JPS60261651A - 連続鋳造方法 - Google Patents
連続鋳造方法Info
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- JPS60261651A JPS60261651A JP11795684A JP11795684A JPS60261651A JP S60261651 A JPS60261651 A JP S60261651A JP 11795684 A JP11795684 A JP 11795684A JP 11795684 A JP11795684 A JP 11795684A JP S60261651 A JPS60261651 A JP S60261651A
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- Japan
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- molten steel
- tundish
- pouring
- casting
- slab
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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
- B22D11/10—Supplying or treating molten metal
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
発明の技術分野
この発明は、連続鋳造鋳込初期における取鍋からタンデ
ィツシュへの溶鋼注入に関する連続鋳造方法である。 従来技術とその問題点 連続鋳造では溶鋼注入流の酸化を防ぐために、種々の無
酸化鋳造法が開発されている。取鍋〜タンディツリ１間
の注入流酸化防止法としては、不活性ガスによりＶ−ル
する方法が一般的である。 ところが、連続鋳造鋳込初期は、タンディツシュへの溶
鋼注入流の不活性ガスによるシールが不完全となるため
、溶鋼流の酸化が著しく、溶鋼の清浄性が大巾に低下し
、その影響は鋳込中期にまで及ぶことがある。 また、近年、溶鋼の清浄化をはかるため、溶鋼中介在物
の浮上分離促進を目的として、大容量のタンディツシュ
が普及しつつある。 しかしながら、タンディツシュ容量の大小にかかわらず
、いずれの場合もタンディツシュへの溶鋼の注入速度は
遅く、所定溶鋼レベルに達するまでに時間を要していた
。すなわち、従来の連続鋳造におけるタンディツシュへ
の溶鋼の注入は、早い注入であるとタンダイツＶユノズ
ル部において凝固が進み、ノズル閉塞が生じるという考
え方に基づいて、タンディツシュへの溶鋼注入速度を極
力落し、かつノズル部を０１９ンスにて吹付は非常に高
温にしながら注入するため、注入時間が長くかかる。 従って、従来の溶鋼注入では溶鋼の再酸化が生じ易く、
介在物量が増加し、溶鋼の清浄性が低下して鋳片品質の
悪化を招来するという問題があった。 発 明 の ― 的 ゛ この発明は従来の前記問題を解決するためになされたも
のであり、鋳込初期の溶鋼再酸化を抑制し、溶鋼の清浄
性をより向上させ得る連続鋳造方法を提案することを目
的とするものである。 発 明 の 開 示 この発明に係る連続鋳造方法は、鋳込初期における取鍋
からタンディツシュへの溶鋼注入に際し、タンディツシ
ュ内の湯面上昇速度を４０備／分以上とすることにより
、注入流薄口での気泡巻込を減少させることを特徴とす
るものである。 すなわち、この発明はタンディツシュへ溶鋼を迅速に注
入し湯面レベルを早急に上昇させることによって、注入
流薄口での気泡巻込みを極力減少させて溶鋼清浄性を向
上させる方法である。 １ ？ 以下、この発明方法について詳細に説明する。 先ず、取鍋からタンディツシュへの溶鋼注入に際しての
溶鋼の再酸化機構について説明する。 タンディツシュ内注入時の溶鋼再酸化機構は第１図に示
すごとく、■注入流表面における溶鋼酸化（矢印Ａ）、
■タンディツシュ内湯面における溶鋼酸化（矢印Ｂ）、
■タンデイッＶユ耐大物による溶鋼酸化（矢印Ｃ）、■
注入流落日で溶鋼中に巻込まれた気泡による溶鋼酸化（
Ｄ）に分けることができる。 このうち、■、■の溶鋼表面での酸化は、気相内物質移
動に律速され、溶鋼の酸素吸収量は下記（＋）（１）式
で算出でき、トータルで数ｐｐｍ程度とその寄与は小さ
い。 △（０） ＝ Ｍ Ｓ／Ｗ ・・・・・・・・・・・・
（＋）？Ｊ ＝ ｋｇ −ＰＧ！−Ｍ／ＲＴ −・−−
−−−−−−・（ｔｌ ）ただし、△
ィツシュへの溶鋼注入に関する連続鋳造方法である。 従来技術とその問題点 連続鋳造では溶鋼注入流の酸化を防ぐために、種々の無
酸化鋳造法が開発されている。取鍋〜タンディツリ１間
の注入流酸化防止法としては、不活性ガスによりＶ−ル
する方法が一般的である。 ところが、連続鋳造鋳込初期は、タンディツシュへの溶
鋼注入流の不活性ガスによるシールが不完全となるため
、溶鋼流の酸化が著しく、溶鋼の清浄性が大巾に低下し
、その影響は鋳込中期にまで及ぶことがある。 また、近年、溶鋼の清浄化をはかるため、溶鋼中介在物
の浮上分離促進を目的として、大容量のタンディツシュ
が普及しつつある。 しかしながら、タンディツシュ容量の大小にかかわらず
、いずれの場合もタンディツシュへの溶鋼の注入速度は
遅く、所定溶鋼レベルに達するまでに時間を要していた
。すなわち、従来の連続鋳造におけるタンディツシュへ
の溶鋼の注入は、早い注入であるとタンダイツＶユノズ
ル部において凝固が進み、ノズル閉塞が生じるという考
え方に基づいて、タンディツシュへの溶鋼注入速度を極
力落し、かつノズル部を０１９ンスにて吹付は非常に高
温にしながら注入するため、注入時間が長くかかる。 従って、従来の溶鋼注入では溶鋼の再酸化が生じ易く、
介在物量が増加し、溶鋼の清浄性が低下して鋳片品質の
悪化を招来するという問題があった。 発 明 の ― 的 ゛ この発明は従来の前記問題を解決するためになされたも
のであり、鋳込初期の溶鋼再酸化を抑制し、溶鋼の清浄
性をより向上させ得る連続鋳造方法を提案することを目
的とするものである。 発 明 の 開 示 この発明に係る連続鋳造方法は、鋳込初期における取鍋
からタンディツシュへの溶鋼注入に際し、タンディツシ
ュ内の湯面上昇速度を４０備／分以上とすることにより
、注入流薄口での気泡巻込を減少させることを特徴とす
るものである。 すなわち、この発明はタンディツシュへ溶鋼を迅速に注
入し湯面レベルを早急に上昇させることによって、注入
流薄口での気泡巻込みを極力減少させて溶鋼清浄性を向
上させる方法である。 １ ？ 以下、この発明方法について詳細に説明する。 先ず、取鍋からタンディツシュへの溶鋼注入に際しての
溶鋼の再酸化機構について説明する。 タンディツシュ内注入時の溶鋼再酸化機構は第１図に示
すごとく、■注入流表面における溶鋼酸化（矢印Ａ）、
■タンディツシュ内湯面における溶鋼酸化（矢印Ｂ）、
■タンデイッＶユ耐大物による溶鋼酸化（矢印Ｃ）、■
注入流落日で溶鋼中に巻込まれた気泡による溶鋼酸化（
Ｄ）に分けることができる。 このうち、■、■の溶鋼表面での酸化は、気相内物質移
動に律速され、溶鋼の酸素吸収量は下記（＋）（１）式
で算出でき、トータルで数ｐｐｍ程度とその寄与は小さ
い。 △（０） ＝ Ｍ Ｓ／Ｗ ・・・・・・・・・・・・
（＋）？Ｊ ＝ ｋｇ −ＰＧ！−Ｍ／ＲＴ −・−−
−−−−−−・（ｔｌ ）ただし、△
〔０〕；溶鋼表面
からの酸素吸怪童、Ｍ＝酸素分子量、ｋｇ Ｉ物質移動
係数、Ｐｏ！：酸素分圧、ｈ；気相内物質移動速度、Ｒ
；気体定数、ＴＸ温度、Ｓ＋酸化表面積、Ｗ；溶鋼通過
量。 また、■の耐火物による溶鋼の酸素吸収量は、鋳込初期
の溶鋼再酸化の影響の消滅した、鋳込中期以後の鋳片の
清浄性から逆算すると、約１５〜３− ２５ｐｐｍ である。 ■の注入流薄口の巻込気泡からの溶鋼の酸素吸収量は、
第２図に示すような注入流（１）の乱れ部分（斜線部）
が湯面に衝突する時の運動エネルギーＥ１より下記（１
）（ＩＶ）式を用いて算出できる。（２）は巻込気泡で
ある。 ただし、△（Ｃ１）ｍ：巻込気泡からの酸素吸収量、ρ
０２；酸素の比重、ρＦ。＝溶鋼比重、Ｒｃ：巻込気泡
半径、ａ、：注入流半径（落日）、”−ｏ：注入流半径
（取鍋出口）、ＥＩ：注入流乱れ部の湯面衝突時エネル
ギー。 これより會取鍋注入流の巻込気泡による溶鋼（薄板用ア
ルミギルド鋼）の酸素吸収量を概算すると、第３図に示
すごとくなり、かなり大きい値である。なお、第３図は
タンディツシュ容量１５）ン、 ４− 溶鋼ヘッド１．３ｍ、取鍋〜タンディッＶユ湯面間距離
１．３ｍの場合である。 すなわち、〔Ｉ〕鋳込初期の溶鋼酸化には、取鍋注入流
落日での巻込気泡による酸化が著しく寄与している。〔
π〕注′入流高さく取鍋ノズル〜タンデイツＶユ内湯面
間の距離）が長い程、また注入速度が大きい程、溶鋼酸
化量が小さい。 このように、鋳込初期の溶鋼再酸化抑制には、適切な取
組注入流の注入速度および注入高さの設定が重要である
。従って、この発明では溶鋼の清浄性を向上させる方法
として、タンディツシュ内の湯面レベルを速かに上昇さ
せることによって注入流薄口での気泡巻込を減少させる
方法をこうじたのである。すなわち、鋳込初期における
取鍋からタンディツシュへの溶鋼の注入に際し、タンデ
ィツシュ内の湯面上昇速度を４０ｎ／分以上とすること
を特徴とする。 この発明方法において、タンディツシュ内の湯面上昇速
度を４ ｋ／分以上とした理由について以下に説明する
。 連続鋳造法により得られたスラブの表面品質の判定規準
として、スワブメガネ判定グレードがあり、これにはＡ
−Ｆまでの６段階の規準がある。 第４図はスラブメガネ判定グレードと該スラブを圧延し
て薄コイルにしたときのコイル検査合格率（％）との関
係を示したものであり、スラブメガネ判定グレードＡ〜
Ｄが好ましいことがわかる。さらに、スラブメガネ判定
グレードとスラブ表皮下アルミナ濃度（ＰＰＭ）との関
係を第５図に示す。 すなわち、第４図および第５図より、鋳片スラブより得
られる成品としてのコイルの品質が十分保証されるため
には、スラブ表皮下アルミナ濃度（ｐｐｍ）が４５ｐｐ
ｍ以下であることが必要である。 ところで、スラブ表皮下アルミナの生成する条件として
は、鋳込初期においては、前記した溶鋼の再酸化、すな
わちアルミニウムの酸化が考えられる。この事実は第６
図によって説明される。 １ 第６図は、第１表に示す成分のアルミギルド系溶鋼
について、タンデイツンユ内湯面ｖベルヒ昇速度の変化
に伴なう鋳込時間（分）とスラブ表皮下アルミナ（ｐｐ
ｍ）との関係を調べたものである。 なお、鋳片中アルミナ介在物濃度の分析はナンド分析法
による。この結果より、スラブから得られる薄コイルの
品質を考慮に入れたスラブ表皮下アルミナ４５ｐｐｍ以
下となるためには、タンディツシュ内湯面上昇速度が少
なくとも４０ ＬＭ／分以−ヒで注入すると、スラブの
手入れはトップスラブだけでよく、２枚目以降は手入れ
が不要の良質のスラブを得ることができる。 従って、この発明では、連続鋳造鋳込初期におけるタン
ディツシュ内の湯面上昇速度を４０ （−ｍ／分以上と
限定したのである。 第 １ 表 次に、この発明の実施例について説明する。 実 施 例 前記第１表に示す成分の溶鋼（温度１５６０°Ｃ）を
７− 用い、タンディツシュ内湯面レベル上昇速度４０礪／分
、５Ｑｚ／分で溶鋼を注入し、スラブサイズ１２０００
巾Ｘ ２１０ｍ＋１厚ｘ ｓｏｏｏｔｍ長さのスラブを
連続鋳造し、得られたスラブの表皮下アルミナ濃度をサ
ンド分析法により分析した結果を第２表に示す。 なお、第２表には、比較のため、タンディツシュ内湯面
レベル上昇速度１２ＣＩＫ／分とし、かつタンデイツＶ
ユノズル部を０２リンスにて吹付けながら溶鋼を注入し
、連続鋳造して得られた同一サイズのスラブのアルミナ
濃度を併せて示した。 第２表より明らかなごとく、タンデイツＶユ内湯面レベ
ル上昇速度が４０６Ｉｎ／分以上で注入すれば、スラブ
表皮下アルミナ量が大巾に少ない良品質のスラブが得ら
れた。従って、手入れもトップスワブだけにとどまり、
２枚目以降のスラブは手入れが不要であった。一方、従
来法で得られたスラブは表皮下アルミナ量が多く、トッ
プスラブのみならず２枚目のスラブまで手入れを要した
。 ８− 第２表 皇紀の実施例からも明らかなごとく、この発明方法によ
れば、鋳込初期の溶鋼の再酸化を著しく押倒し、溶鋼の
清浄性を向上させることができるので、タンディツシュ
への溶鋼注入速度の制御のみで品質良好な鋳片を製造す
ることができる。
からの酸素吸怪童、Ｍ＝酸素分子量、ｋｇ Ｉ物質移動
係数、Ｐｏ！：酸素分圧、ｈ；気相内物質移動速度、Ｒ
；気体定数、ＴＸ温度、Ｓ＋酸化表面積、Ｗ；溶鋼通過
量。 また、■の耐火物による溶鋼の酸素吸収量は、鋳込初期
の溶鋼再酸化の影響の消滅した、鋳込中期以後の鋳片の
清浄性から逆算すると、約１５〜３− ２５ｐｐｍ である。 ■の注入流薄口の巻込気泡からの溶鋼の酸素吸収量は、
第２図に示すような注入流（１）の乱れ部分（斜線部）
が湯面に衝突する時の運動エネルギーＥ１より下記（１
）（ＩＶ）式を用いて算出できる。（２）は巻込気泡で
ある。 ただし、△（Ｃ１）ｍ：巻込気泡からの酸素吸収量、ρ
０２；酸素の比重、ρＦ。＝溶鋼比重、Ｒｃ：巻込気泡
半径、ａ、：注入流半径（落日）、”−ｏ：注入流半径
（取鍋出口）、ＥＩ：注入流乱れ部の湯面衝突時エネル
ギー。 これより會取鍋注入流の巻込気泡による溶鋼（薄板用ア
ルミギルド鋼）の酸素吸収量を概算すると、第３図に示
すごとくなり、かなり大きい値である。なお、第３図は
タンディツシュ容量１５）ン、 ４− 溶鋼ヘッド１．３ｍ、取鍋〜タンディッＶユ湯面間距離
１．３ｍの場合である。 すなわち、〔Ｉ〕鋳込初期の溶鋼酸化には、取鍋注入流
落日での巻込気泡による酸化が著しく寄与している。〔
π〕注′入流高さく取鍋ノズル〜タンデイツＶユ内湯面
間の距離）が長い程、また注入速度が大きい程、溶鋼酸
化量が小さい。 このように、鋳込初期の溶鋼再酸化抑制には、適切な取
組注入流の注入速度および注入高さの設定が重要である
。従って、この発明では溶鋼の清浄性を向上させる方法
として、タンディツシュ内の湯面レベルを速かに上昇さ
せることによって注入流薄口での気泡巻込を減少させる
方法をこうじたのである。すなわち、鋳込初期における
取鍋からタンディツシュへの溶鋼の注入に際し、タンデ
ィツシュ内の湯面上昇速度を４０ｎ／分以上とすること
を特徴とする。 この発明方法において、タンディツシュ内の湯面上昇速
度を４ ｋ／分以上とした理由について以下に説明する
。 連続鋳造法により得られたスラブの表面品質の判定規準
として、スワブメガネ判定グレードがあり、これにはＡ
−Ｆまでの６段階の規準がある。 第４図はスラブメガネ判定グレードと該スラブを圧延し
て薄コイルにしたときのコイル検査合格率（％）との関
係を示したものであり、スラブメガネ判定グレードＡ〜
Ｄが好ましいことがわかる。さらに、スラブメガネ判定
グレードとスラブ表皮下アルミナ濃度（ＰＰＭ）との関
係を第５図に示す。 すなわち、第４図および第５図より、鋳片スラブより得
られる成品としてのコイルの品質が十分保証されるため
には、スラブ表皮下アルミナ濃度（ｐｐｍ）が４５ｐｐ
ｍ以下であることが必要である。 ところで、スラブ表皮下アルミナの生成する条件として
は、鋳込初期においては、前記した溶鋼の再酸化、すな
わちアルミニウムの酸化が考えられる。この事実は第６
図によって説明される。 １ 第６図は、第１表に示す成分のアルミギルド系溶鋼
について、タンデイツンユ内湯面ｖベルヒ昇速度の変化
に伴なう鋳込時間（分）とスラブ表皮下アルミナ（ｐｐ
ｍ）との関係を調べたものである。 なお、鋳片中アルミナ介在物濃度の分析はナンド分析法
による。この結果より、スラブから得られる薄コイルの
品質を考慮に入れたスラブ表皮下アルミナ４５ｐｐｍ以
下となるためには、タンディツシュ内湯面上昇速度が少
なくとも４０ ＬＭ／分以−ヒで注入すると、スラブの
手入れはトップスラブだけでよく、２枚目以降は手入れ
が不要の良質のスラブを得ることができる。 従って、この発明では、連続鋳造鋳込初期におけるタン
ディツシュ内の湯面上昇速度を４０ （−ｍ／分以上と
限定したのである。 第 １ 表 次に、この発明の実施例について説明する。 実 施 例 前記第１表に示す成分の溶鋼（温度１５６０°Ｃ）を
７− 用い、タンディツシュ内湯面レベル上昇速度４０礪／分
、５Ｑｚ／分で溶鋼を注入し、スラブサイズ１２０００
巾Ｘ ２１０ｍ＋１厚ｘ ｓｏｏｏｔｍ長さのスラブを
連続鋳造し、得られたスラブの表皮下アルミナ濃度をサ
ンド分析法により分析した結果を第２表に示す。 なお、第２表には、比較のため、タンディツシュ内湯面
レベル上昇速度１２ＣＩＫ／分とし、かつタンデイツＶ
ユノズル部を０２リンスにて吹付けながら溶鋼を注入し
、連続鋳造して得られた同一サイズのスラブのアルミナ
濃度を併せて示した。 第２表より明らかなごとく、タンデイツＶユ内湯面レベ
ル上昇速度が４０６Ｉｎ／分以上で注入すれば、スラブ
表皮下アルミナ量が大巾に少ない良品質のスラブが得ら
れた。従って、手入れもトップスワブだけにとどまり、
２枚目以降のスラブは手入れが不要であった。一方、従
来法で得られたスラブは表皮下アルミナ量が多く、トッ
プスラブのみならず２枚目のスラブまで手入れを要した
。 ８− 第２表 皇紀の実施例からも明らかなごとく、この発明方法によ
れば、鋳込初期の溶鋼の再酸化を著しく押倒し、溶鋼の
清浄性を向上させることができるので、タンディツシュ
への溶鋼注入速度の制御のみで品質良好な鋳片を製造す
ることができる。
第１図は連続鋳造設備のタンディツシュにおける溶鋼の
酸化機構を示す説明図、第２図は取鍋からの溶鋼注入流
落日での気泡巻込状況を示す模式図、第３図は取鍋から
の溶鋼注入流落日の巻込気泡による溶鋼の酸素吸収量を
示す図表、第４図はスラブメガネ判定グレードとコイル
品質の関係を示す図表、ｉＪ５図はスラブ表皮下アルミ
ナ濃度とメガネ判定グレードの関係を示す図表、第６図
はタンディツシュ内湯面レベル上昇速度の変化に伴なう
鋳込時間とスラブ表皮下アルミナ量との関係を示す図表
である。 １・・・溶鋼注入流、２・・・巻込気泡。 １１− （八ｃｌｃｌ）’Ｆ’ｉｌ’［’Ｊ’ｌ！！Ｆａｆ：Ｉ
’４”Ｙ’ｌＷＭ（％）昨尋憂〜１ｔ＞口 ＠ 廻
酸化機構を示す説明図、第２図は取鍋からの溶鋼注入流
落日での気泡巻込状況を示す模式図、第３図は取鍋から
の溶鋼注入流落日の巻込気泡による溶鋼の酸素吸収量を
示す図表、第４図はスラブメガネ判定グレードとコイル
品質の関係を示す図表、ｉＪ５図はスラブ表皮下アルミ
ナ濃度とメガネ判定グレードの関係を示す図表、第６図
はタンディツシュ内湯面レベル上昇速度の変化に伴なう
鋳込時間とスラブ表皮下アルミナ量との関係を示す図表
である。 １・・・溶鋼注入流、２・・・巻込気泡。 １１− （八ｃｌｃｌ）’Ｆ’ｉｌ’［’Ｊ’ｌ！！Ｆａｆ：Ｉ
’４”Ｙ’ｌＷＭ（％）昨尋憂〜１ｔ＞口 ＠ 廻
Claims (1)
- 連続鋳造鋳込初期における取鍋からタンディツシュへの
溶鋼注入に際し、タンディツシュ内の湯面上昇速度を４
０４／分以上とすることにより、注入流落日での気泡巻
込を減少させることを特徴とする連続鋳造方法。
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP11795684A JPS60261651A (ja) | 1984-06-07 | 1984-06-07 | 連続鋳造方法 |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP11795684A JPS60261651A (ja) | 1984-06-07 | 1984-06-07 | 連続鋳造方法 |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPS60261651A true JPS60261651A (ja) | 1985-12-24 |
| JPS6352982B2 JPS6352982B2 (ja) | 1988-10-20 |
Family
ID=14724399
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP11795684A Granted JPS60261651A (ja) | 1984-06-07 | 1984-06-07 | 連続鋳造方法 |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JPS60261651A (ja) |
Families Citing this family (1)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| WO1990004106A1 (de) * | 1988-10-06 | 1990-04-19 | Hans Willi Meinz | Doppeltwirkende faltenbalgpumpe |
-
1984
- 1984-06-07 JP JP11795684A patent/JPS60261651A/ja active Granted
Also Published As
| Publication number | Publication date |
|---|---|
| JPS6352982B2 (ja) | 1988-10-20 |
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Legal Events
| Date | Code | Title | Description |
|---|---|---|---|
| EXPY | Cancellation because of completion of term |