法によるものの実施態様を示すものであ
って、第１図は従来の連続鋳造法によるスラブ厚さ方向
での成分偏析状態の１例を示した図表、第２図は鋳片に
圧下率の大きい圧下を加えた場合における断面割れの発
生状態説明図、第３図は凝固点近傍における圧下による
割れ発生関係を有限要素法により解析した説明図、第４
図は連続鋳造スラブにおける内部応力と歪の計算モデル
説明図、第５図は圧下率と凝固界面の応力との関係を示
した図表、第６図は連続鋳造スラブの凝固収縮説明図、
第７図は厚さ２２０間の鋳造スラブに０．５ ％圧下な
加えた場合における鋳片外面及び凝固界面の変位を比較
して示した図表、第８図はクレータ−先端部のモデル図
、第９図は本発明方法を実施するための連続鋳造装置の
説明図、第１０図は本発明方法によるスラブの厚み方向
における鋳片成分分布状態を示す図表である。 然してこれらの図面において、１及び１０は鋳片、２は
未凝固部、３は内部割れ、４はロール、６は液相線、７
は固相線、８はデンドライト、１１は鋳型、１２け２次
冷却帯、１３け引抜き機構部を夫々示すものである。

Claims (1)

【特許請求の範囲】
1. １ 溶融金属の連続鋳造における２次冷却帯に続く引抜
   工程において、１対若しくは複数対の圧下ロールにより
   鋳片の液相線クレータ−先端と固相線クレータ−先端と
   の間を定常引抜過程で１対のロール当りの圧下率が１．
   ５係以下で定常引抜過程を連続的に圧下することを特徴
   とする連続鋳造法。