JPS6352982B2 - - Google Patents
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- JPS6352982B2 JPS6352982B2 JP11795684A JP11795684A JPS6352982B2 JP S6352982 B2 JPS6352982 B2 JP S6352982B2 JP 11795684 A JP11795684 A JP 11795684A JP 11795684 A JP11795684 A JP 11795684A JP S6352982 B2 JPS6352982 B2 JP S6352982B2
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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)
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
らタンデイツシユ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
ンデイツシユ間の注入流酸化防止法としては、不
活性ガスによりシー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、タンデイツシユ
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
タンデイツシユが普及しつつある。 しかしながら、タンデイツシユ容量の大小にか
かわらず、いずれの場合もタンデイツシユへの溶
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
造におけるタンデイツシユへの溶鋼の注入は、早
い注入であるとタンデイツシ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、タンデイツシユへの溶鋼注入速度を極
力落し、かつノズル部をO2ランスにて吹付け非
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。 従つて、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つ
た。 発明の目的 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イツシユへの溶鋼注入に際
し、タンデイツシユ内の湯面上昇速度を40cm／分
以上とすることにより、注入流落口での気泡巻込
を減少させることを特徴とするものである。 すなわち、この発明はタンデイツシユへ溶鋼を
迅速に注入し湯面レベルを早急に上昇させること
によつて、注入流落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。 以下、この発明方法について詳細に説明する。 先ず、取鍋からタンデイツシユへの溶鋼注入に
際しての溶鋼の再酸化機構について説明する。 タンデイツシユ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）、タンデイツシユ内湯面における
溶鋼酸化（矢印Ｂ）、タンデイツシユ耐火物に
よる溶鋼酸化（矢印Ｃ）、注入流落口で溶鋼中
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
(i)(ii)式で算出でき、トータルで数ppm程度とその
寄与は小さい。 △〔Ｏ〕＝n〓S／Ｗ ………(i) n〓＝kg・Po2・Ｍ／RT ………(ii) ただし、△〔Ｏ〕：溶鋼表面からの酸素吸収量、
Ｍ：酸素分子量、kg：物質移動係数、Po2：酸素
分圧、n〓：気相内物質移動速度、Ｒ：気体定数、
Ｔ：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〜
25ppmである。 の注入流落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(iii)(iv)式を用いて算出できる。２は巻
込気泡である。 △〔Ｏ〕B＝ρo2／ρFe・0.002｛（Rc−ａ）／a0｝3…
……(iii) Rc＝｛（1.14＋0.00089・E1）1/2−1.067｝1/2………(i
v) ただし、△〔Ｏ〕B：巻込気泡からの酸素吸収
量、ρo2：酸素の比重、ρFe：溶鋼比重、Rc：巻込
気泡半径、ａ：注入流半径（落口）、a0：注入流
半径（取鍋出口）、E1：注入流乱れ部の湯面衝突
時エネルギー。 これより、取鍋注入流の巻込気泡による溶鋼
（薄板用アルミキルド鋼）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図はタンデイツシユ容量15ト
ン、溶鋼ヘツド1.3ｍ、取鍋〜タンデイツシユ湯
面間距離1.3ｍの場合である。 すなわち、〔〕鋳込初期の溶鋼酸化には、取
鍋注入流落口での巻込気泡による酸化が著しく寄
与している。〔〕注入流高さ（取鍋ノズル〜タ
ンデイツシユ内湯面間の距離）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、
適切な取鍋注入流の注入速度および注入高さの設
定が重要である。従つて、この発明では溶鋼の清
浄性を向上させる方法として、タンデイツシユ内
の湯面レベルを速かに上昇させることによつて注
入流落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
らタンデイツシユへの溶鋼の注入に際し、タンデ
イツシユ内の湯面上昇速度を40cm／分以上とする
ことを特徴とする。 この発明方法において、タンデイツシユ内の湯
面上昇速度を40cm／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、スラ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45ppm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図によつて説明される。 第６図は、第１表に示す成分のアルミキルド系
溶鋼について、タンデイツシユ内湯面レベル上昇
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（ppm）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サ
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、タンデイ
ツシユ内湯面上昇速度が少なくとも40cm／分以上
で注入すると、スラブの手入れはトツプスラブだ
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。 従つて、この発明では、連続鋳造鋳込初期にお
けるタンデイツシユ内の湯面上昇速度40cm／分以
上と限定したのである。
らタンデイツシユ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
ンデイツシユ間の注入流酸化防止法としては、不
活性ガスによりシー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、タンデイツシユ
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
タンデイツシユが普及しつつある。 しかしながら、タンデイツシユ容量の大小にか
かわらず、いずれの場合もタンデイツシユへの溶
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
造におけるタンデイツシユへの溶鋼の注入は、早
い注入であるとタンデイツシ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、タンデイツシユへの溶鋼注入速度を極
力落し、かつノズル部をO2ランスにて吹付け非
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。 従つて、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つ
た。 発明の目的 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イツシユへの溶鋼注入に際
し、タンデイツシユ内の湯面上昇速度を40cm／分
以上とすることにより、注入流落口での気泡巻込
を減少させることを特徴とするものである。 すなわち、この発明はタンデイツシユへ溶鋼を
迅速に注入し湯面レベルを早急に上昇させること
によつて、注入流落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。 以下、この発明方法について詳細に説明する。 先ず、取鍋からタンデイツシユへの溶鋼注入に
際しての溶鋼の再酸化機構について説明する。 タンデイツシユ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）、タンデイツシユ内湯面における
溶鋼酸化（矢印Ｂ）、タンデイツシユ耐火物に
よる溶鋼酸化（矢印Ｃ）、注入流落口で溶鋼中
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
(i)(ii)式で算出でき、トータルで数ppm程度とその
寄与は小さい。 △〔Ｏ〕＝n〓S／Ｗ ………(i) n〓＝kg・Po2・Ｍ／RT ………(ii) ただし、△〔Ｏ〕：溶鋼表面からの酸素吸収量、
Ｍ：酸素分子量、kg：物質移動係数、Po2：酸素
分圧、n〓：気相内物質移動速度、Ｒ：気体定数、
Ｔ：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〜
25ppmである。 の注入流落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(iii)(iv)式を用いて算出できる。２は巻
込気泡である。 △〔Ｏ〕B＝ρo2／ρFe・0.002｛（Rc−ａ）／a0｝3…
……(iii) Rc＝｛（1.14＋0.00089・E1）1/2−1.067｝1/2………(i
v) ただし、△〔Ｏ〕B：巻込気泡からの酸素吸収
量、ρo2：酸素の比重、ρFe：溶鋼比重、Rc：巻込
気泡半径、ａ：注入流半径（落口）、a0：注入流
半径（取鍋出口）、E1：注入流乱れ部の湯面衝突
時エネルギー。 これより、取鍋注入流の巻込気泡による溶鋼
（薄板用アルミキルド鋼）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図はタンデイツシユ容量15ト
ン、溶鋼ヘツド1.3ｍ、取鍋〜タンデイツシユ湯
面間距離1.3ｍの場合である。 すなわち、〔〕鋳込初期の溶鋼酸化には、取
鍋注入流落口での巻込気泡による酸化が著しく寄
与している。〔〕注入流高さ（取鍋ノズル〜タ
ンデイツシユ内湯面間の距離）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、
適切な取鍋注入流の注入速度および注入高さの設
定が重要である。従つて、この発明では溶鋼の清
浄性を向上させる方法として、タンデイツシユ内
の湯面レベルを速かに上昇させることによつて注
入流落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
らタンデイツシユへの溶鋼の注入に際し、タンデ
イツシユ内の湯面上昇速度を40cm／分以上とする
ことを特徴とする。 この発明方法において、タンデイツシユ内の湯
面上昇速度を40cm／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、スラ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45ppm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図によつて説明される。 第６図は、第１表に示す成分のアルミキルド系
溶鋼について、タンデイツシユ内湯面レベル上昇
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（ppm）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サ
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、タンデイ
ツシユ内湯面上昇速度が少なくとも40cm／分以上
で注入すると、スラブの手入れはトツプスラブだ
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。 従つて、この発明では、連続鋳造鋳込初期にお
けるタンデイツシユ内の湯面上昇速度40cm／分以
上と限定したのである。
【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℃）を
用い、タンデイツシユ内湯面レベル上昇速度40
cm／分、50cm／分で溶鋼を注入し、スラブサイズ
1200mm巾×210mm厚×8000mm長さのスラブを連続
鋳造し、得られたスラブ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、タンデイツシ
ユ内湯面レベル上昇速度12cm／分とし、かつタン
デイツシユノズル部をO2ラ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、タンデイツシユ内
湯面レベル上昇速度が40cm／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。従つて、手入れもトツプ
スラブだけにとどまり、２枚目以降のスラブは手
入れが不要であつた。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、トツプスラブの
みならず２枚目のスラブまで手入れを要した。
用い、タンデイツシユ内湯面レベル上昇速度40
cm／分、50cm／分で溶鋼を注入し、スラブサイズ
1200mm巾×210mm厚×8000mm長さのスラブを連続
鋳造し、得られたスラブ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、タンデイツシ
ユ内湯面レベル上昇速度12cm／分とし、かつタン
デイツシユノズル部をO2ラ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、タンデイツシユ内
湯面レベル上昇速度が40cm／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。従つて、手入れもトツプ
スラブだけにとどまり、２枚目以降のスラブは手
入れが不要であつた。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、トツプスラブの
みならず２枚目のスラブまで手入れを要した。
【表】
上記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
抑側し、溶鋼の清浄性を向上させることができる
ので、タンデイツシユ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。
方法によれば、鋳込初期の溶鋼の再酸化を著しく
抑側し、溶鋼の清浄性を向上させることができる
ので、タンデイツシユ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イツシユにおけ
る溶鋼の酸化機構を示す説明図、第２図は取鍋か
らの溶鋼注入流落口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口の巻込気
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、第５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
タンデイツシユ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。
る溶鋼の酸化機構を示す説明図、第２図は取鍋か
らの溶鋼注入流落口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口の巻込気
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、第５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
タンデイツシユ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。
Claims (1)
- １ 連続鋳造鋳込初期における取鍋からタンデイ
ツシユへの溶鋼注入に際し、タンデイツシユ内の
湯面上昇速度を40cm／分以上とすることにより、
注入流落口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 JPS60261651A (ja) | 1985-12-24 |
| JPS6352982B2 true 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) |
Cited By (1)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JPH04501158A (ja) * | 1988-10-06 | 1992-02-27 | レギプール ポリウレタン・アンラーゲン・テヒニク ゲゼルシャフト ミット ベシュレンクテル ハフツング | 複動式ベロー形ポンプ |
-
1984
- 1984-06-07 JP JP11795684A patent/JPS60261651A/ja active Granted
Cited By (1)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JPH04501158A (ja) * | 1988-10-06 | 1992-02-27 | レギプール ポリウレタン・アンラーゲン・テヒニク ゲゼルシャフト ミット ベシュレンクテル ハフツング | 複動式ベロー形ポンプ |
Also Published As
| Publication number | Publication date |
|---|---|
| JPS60261651A (ja) | 1985-12-24 |
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| Date | Code | Title | Description |
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| EXPY | Cancellation because of completion of term |