JPS5952014B2 - 中炭域鋼スラブの連続鋳造方法 - Google Patents
中炭域鋼スラブの連続鋳造方法Info
- Publication number
- JPS5952014B2 JPS5952014B2 JP56136724A JP13672481A JPS5952014B2 JP S5952014 B2 JPS5952014 B2 JP S5952014B2 JP 56136724 A JP56136724 A JP 56136724A JP 13672481 A JP13672481 A JP 13672481A JP S5952014 B2 JPS5952014 B2 JP S5952014B2
- Authority
- JP
- Japan
- Prior art keywords
- mold
- continuous casting
- medium
- range
- slab
- Prior art date
- Legal status (The legal status is an assumption and is not a legal conclusion. Google has not performed a legal analysis and makes no representation as to the accuracy of the status listed.)
- Expired
Links
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)
Description
【発明の詳細な説明】
この発明は、中炭域鋼スラブの連続鋳造方法に関し、特
に炭素含有量が中炭域に属して割れ感受性の高い鋼スラ
ブを製造する際におけるスラブ表面割れの有利な防止対
策を与えようとするものである。
に炭素含有量が中炭域に属して割れ感受性の高い鋼スラ
ブを製造する際におけるスラブ表面割れの有利な防止対
策を与えようとするものである。
一般に鋼スラブの連続鋳造においては、溶鋼を通常、銅
または調合金製の水冷鋳型に鋳込み、ここで凝固シェル
を形成したあとロール等で形成された２次冷却帯を通過
中に完全に凝固させる。
または調合金製の水冷鋳型に鋳込み、ここで凝固シェル
を形成したあとロール等で形成された２次冷却帯を通過
中に完全に凝固させる。
その水冷鋳型は上下の振動を行なわせて、水冷鋳型自溶
鋼溶面上に投入したモールドパウダにより生成するスラ
ブの凝固シェルとの間への浸入による潤滑を、良好に保
つ事が不可欠とされている。
鋼溶面上に投入したモールドパウダにより生成するスラ
ブの凝固シェルとの間への浸入による潤滑を、良好に保
つ事が不可欠とされている。
しかしながら実際上鋳型振動条件とスラブ表面品質；（
割れ）との関係は、不明確な点が多いまま、通常この振
動は５０〜１５０サイクル／分の範囲の正弦波をもって
操業しているのが現状である。
割れ）との関係は、不明確な点が多いまま、通常この振
動は５０〜１５０サイクル／分の範囲の正弦波をもって
操業しているのが現状である。
ここに鋳込溶鋼Ｃ濃度が、０．０８〜０．１６重量％（
以下単に％で示す）の範囲の場合においては、連続鋳造
における割れ感受性が高く、とくにスラブの連続鋳造に
際しては面縦割れ、側面割れ、コーナー割れなどの表面
割れが発生し易いことは知られているとおりである。
以下単に％で示す）の範囲の場合においては、連続鋳造
における割れ感受性が高く、とくにスラブの連続鋳造に
際しては面縦割れ、側面割れ、コーナー割れなどの表面
割れが発生し易いことは知られているとおりである。
すなわちＣ０００８〜０．１６％の範囲の鋼において顕
著である凝固時のδ→γ変態にもとづく収縮、あるいは
この収縮にともなうモールドフラックスの不均一流入な
どが表面割れ発生原因として挙げられてはいるものの、
この中炭域（０，０８〜０．１６％Ｃ）での割れ欠陥防
止の有効な方法はまだ未解決であり、それ故鋳造鋼種の
Ｃ濃度について意図的に上記成分範囲の除外などの消極
方策がとられる場合すらある。
著である凝固時のδ→γ変態にもとづく収縮、あるいは
この収縮にともなうモールドフラックスの不均一流入な
どが表面割れ発生原因として挙げられてはいるものの、
この中炭域（０，０８〜０．１６％Ｃ）での割れ欠陥防
止の有効な方法はまだ未解決であり、それ故鋳造鋼種の
Ｃ濃度について意図的に上記成分範囲の除外などの消極
方策がとられる場合すらある。
一方最近では連鋳機から出て来たスラブを低温に冷却せ
ずにそのまま保持炉や加熱炉に装入して熱間圧延するに
供するいわゆるホットチャージが実際に採用されようと
しつつあり、それというのはホットチャージにより省エ
ネルギーひいては製品コストの低減に極めて有効な手段
になるからである。
ずにそのまま保持炉や加熱炉に装入して熱間圧延するに
供するいわゆるホットチャージが実際に採用されようと
しつつあり、それというのはホットチャージにより省エ
ネルギーひいては製品コストの低減に極めて有効な手段
になるからである。
しかしながら前述のような表面割れが回避され得ない限
りは熱間圧延前に手入れを要し、その完全を期するため
には、連続鋳造後にスラブを一旦常温付近まで冷却しな
ければならず、従ってホットチャージは当然に行ない得
す、製品コストの低減は望まれ得ない。
りは熱間圧延前に手入れを要し、その完全を期するため
には、連続鋳造後にスラブを一旦常温付近まで冷却しな
ければならず、従ってホットチャージは当然に行ない得
す、製品コストの低減は望まれ得ない。
したがって前記成分範囲の中炭域の鋼スラブについては
、前記した表面割れの発生を防止することがコス１への
面から急務とされるわけである。
、前記した表面割れの発生を防止することがコス１への
面から急務とされるわけである。
この発明はかかる中成領域の範囲の成分の鋼スラブにお
ける表面割れの防止を有利に達成することを目的とする
ものである。
ける表面割れの防止を有利に達成することを目的とする
ものである。
発明者らはＣ濃度が０．０８〜０．１６％の溶鋼による
連続鋳造にあたり水冷鋳型に加える振動の１サイクルの
時間内において鋳型がスラブ引抜き速度よりも高速で下
降する時間、すなわちネガティブ時間ＴＮを０．２１秒
以内とするとともに該水冷鋳型へ投入するモールドパウ
ダーにつきその１３００℃における粘度を３．５ポアズ
以上８．０ポアズ以下とすることにより、上記鋼スラブ
における特有な高い割れ感受性に拘らず、有利に表面割
れの低減がもたらされることを見出した。
連続鋳造にあたり水冷鋳型に加える振動の１サイクルの
時間内において鋳型がスラブ引抜き速度よりも高速で下
降する時間、すなわちネガティブ時間ＴＮを０．２１秒
以内とするとともに該水冷鋳型へ投入するモールドパウ
ダーにつきその１３００℃における粘度を３．５ポアズ
以上８．０ポアズ以下とすることにより、上記鋼スラブ
における特有な高い割れ感受性に拘らず、有利に表面割
れの低減がもたらされることを見出した。
この発明は炭素を０．０８〜０．１６％の範囲で含有す
る中炭域鋼スラブの連続鋳造にあたり、連続鋳造用水冷
鋳型に加える振動につき下記式で与えられるネガティブ
時間ＴＮを、０．２１秒以内に規制するとともに、この
鋳型に投入するモールドパウダにつき１３００℃におい
て３．５ポアズ以上８．０ポアズ以下の粘度を呈するも
のを使用することで鋼スラブの表面割れを軽減すること
を特徴とする中炭域鋼スラブの連続鋳造法ここにｎ：引
抜き速度（ｃｍ／５ｅＣ） ｆ：鋳型の振動数（ｃ／５ｅｃ） Ｓ：鋳型の振動ストローク（ｃｍ） である。
る中炭域鋼スラブの連続鋳造にあたり、連続鋳造用水冷
鋳型に加える振動につき下記式で与えられるネガティブ
時間ＴＮを、０．２１秒以内に規制するとともに、この
鋳型に投入するモールドパウダにつき１３００℃におい
て３．５ポアズ以上８．０ポアズ以下の粘度を呈するも
のを使用することで鋼スラブの表面割れを軽減すること
を特徴とする中炭域鋼スラブの連続鋳造法ここにｎ：引
抜き速度（ｃｍ／５ｅＣ） ｆ：鋳型の振動数（ｃ／５ｅｃ） Ｓ：鋳型の振動ストローク（ｃｍ） である。
一般に鋼スラブの連続鋳造においては、水冷鋳型内壁と
凝固シェル表面との間の摩擦力を軽減して焼付を防止し
、安定な鋳込みを行なうために、水冷鋳型を上下につま
り溶鋼の流入の方向で正弦振動させるのが通常である。
凝固シェル表面との間の摩擦力を軽減して焼付を防止し
、安定な鋳込みを行なうために、水冷鋳型を上下につま
り溶鋼の流入の方向で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シレーションにおい
ては、鋳込み中凝固シェルに破断が生じたリブレークア
ウトに至らないようにするため、土掻（１）式により定
義されるネガティブ時間ＴＮを確保するのが通常であ。
ては、鋳込み中凝固シェルに破断が生じたリブレークア
ウトに至らないようにするため、土掻（１）式により定
義されるネガティブ時間ＴＮを確保するのが通常であ。
る。
（１）式から理解されるように、このネガティブ時間Ｔ
Ｎは、鋳型振動の１サイクルの期間内において鋳型がス
ラブの引抜き速度よりも大きい速度で降下するいわゆる
ネガティブス１へリップの期間であり、このようなネガ
ティジス１〜リツプによりスラブの初期凝固シェルに一
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
て安定な操業を期待するわけである。
Ｎは、鋳型振動の１サイクルの期間内において鋳型がス
ラブの引抜き速度よりも大きい速度で降下するいわゆる
ネガティブス１へリップの期間であり、このようなネガ
ティジス１〜リツプによりスラブの初期凝固シェルに一
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
て安定な操業を期待するわけである。
発明者らがＣ濃度０．０８〜０．１６％の鋼スラブにお
ける表面割れにおよぼす水冷鋳型のネガティブ時間ＴＮ
について調査を行った結果は次のとおりである。
ける表面割れにおよぼす水冷鋳型のネガティブ時間ＴＮ
について調査を行った結果は次のとおりである。
Ｃ０００８〜０．１６％範囲で、スラブサイズ２００×
１６００ｍｍ、引抜き速度ｌ、３ｍ／ｍｉｎにてネガテ
ィブ時間ＴＮを０．１５〜０．２７秒にて変化させてス
ラブ表面縦割れに及ぼす挙動を調べたところ、第１図に
示すような結果が得られここにＴＮ＜０．２１秒とする
ことによりスラブ表面縦割れを大幅に軽減できることが
判明した。
１６００ｍｍ、引抜き速度ｌ、３ｍ／ｍｉｎにてネガテ
ィブ時間ＴＮを０．１５〜０．２７秒にて変化させてス
ラブ表面縦割れに及ぼす挙動を調べたところ、第１図に
示すような結果が得られここにＴＮ＜０．２１秒とする
ことによりスラブ表面縦割れを大幅に軽減できることが
判明した。
さらに発明者らはＴＮ ＝ ０．２１ｓｅｃ以下のうち
ＴＮ＝ Ｑ、 １５ｓｅｃでＣ０００８〜０．１６％範
囲の同一サイズ（２００Ｘ １６００ｍｍ）の連続鋳造
を鋳込み速度１，１ｍ／ｍｉｎに一定とし、モールドパ
ウダーの粘度を種々に変化して実験を進めた結果を第２
図に示すように、スラブ表面割れ（縦割れ）がモールド
パウダーの粘度にも大きく左右されることが判明した。
ＴＮ＝ Ｑ、 １５ｓｅｃでＣ０００８〜０．１６％範
囲の同一サイズ（２００Ｘ １６００ｍｍ）の連続鋳造
を鋳込み速度１，１ｍ／ｍｉｎに一定とし、モールドパ
ウダーの粘度を種々に変化して実験を進めた結果を第２
図に示すように、スラブ表面割れ（縦割れ）がモールド
パウダーの粘度にも大きく左右されることが判明した。
そこで更に進んでＴＮ ＝ ０．１６ｓｅｃ、スラブサ
イズ２００ Ｘ １６００ｍｍのまま、引抜き速度を１
，３ｍ／ｍｉｎに高め、モールドパウダーの粘度の適正
範囲を調査したところ第３図に示すように３．５ポアズ
（１３００℃）以上にすればスラブ表面割れが防止でき
ることが判明した。
イズ２００ Ｘ １６００ｍｍのまま、引抜き速度を１
，３ｍ／ｍｉｎに高め、モールドパウダーの粘度の適正
範囲を調査したところ第３図に示すように３．５ポアズ
（１３００℃）以上にすればスラブ表面割れが防止でき
ることが判明した。
しかし８．０ポアズ（１３００℃）を超えると再び割れ
が発生しはじめることからモールドパウダーの粘度は３
．５〜８．０ポアズ（１３００℃）の範囲にすることが
必要である。
が発生しはじめることからモールドパウダーの粘度は３
．５〜８．０ポアズ（１３００℃）の範囲にすることが
必要である。
なおこの粘度は８．０ポアズを超えると、モールドパウ
ダーの潤滑機能の低下によりブレークアウトの危険も増
大する。
ダーの潤滑機能の低下によりブレークアウトの危険も増
大する。
以上の説明から明らかなように中炭素領域（Ｃｏ、０８
〜０．１６％）においてスラブ表面割れを防止するため
にはネガティブ時間ＴＮを０．２１秒以内でしかもモー
ルドパウダーの粘度を３．５〜８．０ポアズ（１３００
℃）とすることによりスラブ表面割れの発生を防止する
ことができたのである。
〜０．１６％）においてスラブ表面割れを防止するため
にはネガティブ時間ＴＮを０．２１秒以内でしかもモー
ルドパウダーの粘度を３．５〜８．０ポアズ（１３００
℃）とすることによりスラブ表面割れの発生を防止する
ことができたのである。
以下、この発明の実施例を述べる。
垂直凹型連続鋳造機を用いて、
Ｃ：０，１２％、Ｓｉ ： ０．２０％、Ｍｎ ： ０
．６５％、ｐ：０、０１５％、Ｓ：０．０１５％の溶鋼
をスラブサイズ２００Ｘ １６００ ｍｍ、引抜き速度
１．３ｍ／ｍｉｎ、 ＴＮ ：Ｑ、１９ｓｅｃ、で゛ モールドパウダー成分： ＣａＯ： ４０％、５１０２ ： ４２．５％、Ｃ：５
％、Ｎａ：８％、Ｆ：６％（粘度１３００℃で３．８ポ
アズ）を用いて鋳造した結果長さ５０ｍｍ以上のスラブ
表面割れ発生個数がスラブ１００ｍ当りの平均で、０．
２５個となり従来の１７１０以下にすることができた。
．６５％、ｐ：０、０１５％、Ｓ：０．０１５％の溶鋼
をスラブサイズ２００Ｘ １６００ ｍｍ、引抜き速度
１．３ｍ／ｍｉｎ、 ＴＮ ：Ｑ、１９ｓｅｃ、で゛ モールドパウダー成分： ＣａＯ： ４０％、５１０２ ： ４２．５％、Ｃ：５
％、Ｎａ：８％、Ｆ：６％（粘度１３００℃で３．８ポ
アズ）を用いて鋳造した結果長さ５０ｍｍ以上のスラブ
表面割れ発生個数がスラブ１００ｍ当りの平均で、０．
２５個となり従来の１７１０以下にすることができた。
以上の説明で明らかなようにこの発明の方法により、中
炭域鋼におけるスラブ表面割れの発生が適切に防止でき
、したがってこの種の鋼スラブについてすら無手入の状
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
トチャージを実施す為可能性が従来よりも格段に高まり
、その結果省エネルギーによるコストの低減を有効に図
ることができる。
炭域鋼におけるスラブ表面割れの発生が適切に防止でき
、したがってこの種の鋼スラブについてすら無手入の状
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
トチャージを実施す為可能性が従来よりも格段に高まり
、その結果省エネルギーによるコストの低減を有効に図
ることができる。
またスラブ表面割れ発生が有効□に抑制されることによ
りスラブ手入れ作業コストや、歩留り損失についても格
段に低減される。
りスラブ手入れ作業コストや、歩留り損失についても格
段に低減される。
第１図はスラブ表面割れと水冷鋳型に加える振動とくに
ネガティブ時間ＴＮの関係を示すグラフ、第２図はモー
ルドパウダーの１３００℃における粘度と表面割れの関
係を示すヒストグラムであり第３図はこの発明に従う低
ＴＮ下におけるモールドパウダーの粘度が表面割れに及
ぼす影響を示すグラフである。
ネガティブ時間ＴＮの関係を示すグラフ、第２図はモー
ルドパウダーの１３００℃における粘度と表面割れの関
係を示すヒストグラムであり第３図はこの発明に従う低
ＴＮ下におけるモールドパウダーの粘度が表面割れに及
ぼす影響を示すグラフである。
Claims (1)
- 【特許請求の範囲】 １ 炭素を０．０８〜０．１６重量％の範囲で含有する
中炭域鋼スラブの連続鋳造にあたり、連続鋳造用水冷鋳
型に加える振動につき下記式で与えられるネガティブ時
間ＴＮを、０．２１秒以内に規制するとともに、この鋳
型に投入するモールドパウダにつき１３００℃において
３．５ポアズ以上、８．０ポアズ以下の粘度を呈するも
のを使用することで鋼スラブの表面割れを軽減すること
を特徴とする中炭域鋼スラブの連続鋳造法。 ここにｎ：引抜き速度（ｃｍ／５ｅＣ） ｆ：鋳型の振動数（ｃ：／５ｅｃ） Ｓ：鋳型の振動ストローク（ｃｍ）。
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP56136724A JPS5952014B2 (ja) | 1981-08-31 | 1981-08-31 | 中炭域鋼スラブの連続鋳造方法 |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP56136724A JPS5952014B2 (ja) | 1981-08-31 | 1981-08-31 | 中炭域鋼スラブの連続鋳造方法 |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPS5838646A JPS5838646A (ja) | 1983-03-07 |
| JPS5952014B2 true JPS5952014B2 (ja) | 1984-12-17 |
Family
ID=15182008
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP56136724A Expired JPS5952014B2 (ja) | 1981-08-31 | 1981-08-31 | 中炭域鋼スラブの連続鋳造方法 |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JPS5952014B2 (ja) |
Families Citing this family (5)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JPS6120653A (ja) * | 1984-07-10 | 1986-01-29 | Nippon Kokan Kk <Nkk> | 鋼の連続鋳造用鋳型の振動方法 |
| JPS6123559A (ja) * | 1984-07-12 | 1986-02-01 | Nippon Kokan Kk <Nkk> | 鋼の連続鋳造用鋳型の振動方法 |
| 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 |
| IT1267244B1 (it) * | 1994-05-30 | 1997-01-28 | Danieli Off Mecc | Procedimento di colata continua per acciai ad alto contenuto di carbonio |
| RU2494833C1 (ru) * | 2012-03-11 | 2013-10-10 | Открытое акционерное общество "Магнитогорский металлургический комбинат" | Способ непрерывной разливки стали |
Citations (2)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JPS5444130A (en) * | 1977-09-12 | 1979-04-07 | Fuji Heavy Ind Ltd | Suction-mixing promoting device of engine |
| JPS5544130A (en) * | 1978-09-22 | 1980-03-28 | Iseki & Co Ltd | Rotary shaft in gear casing |
-
1981
- 1981-08-31 JP JP56136724A patent/JPS5952014B2/ja not_active Expired
Patent Citations (2)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JPS5444130A (en) * | 1977-09-12 | 1979-04-07 | Fuji Heavy Ind Ltd | Suction-mixing promoting device of engine |
| JPS5544130A (en) * | 1978-09-22 | 1980-03-28 | Iseki & Co Ltd | Rotary shaft in gear casing |
Also Published As
| Publication number | Publication date |
|---|---|
| JPS5838646A (ja) | 1983-03-07 |
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