明 細 書
電磁場を用いた鋼スラブの連続鐯造方法 技 術 分 野
この発明は、 連続鎳造によって得られた鋼スラブの表面およ び内部品質のよ り一層の改善を図る鋼スラブの連続鐯造方法に 関するものである。 背 景 技 術
幅広の鋼板の製造に用いられるスラブの如き鋼片の連続鎳造 においては、 溶鋼を収容したタンディ ッ シュと連铸铸型との間 の溶鋼流路と して、 通常、 耐火物製の浸漬ノズルが用いられて いる。 この浸漬ノズルは、 と く にアルミキル ド鋼の連続铸^時 にノズル内面にァルミナが付着し易いため、 鐃造時間の経過に と もない溶鋼流路が狭められ、 所望の溶鋼流量を得るこ とがで きない問題があつた。
このため通常は溶鋼を供給する間中、 ノズル内に A r などの 不活性ガスを供給してアルミナ附着を防止していた。 と ころが 高スルーブッ トの高速铸造において溶鋼の吐出速度が大きい場 合には、 不活性ガスが溶鐧流に巻き込まれ、 鑲型内の湯面に浮 上できずに凝固シヱルに 卜ラ ップされる。 鋼中に トラ ップされ た不活性ガスによって最終製品にス リーバー、 ふく れ等の欠陥 が生じるこ とがある。
また、 浸漬ノズルの下端部に左右対称な吐出口を備えた 2孔 ノズル形式の浸漬ノズルにおいては、 吐出口の左右の非対称な
閉塞によ り铸型内の溶湯の流れが不均一とな り、 製品の品質低 下を招く 問題があった。 この場合単にガス トラ ッブの問題だけ ではなく 、 ノズル吐出口の閉塞によって発生する偏流による介 在物の巻き込み及びモールドパウダーの巻き込みもある。
本発明者らは、 主に A £で脱酸した、 炭素濃度が 5 0 0 ρ ρ m以下の低炭素アルミキルド鋼を用いて、 連続铸造におけるノ ズル詰ま り について調査、 検討を重ねた。 その結果、 溶鋼中の 酸素濃度を 3 0 p p m以下、 よ り好ましく は 2 0 p p m以下に 調整し、 浸漬ノズルの先端を開放して溶鋼の吐出口と したパイ ブ状のス ト レ一 卜ノズルを用いると、 ノズル詰ま りがほとんど ないことが明らかとなった。 しかし、 このようなス ト レー トノ ズルにおいては、 溶鐧の吐出流が铸型の下方に向かうため、 溶 鋼中の介在物やガス気泡などが溶鋼ブールの奥深く まで侵入す る問題がある。
このような介在物等の侵入防止のために、 連続铸造用鐃型に 静磁場を作用させる静磁場発生装置を配置して下方に向かう溶 鋼流に制動を加える技術がある。 例えば、 特開昭 5 8 - 5 5 1 5 7号公報には、 連続铸造用铸型の周囲の、 メニスカス近傍レ ベルにおいて直流磁界を発生させ、 その強度及び方向を調節す ることによ り、 溶融金属注入流の侵入深さ及び侵入方向を制御 する技術が開示されている。 この技術ではメニスカス近傍レべ ルに磁界を設けるだけなので、 制動力が不十 ¾である。
本発明者らは、 溶鋼中の酸素濃度を低い値に調整し、 ノズル 内に A rガスを吹き込むことなく 、 ス ト レー トノズルを用いる こ とによって、 ノズルの閉塞を防止し、 一方、 強力な制動力に
よって溶鋼の下降流を制御し、 品質の優れた鋼スラブを鎳造す る技術を確立した。 .
さらに本発明者らは、 溶鋼下降流の制動効果によってメニス カス方向への溶鋼の流れが生じ、 この流れに起因するメニスカ ス変動に対しても、 メニスカス部への静磁場を作用させて制動 するこ とが有効であるとの知見を得た。
本発明の目的は、 表面および内部品質の良好な鋼スラブを得 るこ とができる連続铸造方法を提案するこ とである。
本発明の他の目的は、 A r ガスを用いるこ となく 、 連続鐃造 におけるノズル詰ま りを解消するこ とにある。
さらに、 本発明の目的は、 溶鋼下降流に適切な制動力を加え る と共に、 その結果生じるメニスカス変動をも防止した鋼スラ ブの連続鐃造技術を提供するこ とである。 ' 発 明 の 開 示
この発明は上記目的を達成するため、 上記の知見に基づいて なされたものであり、 その技術的手段は下記の通りである。 す なわち本発明は、 溶鋼中の酸素含有量が 3 0 p p m以下の溶鋼 を用い、 ス ト レー ト浸漬ノズルを用いて、 ノズルに不活性ガス を吹込むこ となく 、 タンディ ヅ シュから連続铸造鐃型内に溶鋼 を供給するこ とを基本と し、 連铸铸型に付加する磁場の条件を 限定する。
その限定は、 ス ト レー ト浸漬ノズル吐出口水準を含む高さ位 置の上記铸型長辺壁背面に静磁場発生器を配置し、 ノズル吐出 口からの吐出流速 V ( m / s e c ) 〖溶鋼流量 (m3 s e c )
Zノズル断面積 (rf) 〗 に応じて、 ノズル吐出口鉛直下の磁束 密度 B ( T ) 及び磁場印加高さ範囲 L (mm ) の関係を
V≤ 0.9 (m/ s e c ) で B x L≥ 2 5、
但し B ≥ 0.0 7 T、 L≥ 8 O mm
v≤ 1.5 (mZ s e c ) で B x L≥ 2 7、
但し B≥ 0.0 8 T、 L≥ 9 O mm
v≤ 2.0 (mZ s e c ) で B x L≥ 3 0、
但し B≥ 0.0 9 T、 L≥ 1 0 0 m m
v≤ 2.5 ( m/ s e c ) で B x L≥ 3 3、
但し B≥ 0.0 9 T、 L≥ 1 1 O m m
v≤ 3.0 ( m / s e c ) で B x L≥ 3 5、
但し B ≥0. 1 T、 L≥ 1 1 O mm
v ^ 3.8 (m/ s e c ) で B x L≥ 3 6、
但し B≥ 0. 1 1 T、 L≥ 1 2 0 m m
v≤ 4.8 ( m s e c ) で B x L≥ 3 8、
但し B≥ 0. 1 2 T、 L≥ 1 2 0 m m
v≤ 5.5 ( mZ s e c ) で B x L≥ 4 0、 '
但し B ≥ 0. 1 3 T、 L≥ 1 3 0 m m
に設定し、 鐯型の一方の長辺壁から他方の長辺壁に向かう静磁 場を発生させながら鐃造するこ とである。
また、 磁場の限定と して、 ス ト レー ト浸漬ノズル吐出口水準 を含む高さ位置の上記鐯型長辺壁背面に静磁場発生器を配置 し、 さらに間隙を設けて下方に少なく とも 1段以上の静磁場発 生器を配置し、 铸型の一方の長辺壁から他方の長辺壁に向かう 静磁場を発生させながら鐃造することを特徴とする鋼スラブの
連続鐯造方法を提供する。
また、 ス ト レー ト浸漬ノズル吐出口水準よ り高い高さ位置の 上記鐃型長辺壁背面に静磁場発生器を配置し、 さらに間隙を設 けて鎵型下部に少なく と も 1段以上の静磁場発生器を配置し、 鎳型の一方の長辺壁から他方の長辺壁に向かう静磁場を発生さ せながら铸造する。
さ らに、 ス ト レー ト浸漬ノズル吐出口水準よ り下方の高さ位 置の上記铸型長辺壁背面に、 鐃片幅方向の中央部付近にのみ、 鐯片の長辺面に直交する向きの静磁場を印加すると共に、 鎵片 の短辺面と直交する向きに直流電圧を印加する。
なお、 ス ト レー ト浸漬ノズル吐出口水準を含む高さ位置の上 記鑲型長辺壁背面に静磁場発生器を配置して鎳型の一方の長辺 壁から他方の長辺壁に向かう静磁場を発生させると共にス ト レ 一ト浸漬ノズル吐出口近傍に铸片短辺壁面と直交する向きに直 流電圧を印加しながら铸造するこ とを特徵とする鋼スラブの連 続 寿造方法である。 図 面 の 簡 単 な 説 明
第 1 図は、 実験例 1 の一段静磁場発生器を備えた連続鎳造装 置の要部構成を示す概略断面図である。
第 2図は、 実験例 1 の一段静磁場発生器を用いた場合の欠陥 発生率を示すグラフである。
第 3図は、 実験例 2の連続鑲造装置の構成を示す断面図であ る。
第 4図は、 実験例 2 に係る連続鎳造装置の構成を主要寸法と
共に示す断面図である。
第 5図は、 実験例 2の結果を表面欠陥発生率 (指数) につい て比較した棒グラフである。
第 6図は、 実験例 4、 5に係る連続鐃造装置の構成を示す断 面図である。
第 7図は、 実験例 4 5に係る連続铸造装置の配置を寸法と 共に示す断面図である
第 8図は、 実験例 4 5の結果を表面欠陥発生率 (指数) に ついて比較した棒グラフである。
第 9図は、 実験例 6のニ段静磁場発生器を備えた連続铸造装 置の要部構成を示す概略断面図である。
第 1 0図は、 ニ段静磁場発生器を用いた場合の欠陥発生率を 示すグラフである。
第 1 1 図は、 実験例 7のニ段静磁場発生器を備えた連続鐯造 装置の要部構成を示す概略断面図である。
第 1 2図は、 部分静磁場発生器 (実験例 7 ) と全幅静磁場発 生器 (実験例 6 ) と無磁場 (比較例) との実験結果を比較して 示す棒グラフである。
第 1 3図は、 静磁場発生器に湯面を含む場合と含まない場合 と無磁場の場合の実験結果を比較して示す棒グラフである。 第.1 4図は、 ガス吹きありの場合とガス吹き無しの場合と無 磁場の場合との実験結果を比較して示す棒グラフである。
第 1 5図は、 実験例 1 0、 1 1 の静磁場発生器を上下二段に 設置した連鏡鐯造装置の断面図である。
第 1 6図は、 静磁場発生器を一段だけ設置する比較例に係る
連続鎳造装置の断面図である。
第 1 7図は、 上下二段でかつ幅方向に部分的に静磁場発生器 を設置する連続铸造装置の断面図である。
第 1 8図は、 実験例 1 0 、 1 1 と従来の表面欠陥発生率 (指 数) を比較して示すグラフである。
第 1 9図は、 実験例 1 2のそれぞれの比較例について欠陥発 生率 (指数) との関係を比較して示すグラフである。 ·
第 2 0図は、 実験例 1 3 に示す静磁場発生器を全幅に設置す る場合と、 部分的に設置する場合との欠陥発生率 (指数) を比 較して示すグラフである。
第 2 1 図は、 実験例 1 4に係る連続铸造装置の構成を示す断 面図である。
第 2 2図は、 実験例 1 4、 1 5の結果を表面欠陥発生率 (指 数) について比較した棒グラフである。
第 2 3図は、 実験例 1 6を示す概略図である。
第 2 4図は 実験例 1 7の説明図である。
第 2 5図は 実験例 1 7の鎳片巾方向'における磁束密度分布 の図である。
第 2 6図は 実験例 1 8の説明図である。
第 2 7図は 実験例 1 8の鐃片幅方向における磁束密度分布 の図である。
第 2 8図は 実験例 1 9の概略図である
第 2 9図は 実験例 2 0の説明図である
第 3 0図は 実験例 2 1 の説明図である
発明を実施するための最良の形態
スラブ連鐃機の铸型に電磁石を設置し、 铸型内溶鋼中に静磁 界を作用させるこ とによ り、 溶鐧中に誘導される電流と磁界と の相互作用によって生ずるロー レ ンツ力で溶鋼流動を制御し、 浸漬ノズルからの吐出流が溶鐧ブール中に深く侵入するのを抑 制するには、 メニスカス近傍のみに静磁界を適用するこ とだけ では不十分である。
第 1 図 ( a ) 、 ( b ) に本発明の実施に用いて好適な連続鐯 造装置の要部の構成例を示した。 一対の短辺壁 1 2、 1 2 と一 対の長辺壁 1 4、 1 4 とからなる連铸铸型 1 0には、 タン'ディ ヅ シュからス ト レー ト浸漬ノズル 1 8が垂下されている。 この ス ト レー ト浸漬ノズル 1 8はノズルの下端部にス 卜 レー トに吐 出口 2 0を開放したパイブ状の構造になっている。
静磁場発生器 2 2は、 連鐃铸型 1 0の長辺壁 1 4の背面に配 置され、 ス ト レー ト浸漬ノズル 1 8の吐出口 2 0近傍及びメニ スカス 2 4を含む高さ位置に配設され、 一方の長辺壁 1 4から 他方の長辺壁 1 4へ短辺壁 1 2 と平行な静磁場を発生する。 こ の静磁場は、 ス ト レー ト浸漬ノズル 1 8から吐出した溶鋼を減 速すると同時にメニスカス 2 4の変動を抑え、 モールドパウダ の溶湯中への巻き込みを防止する。
この鏡型 1 0を用い、 スループッ トを変化させるこ とによつ てス ト レー トノズルからの溶鋼の吐出流速 Vを変化させ、 印加 磁場強度 B と印加磁場範囲 (高さ方向の寸法) Lを変化させ、 製品冷延材に発生する欠陥を観察した。 ノズル吐出口からの吐 出流速 V ( m / s e c ) と印加磁場範囲 L ( m m ) と磁束密度
B ( T ) との関係についての実験結果を第 2図に示した。 磁束 密度と印加磁場範囲を変化させて得た冷延材について、 磁気探 傷法によ り得られた欠陥発生率が無磁場の铸造法における欠陥 発生率を 1 と して、 0. 4 5未満は丸印で、 0. 4 5〜 0. 7は三角 '印で、 0. 7以上を X印で示した。
第 2 図の結果よ り、 欠陥発生率が無磁場铸造法に比較して磁 束密度 Β ( X座標) と磁場印加範囲 L ( y座標) によって得ら れる係数 k = B · Lが 2 5以上で且つ印加距離 Lが 8 O m m以 上で磁束密度 Bが 0. 0 7 T以上である領域で欠陥発生率が 0. 4 5以下となっている。
次に第 9 図の構成例について説明する。 第 9 図では、 ス ト レー ト浸漬ノ ズル 1 8 を用いる と共に上、 下に静磁場発生器 2 6、 2. 8を配置し、 上下段磁場発生器 2 6、 2 8.の間には、 " 減速された溶鋼の流れを均一化させる無磁場に近い間隙部 3 0 を設けてある。 この間隙部 3 0 と下方にある静磁場発生器 2 8 によ って発生した一方の長辺壁 1 4から他の長辺壁 1 4 に向 かって短辺壁 1 2 に平行に走る静磁場によ り 、 静磁場発生器 2 6 によって減速した溶鋼は短辺壁 1 2方向に進行しながら、 下降するこ とになる。 この結果十分減速され、 均一化した溶鋼 の下降流を得るこ とができる。
吐出流速 Vを変化させて磁束密度 B と印加磁極範囲 Lを変化 させた結果を第 1 0図に示した。 無磁場における鐃造法で得ら れた冷延材の欠陥発生率を 1 と して、 比較を行い、 0. 4 5未満 を丸印と し、 0. 4 5〜0. 7未満は三角印、 それ以上を X印で示 した。
第 1 0図よ り明らかなように磁束密度 B と印加磁場範囲 Lに よ って得られる係数 k == B · Lが 1 6以上で欠陥発生率が 0. 4 5未満となっている。 この結果印加磁極範囲が一段磁場に 比較しても優れている。 このように、 ニ段静磁場を印加するこ とによって、 印加磁場範囲及び印加磁場強度が小さ く とも格段 に品質の向上が図られることが明らかとなった。
これらの結果よ り次のこ とがいえる。 ス ト レー ト浸漬ノズル と静磁場とを用いることによってノズル詰ま りがなく連続铸造 を達成することが可能となり、 そのことによつて生産性が向上 する。 加えて重要なことにはノズル詰ま りがないことによって 溶鋼流れの偏流を抑えるこ とが可能となり、 清浄なスラブを製 造することが可能となった。 特に磁束密度及び印加磁場範囲を 規定するこ とによ り非常に欠陥発生率の少ない冷延材を得るこ とが可能となった。
また連続铸造锛型内の湯面を含む位置に静磁場を加えるこ と によつて湯面の変動を抑えることができ、 また浸漬ノズル吐出 口近傍に静磁場を加え、 且つ間隙を設けて下方向に静磁場を加 える こ と によって均一な溶鋼の下降流を得るこ とができる。 よってモールドパウダの巻き込みのないさらに清浄な鋼スラブ を製造可能となった。
特にメニスカス近傍では湯面全面を覆う ように静磁場を発生 させる事が重要である。 例えば溶鋼の湯面に静磁場が加わらず に単に湯面下部にのみ磁場を発生させた場合には、 湯面下の流 れを制動することは可能でも溶鋼の湯面の振動は抑えるこ とは できない。 従って、 湯面振動による湯面のモールドパウダ巻き
込みが発生してしまう。
尚、 本発明で磁場が重要な役割を果たしているが、 この磁場 の領域においては以下のよ う にするこ とが肝要である。 まず静 磁場に関して、 それはノズルの先端部を含み、 これよ り も下方. に適用するこ とである。 特にノズル先端部の吐出口部が磁場内 に存在した場合、 溶鋼吐出流が、 磁場によって十分減速された 緩やかな下降流となる。 次に減速された吐出流は間隙及び下方 の磁場によって、 さらに均一な下降流とな り、 内部及び表面品 質の良い鎳片を铸造する事が可能となる。
さ らにノズル吐出口から溶鋼の噴出している下部には連鐃鐃 型を全面にわたって覆う よう に静磁場を発生させる方が部分的 に静磁場を発生させ鎳造するよ り も良い。
次に本発明は、 通電による磁場を付加するこ とができる。 第
2 3図はこのような例を示すもので、 鐃型 1 0の直下に鐃片の 長辺面に直交する向きに静磁界を発生させる静磁界発生用コィ ル 6 0を設けたほか、 铸片短辺面と直交する向きに直流電圧を 印加する通電用ロール 6 2 を備えている。 磁界発生用 コイ ル 6 0 による静磁界は、 浸漬ノ ズル吐出□ 2 0 よ り も下部の適 所、 たとえば铸型 1 0の直下の位置に、 铸片 2の幅方向中央部 のみ印加できるようにする。 第 2 3図中に、 溶鋼中の磁界 Bの 向き、 電流 I の向き、 電磁力 Fの向きを、 それぞれ一点鎖線、 点線、 二点鎖線にて示した。 この場合、 静磁場通電を、 浸漬ノ ズル吐出口 2 0 よ り も下方で作用させるこ とによ り、 錶片内の 下降流速度を効果的に低減させ、 介在物や気泡の侵入を防止す るこ とができる。 ス ト レー ト浸漬ノズル 1 8を用いる静磁場通
電連続鐃造方法では、 ノズルからの吐出流が常に均—な下向き 溶鋼流となるので、 前記静磁場通電は浸漬ノズル吐出□ 2 0 よ り も下方の位置にて溶鋼流に制動を加える。
本発明では、 ス 卜 レー 卜浸漬ノズルの吐出口からの溶鋼流を 制動するために、 ノズルの吐出口近傍の溶鋼中に通電による制 動力を加えること もできる。 第 2 9図 ( a ) 、 ( b ) にその例 を示した。 連铸铸型 1 0の長辺壁 1 4の背面に配設した静磁場 発生器 8 2のほかに、 铸片短辺面に直交する向きに直流電流を 印加するための通電端子 8 4がノズル吐出口直近に設けられて いる。 第 2 9図中に、 溶鋼中の磁界 Bの向き、 電流 I の向き、 電磁力 Fの向きを、 それぞれ一点鎖線, 点線, 二点鎖線にて示 した。 このような設備構成とするこ とによ り、 本発明において は、 铸片の長辺面と直交する向きの静磁界を铸型内溶鋼に発生 させると同時に、 铸片短辺面と直交する向きに通電端子 8 4か ら直流電流を流すので、 铸造方向に対して上向きの電磁力 Fを 形成することができ、 それ故に、 ノズルからの下向きの流れを 分散し、 介在物、 気泡の铸片内への侵入を抑制することが可能 となる。 この通電端子はス ト レー ト浸漬ノズル 1 8の耐火物中 に埋め込んでもよい。
実験例一 1
第 1 図に示す連鐃鏡造装置を備えた 2ス トラ ン ド連鐃機を用 いて、 酸素濃度 2 8〜3 O p p mの低炭素アルミキル ド鋼を本 発明のス 卜 レー 卜浸漬ノズルを用いて 3チャージの連続铸造実 験を行った。 このときの铸造条件を以下に示した。 このときの ノズル詰ま り防止のガス吹込み量を 1 2 N l Z m i nとした。
鎵造鎊型のサイズ : 厚み方向 2 2 O m m
幅方向 1 6 0 0 m m
高さ方向 8 0 0 m m
タ ンディ ッ シュでの溶鋼のスーパーヒー ト : 2 9〜 3 4 °C スリレープッ ト : 1. 5 ton / in
—方のス ト ラン ドでは、 本発明のス ト レー トノズルを使用し ながら一段のみの静磁場を印加して铸造を行い、 他方のス 卜ラ ン ドでは無磁場で铸造を行った。 第 1 図 ( a ) 、 ( b ) に一段. 静磁場印加の概略図を示した。 以下に静磁場発生器 2 2の仕様 を示した。
一段静磁場発生器 : 幅方向 1 7 0 0 m m
高さ方向 5 0 ~ 6 5 0 m m ( L ) 最大磁束密度 0. 0 5〜 0. 5 T
スループッ トを変化させるこ とによって溶鋼の吐出流速 Vを 変化させながら、 さらに印加磁場強度と印加磁場範囲 Lを変化 させて、 そのと きに冷延材に発生する欠陥を観察する こ と に よって無磁場における铸造法と比較した。 ノズル吐出口からの 流速を 0. 9 m s e c までに限定した と きの印加磁場範囲 L ( m m ) と磁束密度 B ( T ) との関係について第 2図の実験結 果を得た。
第 2図の結果よ り、 欠陥発生率が無磁場鐃造法に比較して磁 束密度 B ( X座標) と磁場印加範囲 L .( y座標) によって得ら れる係数 k = B · Lが 2 5以上で且つ印加距離 Lが 8 0 m m以 上で磁束密度 Bが 0. 0 7 T以上である領域で欠陥発生率が 0. 4 5以下と非常に良く なつているこ とが明白である。 また吐
出流速を 0.9 mZ s e c以上とした場合においても表 1の結果 が得られた。
表 1 流速 v ( m/sec ) 条件 欠陥発生率
B X L , B (T) , L (mm) (無磁場铸造を 1 と する) v ≤ 1 . 5 B X L≥ 2 7 且つ 0 . 4 5未満
B ≥ 0 . 0 8 T , L≥ 9 0 mm v≤ 2 . 0 B X L≥ 3 0 且つ 0 . 4 5未満
B ≥ 0 . 0 9 T , L≥ 1 0 0 mm v ≤ 2 . 5 B X L≥ 3 3 且つ 0 . 4 5未満
B ≥ 0 . 0 9 T, L≥ 1 1 0 ram v ≤ 3 . 0 B X L≥ 3 5 且つ 0 . 4 5 未満
B ≥ 0 . 1 T , L ≥ 1 1 0 mm
v ≤ 3 . 8 B X L≥ 3 6 且つ 0 . 4 5 未満
B ≥ 0 . 1 1 T , L≥ 1 2 0 ram v ≤.4 . 8 B X L ≥ 3 8 且つ 0 . 4 5 未満
B ≥ 0 . 1 2 T , L≥ 1 2 0 mm v ≤ 5 . 5 B X L≥ 4 0 且つ 0 . 4 5未満
B ≥ 0 . 1 2 T , L≥ 1 3 0 mm
実験例一 2
第 3図 ( a ) , ( b ) は、 I字型静磁場発生器 3 2を備えた 連続鐃造装置である。 I字型静磁場発生器 3 2 はス ト レー ト浸 漬ノズル 2からの吐出溶鐧流領域に静磁場が作用し、 その後幅 方向に広がった下向きの流れと湯面変動を形成するメニスカス 方向に広がった溶鋼流を制動する。
ス ト レー ト浸漬ノズル 1 8を用い、 第 3図 ( a ) , ( b ) に 示すように連铸铸型 1 0内へ供給する溶鋼に対して、 連鎳鐯型 1 0 に配置した I字型の静磁場発生器 3 2の磁極領域で制動を 加えつつ、 連鐃铸造した。 静磁場発生器 3 2の具体的な寸法は 第 4図に示すとおりである。
2ス トラ ン ド連铸機を適用して取鍋精鍊を経た C濃度 3 6 0 〜4 5 0 p p m、 A 濃度 4 5 0〜6 2 0 p p m、 酸素濃度 2 7〜3 0 p p mの溶鋼を下記の条件で 3チャージ ( 2 8 0 t ノチャージ) 分を継続して連続鐃造し、 浸漬ノズル内のアルミ ナの付着状況を調査した。 2ス トラ ン ドのうち、 一方のス 卜ラ ン ドでは従来の 2孔型の浸漬ノズルを用い、 他方のス トラ ン ド では本発明のス ト レー ト浸漬ノズル 1 8を用い、 ス ト レー ト浸 漬ノズル 1 8を用いたス トラン ドのみに前記静磁場発生器 3 2 を設けた。
鎳造条件は以下の通りである。
铸型サイズ : 短辺 2 2 0 mm、 長辺方向 1 6 0 0 mm 鏡造速度 : 1 . 7 m / m i n
タンディ ッシュ内榕鋼過熱度 : 2 5〜3 0 °C
静磁場発生器の最大磁束 : 3 0 0 0ガウス
その結果、 ノズル内に 1 0 N 1 Zm i nのノ ズル詰ま り防止 用ガスと して A rガスを吹き込んだ従来の 2孔型の浸漬ノ ズル を用いた連続铸造においては、 ノズル吐出口近傍に最大で 1 0 m m厚のアルミナ付着物の層が認められた。 ス ト レー ト浸漬ノ ズルを用い、 I字型静磁場発生器 3 2 を用いた連続鐃造におい ては、 A r ガスをノズル内に吹込まなかったにもかかわらず、 アルミナの付着物層は最大で 2 m m程度であって、 ノズル詰ま りが極めて小さいこ とが確かめられた。
実験例一 3
実験例一 2 と同一組成の取鍋内の溶鋼の浴面上のスラグに、 A 1粉末を添加して取鍋内溶鋼面上のスラグ中の F e 0を還元 し、 F e O濃度を 3 %以下と した取鍋精鍊を行って溶鋼中の酸 素濃度を 1 5〜 1 8 p p mと した。 この溶鐧を用いて、 実験例 一 2 と 同様の鐃造条件のも と に、 3 チャ ージ ( 2 8 0 t Z チャージ) 連続的に連続铸造し、 その際の浸漬ノズルのアルミ ナの付着状況を調査した。 なお、 この実験例では、 両ス ト ラ ン ド共に浸漬ノズル内にはノズル詰ま り防止用のガスは吹き込ま なかった。
その結果、 2孔浸漬ノ ズルを用いる従来法に従った場合に は、 3 チャージ目においてノズル詰ま りのために所定の注入速 度が達成できず、 铸造速度が 1 . 7 mZm i nから 1 . 2 m/ m i nに低下した。 ス ト レー ト浸漬ノ ズルを用いた連続鐃造に おいては、 铸造速度が低下するようなこ とはなく 、 铸造終了後 にス ト レー ト浸漬ノ ズルを回収してその内面を観察したと こ ろ、 1 〜 2 m m程度のァルミナが付着しているのみであった。
なおス ト レート浸漬ノズルを用い、 静磁場を適用しない実験 を別途行ったが、 この条件では、 ノズル先端から吐出する温度 の高い溶鋼噴流が強い流れとなつて鉛直下方に流れて凝固シェ ルを洗う ために、 その部分の凝固進行が妨げられる。 そのた め、 いわゆるブレークアウ トが発生し、 铸造が不可能であつ た。 これに対して、 ス ト レー ト浸漬ノズルを用いた実験例 2, 3では静磁場の適用によってすでに述べたように安定した铸造 が可能であった。
実験例一 2、 3にて得られた連鐯スラブを、 次に熱間圧延、 冷間圧延して厚さ 0 . 7 m mの冷延板とし、 得られた鋼板の表 面欠陥 (ふく れ性欠陥とス リーパー欠陥の合計) の発生率につ いて調査した。 その結果を第 5図に示す。
第 5 図において、 この発明に従う連続铸造を行った場合に は、 表面欠陥の発生率が非常に小さいことがわかる。 この ¾由 は、 連続铸造用铸型における静磁場の適用によって溶鋼の注入 流がク レー夕の奥深く まで侵入することがないこ と と、 メニス カスの溶鋼流動が抑制されモールドパゥダの巻き込みがないた めと考えられる。 また実験例一 3 における適合例の結果が実験 例一 2の適合例よ り も良好なのは、 溶鋼の酸素濃度が低く 、 ま たふくれ性欠陥の主因となる A rガスの吹き込みを行っていな いためと考えられる。 なお、 この実験例一 3 における比較例で もかなり良い結果が得られているが、 ソズル内にノズル詰ま り 防止用のガスを吹き込まないために、 ノズル詰ま りが発生して 所望の鐃造速度が得られず、 生産性の点で問題がある。
実験例一 4
第 6図に示す T字型静磁場発生装置を備えた 2ス ト ラ ン ド 連鐃機を適用 して、 取鍋精鍊を経た C濃度 3 8 0〜 5 0 0 p p m、 A £濃度 4 5 0〜 5 5 0 p p m、 酸素濃度 2 5〜 2 8 p p mの溶鋼を下記の条件で 3チャージ ( 3 0 0 チ ヤ一 ジ) 分を継続して連続铸造し、 ス ト レー ト浸漬ノズル内のアル ミナの付着状況を調査した。
T字型静磁場発生器 34を第 7図に示すような寸法関係で配 置し、 ス ト レー ト浸漬ノズル 1 8を用いたス ト ラ ン ドと、 従来 の 2孔型の浸漬ノズルを用いたス 卜ラ ン ドの 2ス ト ラ ン ドを用 いた。
鑲造条件は以下の通りである。
鐃型サイズ ; 短辺 2 1 5 mm、 長辺 1 6 0 0 mm
鐃造速度 ; 1. 6 m / m i n
タ ンディ ッ シュ内溶鐧過熱度 ; 2 0〜 2 5 °C
静磁場発生器の最大磁束 ; 3 2 0 0ガウス
その結果、 ノズル内に 1 0 N 1 Zm i nのノズル詰ま り防止 用ガスを吹き込んだ従来の 2孔型の浸漬ノズルを用いた連続鐯 造においては、 ノズル吐出口近傍に最大で 1 0 m m厚みのアル ミナ付着物の層が認められたが、 ス ト レー ト浸漬ノズルと静磁 場を用いた実験例の連続鐃造においては、 A rガスをノズル内 に吹 まなかったにもかかわらずアルミナの付着物層は最大で 2 m m程度であって、 ノズル詰ま りが極めて小さいこ とが確か められた。
実験例一 5
実験例一 4 と同一組成の取鍋内の溶鋼の浴面上のスラグに、
Α ·β粉末を添加して取鍋内溶鐧浴面上のスラグ中の F e Oを還 元し、 F e 0濃度を 2 %以下とした取鍋精鍊を行って溶鋼中の 酸素濃度を 1 2〜 1 8 p p mと した。 この溶鋼を実験例一 4 と 同様の鐃造条件のもとに、 3チャージ ( 3 0 0 t /チャージ) 連続的に連続铸造を行い、 その際の浸漬ノズル内のアルミナの 付着状況を調査した。 なお、 この実験例では、 両ス トラン ド共 に浸漬ノズル内には一切ノズル詰ま り防止用のガスは吹き込ま なかった。
その結果、 2孔浸漬ノズルを用いる従来法では、 3チャージ 目においてノ ズル詰ま りのために所定の注入速度が達成でき ず、 鑲造速度が 1 . 6 mZm i nから 1 . l mZm i nに低下 した。 実験例の連続铸造においては、 鐃造速度が低下するよう なこ とはなく、 铸造終了後にス 卜 レー ト浸漬ノズル 1 8を回収 してその内面を観察したところ、 1〜 2 mm程度のアルミナが 付着しているのみであった。
なおス ト レー ト浸漬ノズル 1 8を用い、 静磁界を適用しない 実験を別途行ったが、 この条件では、 ノズル先端から吐出する 温度の高い溶鋼流が強い流れとなって鉛直下方に流れて凝固 シェルを洗うために、 その部分の凝固進行が妨げられる。 その ため、 いわゆるブレークアウ トが発生し、 铸造が不可能であつ た。 これに対して、 静磁場 3 4を用いた実験例一 4, 5では静 磁界の適用によってすでに述べたように安定した鐃造が可能で あった。
実験例一 4、 5にて得られた連铸スラブを、 次に熱間圧延、 冷間圧延して厚さ 0. 8 mmの冷延板とし、 得られた鋼板の表
一 2 面欠陥 (ふく れ性欠陥とすじ状欠陥の合計) の発生率について 調査した。 その結果を第 8図に示す。
第 8図において適合例では表面欠陥の発生率が非常に小さい こ とがわかる。 この理由は、 連続鐃造用鐃型における静磁界の 適用によって、 溶鋼の注入流が溶鋼プールの奥深く まで侵入す るこ とがないこ と と、 メニスカスの溶鋼流動が抑制されモール ドパウダの巻きこみがないためと考えられる。 また実験例一 5 における適合例の結果が実験例 - 4の適合例よ り も良好なの は、 溶鋼の酸素濃度が低く 、 またふぐれ性欠陥の主因と なる A r ガスの吹き込みを行っていないためと考えられる。 なお、 この実験例一 5 における比較例でもかなり良い結果が得られて いるが、 ノ ズル内にノズル詰ま り防止用のガスを吹き込まない ために、 ノ ズル詰ま りが発生して所望の鐃造速度が得られず、 生産性の点で問題がある。
実験例一 6
次に第 9図に示すように、 一方のス トラ ン ドにス ト レー ト浸 漬ノズル 1 8を用いると共に上、 下に静磁場発生器 2 6 、 2 8 を配置し、 これによつて上下二段に静磁場をかけて鐃造実験を 行い、 他方のス トラシ ドに比較例と して従来の 2孔式浸漬ノ ズ ルを用いて錶造実験を行った。 静磁場を印加したス トラ ン ド及. び従来の 2孔式浸漬ノズルを使用したス トラ ン ドの双方にノズ ル詰 り 防止用ガスを 1 O N 1 / min 吹込みながら鎳造を行つ た。 他の鐃造条件は実験例一 1 と同様と した。
上下二段の静磁場強度及びその発生器は以下の通りである。 上静磁場発生器 :
幅方向 1 7 0 0 mm
高さ方向 5 0〜 3 2 0 mm ( L i )
最大磁束密度 0.0 5〜0.6 T
磁極間隔 : 上静磁場下端から下静磁場発生器の上端まで
3 0 0 mm
下静磁場発生器 : 幅方向 1 7 0 0 mm
幅方向 1 7 0 0 mm
高さ方向 5 0〜 3 2 0 mm ( L 2 )
最大磁束密度 0.0 5〜0.5 T
すべての磁極範囲 : Li + L 2 = 1 0 0〜 6 4 0 mm 吐出流速 Vを変化させて磁束密度 B と印加磁極範囲 Lを変化さ せた結果を得るために、 まず吐出流速が 0.9 mZ s e cまでに ついての結果を第 1 0図に実験結果を示した。 無磁場における 鏡造法で得られた冷延材の欠陥発生率を 1 と して、 比較を行 い、 0.4 5未満を丸印とし、 0.4 5〜0.7未満は三角印、 それ 以上を X印で示した。
第 1 0図よ り明らかなように磁束密度 B と印加磁場範囲 Lに よ っ て得られる係数 k = B · Lが 1 6以上で欠陥発生率が 0.4 5未満となっている。 この結果印加磁極範囲が一段磁場に 比較してもよいことも明らかとなった。
吐出流速が 0.9 mZ s e cよ り大き く ても同様にニ段静磁場 を印加するこ とによつて溶鋼の流れが制御でき、 表 2の結果を 得るこ とが可能となった。 これよ りニ段静磁場を印加するこ と によって、 印加磁場範囲及び印加磁場強度が小さ く とも無磁場 鐃造よ り格段に品質の向上が図られることが明らかとなった。
表 2 流速 v ( m/ sec ) 条件 欠陥発生率
B X L , B (T) , L (mm) (無磁場铸造を 1 と する) v ≤ 1 . 5 B x L ≥ 1 8 且つ 0 . 4 5 未満
B ≥ 0 . 0 7 T , L ≥ 7 0 mm v ≤ 2 . 0 B x L ≥ 1 9 且つ 0 . 4 5 未満
B ≥ 0 . 0 8 T , L ≥ 7 0 ram v ≤ 2 . 5 B x L ≥ 2 0 且つ 0 . 4 5 未満
B ≥ 0 . 0 9 T, L ≥ 8 0 mm v ≤ 3 . 0 B x L ≥ 2 1 且つ 0 . 4 5 未満
B ≥ 0 . I T , L ≥ 9 0 mm v ≤ 4 . 0 B x L ≥ 2 2 且つ 0 . 4 5 未満
B ≥ 0 . 1 I T , L ≥ 1 0 0 mm v ≤ 5 . 0 B x L ≥ 2 4 且つ 0 . 4 5 未満
B ≥ 0 . 1 2 T , L ≥ 1 0 0〇 mm v ≤ 6 . 0 ε 0 . 4 5 未満
実験例一 7
実験例— 6 と同様の条件で、 磁場の印加方法は第 1 0図に示 した全幅に印加する方法と第 1 1 図に示した幅方向の一部分に 印加する方法と比較する連続铸造実験を行った。 このときそれ ぞれ比較のため、 従来法による鐯造も行い、 その結果をもとに 磁場の印加方法による違いを確認した。 2ス トラ ン ド連鐃機を 用いて、 酸素濃度 2 0〜2 4 p p m低炭アルミキルド鋼を用い た。 双方とも 1 0 N 1 min のノズル詰ま り防止用ガス吹きを 行った。 このときの鐃造条件を以下に示した。
铸造鐃型のサイズ : 厚み方向 2 2 0 mm
幅方向 1 6 0 0 mm
高さ方向 8 0 0 mm
タンディ ッシュでの溶鋼のスーパーヒー ト :
2 8〜 3 30C
鐃造速度 : 3.0 m/min
部分静磁場発生器の仕様は以下の通りである。
上静磁場発生器 : 幅方向 8 0 0 mm
高さ方向 3 0 0 mm
最大磁束密度 0.3 1 T
磁極間隔 : 上静磁場下端から下静磁場発生器の上端ま で 3 0 0 m m
下静磁場発生器 : 幅方向 8 0 0 mm
高さ方向 3 0 0 m m
最大磁束密度 0.3 1 T
また全静磁場発生器の仕様は以下の通りである。
上静磁場発生器 : 幅方向 1 7 0 0 m m
高さ方向 3 0 0 m m
最大磁束密度 ◦.3 1 T
磁極間隔 : 上静磁場下端から下静磁場発生器の上端ま で 3 0 0 m m
下静磁場発生器 : 幅方向 1 7 0 0 m m
高さ方向 3 0 0 m m
最大磁束密度 0.3 1 T
この結果を第 1 2図に示した。 第 1 2図の結果よ り 1 7 0 0 m mの幅に印加した方が欠陥発生率が非常に小さ く なるこ とが 明かとなった。 そのため全幅磁場印加が品質向上によ り効果が あるこ とが判明した。
実験例一 8
本発明のス ト レー トノズルを使用し、 間隙を含めて多段に静 磁場を印加する铸造方法で上段磁場が溶鋼のメニスカスを含み 浸漬ノ ズル吐出口近傍をも含む場合と、 単に浸漬ノズル吐出口 のみを含む場合による铸造について比較実験を行った。 実験は 2ス ト ラ ン ド連鎵機を用いて行い、 そのと きの実験条件は次の とお り と した。
铸造铸型のサイズ : 厚み方向 2 2 0 m m
幅方向 1 6 0 0 m m
高さ方向 8 0 0 m m
タ ンディ ッ シュでの溶鋼のスーパ一ヒー 卜 : 2 4〜 3 0 °C 鐃造速度 : 1 . 9 mZm i n
このと き溶鐧は酸素濃度 2 8 p p mの低炭アルミキル ド鋼を
用い、 連続 3チャージの実験を行った。 ノズル詰ま り防止用ガ スは 1 2 N 1 /m i n吹き込んだ。
多段式静磁場発生器の仕様は次のとおりである。
上静磁場発生器 : 幅方向 1 7 0 0 mm
高さ方向 2 5 0 mm
最大磁束密度 0. 2 7 T
磁極間隔 : 上静磁場下端から下静 場発生器の上端ま で 3 0 0 m m
下静磁場発生器 : 幅方向 1 7 0 0 mm
高さ方向 2 5 0 mm
最大磁束密度 0. 2 7 T
このときの上段の磁場発生器が湯面にかかるようにした場合と かからないようにした比較を第 1 3図に示した。 それぞれの比 較のため従来法で铸造を行い、 そのときの欠陥発生率を 1 と し て他を規格化した。 第 1 3図よ り本発明においては湯面を含ん だ場合の欠陥発生率がよ り小さいことが明らかである。
実験例一 9
さらに、 ノズル詰ま り防止用のガスを吹く ことなく製造した 場合の詰ま り方を確認するため、 以下の条件で実験を行った。 このと きの溶鐧は予め取鍋精練を行う ことによって溶鋼中の酸 素濃度を 1 5〜2 0 p p mに落とした低炭アルミキルド鋼を用 いた。
鐃造鐃型のサイズ : 厚み方向 2 2 0 mm
幅方向 1 6 0 0 m m
高さ方向 8 0 0 mm
タ ンディ ッ シュでの溶鋼のスーパーヒ一 卜 : 2 8〜 3 3 °C 鎳造速度 : 2 . 2 m/m i n
従来法及び磁場印加でもガス吹きを行った実験においてノ ズ ル詰ま り防止用ガスは 1 2 N 1 / m i n吹き込んだ。
多段式静磁場発生器の仕様は次のとお りである。
上静磁場発生器 : 幅方向 1 7 0 ひ m m
高さ方向 2 7 0 m m
最大磁束密度 0. 2 9 T
磁極間隔 : 上静磁場下端から下静磁場発生器の上端 まで 3 0 0 m m
下静磁場発生器 : 幅方向 1 7 0 0 m m
高さ方向 2 7 0 m m
最大磁束密度 0. 2 9 T
ス ト レー トノズルでは、 ノズルからのガス吹きを行わない場 合でも、 3 チャージ連続铸造後ノズルを引き上げた時にはノズ ルに付着した介在物は 1 m m程度であり、 ガス吹き した結果と ほぼ変わりなかった。 '
また欠陥発生率の結果を第 1 4図に示した。 第 1 4図よ り明 らかにガス吹きを行わない場合の欠陥発生率が低減している。 こ.れょ り ガス吹きを行わず铸造を行う こ とによ り非常に清浄の 良い品質の板を得るこ とが可能である。 但しガス吹きを行った 場合の欠陥発生でも十分欠陥は低減している。
実施例一 1 0
第 1 5図 ( a ) 、 ( b ) に示す連続鎳造装置を用いて連続鎳 造を行った。 第 1 5図 ( a ) 、 ( b ) に示すよう に、 ノズル本
体の先端が開放されたス ト レー ト吐出口 2 0を有する構造のス 卜 レー ト浸漬ノズル 1 8を用い、 上下の静磁場 4 2、 4 4を作 用させた。
連続鍀型 1 0内へ供給する溶鋼に対して、 連続鐃型 1 0に配 置した上静磁場発生器 4 2の磁極領域で制動を加えつつ静磁場 発生器 4 2で湯面を沈静化するようにし、 かつ間隙部 4 6で溶 鋼の下降流を均一化する。 また下方の静磁場発生器 4 4によつ ても溶鋼に対して制動を加えながら鐯造を行った。
2ス トラ ン ド連铸機を用いて、 酸素濃度 2 0〜 3 0 p p raの 低炭アルミキルド鋼を本発明の浸漬ノズルを用いて 3チャージ の連鐃铸造実験を行った。 このときの鍀造条件は次のとお りで ある。
連铸铸型のサイズ : 厚み方向 2 0 0 mm
幅方向 1 5 0 0 mm
高さ方向 8 0 0 mm
タ ンディ ッ シュでの溶鋼のスーパ一ヒー ト : 約 3 0 °C 铸造速度 : 2. 0 m/m i n
一方のス 卜ラン ドにス 卜レー ト浸漬ノズル 1 8を用いて上下 静磁場 4 2、 4 4をかけて铸造実験を行い、 他方のス トラン ド には比鲛として従来の 2孔浸漬ノズルを用いて铸造実験を行つ たス ト ラ ン ド双方にノ ズル詰ま り 防止用ガスを 1 0 N 1 Z m i n吹き込みながら铸造を行った。 そのときの条件は以下の 通りである。
上静磁場発生器 : 幅方向 1 7 0 0 mm
高さ方向 3 0 0 mm ( L i )
最大磁束密度 0. 4 T
下静磁場発生器 : 幅方向 1 7 0 0 m m
高さ方向 3 0 0 m m ( L 2 )
最大磁束密度 0 . 4 T
上下静磁場の間隔 : 上静磁場発生器下端から下静磁場発生器 の上端まで 3 0 O m m
すべての磁極範囲 : + L 2 = 6 0 0 m m
その結果、 従来の 2孔型の浸漬ノズルを用いた連続鎳造にお いてはノズル吐出口近傍に最大で 1 2 m m厚みになるアルミナ 付着物の層が認められたが、 ス ト レー ト浸漬ノズルを用いて静 磁場を用いた連続铸造においては、 アルミナの付着層の厚さは 吐出口の開孔部において平均 1 . O m mであり、 ノズル詰ま り が極めて少ないこ とが明らかとなった。
実験例一 1 1
ガス吹きを両ス トラン ドで行う こ となく 、 その他は実験例一 1 0 と同等の条件で連続铸造実験を行った。 このと きの鑲造速 度は 2 . O mZm i nで実験例一 1 0 と変わらずに行った。 ま た、 取鍋精鍊を行う こ と によって溶鋼中の酸素濃度を 1 5〜 2 0 p p mに低減して実験を行った。 その結果、 2孔浸漬ノズ ルでは 2 チャージ目からスライディ ングノズルの開度が開き始 め本来の流量制御が困難となり、 3チャージ目の注湯末期近く でノズル詰ま りのために所定の注入速度を達成できず、 鐃造速 度が低下した。 しかし、 本発明のス ト レー ト浸漬ノズル 1 8を 用いて静磁場 4 2、 4 4を作用させる铸造実験ではノズル詰ま りが発生せず、 注入速度が低下するこ とはなく 、 よって鐯造速
度も低下することはなかった。
両ノズルを実験終了後に回収して、 その詰ま り状況を比較し たところ、 ス トレー ト浸漬ノズルは、 平均 1 . O m m以下のァ ルミナが付着しているのみであった。 他方従来の 2孔浸漬ノズ ルを使用した場合は吐出口部にアルミナ付着が発生しているの と同時に、 浸漬ノズルの 2孔の詰ま り方が一様ではなく 、 この 結果左右の吐出流がアンバランスになっていたこ とが明らかと なった。
さらに実験例一 1 0及び 1 1 の結果をま とめて第 1 8図に示 した。 第 1 8図の結果は鐃造したスラブを熱間圧延後、 冷間圧 延を行い、 冷延板としたとき発生した単位面積あた りの磁気探 傷器で測定した欠陥を平均で示したものである。 また磁気深傷 測定後更に欠陥について何が原因であるかについて調査したと ころ、 ガス起因、 介在物起因、 パウダー起因が問題である事が 判明した。 実験例一 1 0の場合における冷延板の表面欠陥の発 生率を 1 と してその比較で他の表面欠陥の発生率を示した。
第 1 8図では従来の铸造方法と本発明の铸造方法との比較実 験の結果である実験例一 1 0, 1 1 について示した。 この結果 よ り、 本発明では従来よ り格段にスラブの内部欠陥が減少して いることが明らかである。 第 1 8図の実験例一 1 1 に示したよ う に特に溶鋼の清浄度が高い場合にはノズル詰ま りがないだけ でなく 、 かつガスを吹き込まないためブロー永ール欠陥が皆無 となっており非常に良い結果を得ている。
実験例一 1 2
本発明のス ト レー ト浸漬ノズルを使用し、 間隙部を含めて二
段に静磁場を印加する铸造方法と一段のみの静磁場による鐃造 方法について比較実験を行った。 そのときの実験条件を下記に 示した。 尚ノズル詰ま り防止用ガスの吹き込み量は上ノ ズル及 びスライディ ングノズルから合わせて 1 5 N 1 /m i n と限定 して実験した。
鎵造鎳型のサイズ : 厚み方向 2 0 0 m m
幅方向 1 5 0 0 m m
高さ方向 8 0 0 m m
タ ンディ ッ シュでの溶鋼のスーパーヒー ト : 約 3 0 °C 鎳造速度 : 1 . S mZm i n
このと き溶鋼は酸素濃度 2 8 p p mの低炭アルミキル ド鋼を 用い、 それぞれについて連続 3チャージの実験を行った。
本発明と して第 1 5図に示したようにニ段静磁場で上段の磁 場にノズル吐出口が存在する場合の実験結果、 比較例と して第 1 6図に示した一段静磁場で実験した結果の比較を行った結果 を第 1 9図に示した。 またそれぞれの静磁場発生器の仕様を次 示した。
ニ段静磁場発生器
上静磁場発生器 : 幅方向 1 7 0 0 m m
高さ方向 S O O m m i L t )
最大磁束密度 0. 4 T
下静磁場発生器 : 幅方向 1 7 0 0 m m
高さ方向 3 0 0 m m ( L 2 )
最大磁束密度 0. 4 T
上下静磁場の間隔 : 上静磁場発生器下端から下静磁場発生器
の上端まで 3 0 0 m m
すべての磁極範囲 : + L 2 = 6 0 0 m m
—段静磁場発生器 : 幅方向 1 7 0 0 m m
高さ方向 6 0 0 m m ( L )
最大磁束密度 0 . 4 T
第 1 9図に磁気探傷器による欠陥の発生率について示した。 従来の欠陥の発生率を 1 と してそれぞれの比較例の欠陥発生率 を示した。 この結果、 本発明の欠陥発生率が明らかに低いこ と がわかる。
比較例が本発明に比べ欠陥発生率が高く なつているのは、 印 加磁場中に間隙がないため、 溶鋼流れが本発明よ り も拡散しづ ら ぐ吐出流が均一下降流となりにく い。 そのため、 介在物、 気 泡などが吐出流に流されノズル鉛直下のシヱルに 卜.ラ ッブされ るため良く なつていない。 但し、 これらは印加磁場中での比較 であり磁場を印加しない従来に比較すると格段に良く なつてい るこ とは明白である。 これは湯面変動が本発明及び比較例と も 印加された静磁場によって抑制されているためであ ¾。
さらに本発明では、 吐出流が単に減速されるだけでなく 、 上 下段、 静磁場間に間隙を設けることによってその部分で吐出流 が拡散され、 さらに下段の静磁場でよ り均一な下降流となるこ とが明らかである。
実験例一 1 3
静磁場を全幅領域に印加した場合と、 部分幅領域に印加した 場合についての比較実験を行った。 実験は 2ス トラン ド連铸機 を用いて、 酸素濃度 2 0〜2 4 p p mの低炭アルミキル ド鋼を
用いた。 双方と も 1 0 N 1 m i nのノズル詰ま り防止用ガス 吹きを行った。 このと きの铸造条件を以下に示した。
鎊造鎊型のサイズ : 厚み方向 2 0 O m m
幅方向 1 5 0 0 m m
高さ方向 8 0 0 m m
タ ンディ ッ シュでの溶鋼のスーパーヒー ト : 約 3 0。C 铸造速度 : S . S mZm i n
第 1 7図に部分的に静磁場を印加を行う場合の静磁場発生器 を示した。 このと き静磁場発生器の仕様は以下の通りである。 上静磁場発生器 : 幅方向 8 0 0 m m
高さ方向 3 0 O m m
最大磁束密度 0. 4 T
間隙の間隔 : 上静磁場下端から下静磁場発生器の上端まで
3 0 0 m m
下静磁場発生器 : 幅方向 8 0 0 m m
高さ方向 3 0 O m m
最大磁束密度 : 0. 4 T
—方のス ト ラン ドに上記の設備を配置して実験を行った。 ま た本発明の実験方法を比較のために他のス ト ラ ン ド実験を行 い、 この と きの条件は実験例一 1 0 と 同 じ と して実験を行つ た。 この結果を第 2 0図に示した。 第 2 0図の結果よ り 1 7 0 0 m mの幅に印加した方がよいこ とが明らかとなった。 但し、 このと きに部分的に静磁場を印加した場合でも、 従来の鐃造方 法よ り は良いこ とが明白である。
実験例一 1 4
第 2 1 図 ( a ) 、 ( b ) に示す連続铸造装置を用いて連続鐃 造を実施した。 ノズル本体の先端が開放されたス ト レー ト吐出 口 2 0を有するス ト レー ト浸漬ノズル 1 8を用い、 このノズル よ り第 2 1 図 ( a ) 、 ( b ) に示すように連鐃铸型 1 0内へ供 給する溶鋼に対して、 連铸铸型 1 0の下部に配置した静磁場発 生器 5 8の磁極領域で制動を加えつつ連続铸造するよ う にし た。
その結果、 アルミナの付着に起因したノズル詰ま りを起こす ような不具合はなく 、 従って所望の速度で溶鐧を铸型内に注入 しても介在物が溶鋼の奥深く まで侵入しない。 またその制動効 果によって、 メニスカス方向への溶鋼流動が生.じた場合でも連 铸铸型 1 0の上部、 すなわちメニスカス部に相当する位置に設 置した静磁場発生器 5 6からの静磁場によつて溶鋼流が制動さ れるため鋼浴面上のモールドパウダを巻き込むことも防止する ことができた。
実験例一 1 5
2ス トラン ド連锛機を適用して取鍋精鍊を経た C濃度 4 0 0 〜 5 5 0 p p m、 Α ·β濃度 4 0 0〜5 7 0 p p m、 酸素濃度 2 3〜 2 9 p p mの溶鋼を下記の条件で 3チャージ ( 2 8 5 t Zチャージ) 分を継続して連続铸造し、 ス ト レー ト浸漬ノズル 内の.アルミナの付着状況を調査した。 第 2 1図に示すように、 下部静磁場発生器 5 8はその上端を浸漬ノズルの最下端部から 1 0 O mm下方の高さにし、 その下端が吐出口の最下端部から 6 0 O mm下方になるように配置した。 上部静磁場発生器 5 6 はその上端を溶鋼メニスカス 2 4から 1 0 O mm上方にし、 そ
の下端をメニスカス 2 4から 2 0 0 m m下方になるよ う に配置 した。 2ス ト ラ ン ドのうち、 一方のス ト ラ ン ドでは従来の 2孔 型の浸漬ノ ズルを用い、 他方のス ト ラ ン ドではス ト レー ト浸漬 ノ ズルを用い、 ス ト レー ト浸漬ノズル 1 8を用いたス ト ラ ン ド のみに前記静磁場発生器 5 6、 5 8を適用した。
鎳造条件は以下のとお りである。
镜型サイズ ; 短辺壁 2 4 0 m m
長辺壁 1 6 0 0 m m
鐃造速度 ; 1 . 6 5 mZm i n
タ ンディ ッ シュ内溶鋼の過熱度 ; 2 5〜 3 0。C
静磁場発生器寸法と最大磁束
上部静磁場発生器 ; 幅 1 7 0 0 m m、 長さ 3 0 0 m m、
約 3 1 5 0 ガウス
下部静磁場発生器 ; 幅 1 7 0 0 m m、 長さ 5 0 0 m m、
約 3 1 5 0ガウス
ノ ズル内に 1 0 N 1 m i nのノズル詰ま り防止用ガスを吹 き込んだ従来の 2孔型の浸漬ノズルを用いた連続鑲造において は、 ノズル吐出口近傍に最大で 1 0 m m厚みのアルミナ付着物 の層が認められた。 ス ト レー ト浸漬ノズルを用い、 磁場を適用 した連続鎵造においては、 A rガスをノズル内に吹込まなかつ たにもかかわらず、 アルミナの付着物層は最大で 2 m m程度で あって、 ノズル詰ま りが極めて小さいこ とが確かめられた。 実験例一 1 4 と同一組成の溶鋼の取鍋内の浴面上のスラグに A £粉末を添加して取鍋内溶鋼浴面上のスラブ中の F e 0を還 元して、 F e O濃度を 2 . 3 %以下と した取鍋精鍊を行って溶
鋼中の酸素濃度を 1 2〜 1 6 p p mと したのち、 実験例一 1 4 と同様の鐃造条件のも とに、 3 チャージ ( 2 8 5 t Zチヤ一 ジ) 連続的に連続铸造を行い、 その際の浸漬ノズルのアルミナ の付着状況を調査した。 なお、 この実験例では、 両ス 卜ラン ド 共に浸漬ノズル内には、 ノズル詰ま り防止用のガスは吹き込ま なかった。
その結果、 2孔式浸漬ノズルを用いる従来法に従つた場合に は、 3 チャージ目においてノズル詰ま りのために所定の注入速 度が達成できず、 铸造速度が 1 . 6 5111 111 1 11から 1 . 0 m Zm i nに低下した。 ス ト レー ト浸漬ノズルと静磁場を併用し た連続铸造においては、 鎊造速度が低下するよう なこ とはな く 、 铸造終了後にス ト レー ト浸漬ノズルを回収してその内面を 観察したところ、 1〜2 mm程度のアルミナが付着しているの みであった。
なおス ト レー ト浸漬ノズルを用い、 静磁界を適用しない実験 と、 下部の静磁場発生器のみを適用する実験を別途行ったが、 前者の条件では、 ノズル先端から吐出する温度の高い溶鋼噴流 が強い流れとなって鉛直下方に流れて凝固シェルを洗うため に、 その部分の凝固進行が妨げられる。 そのため、 いわゆるブ レークァゥ 卜が発生し、 铸造が不可能であった。 また後者の実 験では湯面変動が大き く安定操業が不可能であった。 さらに、 この条件で鐃造したスラブを圧延し、 ·冷延鋼板の表面を観察し たところ、 多数のモールドパウダの巻き込みが存在した。 これ に対して、 実験例一 1 4 , 1 5では上下の静磁界の適用によつ てすでに述べたように安定した锛造が可能であった。
実験例一 1 4、 1 5 にて得られた連铸スラブを、 次に熱間圧 延、 冷間圧延して厚さ 1 . O m mの冷延板と し、 得られた鋼板 の表面欠陥 (ふく れ性欠陥とすじ状欠陥の合計) の発生率につ いて調査した。 その結果を第 2 2図に示す。
第 2 2 図において、 ス ト レー ト浸漬ノズルを用い、 静磁場を 適応した連続鐃造を行った場合には、 表面欠陥の発生率が非常 に小さいこ とがわかる。 この理由は、 連続铸造用鐃型における 磁界の適用によって、 溶鋼の注入流が溶鋼プールの奥深く まで 侵入するこ とがなく 、 またメニスカス部の溶鋼の流動が抑制さ れたためと考えられる。 また実験例一 1 5 における適合例の結 '果が実験例一 1 4の適合例よ り も好成績なのは、 溶鋼の酸素濃 度が低く 、 またふく れ性欠陥の主因となる A r ガスの吹き込み を行っていないためと考えられる。 なお、 この実験 一 1 5 に ' おける比較例でもかなり良い結果が得られているが、 ノズル内 にノズル詰ま り防止用のガスを吹き込まないために、 ノ ズル詰 ま りが発生して所望の铸造速度が得られず、 生産性の点で問題 がある。 ' 実験例一 1 6
第 2 3図は、 実験例 1 6の構成を説明する図である。 この铸 型 1 0はその直下に铸片の長辺面に直交する向きに静磁界を発 生させる静磁界発生用コイル 6 0、 铸片短辺面と直交する向き に直流電圧を印加する通電用ロール 6 2 を備えている。 磁界発 生用コイル 6 0による静磁界は、 浸漬ノズル吐出口 2 0 よ り も 下部の適所、 たとえば铸型 1 0の直下の位置に、 铸片 2の幅方 向中央部のみ印加できるようにする。 第 2 3図中に、 溶鋼中の
磁界 Bの向き、 電流 Iの向き、 電磁力 Fの向きを、 それぞれ一 点鎖線、 点線、 ニ点鎮線にて示した。
なお、 第 2 3図の上記構成において、 浸漬ノズル吐出ロ 2 0 のレベルよ り も鐯造方向下方に設置する静磁場発生コィル 6 0 及び通電ロール 6 2はそれぞれ 1段ずつ示されているが、 同様 の構造のものを鎊造方向に 2段以上セッ 卜 してもよい。
この実験例は静磁場通電を、 浸漬ノズル吐出口 2 0よ り も下 方で、 かつ、 铸片幅方向の中央部付近の位置のみにて作用させ ることによ り、 鑲片内の下降流速度を効果的に低減させ、 介在 物や気泡の侵入を防止するようにしたものである。
ス ドレー 卜浸漬ノズル 1 8を用いる静磁場通電連続铸造方法 では、 ノズルからの吐出流が常に均一な下向き溶鋼流となるの で、 前記静磁場通電は浸漬ノズル吐出口 2 0よ り も下方の位置 にて、 しかも锛片 2の幅方向の中央部付近だけに印加するこ と によ り溶鋼流に制動を加えるだけでよい。
転炉にて吹鍊した後、 R H処理を施して得られる極低炭アル ミキルド鋼 (C == 1 0〜2 0 p p m) を用い、 次の実験条件下 で、 溶鋼スルーブッ ト 6. 0 ト ン/ (m i n · ス トラン ド) に て、 次の条件によ り、 6連々 ( 1連当 り 2 8 5 ト ンの溶鋼) の 連鐃铸造を実施した。
スラブサイズ : 2 1 5 m m t X 1 5 0 0 m m W
連镜機型式 : 垂直曲げ連铸機 2ス トラ ン ド 垂直部 2 m タ ンディ ヅ シュ内溶鐧過熱度 : 1 5〜2 0 °C
ノズル浸漬深さ : メニスカス〜ノズル噴出口までの距離
2 5 0 mm
タ ンディ ッ シュ內溶鋼酸素濃度 : 1 2〜 1 5 p p m
鑲型長さ : 9 0 0 m m
メニスカス〜鐃型下端までの距離 : 8 0 0 m m
鎳造法と しては、 次の鐯造法を採用し、 各鑲造法で鐯造され たスラブを熱間並びに冷間圧延を施して、 厚み 0 . 7 m mの冷 延鋼板を製造した。 その鋼板を検査ライ ンにて検査し、 製鋼起 因であるス リーバー、 ふく れの発生率を比較した。 冷延鋼板で の欠陥発生率は、 本発明法を採用した場合、 従来法に]:、ヒベて大 幅に低減するこ とができた。
比較例 1 6 - 1 :
浸漬ノ ズル : 2孔ノ ズル 静磁界なし
浸漬ノズル内吹込み A r流量 : 1 5 N 1 /m i n 冷延鋼板内部及び表面欠陥発生率 : 3 . 6 %
比較例 1 6 — 2 :
浸漬ノ ズル : 2孔ノ ズル
静磁界の強度 : 0 . 3 5 T
浸漬ノズル内吹込み A r流量 : 1 5 N 1 Zm i n
冷延鋼板内部及び表面欠陥発生率 : 2 . 8 %
実験例 1 6 - 1
浸漬ノズル : 単孔ス ト レー トノズル
吐出口 8 0 ιη πι φ
静磁界設定位置 : メニスカスよ り 9 0 0〜 1 0 5 0 m m の位置に鐃片幅方向の中央部に 1個設置 静磁界の強度 : 0 . 3 5 T
印加電流 : 3 5 0 0 A ( D C )
浸漬ノズル内ガスの吹込みは実施せず
冷延鋼板内部及び表面欠陥発生率 : 0. 3 %
実験例一 1 7
第 2 4図は、 実験例 1 7の構成を説明する図である。 铸型 1 0の直下に鐯片の長辺面に直交する向きに静磁界を発生させ る静磁界発生用コイル 6 4、 铸片短辺面と直交する向きに直流 電圧を印加する通電用ロール 6 6を備えている。 磁界発生用コ ィル 6 4による静磁界は、 浸漬ノズル吐出口 2 0 よ り も下方に 鎊片 2の幅方向全幅に印加する。 第 2 4図中に、 溶鋼中の磁界 Bの向き、 電流 Iの向き、 電磁力 Fの向きを、 それぞれ一点鎖 線、 点線、 二点鎖線にて示した。
転炉にて吹鎳した後、 R H処理を施して得られる極低炭アル ミキルド鐧 ( C = 1 5〜2 5 p p m) を用い、 次の実験条件下 で、 溶鋼スルーブッ 卜 5. 5 ト ン Z (m i n * ス ト ラ ン ド) に て次の条件によ り、 6連々 ( 1連当 り 2 8 0 ト ンの溶鋼) の連 続鑲造を実施した。
スラブサイズ : 2 2 0 m m t X 1 5 0 0 m m W
連鐯機型式 : 垂直曲げ連铸機 2ス トラ ン ド 垂直部 3 m タンディ ッシュ内溶鋼過熱度 : 1 5〜2 5 *C
ノズル浸漬深さ : メニスカス〜ノズル噴出口までの距離
3 0 0 mm
夕 ンデイ ツ シュ内溶鋼酸素濃度 : 1 3〜 1 8 p p m
铸型長さ : 9 0 0 m m
メニスカス〜鐃型下端までの距雛 : 8 0 0 mm
铸造法と しては、 次の比較例及び実験例の铸造法を採用し、
各鐃造法で鐃造されたスラブを熱間並びに冷間圧延を施して、 厚み 0 . 8 m mの冷延鋼板を製造した。 その板は検査ライ ンに て検査し、 製鋼起因であるス リーバー、 ふく れの発生率を比較 した。 冷延鋼板での欠陥発生率は、 本発明法を採用した場合、 従来法に比べて大幅に低減するこ とができた。
比較例 1 7 - 1 :
浸漬ノ ズル : 2孔ノズル
浸漬ノ ズル内吹込み A r流量 : 1 5 N 1 m i n 冷延鋼板内部及び表面欠陥発生率 : 2 . 1 %
比較例 1 7 - 2 :
浸漬ノ ズル : 2孔ノ ズル
静磁界の強度 : 0. 3 T
浸漬ノ ズル内吹込み A r流量 : 1 5 N 1 /m i n 冷延鋼板内部及び表面欠陥発生率 : 1 . 6 %
実験例 1 7 - 1
浸漬ノズル : 単孔ス ト レー トノズル
吐出口 8 0 πι ιη Φ
静磁界設定位置 : メニスカスよ り 9 0 0〜 1 0 0 0 m m の位置
静磁界の最大強度 : 0. 3 T 鎳片全幅印加、 磁束密度 の幅方向分布は第 2 5図のとお り。
印加電流 : 3 0 0 0 A ( D C ) .
冷延鋼板内部及び表面欠陥発生率 : 0 . 2 %
実験例一 1 8
第 2 6 図は、 実験例 1 8の構成を説明する図である。 鐃型
1 0のメニスカスの部分に静磁場発生器 6 8を設置し、 鐯型
1 0の直下に铸片の長辺面に直交する向きに静磁界を発生させ る静磁界発生用コイル 70、 铸片短辺面と直交する向きに直流 電圧を印加する通電用ロール 72を備えている。 磁界発生用コ ィル 70による静磁界は、 浸漬ノズル吐出口 2 0よ り も下方に 鐯片 2の幅方向全幅に印加する。 第 2 6図中に、 溶鋼中の磁界 Bの向き、 電流 Iの向き、 電磁力 Fの向きを、 それぞれ一点鎖 線、 点線、 二点鎖線にて示した。
転炉にて吹鍊した後、 R H処理を施して得られる極低炭アル ミキルド鐧 ( C - 1 5〜2 5 p p m) を用い、 次の実験条件下 で、 溶鋼スループッ ト 5. 2 ト ン/ (m i n ' ス トラ ン ド) に て 6連々 ( 1連当 り 2 8 0 ト ンの溶鋼) の連続铸造を実施し
実験条伴
スラブサイズ : 2 3 0 mm "t x l 50 0 mmW
連铸機型式 : 垂直曲げ連铸機 2ス トラン ド 垂直部 3 m タンディ ッシュ内溶鋼過熱度 : 1 5〜2 5 °C '
ノズル浸漬深さ : メニスカス〜ノズル噴出口までの距離
3 0 0 mm
タ ンディ ッシュ内溶鋼酸素濃度 : 1 2〜: L 5 p pm 铸型長さ : 9 0 0 mm
メニスカス〜鐃型下端までの距離 : 8 0 0 mm
铸造法としては、 .次の鐯造法を採用し、 各铸造法で鐃造され たスラブを熱間並びに冷間圧延を施して、 厚み 0. 4 mmの冷 延鋼板を製造した。 その板は検査ライ ンにて検査し、 製鋼起因
であるス リーバー、 ふく れの発生率を比較した。 冷延鋼板での 欠陥発生'率は、 本発明法を採用した場合、 従来法に比べて大幅 に低減するこ とができた。
比較例 1 8— 1 :
浸漬ノ ズル : 2孔ノ ズル 7 5 m m Φ X 2 水平ノ ズル 浸漬ノ ズル内吹込み A r流量 : 1 5 N 1 Z m i n 冷延鋼板内部及び表面欠陥発生率 : 3. 5 %
比較例 1 8 - 2 :
浸漬ノ ズル : 2孔ノ ズル 7 5 m m φ X 2 水平ノ ズル メニスカス部のみに静磁界を印加
静磁界の強度 : 0 · 3 T
浸漬ノ ズル内吹込み A r流量 : 1 5 N 1 Z m i n 冷延鋼板内部及び表面欠陥発生率 : 2. 8 %
実験例 1 8 - 1
浸漬ノ ズル : ス ト レー ト単孔ノ ズル 吐出口 8 5 m m Φ 静磁界 :
メニスカス部 : 0. 2 T 铸片長辺全幅、 磁束密度 幅方向分布は均一
メニスカスよ り 9 0 0〜 1 0 0 0 mmの位置 : 静磁界の最大強度 : 0. 4 T 鎳片全幅印加 印加電流 : 2 5 0 0 A ( D C )
冷延鋼板内部及び表面欠陥発生率 : 0'. 1 %
実験例 1 8 - 2
浸漬ノ ズル : ス ト レー ト単孔ノ ズル 吐出 n 8 5 mm 0 静磁界 :
メニスカス部 : 磁界印加せず
メニスカスよ り 9 0 0〜 1 0 0 0 mmの位置 : 静磁界の最大強度 : 0. 4 T 铸片全幅印加 磁束密度の幅方向分布は第 2 7図のとおり 印加電流 : 2 5 0 0 A ( D C)
冷延鋼板内部及び表面欠陥発生率 : 0. 6 %
実験例一 1 9
第 2 8図は、 実験例 1 8の構成を説明する図である。 鎵型 1 0のメニスカスの部分に静磁場発生器 7 4を設置し、 铸型 1 0の直下に铸片の長辺面に直交する向きに静磁界を発生させ 'る静磁界発生用コイル 7 6、 铸片短辺面と直交する向きに直流 電圧を印加する通電用ロール 80を備えている。 磁界発生用コ ィル 7 6による静磁界は、 浸漬ノズル吐出口 2 0よ り も下方に 铸片 2の幅方向全幅に印加する。 第 2 8図中に、 溶鋼中の磁界 Bの向き、 電流 Iの向き、 電磁力 Fの向きを、 それぞれ一点鎖 線、 点線、 二点鎖線にて示した。
転炉にて吹鍊した後、 R H処理を施して得られる極低炭アル ミキル ド鋼 (C = 1 5〜2 5 p p m) を用い、 次の実験条件下 で、 溶鋼スルーブッ ド 5. 8 ト ン/ ( m i n · ス トラン ド) に て、 次の条件にて、 7連々 ( 1連当 り 3 1 0 ト ンの溶鋼) の連 続鐃造を実施した。
スラブサイズ : 2 1 5 m m t 1 5 0 0 m m W
連鐃機型式 : 垂直曲げ連铸機 2ス トラン ド 垂直部 2 m タンディ シュ内溶鋼加熱度 : 1 8〜2 7。C
ノズル浸漬深さ : メニスカス〜ノズル噴出口までの距離
3 0 0 m m
タ ンディ ッ シュ内溶鋼酸素濃度 : 1 4〜 2 0 p p m
铸型長さ : 9 0 0 m m
メニスカス〜鎳型下端までの距離 : 8 0 0 m m
鎳造法と しては、 次の比較例及び実験例の鎳造法を採用し、 各鐃造法で铸造されたスラブを熱間並びに冷間圧延を施して、 厚み 0 . 3 5 m mの冷延鋼板を製造した。 その板は検查ライ ン にて検査し、 製鋼起因であるス リーバー、 ふく れの発生率を 比較した。 冷延鋼板での欠陥発生率は、 本発明法を採用した場 合、 従来法に比べて大幅に低減するこ とができた。
比較例 1 9一 1 :
浸漬ノ ズル : 2孔ノ ズル 8 0 m m Φ X 2 水平 浸漬ノズル内吹込み A r流量 : 1 5 N l Zm i n 冷延鋼板内部及び表面欠陥発生率 : 4. 5 %
実験例 1 9一 1
浸漬ノズル : ス ト レー ト単孔ノ ズル 吐出口 9 0 m m Φ 静磁場通電 :
メニスカス部 : 铸造方向に対して下方に電磁力 静磁界 : 0. 1 5 T 鐯片長辺全幅、
印加電流 : 1 2 0 0 A ( D C )
铸型直下部 : 铸造方向に対して上方に電磁力 メニスカスよ り 9 0 0〜 : I 0 0 0 m mの位置 : 静磁界強度 : 0. 3 T 鑲片全幅印加
印加電流 : 2 8 0 0 A ( D C )
冷延鋼板内部及び表面欠陥発生率 : 0. 0 8 %
実験例 1 9一 2
実験例 1 9一 1 においてメニスカス部に静磁場通電をし ないほかは、 実験例 1 9一 1 と同じ铸造方法。 冷延鋼板内部及び表面欠陥発生率 : 1. 8 %
実験例一 2 0
第 2 9図 ( a) 、 (b ) に実験例一 2 0に用いた連続鐯造装 置の要部の構成を示した。 連铸铸型 1 0の長辺壁 1 4の背面に 静磁場発生器 8 2が配設され、 铸片短辺面に直交する向きに直 流電流を印加するための通電端子 8 4が設けられている。 第 2 9図中に、 溶鋼中の磁界 Bの向き、 電流 Iの向き、 電磁力 F の向きを、 それぞれ一点鎖線, 点線, 二点鎖線にて示した。
このような設備構成とすることによ り、 本発明においては、 铸片の長辺面と直交する向きの静磁界を鐯型内溶鋼に発生させ ると同時に、 铸片短辺面と直交する向きに通電端子 84から直 流電流を流すので、 铸造方向に対して上向きの電磁力 Fを形成 することができ、 それ故に、 ノズルからの下向きの流れを分散 し、 介在物、 気泡の铸片内への侵入を抑制するこ とが可能とな o
以下に示す実験例は、 転炉にて吹鍊された後に、 R H処理を 施して得られる極低炭素鋼 ( 1 5〜2 0 p pm C ) を用い、 表 1 に示す実験条件下で、 片ス 卜ラン ドの溶鋼スルーブッ 卜 4. 5 "b o nZm i nにて 4連 ( 1連当り 3 5 0 t o nの溶鋼) の 連続鐯造を実施した時の結果である。
铸造法と しては、 下記の 2通りの铸造法を採用した。
実施条件 :
スラブサイズ : 2 4 0 m m厚 x 1 5 0 0 m m幅
連鐃機形式 : 垂直曲げ型 (垂直部 2 · 5 m )
タンディ ッ シュ内溶鋼過熱度 : 1 5〜 2 5 °C
ノ ズル浸漬深さ : 3 0 0 m m
溶鋼全酸素量 : 2 2〜 3 0 p p m
A r吹き込み量 : A r ; 5. 0 Ν I /m i η
従来例 : 2孔ノズル使用、 静磁界無し
本発明例 ス ト レー トノズル使用
静磁場通電法 ; 鐯造方向に対し上方に電磁力
静磁界 : 静磁界強度 ; 0. 1 5 Τ
印加電流 : 1 1 0 0 A
こ う して铸造されたスラブは、 熱間圧延、 冷間圧延を施し、 0. 7 m mの厚みの冷延鋼板と し、 連続焼鈍をおこなった。 こ の板を検査ライ ンにまわして検査し、 製鋼起因のス リ ーバー、 ふく れ欠陥の発生率を比較した。 欠陥発生率 =欠陥重量 Z検査 重量である。
従来例 :
ス リ ーバ 0 1 2 %
ふく れ 0 1 5 %
実験例 :
-ス リ ーバ 0. 0 3 %
ふく れ 0. 0 3 %
連鑲铸片の表面に発生するモール ドパウダ およびアルミナ クラスター起因のス リーバー欠陥に対しては 両者と も大差は ないが、 ふく れ欠陥に対して実験例は、 従来の铸造法に対して
1 Z 5に低減していることから、 実験例はノズルから吹き込ん だアルゴンガスや介在物の铸片内への侵入を抑制している効果 が明確である。
また、 別途、 上記と同じ注湯条件で静磁場通電法を適用せず ス ト レー トノズルを使った铸造試験を試みたが、 この条件で は、 ノズル先端から吐出する温度の高い溶鋼噴流が強い流れと なって鉛直方向に流れて凝固シヱルを洗うためにブレークァゥ 卜が発生し、 铸造が不可能であった。
実験例一 2 1
第 3 0図 ( a ) , ( b ) に実験例一 2 1 に用いた連続铸造装 置の要部の構成を示した。 連锛锛型 1 0の長辺壁 1 4の背面に 静磁場発生器 8 6が配設されている。 ス ト レー ト浸漬ノ ズル 1 8の耐火物中に埋め込まれた通電端子 8 8は鐃片短辺面に直 交する向きに直流電圧を印加し、 溶鋼流を減速する方向の力を 榕鋼に与えるものである。 第 2 9図中に、 溶鋼中の磁界 Bの向 き、 電流 I の向き、 電磁力 Fの向きを、 それぞれ一点鎖線, 点 線, 二点鎖線にて示した。
このような設備構成とすることによ り、 铸片の長辺面と直交 する向きの静磁界を铸型内溶鋼に発生させると同時に、 ノズル 出口近傍に铸片短辺面と直交する向きに直流電流を流すので、 鐃造方向に対して上向きの電磁力を形成することができ、 それ 故に、 ノズルからの下向きの流れを制動し分散するこ とができ るから、 介在物、 気泡の鎵片内への侵入を抑制するこ とが可能 となる。
以下に示す実験例は、 転炉にて吹鍊された後に、 R H処理を
施して得られる極低炭素鋼 ( 1 5〜 2 0 p p m C ) を用い、 次 に示す実験条件下で、 片ス ト ラ ン ド の溶鋼スループ ッ ト 4 . S t o n Zm i nにて 4連 ( 1 連当 り 3 5 0 "b o nの溶 鋼) の連続鐃造を実施した時の結果である。
実験条件
スラブサイズ : 2 4 0 m m厚 X 1 5 0 0 m m幅
連鐃機形式 : 垂直曲げ型 (垂直部 2 . 5 m )
タ ンディ ッ シュ内溶鋼過熱度 : 1 5〜 2 5 °C
ノ ズル浸漬深さ : 3 0 0 m m
溶鋼全酸素量 : 2 5〜 3 0 p p m
鐯造法と しては、 次に示す 2通りの鏡造法を採用した。
従来例
浸漬ノズルタイプ : 2孔ノズル、 静磁界無し
本発明例
浸漬ノ ズルタイプ : ス ト レー ト ノズル
静磁界 : 静磁界強度 ; 0. 1 5 T
印加電流 1 1 0 0 A
静磁場通電法 ; 铸造方向に対し上方に電磁力
こ う して鐯造されたスラブは、 熱間圧延、 冷間圧延を施し、 0. 7 m mの厚みの冷延鋼板と し、 連続焼鈍をおこなった。 こ の板を検査ライ ンにまわして検査し、 製鋼起因のス リ ーバー、 ふく れ欠陥の発生率を比較した。 欠陥発生率は、 欠陥発生率 = 欠陥重量 Z検査重量で計算した。
従来例
ス リ ーバー 0. 0 2 %
ふくれ 0 . 1 6 %
本発明例
ス リーパー 0 . 0 3 %
ふくれ 0 . 0 3 %
連鐃铸片の表面に発生するモールドパウダ、 およびアルミナ クラスター起因のスリーパー欠陥に対しては、 両者とも大差は ないが、 ふく れ欠陥に対して本発明例では、 従来例の铸造法に 対して 1 5 に低減していることから、 本発明例が、 ノズルか ら吹き込んだアルゴンガスや介在物の铸片内への侵入を抑制し ている効果が明確である。
また、 別途、 上記と同じ注湯条件で静磁場通電法を適用せず ス ト レー ト浸漬ノズルを使った铸造試験を試みたが、 この条件 では、 ノズル先端から吐出する温度の高い溶鋼噴流が強い流れ となって鉛直方向に流れて凝固シェルを洗うためにブレークァ ゥ トが発生し、 鐃造が不可能であった。
実験例一 2 2
実験例 2 1 と同一鋼種で、 全酸素量が 2 0 p p m以下の鋼を 連続鐃造する際に、 浸漬ノズル内にアルゴンガスを吹き込むこ となしに実験例 2 1 と同一の铸造条件で铸造し、 冷延鋼板の検 查を行った。 本発明法で铸造、 圧延、 その後焼鈍された鋼板の ス リーバー欠陥発生率は、 0. 0 1 %, ふく れ欠陥は皆無と良 好な結果を得たが、 通常の铸造法でガスを吹き込まなかった場 合は、 連铸の 3連目においてノズル詰ま りのために所定の注入 速度が達成できず、 铸造速度が 1 . 6111 111 1 11から 1 . 2 m / i nまで低下する結果となった。 むろん本発明法では、 铸
造速度が低下するようなこ とはなく 、 鐃造終了後のス ト レー ト ノ ズルの内面には、 1〜 2 m mのアルミナ付着層が確認される 程度と軽微なノズル詰りであった。