WO2016159284A1 - 鋼の連続鋳造方法 - Google Patents

鋼の連続鋳造方法 Download PDF

Info

Publication number
WO2016159284A1
WO2016159284A1 PCT/JP2016/060769 JP2016060769W WO2016159284A1 WO 2016159284 A1 WO2016159284 A1 WO 2016159284A1 JP 2016060769 W JP2016060769 W JP 2016060769W WO 2016159284 A1 WO2016159284 A1 WO 2016159284A1
Authority
WO
WIPO (PCT)
Prior art keywords
mold
molten steel
electromagnetic brake
steel
continuous casting
Prior art date
Application number
PCT/JP2016/060769
Other languages
English (en)
French (fr)
Inventor
花尾　方史
裕陽 内山
航平 藤本
正年 宮原
Original Assignee
新日鐵住金株式会社
Priority date (The priority date 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 date listed.)
Filing date
Publication date
Application filed by 新日鐵住金株式会社 filed Critical 新日鐵住金株式会社
Priority to BR112017013367-9A priority Critical patent/BR112017013367A2/ja
Priority to CA2971130A priority patent/CA2971130C/en
Priority to KR1020197003844A priority patent/KR20190016613A/ko
Priority to US15/535,439 priority patent/US10259037B2/en
Priority to KR1020177016340A priority patent/KR20170086574A/ko
Priority to EP16773164.5A priority patent/EP3278906B1/en
Priority to JP2017510215A priority patent/JP6428923B2/ja
Priority to CN201680004565.4A priority patent/CN107107175B/zh
Publication of WO2016159284A1 publication Critical patent/WO2016159284A1/ja
Priority to US16/255,904 priority patent/US10512970B2/en

Links

Images

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
    • B22D11/11—Treating the molten metal
    • B22D11/114—Treating the molten metal by using agitating or vibrating means
    • B22D11/115—Treating the molten metal by using agitating or vibrating means by using magnetic fields
    • 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
    • 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
    • B22D11/041—Continuous casting of metals, i.e. casting in indefinite lengths into open-ended moulds for vertical casting
    • 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
    • B22D11/11—Treating the molten metal
    • 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
    • B22D11/16—Controlling or regulating processes or operations
    • B22D11/18—Controlling or regulating processes or operations for pouring

Definitions

  • the present invention relates to a steel continuous casting method.
  • Patent Document 1 discloses that a swirling flow is generated on the surface of the molten steel in the mold by opposingly installing an electromagnetic stirrer near the long side meniscus of the mold. There is disclosed a technique for suppressing the phenomenon of inclusions and bubbles adhering to the surface of a mold, which causes a slab defect, due to the swirling flow cleaning effect. Moreover, in patent document 2, the electromagnetic brake is made to act on the discharge flow discharged from the discharge hole of an immersion nozzle, and the technique which suppresses the descent
  • JP 2008-183597 A Japanese Patent No. 5245800
  • the object of the present invention is to solve the above-mentioned conventional problems, suppress internal defects by the electromagnetic brake, avoid occurrence of surface defects due to this electromagnetic brake, and clean the slab compared to the prior art. It is to provide technology that can increase the degree.
  • the magnetic flux density (B) of the electromagnetic brake is set.
  • the magnetic flux density (B) of the electromagnetic brake means the magnetic flux density at the center of the electromagnetic brake coil.
  • D 0 mould thickness (m) measured as the distance between the long sides facing each other in the mold at both ends of the long side of the mold having a horizontal section and a short side and a long side
  • D max maximum value (m) of the mold thickness measured as the distance between the long sides facing each other in the mold at the center of the long side of the mold having a horizontal cross section and having a short side and a long side
  • H 0 vertical distance from molten steel surface to center of electromagnetic brake coil (m)
  • H SEN vertical distance (m) from the bottom of the immersion nozzle to the center of the electromagnetic brake coil
  • v flow velocity (m / s) of molten steel discharged from the immersion nozzle
  • ⁇ Discharge angle of molten steel (°) obtained as an angle formed with a horizontal line with positive upward.
  • a rectangular mold having a short side and a long side in a horizontal cross-sectional shape can be used as the mold.
  • the molten steel preferably has a flow velocity v of 0.685 m / s to 0.799 m / s. Thereby, the upward flow is gently formed over the whole, and it becomes easy to suppress the formation of the downward flow along the solidification interface.
  • a funnel mold having a horizontal cross-sectional shape having a short side and a long side, and the distance between the long sides facing each other in the mold being extended at the center of the long side as compared with both ends of the long side Is preferably used.
  • D max / D 0 is preferably 1.16 to 1.24. This makes it easy to reduce the frequency with which the inclusion is supplied to the solidification interface even when the inclusion is carried by the downward flow.
  • H SEN / H 0 is preferably 0.161 to 0.327.
  • the flow velocity v of the molten steel is preferably 0.441 m / s to 1.256 m / s.
  • the discharge angle ⁇ of the molten steel is preferably ⁇ 45 ° to ⁇ 5 °. Thereby, it becomes easy to stabilize the flow of the molten steel in the mold and suppress the fluctuation of the molten steel surface.
  • the magnetic flux density (B) of the electromagnetic brake is within the range of the above (formula 1). According to the present invention that adopts the configuration to suppress the descending speed of the molten steel and reduce the internal defects of the steel slab, while enjoying the effect of the electromagnetic brake, for producing a thin slab Even when a mold is used, it is possible to effectively avoid the occurrence of surface defects due to the electromagnetic brake.
  • both the internal defect and the surface defect of the mold are reliably reduced and the cleanness of the slab by an extremely simple method of setting the electromagnetic brake to an appropriate strength according to the above (Equation 1). Can be increased.
  • the immersion nozzle 2 is disposed in the vicinity of the center of the long side and the short side of the mold 1 having a substantially rectangular horizontal cross section, and as shown in FIG.
  • an electromagnetic brake device 4 is disposed opposite to the height position below the lower end of the immersion nozzle 2 with the mold 1 interposed therebetween.
  • the distance between the long sides that have a short side and a long side in a horizontal cross-sectional shape and are opposed to each other in the mold is set at both ends of the long side at the long side center (D max ).
  • D max A funnel mold expanded from D 0
  • D max> D 0 except that the horizontal swirling flow in the vicinity of the molten steel surface can be stabilized, by distancing the solidified shell from the downward flow caused by reversed near the molten steel surface, inclusions And the chance of trapping bubbles can be reduced.
  • Discharge nozzles 5 for discharging molten steel obliquely downward into the mold 1 are formed in portions of the immersion nozzle 2 facing the short side walls 7a and 7b of the mold 1 respectively. Since Ar gas is blown into the immersion nozzle 2, the discharge flow 6 discharged from the discharge holes 5 includes bubbles of Ar gas, alumina and slag-based inclusions.
  • the electromagnetic brake device 4 is disposed opposite to the lower end of the immersion nozzle 2 with the mold 1 in between.
  • the electromagnetic brake device 4 is composed of an electromagnet or the like, and the mold width direction along the long side walls 3a and 3b of the mold 1 with respect to the discharge flow 6 immediately after being discharged from the discharge hole 5 of the immersion nozzle 2 (FIG. 1).
  • a DC magnetic field having a substantially uniform magnetic flux density distribution over the X direction) can be applied in the mold thickness direction (Y direction in FIG. 1) along the short side walls 7a and 7b of the mold 1. Due to this DC magnetic field and the discharge flow, an induced current is generated in the X direction of FIG. 1, and an opposite flow opposite to the discharge flow 6 is formed in the vicinity of the discharge flow 6 by this induced current and the DC magnetic field.
  • the descending speed of the molten steel is suppressed. As a result, it is possible to avoid a phenomenon that inclusions such as alumina remaining in the molten steel and bubbles penetrate into the deep part of the steel piece without being sufficiently lifted and removed.
  • B min is a lower limit value of an appropriate strength range of the magnetic flux density of the electromagnetic brake, and when the magnetic flux density falls below this lower limit value, inclusions and bubbles are prevented from entering the discharge flow and entering downward.
  • B max is the upper limit value of the appropriate strength range of the magnetic flux density of the electromagnetic brake. If the magnetic flux density exceeds this upper limit value, the upward flow along the immersion nozzle 2 becomes too strong. The reversing downflow also becomes strong, and the frequency of contact with the inclusions and bubbles solidified shell 8 carried by this downflow increases. As a result, surface defects are likely to occur.
  • B min and B max are defined by a combination of factors that affect the flow in the mold.
  • Equation 1 the first time, by combining them so as to satisfy the above (Equation 1), it is possible to reduce both the internal defects and surface defects of the mold and increase the cleanliness of the slab.
  • the flow velocity v of the molten steel discharged from the immersion nozzle is preferably 0.685 m / s to 0.799 m / s.
  • the molten steel flow velocity v is 0.685 m / s or more, it becomes easy to obtain a molten steel flow for suppressing the trapping of inclusions at the solidification interface.
  • variation of the molten steel surface because the molten steel flow velocity v is 0.799 m / s or less.
  • D max / D 0 is preferably 1.16 to 1.24.
  • D max / D 0 is 1.16 or more, the upward flow is gently formed throughout, and it is easy to suppress the formation of the downward flow along the solidification interface. Further, when D max / D 0 is 1.24 or less, it becomes easy to reduce the resistance when the solidified shell is pulled out from the mold.
  • D max / D 0 is more preferably 1.18 to 1.22 from the viewpoint of making the above effect remarkable.
  • H SEN / H 0 is preferably 0.161 to 0.327.
  • H SEN / H 0 is 0.161 or more, it becomes easy to stabilize the heat supply to the molten steel surface. Moreover, it becomes easy to suppress the fluctuation
  • H SEN / H 0 is more preferably 0.15 to 0.30 from the viewpoint of making the above effects remarkable.
  • the flow velocity v of the molten steel discharged from the immersion nozzle is preferably 0.441 m / s to 1.256 m / s.
  • the molten steel flow velocity v is 0.441 m / s or more, a molten steel flow that suppresses trapping of inclusions is obtained, and heat supply to the molten steel surface is facilitated.
  • variation of the molten steel surface because the molten steel flow velocity v is 1.256 m / s or less.
  • the molten steel flow velocity v is more preferably 0.500 m / s to 1.100 m / s from the viewpoint of making the above effect remarkable.
  • the discharge angle ⁇ of the molten steel is preferably ⁇ 45 ° to ⁇ 5 °.
  • the discharge angle ⁇ of the molten steel is ⁇ 45 ° or more, heat supply to the molten steel surface becomes easy.
  • the discharge angle ⁇ of the molten steel is ⁇ 5 ° or less, it is easy to suppress the fluctuation of the molten steel surface.
  • the discharge angle ⁇ of the molten steel is more preferably ⁇ 45 ° to ⁇ 15 ° from the viewpoint of making the above effect remarkable.
  • the steel was continuously cast under the casting conditions shown in Table 1 below, and the quality of the manufactured coil was evaluated. Specifically, the quality evaluation of the coil was performed by visually counting the number of sliver ⁇ for each of 50 or more coils, and ⁇ (number of ⁇ 0.5 pcs / coil), ⁇ (0. Each evaluation of 5 pieces / coil ⁇ number of hooks ⁇ 1.0 / coil) and x (number of hooks> 1.0 / coil) was given.
  • the electromagnetic brake magnetic flux density is within an appropriate range, and the funnel A mold is used.
  • the electromagnetic brake magnetic flux density is within an appropriate range and a funnel mold is used, other casting conditions (casting speed, casting width, bulge thickness of funnel part, and immersion nozzle conditions) It was confirmed that all showed extremely good coil quality without being affected by the above.
  • Example 3 the electromagnetic brake magnetic flux density is within an appropriate range, but a rectangular mold having no funnel portion is used.
  • the coil quality under these conditions was good.
  • Examples 10, 17, 19, and 27 are examples in which a funnel mold was used and the casting speed was lowered while the electromagnetic brake magnetic flux density was within an appropriate range. The coil quality under these conditions was good.
  • Example 22 is an example in which a funnel mold was used and the casting speed was increased while the electromagnetic brake magnetic flux density was within an appropriate range. The coil quality under these conditions was good.
  • Example 25 a funnel mold was used, and the discharge angle was shallow ( ⁇ 5 °) while the electromagnetic brake magnetic flux density was within an appropriate range. The coil quality under these conditions was good.
  • Comparative Examples 7 and 8 and Examples 12 to 16 are examples in which conditions other than the electromagnetic brake magnetic flux density are unified, and the appropriate range of the electromagnetic brake magnetic flux density according to the above (Equation 1) is 657 to 4795 (Gauss). is there.
  • Equation 1 657 to 4795 (Gauss).
  • Examples 13 to 15 it was confirmed that the electromagnetic brake magnetic flux density was within an appropriate range and far from both the upper limit value and the lower limit value, and all showed extremely good coil quality.
  • the electromagnetic brake magnetic flux density was 24% smaller than the appropriate lower limit value
  • Comparative Example 8 the electromagnetic brake magnetic flux density was 4% larger than the appropriate upper limit value. As for these, the coil quality was all bad x.
  • Example 12 using the funnel mold is an example in which the electromagnetic brake magnetic flux density is within an appropriate range, but is close to the lower limit value compared with the electromagnetic brake magnetic flux density in Examples 13 to 15. The coil quality under these conditions was good.
  • Example 16 using a funnel mold is an example in which the electromagnetic brake magnetic flux density is within an appropriate range, but is close to the upper limit value compared with the electromagnetic brake magnetic flux density in Examples 13 to 15. The coil quality under these conditions was good.

Landscapes

  • Engineering & Computer Science (AREA)
  • Mechanical Engineering (AREA)
  • Continuous Casting (AREA)

Abstract

本発明は、電磁ブレーキによって内部欠陥を抑制しつつ、この電磁ブレーキに起因する表面欠陥の発生を回避し、従来技術に比べて、鋳片の清浄度を高めることができる技術を提供することを主目的とする。 本発明は、浸漬ノズルの吐出孔から吐出される吐出流に電磁ブレーキをかけながら、鋳型内へ溶鋼を供給する鋼の連続鋳造方法であって、電磁ブレーキの磁束密度（Ｂ）を、下記（式１）の範囲とする。 Ｂｍｉｎ≦Ｂ≦Ｂｍａｘ　…（式１）

Description

鋼の連続鋳造方法
　本発明は、鋼の連続鋳造方法に関するものである。
　鋼の連続鋳造は、タンディッシュ内の溶鋼を、浸漬ノズルを介して連続鋳造設備の鋳型内に供給しながら行われる。溶鋼は、浸漬ノズルの下端部に形成された吐出孔から鋳型内に吐出されて、鋳型内で冷却され、ブレークアウトしない程度の凝固シェル厚が確保された状態で鋳型出口から引き抜かれる。凝固シェルは、引き抜かれる過程でスプレーにより二次冷却されて完全に凝固した後、切断され、鋳片となる。
　鋳片の清浄度を向上させる技術として、例えば特許文献１には、鋳型の長辺側メニスカス近傍に電磁撹拌装置を対向設置することにより、鋳型内の溶鋼の表面に旋回流を発生させ、この旋回流の洗浄効果によって、鋳片欠陥の要因となる、介在物や気泡が鋳型の表面に付着する現象を、抑制する技術が開示されている。また、特許文献２には、浸漬ノズルの吐出孔から吐出される吐出流に電磁ブレーキを作用させることにより、溶鋼の下降速度を抑制し、溶鋼中の介在物が浮上する時間を確保する技術が開示されている。
　しかし、上記特許文献１の技術では、浸漬ノズルの吐出孔から吐出された吐出流に電磁ブレーキが作用しないため、吐出流の下降速度が抑制されない。そのため、溶鋼中に残存するアルミナ等の介在物や気泡が十分に浮上除去されないまま、鋳片の深部に侵入して内部欠陥の原因となる問題がある。この問題は、上記特許文献２のように、吐出流に電磁ブレーキを作用させることによって回避することができる。
　吐出流に電磁ブレーキを作用させた場合、図３（鋳型の正面断面図）および図４（鋳型の側面断面図）に示すように、浸漬ノズル２に沿った上昇流が生じ、この上昇流は溶鋼の表面付近で反転して下降流となる。ここで、特に、厚みの薄い鋳片を製造するための鋳型では、鋳型の長辺面間の距離（Ｄ０）が近くなる。そのため、上記下降流に運ばれる介在物や気泡が、鋳型の長辺を構成する長辺壁３ａ、３ｂの上に形成される凝固シェル８と接触して、ここで捕捉されやすくなり、表面欠陥の要因となる、という新たな問題が発生する。
特開２００８－１８３５９７号公報 特許第５２４５８００号公報
　本発明の目的は、上記した従来の問題点を解決し、電磁ブレーキによって内部欠陥を抑制しつつ、この電磁ブレーキに起因する表面欠陥の発生を回避し、従来技術に比べて、鋳片の清浄度を高めることができる技術を提供することである。
　上記課題を解決する本発明では、浸漬ノズルの吐出孔から吐出される吐出流に電磁ブレーキをかけながら、鋳型内へ溶鋼を供給する鋼の連続鋳造方法において、電磁ブレーキの磁束密度（Ｂ）を、下記（式１）の範囲とする。ここで、電磁ブレーキの磁束密度（Ｂ）とは、電磁ブレーキコイル中心における磁束密度を意味する。
Ｂｍｉｎ≦Ｂ≦Ｂｍａｘ　　　　　…（式１）
ここで、
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000002
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000003
 Ｄ０＝水平断面形状で短辺と長辺を有する鋳型の、長辺両端において、鋳型内で対向する長辺間の距離として計測される鋳型厚み（ｍ）、
Ｄｍａｘ＝水平断面形状で短辺と長辺を有する鋳型の、長辺中央において、鋳型内で対向する長辺間の距離として計測される鋳型厚みの最大値（ｍ）、
Ｈ０＝溶鋼表面から電磁ブレーキコイル中心までの鉛直方向距離（ｍ）、
ＨＳＥＮ＝浸漬ノズル底面から電磁ブレーキコイル中心までの鉛直方向距離（ｍ）、
ｖ＝浸漬ノズルから吐出された溶鋼の流速（ｍ／ｓ）、
θ＝上向きを正として、水平線と成す角度として求めた、溶鋼の吐出角度（°）。
　また、上記本発明において、鋳型として、水平断面形状で短辺と長辺を有する矩形鋳型を用いることができる。
　また、鋳型として矩形鋳型を用いる上記本発明において、上記溶鋼の流速ｖが０．６８５ｍ／ｓ～０．７９９ｍ／ｓであることが好ましい。これにより、上昇流が全体にわたり緩やかに形成され、凝固界面に沿った下降流の形成を抑制することが容易になる。
　また、上記本発明において、鋳型として、水平断面形状で短辺と長辺を有し、かつ、鋳型内で対向する長辺間の距離を、長辺中央で長辺両端よりも拡張したファンネル鋳型を用いることが好ましい。
　また、鋳型としてファンネル鋳型を用いる上記本発明において、Ｄｍａｘ／Ｄ０が１．１６～１．２４であることが好ましい。これにより、下降流により介在物が運ばれた場合にも、その介在物が凝固界面に供給される頻度を低下させることが容易になる。
　また、鋳型としてファンネル鋳型を用いる上記本発明において、ＨＳＥＮ／Ｈ０が０．１６１～０．３２７であることが好ましい。これにより、上昇流が全体にわたり緩やかに形成され、凝固界面に沿った下降流の形成を抑制することが容易になる。
　また、鋳型としてファンネル鋳型を用いる上記本発明において、上記溶鋼の流速ｖが０．４４１ｍ／ｓ～１．２５６ｍ／ｓであることが好ましい。これにより、鋳型内の溶鋼流動を安定させ、溶鋼表面の変動を抑制することが容易になる。
　また、上記本発明において、上記溶鋼の吐出角度θが－４５°～－５°であることが好ましい。これにより、鋳型内の溶鋼流動を安定させ、溶鋼表面の変動を抑制することが容易になる。
　浸漬ノズルの吐出孔から吐出される吐出流に電磁ブレーキをかけながら、溶鋼を鋳型内へと供給する鋼の連続鋳造方法において、電磁ブレーキの磁束密度（Ｂ）を、上記（式１）の範囲とする構成を採用した本発明によれば、溶鋼の下降速度を抑制して、鋼片の内部欠陥を低減させるという、電磁ブレーキの効果を享受しつつ、厚みの薄い鋳片を製造するための鋳型を用いる場合であっても、電磁ブレーキに起因する表面欠陥の発生を効果的に回避することができる。
　すなわち、本発明によれば、上記（式１）に従って電磁ブレーキを適正な強度とする、という極めて簡便な手法で、鋳型の内部欠陥および表面欠陥の双方を確実に低減させ、鋳片の清浄度を高めることができる。
本発明の１つの実施形態における、連続鋳造装置の鋳型近傍の構成の概略を示すための平面を模式的に示した説明図である。 本発明の１つの実施形態における、連続鋳造装置の鋳型近傍の構成の概略を示すための正面断面を模式的に示した説明図である。 電磁ブレーキを作用させた際の鋳型内の溶鋼の流動状態を説明する正面断面図である。 電磁ブレーキを作用させた際の鋳型内の溶鋼の流動状態を説明する側面断面図である。
　以下に本発明の好ましい実施形態を示す。
　本実施形態では、図１に示すように、水平断面形状が略長方形である鋳型１の、長辺および短辺の略中央付近に浸漬ノズル２を配置し、図２に示すように、鋳型１の長辺を構成する長辺壁３の外側には、浸漬ノズル２の下端よりも下方となる高さ位置に、電磁ブレーキ装置４を、鋳型１を挟んで対向配置している。
　本実施形態では、図１に示すように、水平断面形状で短辺と長辺を有し、かつ、鋳型内で対向する長辺間距離を、長辺中央（Ｄｍａｘ）で長辺両端（Ｄ０）よりも拡張したファンネル鋳型を用いている。その他、本発明では、Ｄｍａｘ＝Ｄ０である矩形鋳型を用いることもできる。ここで、Ｄｍａｘ＞Ｄ０とすることにより、溶鋼表面付近の水平方向の旋回流を安定させることができるほか、溶鋼表面付近で反転して生じる下降流から凝固シェルを遠ざけることにより、介在物および気泡の捕捉機会を低減することができる。
　浸漬ノズル２のうち、鋳型１の短辺壁７ａ、７ｂに面した部分には、鋳型１内へ斜め下向きに溶鋼を吐出する吐出孔５が各々形成されている。浸漬ノズル２内には、Ａｒガスが吹き込まれているため、吐出孔５から吐出された吐出流６には、Ａｒガスの気泡や、アルミナやスラグ系の介在物が含まれる。
　これらのＡｒガスの気泡や、アルミナやスラグ系の介在物が、鋳型１内で十分に浮上除去されないまま、鋼片の深部に侵入して内部欠陥となる現象を回避すべく、本実施形態では、浸漬ノズル２の下端部よりも下方となる高さ位置に、電磁ブレーキ装置４を、鋳型１を挟んで対向配置している。
　電磁ブレーキ装置４は、電磁石などによって構成され、浸漬ノズル２の吐出孔５から吐出された直後の吐出流６に対して、鋳型１の長辺壁３ａ、３ｂに沿った鋳型幅方向（図１のＸ方向）に亘ってほぼ一様な磁束密度分布を有する直流磁界を、鋳型１の短辺壁７ａ、７ｂに沿った鋳型厚み方向（図１のＹ方向）に付与することができる。この直流磁界と吐出流によって、図１のＸ方向に誘導電流が発生し、この誘導電流と前記の直流磁界によって、吐出流６の近傍に、吐出流６と逆向きの対向流が形成されて、溶鋼の下降速度が抑制される。これにより、溶鋼中に残存するアルミナ等の介在物や気泡が十分に浮上除去されないまま鋼片の深部に侵入する現象を回避することができる。
　なお、従来技術で、吐出流に電磁ブレーキを作用させた場合、図３および図４に示したように、浸漬ノズル２に沿った上昇流が生じ、この上昇流は溶鋼の表面付近で反転して下降流となる。特に、Ｄ０が４００ｍｍ以下程度の鋳型では、この下降流により運ばれる介在物や気泡が、長辺壁３ａ、３ｂ上の凝固シェル８と接触して捕捉されやすくなり、表面欠陥の要因となりやすい問題があった。これに対し本発明では、上記（式１）に従って電磁ブレーキの磁束密度を適正な強度とすることにより、下降流により運ばれる介在物や気泡が、長辺壁３ａ、３ｂ上の凝固シェル８に捕捉される現象を抑制可能とした。
　上記（式１）は、発明者の各種検討によって導かれたものであり、上記（式１）を構成する全ての要素の組み合わせによって、はじめて、本発明の効果を奏するものである。ここで、Ｂｍｉｎは、電磁ブレーキの磁束密度の適正な強度範囲の下限値であり、磁束密度がこの下限値を下回ると、介在物や気泡が吐出流に乗って下方へ侵入することを防ぎきれない。また、Ｂｍａｘは、電磁ブレーキの磁束密度の適正な強度範囲の上限値であり、磁束密度がこの上限値を上回ると、浸漬ノズル２に沿った上昇流が強くなり過ぎるため、これに応じて反転する下降流も強くなり、この下降流により運ばれる介在物や気泡の凝固シェル８との接触頻度が高くなる。その結果、表面欠陥が生じやすくなる。このＢｍｉｎおよびＢｍａｘは、鋳型内の流動に影響を与える諸因子の組み合わせにより定義される。
　具体的には、水平断面形状で短辺と長辺を有する鋳型の、長辺両端において、鋳型内で対向する長辺間の距離として計測される鋳型厚み（Ｄ０）と、水平断面形状で短辺と長辺を有する鋳型の、長辺中央において、鋳型内で対向する長辺間の距離として計測される鋳型厚みの最大値（Ｄｍａｘ）と、溶鋼表面から電磁ブレーキコイル中心までの鉛直方向距離（Ｈ０）と、浸漬ノズル底面から電磁ブレーキコイル中心までの鉛直方向距離（ＨＳＥＮ）と、浸漬ノズルから吐出された溶鋼の流速（ｖ）と、溶鋼の吐出角度（θ）とを、上記（式１）を満足するように組み合わせることによって、はじめて、鋳型の内部欠陥および表面欠陥の双方を低減させ、鋳片の清浄度を高めることができる。
　ＨＳＥＮの値が小さくなるほど、電磁ブレーキによる吐出流への制動力が大きくなるため、吐出流の下降速度が抑制され、図３および図４に示した上昇流の流速が大きくなる。その結果、この上昇流が溶鋼の表面付近で反転して形成される下降流の流速も大きくなるため、この下降流により運ばれる介在物や気泡が、鋳型の長辺壁３ａ、３ｂ上の凝固シェル８と接触して捕捉されて表面欠陥となる確率が高くなる。
　一方、ＨＳＥＮの値が大きくなって、Ｈ０に近くなると、電磁ブレーキの効果が薄れる他、溶鋼表面の変動が大きくなる。その結果、モールドパウダーの巻き込みを生じやすくなる。
　また、θの値が大きくなるほど、大きな電磁ブレーキによる制動力が必要になり、上昇流も大きくなる傾向がある。
　このように、上記（式１）の各変数の増減は、それぞれ異なる作用を奏するため、従来、これらを組み合わせて構成される連続鋳造設備において、鋳型サイズや鋳造速度や浸漬ノズルなどを変更する度に、電磁ブレーキの最適な強度を決定することは困難であった。これに対し、本発明によれば、上記（式１）に従って電磁ブレーキを適正な強度とする、という極めて簡便な手法で、鋳型の内部欠陥および表面欠陥の双方を確実に低減させ、鋳片の清浄度を高めることができる。
　本発明において、鋳型が、Ｄｍａｘ＝Ｄ０である矩形鋳型である場合、浸漬ノズルから吐出される溶鋼の流速ｖは、０．６８５ｍ／ｓ～０．７９９ｍ／ｓであることが好ましい。溶鋼流速ｖが０．６８５ｍ／ｓ以上であることにより、介在物の凝固界面への捕捉を抑制するための溶鋼流動を得ることが容易になる。また、溶鋼流速ｖが０．７９９ｍ／ｓ以下であることにより、溶鋼表面の変動を抑制することが容易になる。
　一方、本発明において、鋳型がファンネル鋳型である場合、Ｄｍａｘ／Ｄ０は、１．１６～１．２４であることが好ましい。Ｄｍａｘ／Ｄ０が１．１６以上であることにより、上昇流が全体にわたり緩やかに形成され、凝固界面に沿った下降流の形成を抑制することが容易になる。また、Ｄｍａｘ／Ｄ０が１．２４以下であることにより、鋳型内から凝固殻を引き抜く際の抵抗を小さくすることが容易になる。鋳型がファンネル鋳型である場合、上記の効果を顕著にするという観点から、Ｄｍａｘ／Ｄ０は、１．１８～１．２２であることがより好ましい。
　また、鋳型がファンネル鋳型である場合、ＨＳＥＮ／Ｈ０は、０．１６１～０．３２７であることが好ましい。ＨＳＥＮ／Ｈ０が０．１６１以上であることにより、溶鋼表面への熱供給を安定させることが容易になる。また、ＨＳＥＮ／Ｈ０が０．３２７以下であることにより、溶鋼表面の変動を抑制させることが容易になる。鋳型がファンネル鋳型である場合、上記の効果を顕著にさせるという観点から、ＨＳＥＮ／Ｈ０は、０．１５～０．３０であることがより好ましい。
　また、鋳型がファンネル鋳型である場合、浸漬ノズルから吐出される溶鋼の流速ｖは、０．４４１ｍ／ｓ～１．２５６ｍ／ｓであることが好ましい。溶鋼流速ｖが０．４４１ｍ／ｓ以上であることにより、介在物の捕捉を抑制する溶鋼流動が得られるとともに、溶鋼表面への熱供給が容易になる。また、溶鋼流速ｖが１．２５６ｍ／ｓ以下であることにより、溶鋼表面の変動を抑制することが容易になる。鋳型がファンネル鋳型である場合、上記の効果を顕著にするという観点から、溶鋼流速ｖは、０．５００ｍ／ｓ～１．１００ｍ／ｓであることがより好ましい。
　また、鋳型がファンネル鋳型である場合、溶鋼の吐出角度θは、－４５°～－５°であることが好ましい。溶鋼の吐出角度θが－４５°以上であることにより、溶鋼表面への熱供給が容易になる。また、溶鋼の吐出角度θが－５°以下であることにより、溶鋼表面の変動の抑制が容易になる。鋳型がファンネル鋳型である場合、上記の効果を顕著にさせるという観点から、溶鋼の吐出角度θは、－４５°～－１５°であることがより好ましい。
　下記表１に示す各条件の鋳造条件で鋼の連続鋳造を行い、製造されたコイルの品質を評価した。コイルの品質評価は、具体的には、各５０個以上のコイルに関し、目視検査によりスリバー疵をカウントし、その疵個数によって、◎（疵個数≦０．５個/コイル）、○（０．５個／コイル＜疵個数≦１．０／コイル）、×（疵個数＞１．０個/コイル）の各評価を与えた。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000004
　実施例１、２、４、５、６、７、８、９、１１、１３、１４、１５、１８、２０、２１、２３、２４は、電磁ブレーキ磁束密度が適正範囲内で、且つ、ファンネル鋳型を用いたものである。これらの実施例に示すように、電磁ブレーキ磁束密度が適正範囲内で、かつファンネル鋳型を用いた場合には、その他の鋳造条件（鋳造速度、鋳造幅、ファンネル部の膨らみ厚及び浸漬ノズル条件）に影響されることなく、何れも、極めて良好◎なコイル品質を示すことが確認された。
　実施例３、２６は、何れも、電磁ブレーキ磁束密度が適正範囲内であるが、ファンネル部の無い矩形鋳型を使用したものである。この条件下におけるコイル品質は良好○であった。
  実施例１０、１７、１９、２７は、何れも、ファンネル鋳型を使用し、且つ、電磁ブレーキ磁束密度を適正範囲内としつつ、鋳造速度を低めにした例である。この条件下におけるコイル品質は何れも良好○であった。
  実施例２２は、ファンネル鋳型を使用し、且つ、電磁ブレーキ磁束密度を適正範囲内としつつ、鋳造速度を速めにした例である。この条件下におけるコイル品質は良好○であった。
  実施例２５は、ファンネル鋳型を使用し、且つ、電磁ブレーキ磁束密度を適正範囲内としつつ、吐出角度を浅め（－５°）にした例である。この条件下におけるコイル品質は良好○であった。
　比較例１～１０は、何れも電磁ブレーキ磁束密度が適正範囲内にないものである。この条件下におけるコイル品質は何れも不良×であった。
　比較例７、８と、実施例１２～１６は、電磁ブレーキ磁束密度以外の他の条件を統一し、上記（式１）による電磁ブレーキ磁束密度の適正範囲が６５７～４７９５（Ｇａｕｓｓ）の例である。
  実施例１３～１５は、電磁ブレーキ磁束密度が、適正範囲で、上限値および下限値の何れからも離れたものであり、何れも、極めて良好◎なコイル品質を示すことが確認された。
  比較例７は、電磁ブレーキ磁束密度が適正下限値より２４％小さく、比較例８は、電磁ブレーキ磁束密度が適正上限値より４％大きかった。これらは、何れもコイル品質が不良×であった。
  ファンネル鋳型を使用した実施例１２は、電磁ブレーキ磁束密度を、適正範囲内であるが、実施例１３～１５における電磁ブレーキ磁束密度と比べると、下限値近くとした例である。この条件下におけるコイル品質は良好○であった。
  ファンネル鋳型を使用した実施例１６は、電磁ブレーキ磁束密度を、適正範囲内であるが、実施例１３～１５における電磁ブレーキ磁束密度と比べると、上限値近くとした例である。この条件下におけるコイル品質は良好○であった。
　１…鋳型
　２…浸漬ノズル
　３、３ａ、３ｂ…長辺壁
　４…電磁ブレーキ装置
　５…吐出孔
　６…吐出流
　７ａ、７ｂ…短辺壁
　８…凝固シェル
　９…電磁ブレーキコイル中心

Claims (8)

  1. 　浸漬ノズルの吐出孔から吐出される吐出流に電磁ブレーキをかけながら、鋳型内へ溶鋼を供給する鋼の連続鋳造方法であって、
    　電磁ブレーキの磁束密度（Ｂ）を、下記（式１）の範囲とすることを特徴とする鋼の連続鋳造方法。
    Ｂｍｉｎ≦Ｂ≦Ｂｍａｘ　　　　　…（式１）
    ここで、
    Figure JPOXMLDOC01-appb-I000001
    Ｄ０＝水平断面形状で短辺と長辺を有する鋳型の、長辺両端において、鋳型内で対向する長辺間の距離として計測される鋳型厚み（ｍ）、
    Ｄｍａｘ＝水平断面形状で短辺と長辺を有する鋳型の、長辺中央において、鋳型内で対向する長辺間の距離として計測される鋳型厚みの最大値（ｍ）、
    Ｈ０＝溶鋼表面から電磁ブレーキコイル中心までの鉛直方向距離（ｍ）、
    ＨＳＥＮ＝浸漬ノズル底面から電磁ブレーキコイル中心までの鉛直方向距離（ｍ）、
    ｖ＝浸漬ノズルから吐出された溶鋼の流速（ｍ／ｓ）、
    θ＝溶鋼の吐出角度（°）。
  2. 　前記鋳型として、水平断面形状で短辺と長辺を有する矩形鋳型を用いることを特徴とする、請求項１に記載の鋼の連続鋳造方法。
  3. 　前記溶鋼の流速ｖが０．６８５ｍ／ｓ～０．７９９ｍ／ｓであることを特徴とする、請求項２に記載の鋼の連続鋳造方法。
  4. 　前記鋳型として、水平断面形状で短辺と長辺を有し、かつ、鋳型内で対向する長辺間の距離を、長辺中央で長辺両端よりも拡張したファンネル鋳型を用いることを特徴とする、請求項１に記載の鋼の連続鋳造方法。
  5. 　前記Ｄｍａｘ／Ｄ０が１．１６～１．２４であることを特徴とする、請求項４に記載の鋼の連続鋳造方法。
  6. 　前記ＨＳＥＮ／Ｈ０が０．１６１～０．３２７であることを特徴とする、請求項４または５に記載の鋼の連続鋳造方法。
  7. 　前記溶鋼の流速ｖが０．４４１ｍ／ｓ～１．２５６ｍ／ｓであることを特徴とする、請求項４～６のいずれか１項に記載の鋼の連続鋳造方法。
  8. 　前記溶鋼の吐出角度θが－４５°～－５°であることを特徴とする、請求項４～７のいずれか１項に記載の鋼の連続鋳造方法。
PCT/JP2016/060769 2015-03-31 2016-03-31 鋼の連続鋳造方法 WO2016159284A1 (ja)

Priority Applications (9)

Application Number Priority Date Filing Date Title
BR112017013367-9A BR112017013367A2 (ja) 2015-03-31 2016-03-31 A continuous casting method of steel
CA2971130A CA2971130C (en) 2015-03-31 2016-03-31 Method for continuously casting steel
KR1020197003844A KR20190016613A (ko) 2015-03-31 2016-03-31 강의 연속 주조 방법
US15/535,439 US10259037B2 (en) 2015-03-31 2016-03-31 Method for continuously casting steel
KR1020177016340A KR20170086574A (ko) 2015-03-31 2016-03-31 강의 연속 주조 방법
EP16773164.5A EP3278906B1 (en) 2015-03-31 2016-03-31 Continuous casting method for steel
JP2017510215A JP6428923B2 (ja) 2015-03-31 2016-03-31 鋼の連続鋳造方法
CN201680004565.4A CN107107175B (zh) 2015-03-31 2016-03-31 钢的连续铸造方法
US16/255,904 US10512970B2 (en) 2015-03-31 2019-01-24 Method for continuously casting steel

Applications Claiming Priority (2)

Application Number Priority Date Filing Date Title
JP2015072279 2015-03-31
JP2015-072279 2015-03-31

Related Child Applications (2)

Application Number Title Priority Date Filing Date
US15/535,439 A-371-Of-International US10259037B2 (en) 2015-03-31 2016-03-31 Method for continuously casting steel
US16/255,904 Division US10512970B2 (en) 2015-03-31 2019-01-24 Method for continuously casting steel

Publications (1)

Publication Number Publication Date
WO2016159284A1 true WO2016159284A1 (ja) 2016-10-06

Family

ID=57004396

Family Applications (1)

Application Number Title Priority Date Filing Date
PCT/JP2016/060769 WO2016159284A1 (ja) 2015-03-31 2016-03-31 鋼の連続鋳造方法

Country Status (9)

Country Link
US (2) US10259037B2 (ja)
EP (1) EP3278906B1 (ja)
JP (1) JP6428923B2 (ja)
KR (2) KR20170086574A (ja)
CN (1) CN107107175B (ja)
BR (1) BR112017013367A2 (ja)
CA (1) CA2971130C (ja)
TW (1) TWI590892B (ja)
WO (1) WO2016159284A1 (ja)

Families Citing this family (5)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
BR112017013367A2 (ja) 2015-03-31 2018-01-09 Nippon Steel & Sumitomo Metal Corporation A continuous casting method of steel
ES2920053T3 (es) * 2017-03-03 2022-08-01 Nippon Steel Stainless Steel Corp Método de colada continua
KR102324300B1 (ko) * 2017-04-25 2021-11-09 제이에프이 스틸 가부시키가이샤 강의 연속 주조 방법
TW202000340A (zh) * 2018-06-07 2020-01-01 日商日本製鐵股份有限公司 薄平板鑄造中的鑄模內流動控制裝置及鑄模內流動控制方法
CN112643007B (zh) * 2020-11-23 2022-05-20 首钢集团有限公司 一种减少含铝钢铸坯表层大尺寸夹杂物的连铸方法

Citations (3)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
JP2002239691A (ja) * 2001-02-20 2002-08-27 Kawasaki Steel Corp 溶融金属の連続鋳造方法
JP2009066618A (ja) * 2007-09-13 2009-04-02 Nippon Steel Corp 鋼の連続鋳造方法
WO2013069121A1 (ja) * 2011-11-09 2013-05-16 新日鐵住金株式会社 鋼の連続鋳造装置

Family Cites Families (14)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
JPS5245800A (en) 1975-10-07 1977-04-11 Hitachi Koki Kk Fastening tool
JPS5659565A (en) * 1979-10-22 1981-05-23 Nippon Kokan Kk <Nkk> Mold for continuous casting
JPH06142865A (ja) * 1992-11-10 1994-05-24 Nippon Steel Corp 直流磁場による鋳型内流動の制御方法
JPH06262314A (ja) * 1993-03-16 1994-09-20 Nisshin Steel Co Ltd 連鋳鋳型内溶鋼の流動制御方法
DE4403050C1 (de) * 1994-01-28 1995-09-28 Mannesmann Ag Stranggießkokille zum Führen von Strängen
JP3316108B2 (ja) * 1994-07-14 2002-08-19 川崎製鉄株式会社 鋼の連続鋳造方法
JPH0852544A (ja) * 1994-08-10 1996-02-27 Nippon Steel Corp 無欠陥鋳片の製造方法
JPH09277001A (ja) * 1996-04-19 1997-10-28 Nippon Steel Corp ステンレス鋼鋳片の連続鋳造方法
KR100618362B1 (ko) * 2000-03-09 2006-08-30 제이에프이 스틸 가부시키가이샤 연속 주조 주편의 제조 방법
JP4746398B2 (ja) * 2005-10-11 2011-08-10 新日本製鐵株式会社 鋼の連続鋳造方法
JP4724606B2 (ja) * 2006-06-05 2011-07-13 新日本製鐵株式会社 溶鋼の連続鋳造方法
JP2008183597A (ja) 2007-01-31 2008-08-14 Jfe Steel Kk 鋼の連続鋳造方法及び鋼板の製造方法
JP5245800B2 (ja) 2008-06-30 2013-07-24 Ｊｆｅスチール株式会社 連続鋳造用鋳型及び鋼の連続鋳造方法
BR112017013367A2 (ja) 2015-03-31 2018-01-09 Nippon Steel & Sumitomo Metal Corporation A continuous casting method of steel

Patent Citations (3)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
JP2002239691A (ja) * 2001-02-20 2002-08-27 Kawasaki Steel Corp 溶融金属の連続鋳造方法
JP2009066618A (ja) * 2007-09-13 2009-04-02 Nippon Steel Corp 鋼の連続鋳造方法
WO2013069121A1 (ja) * 2011-11-09 2013-05-16 新日鐵住金株式会社 鋼の連続鋳造装置

Also Published As

Publication number Publication date
TWI590892B (zh) 2017-07-11
KR20190016613A (ko) 2019-02-18
CA2971130A1 (en) 2016-10-06
US10512970B2 (en) 2019-12-24
JP6428923B2 (ja) 2018-11-28
EP3278906A1 (en) 2018-02-07
JPWO2016159284A1 (ja) 2017-09-14
US20190151937A1 (en) 2019-05-23
US20180009026A1 (en) 2018-01-11
CA2971130C (en) 2019-08-13
EP3278906A4 (en) 2018-12-05
EP3278906B1 (en) 2020-04-29
BR112017013367A2 (ja) 2018-01-09
TW201641186A (zh) 2016-12-01
CN107107175B (zh) 2020-03-24
US10259037B2 (en) 2019-04-16
CN107107175A (zh) 2017-08-29
KR20170086574A (ko) 2017-07-26

Similar Documents

Publication Publication Date Title
JP6428923B2 (ja) 鋼の連続鋳造方法
US8418749B2 (en) Continuous casting apparatus for steel
CA2844450C (en) Continuous casting apparatus for steel
JP5014934B2 (ja) 鋼の連続鋳造方法
JP5321528B2 (ja) 鋼の連続鋳造用装置
CN112236249B (zh) 钢的薄板坯铸造中使用的连续铸造用设备及连续铸造方法
TW202000340A (zh) 薄平板鑄造中的鑄模內流動控制裝置及鑄模內流動控制方法
JP3583955B2 (ja) 連続鋳造方法
JP6331757B2 (ja) 鋼の連続鋳造用設備
JP5772767B2 (ja) 鋼の連続鋳造方法
JP4448452B2 (ja) 鋼の連続鋳造方法
JP6036144B2 (ja) 連続鋳造方法
US20200009650A1 (en) Continuous casting method and continuous casting device
JP5440933B2 (ja) 浸漬ノズル及びこれを用いた連続鋳造方法
JP6627744B2 (ja) 鋼の連続鋳造方法及び装置
JP2006159280A (ja) 鋼の連続鋳造方法
JP2002301550A (ja) 連続鋳造用浸漬ノズル

Legal Events

Date Code Title Description
121 Ep: the epo has been informed by wipo that ep was designated in this application

Ref document number: 16773164

Country of ref document: EP

Kind code of ref document: A1

ENP Entry into the national phase

Ref document number: 2017510215

Country of ref document: JP

Kind code of ref document: A

REEP Request for entry into the european phase

Ref document number: 2016773164

Country of ref document: EP

WWE Wipo information: entry into national phase

Ref document number: 15535439

Country of ref document: US

ENP Entry into the national phase

Ref document number: 20177016340

Country of ref document: KR

Kind code of ref document: A

ENP Entry into the national phase

Ref document number: 2971130

Country of ref document: CA

REG Reference to national code

Ref country code: BR

Ref legal event code: B01A

Ref document number: 112017013367

Country of ref document: BR

NENP Non-entry into the national phase

Ref country code: DE

ENP Entry into the national phase

Ref document number: 112017013367

Country of ref document: BR

Kind code of ref document: A2

Effective date: 20170621