JPH02299754A - 連続鋳造方法 - Google Patents

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。

Description

【発明の詳細な説明】 〔産業上の利用分野〕 本発明は連続鋳造鋳片の厚み中心部にみられる不純物元
素、即ち鋼鋳片の場合には硫黄、燐、マンガン等の偏析
を防止し均質な金属を得ることのできる連続鋳造方法に
関するものである。

〔従来の技術、および、発明が解決しようとする課題〕

近年、海洋構造物、貯槽、石油およびガス運搬用鋼管、
高張力線材などの材質特性に対する要求は厳しさを増し
ており、均質な鋼材を提供することが重要課題となって
いる。元来鋼材は、断面内において均質であるべきもの
であるが、鋼は一般に硫黄、燐、マンガン等の不純物元
素を含有しており、これらが鋳造過程において偏析し部
分的に濃化するため鋼が脆弱となる。特に近年生産性や
歩留の向上及び省エネルギー等の目的のために連続鋳造
法が一般に普及しているが、連続鋳造により得られる鋳
片の厚み゛中心部には通常顕著な成分偏析が観察される
。

上記した成分偏析は最終製品の均質性を著しく損ない、
製品の使用過程や線材の線引き工程等で鋼に作用する応
力により亀裂が発生するなど重大欠陥の原因になるため
、その低減が切望されている。かかる成分偏析は凝固末
期に残溶鋼が凝固収縮力等によって流動し、固液界面近
傍の濃化溶鋼を洗い出し、残溶鋼が累進的に濃化してい
くことによって生じる。従って成分偏析を防止するには
、残溶鋼の流動原因を取り除（ことが肝要である。

このような溶鋼流動原因としては、凝固収縮に起因する
流動のほか、ロール間の鋳片バルジングやロールアライ
メント不整に起因する流動等があるが、これらの肉量も
重大な原因は凝固収縮であり、偏析を防止するには、こ
れを補償する量だけ鋳片を圧下することが必要である。

鋳片を圧下することにより偏析を改善する試みは従来よ
り行われており、連続鋳造工程において鋳片中心部温度
が液相線温度から固相線温度に至るまでの間鋳片を凝固
収縮を補償する量販上の一定の割合で圧下する方法が知
られている。

〔発明が解決すべき課題〕

しかしながら、従来の連続鋳造方法は、条件によっては
偏析改善効果が殆ど認められなかったり、場合によって
は、偏析がかえって悪化する等の問題があり、成分偏析
を充分に改善することは困難であった。

本発明者らはかかる従来法の問題の発生原因について種
々調査した結果、従来法の場合に偏析改善効果が認めら
れなかったり、あるいは偏析がかえって悪化することが
起こるのは、基本的に圧下すべき凝固時期とその範囲が
不適正であることに起因していることを突止めた。

本発明者は、先に、特開昭６２−２７５５５６号公報に
おいて、鋳片の中心部が固相率０．工ないし０．３に相
当する温度となる時点から流動限界固相率に相当する温
度となる時点までの領域を単位時間当り０、５　ｍｍ　
／分収上２．５　ｍｍ　／分未満の割合で連続的に圧下
し、鋳片中心部が流動限界固相率に相当する温度となる
時点から固相線温度となるまでの領域は実質的な圧下を
加えないようにした連続鋳造方法を提案した。

さらに、本発明者は、数多くの実験結果から、幾つかの
弐を仮定し、該実験結果と照合することにより、さらに
進歩した連続鋳造方法を提案するに到った。

本発明の目的は、連続鋳造片の厚み中心部にみられる不
純物元素の偏析を防止して均質な金属を得ることにある
。

〔課題を解決するための手段〕

本発明によれば、鋳片を連続的に引き抜く溶融金属の連
続鋳造方法であって、前記鋳片の中心固相率が０．２５
から０．５０となるときに、該鋳片に対する圧下処理を
行うようにしたことを特徴とする連続鋳造方法が提供さ
れる。１．で、前記鋳片に対する圧下処理は、該鋳片の
中心固相率が約０．３５となるときに行うようにするの
が好ましい。また、前記鋳片に対する圧下処理は、該鋳
片の中心固相率が増大する圧下帯の下流に行くに従って
圧下力値を増大し、該鋳片を一定の圧下率で圧下処理す
るのが好ましい。

〔作　用〕

本発明の連続鋳造方法によれば、鋳片の中心固相率が０
．２５から０．５０となるときに、該鋳片に対する圧下
処理が行われる。この鋳片に対する圧下処理は、特に、
該鋳片の中心固相率が約０．３５となるときに行うこと
が好ましい。また、鋳片は、該鋳片の中心固相率が増大
する圧下帯の下流に行くに従って圧下力値が増大され、
該鋳片を一定の圧下率で圧下するように処理される。

これによって、連続鋳造鋳片の厚み中心部にみられる不
純物元素の偏析を防止して均質な金属を得ることができ
る。

〔実施例〕

まず、第１図を参照して本発明に係る連続鋳造方法が適
用される連鋳機の一例を概略的に説明する。

第１図は本発明に係る連続鋳造方法が適用される連鋳機
、具体的に、ツイン・キャスト円弧型の連鋳機の一例を
示す図である。同図に示されるように、本連鋳機におい
て、溶鋼を満たした取鍋１はタンディシュ２の上方に置
かれ、取鍋１内の溶鋼が底部のスライディングノズル１
１を経てタンディシュ２内に注がれるようになされてい
る。ここで、スライディングノズル１１は、取鍋１から
注がれた溶鋼を含むタンディシュ２全体の重量に応じて
開度が制御され、メニスカス（タンディシュ内の場面位
置）Ｍが一定となるようになされている。

タンディシュ２内の溶鋼は、該タンディシュの底部を塞
ぐストッパ２１を上下宵闇に移動制御することにより、
モールド３内に一定の割合で注入されるようになされて
いる。モールド３は、その底部も開放されており、モー
ルド３に注入された溶鋼は、冷却水が供給されるモール
ド３の側壁で冷却されて外側から凝固（−次冷却）する
ようになされている。モールド３により一次冷却された
溶鋼（鋳片）は、ローラで連続的に引き出されることに
なる。

モールド３から引き出された鋳片は、スプレー帯（スプ
レーロール）Ｓ、Ｒ，において、スプレー冷却され、−
さらに、複数（Ｎα１〜Ｎα５）のグループロールＧ、
　Ｒ，およびピンチロールＰ、　Ｒ１により曲げられて
、圧下帯へ供給されるようになされている。ここで、Ｎ
ｏ、　２のグループクールには、Ｅ　Ｍ　Ｓ　（Ｅｌｅ
ｃｔｒｏ　Ｍａｇｎｅｔｉｃ　Ｓｍｏｏｔｈｅｒ）が設
けられていて、この位置において鋳片の電磁撹拌を行う
ようになされている。

本発明の連続鋳造方法が適用される連鋳機では、鋳片の
中心固相率が０．２５〜０．５０となる位置が連鋳機の
圧下帯（ロールＲ４３からロールＲ９３の位置）に来る
ようにして、圧下処理（軽圧下）が行われる。特に、鋳
片の中心面相率が約０．３５となる位置を圧下帯に一致
させ、すなわち、鋳片の中心固相率が約０．３５となる
位置をロールＲｓｓまたはＲ４４の圧下帯の始端位置近
くとなるようにすれば、ロールＲ４３＊　Ｒ４４等の少
ない数のロールだけで、しかも、小さい圧下力（油圧）
で連続鋳造鋳片の中心部における不純物の偏析を防止す
ることができる。

以下、本発明の連続鋳造方法を詳述する。

軽圧下はブルーム偏析改善に非常に有効である。

軽圧下により偏析を最大限低減するためには適正な圧下
範囲で圧下量を最適にする必要があることが明らかにな
っている。しかし偏析をさらに極限まで低減し偏析の無
い鋳片を得るためには各ロールごとの圧下時期や圧下量
との関係で偏析改善効果を定量的に把握する必要がある
。以上の定量化を目的に前報で報告した鋳造速度変更試
験データをさらに解析し中心偏析定式化モデル式を作成
した。

解析した試験の鋳造条件 ツインキャスト円弧型の連鋳機（第１図参照）で解析し
た試験の鋳造条件を表１に示し、得られた鋳片のエッチ
プリントに観察される最大偏析粒径（厚み中心部）と鋳
造速度の関係を第２図に示す。

解析方法 軽圧下試験の適正圧下時期や異型鋳型によるＣｕ添加ラ
ボ実験に基づくと、中心偏析は凝固末期にデンドライト
樹間や、等軸晶粒間等の濃化溶鋼がデンドライト樹間等
に発生した通液抵抗の小さい部位を流動し鋳片の中心部
に集積し生成したと考えられる。本発明では濃化溶鋼の
集積時期と量を定量化するため以下の方法により解析し
た。

■〕上モールドらの経過時間による凝固時期のブロック
化と物質バランス式凝固時期をモールドからの経過時間
を尺度に分割ブロック分けし、各ブロックの物質バラン
ス式を連結することにより鋳片の厚み中心部に集積する
溶質量を示す連結物質バランス式（以下中心部溶質集積
の物質バランス式と略す）を検討し、中心部溶質集積の
物質バランス式をあてはめの式とし、重回帰により中心
偏析定式化モデル式を作成した。なおブロック分割方法
の適正化は重回帰により以下の方法で決定し、また各項
の係数は最適分割方法における値を採用した。

２）ブロック分割方法の適正化と係数の決定方法 濃化溶鋼の集積が最も激しい凝固時期（ブロック）の残
溶鋼流動の大小は中心偏析との相関係数が大きいと考え
られ、また分割方法が濃化溶鋼の集積の実態に適合した
場合、実測値と重回帰から得られた予測値との相関係数
は最大と考えられるので、ブロック分割方法は予測値と
実測値の相関係数が最大で、かつあてほめの式と矛盾し
ないよう決定し係数を算出した。

中心偏析定式化モデル式の検討 １）中心部溶質量決定物質バランス式 ｉ）厚み中心部に集積する溶質量 軽圧下帯をモールドからの経過時間を尺度に第３図の例
のごとく分割し、各ブロックの物質バランスを検討する
。モールドからｔｊ分（モールドからの距離がＶｃｔｊ
ｍの残溶鋼断面）経過した鋳片断面をｊ断面とするとｊ
断面に流入する溶質の成分量は（１）式となる。またモ
ールドからｔ　ｊ＋１分経過したｊ＋ｌ断面から流出す
る溶質はｊ断面からｊ±１断面の間で（以下ｊブロック
とする）ａ固した凝固相と残溶鋼相に含有し、各相の流
出成分量は（２）、（３）式で示すことができる。従っ
て各ブロックの物質バランスは（４）式となる。前ブロ
ックから流出する残溶鋼相中の成分量が次ブロックの流
入成分量となるのでこれらを連結すると、単位時間当た
り厚み中心部に集積する成分量は（５）式で示すことが
できる。

ブロック流入成分ｉｔ（残溶鋼） ＝ρｆｆ１（Ｖｃ＋Ｕｊ）ｉｊｌ：ｊ　　（ｇ／ｍ１ｎ
）　　　（１）ブロック流出成分量（残溶鋼） ＝　ｐＡ　　・（Ｖｃ＋Ｕｊ＋１）　−５ｊ＋１　・Ｃ
ｊ＋１　（ｇ／ｍ１ｎ）　（２）ブロック流出成分量（
凝固相） 一ρ、ｌ／ｃＳｓｊ−宵汀・Ｓｓｊ　　（ｇ／ｍ１ｎ）
　　（３）各ブロックの物質バランス： ｐＨ・（Ｖｃ＋１Ｉｊ）　・５ｊ−Ｃｊ＝　ＣＪＩ　・
（Ｖｃ＋ＬＩｊ＋１）　・Ｓｊ＋１・Ｃｊ＋１＋ρ、・
Ｖｃ−Ｓｓｊ　−Ｃｅ汀　（４）厚み中心部に単位時間
当り集積する成分量：Ｖｃ−５ｅ−Ｃｅ＝（Ｖｃ＋ＩＪ
、）　・Ｓ＋　・Ｃ，−Ｍ　ｉｃ・ΣＳｓｊ・β５ｊ−
Ｃｓｊ　　（ｇ／ｍ１ｎ）　　（５）ｖｃ　：鋳造速度
（Ｃｍ／ｍ１ｎ） Ｕｊ：残溶鋼流速（Ｃｍ／ｍ１ｎ） ρ、：凝固相密度（ｇ／ｃイ） Ｓｊ：ｊ断面残溶鋼面積（Ｃ−１１１）ρｌ：溶鋼密度
（ｇ／ｃ１Ｂ） Ｓｓｊ：ｊブロックでの凝固面積（ｄ）Ｍ＝（ρ、／ρ
１） Ｃｊ＝ｊ断面残溶鋼相の平均成分濃度 Ｃｓｊ：ｊブロック凝固相の平均成分濃度βｓｊ：ｊブ
ロック凝固相の平均固相体積率Ｃｅ　：偏析的平均成分
濃度 Ｓｅ　：偏析のＣ断面面積（ｃＴＭ） 軽圧下との慣例で（５）式を考えるためにはＣｓｊ　、
　Ｓｓｊの定量化が必要である。そこでまず石Ｊについ
て検討する。

１ｆ）ｊブロック凝固相平均濃度（６丁）■ｊ断面の凝
固相濃度（ＣｓＤ 軽圧下試験の適正圧下時期やダンベル鋳型によるＣｕ添
加ラボ実験結果に基づくと、濃化溶鋼の集積時期は鋳片
の厚み中心部に固相が発生する凝固末期と推定された中
心偏析は、デンドライト樹間等の濃化溶鋼がデンドライ
ト樹間や分岐デンドライト樹間等の通液抵抗が小さい部
位を流動集積し発生したと考えられる。一方中心偏析の
上下面には第４図のごとく負偏析帯の発生が認められる
。

この負偏析発生原因を凝固末期における残溶鋼流動によ
るデンドライト樹間の洗浄の結果と考え、デンドライト
樹間洗浄モデルにより凝固末期（凝固収縮流速”ｉｏ、
０４９ｃｍ／ｓｅｃ、と凝固速度＃０．００３９ｃｍ／
５ｅａ）’について検討すると実効分配係数は約１とな
り中心偏析近傍の負偏析は説明できない。この中心近傍
の負偏析帯の発生原因は前述した著者等のＣｕ添加ラボ
実験結果に基づくと、凝固末期に樹間の濃化溶鋼が凝固
収縮吸引力により厚み中心に持ち去られた痕跡と推定さ
れ、この樹間からの流出濃化溶鋼が中心部集積量に相当
すると考えられ、この濃化溶鋼の中心部集積量は凝固収
縮量が大きいほど多い。これらのことからＣｓｊ　はデ
ンドライト樹間等を流動する濃化溶鋼量が多い場合はど
小さくなりやすいと推、定され、ｊ断面の凝固相濃度Ｃ
ｓｊを（６）式のごとく仮定した。

Ｃｓｊ　＝Ａｊ−Ｖｊ　＋Ｃ５ｊｏ　　　　　　　　　
　　（６）Ｖｊ　＝Ｓｊ−Ｕｊ　（デンドライト樹間の
通液抵抗が小さい場合成立）　　　　　　　（７） Ｖｊ：ｊ断面より下流の凝固収縮速度（ｃｎ！　／　ｍ
　ｉ　ｎ　）Ｓｊ：ｊ断面の残溶鋼面積（、ｆｆ１）Ｕ
ｊ：ｊ断面での残溶鋼平均流速（Ｃ１１１７ｍ１ｎ）Ｃ
ｓｊ、　：　Ｕｊ　＝　Ｏのｊ断面凝固相濃度法に従来
得られている知見が（６）式により説明できるかどうか
検討してみる。鋳造速度変更試験による適正圧下時期や
ダンベル鋳型によるＣｕ添加ラボ実験結果によると濃化
溶鋼は鋳片の厚み中心部の固相率が概略０．２５〜０．
５０の範囲で集積する。この結果に基づくと、厚み中心
固相率が０．２より小さい段階では、たとえ残溶鋼が流
動しても濃化溶鋼は集積せずＣｓｊはＣ５ｊｏとなり（
６）式のＡｊがゼロに近いと推定される。一方厚み中心
固相率が０．２５〜０．５０の場合、デンドライト樹間
等の濃化溶鋼は凝固収縮吸引力により流動集積しやす＜
Ａｊ　は大きいと考えられる。また凝固が進行しデンド
ライト樹間の通液抵抗が大きくなった場合においても濃
化溶鋼は集積せず（６）式のＡｊがゼロに近いと推定さ
れる。このように凝固時期による濃化溶鋼集積の違いは
（６）式のＡｊの大きさの差で与えられる。また（６）
式におけるＣｓｊ。

はｊ断面の残溶鋼の流速がゼロの場合のＣｓｊで、残溶
鋼の流速がゼロの場合実効分配係数は１と考えられるの
で、Ｃｓｊ、はｊ断面の残溶鋼平均濃度Ｃｊ　と同一と
なる。このＣｊ　は凝固時期が非常に早い場合、バルク
濃度に等しく、濃化溶鋼が集積する凝固末期の場合、比
較的固相率の高いデンドライト樹間溶鋼の平均濃度と推
定される。各凝固時期のＣｓｊ、は同一成分系の場合は
ぼ一定と仮定し解析した。なお（６）式におけるＶｊ　
はｊ断面より下流の凝固収縮速度の総和で後述する。

■ｊブロック凝固相平均濃度（酊） 以上の検討に基づきｊブロックの凝固相平均濃度はブロ
ック入口と出口断面の凝固相濃度の平均とし、（８）式
のごとく仮定した。

Ｃ５ｊ＝（Ｃｓｊ＋Ｃｓｊ＋１）／２＝（（Ａｊ−Ｖｊ
＋Ａｊ＋ｉＶｊ＋１）＋（Ｃｓｊｏ　＋Ｃｓｊ＋１ｏ）
）　／　２　　　　　（８）ｉｊ　）　Ｓｓｊの定量化 ｊブロック内での凝固面積Ｓｓｊ　はｊ断面とｊ＋１の
未凝固面積の差として算出できる。ｊ断面の未凝固面積
Ｓｊ　は伝熱計算により算出することが可能で、回帰式
化することによりモールドから経過時間の関数として示
すことができる。

ｔｖ）軽圧下による凝固収縮速度（Ｖｊ）の低減軽圧下
がない場合、ｊ断面より下流の単位時間当たりの凝固収
縮量はｊ断面の残溶鋼平均流速Ｕｊ　とｊ断面面積Ｓｊ
の積と考えられるので、流動限界固相率を０．７と考え
、ｊ断面より下流の凝固収縮速度は（９）式で示すこと
ができる。

Ｖｊ　＝Ｓｊ　−Ｖｃ　・ｔｘ　　（ｃＩＩＹ／！ｌ１
ｎ）　　　　　　　　（９）Ｖｃ・α＝Ｕｊ　　　　α
＝（ρｓ　　　ｐｉ！−）／ｐｉｔρ、＝７．３、　　
　ρｆ＝７．０　　（ｇ／２ｄ）一方略圧下がある場合
、残溶鋼流動の原因となる凝固収縮速度はその一部が軽
圧下による固液界面の移動により少なくなるので（１０
）式で示すことができる。

Ｖｊ＝　（Ｓｊ−Ｖｃ　・ｃｔ−ｖｊ）　　（ｄ／Ｉｎ
１ｎ）　　　　　（１０）■ｊ：軽圧下によるｊ断面よ
り下流の単位時間当たり固液界面移動総体積（ｃｎ／ｍ
１ｎ）ここでｖｊはｊ断面より下流ロールにより鋳片を
圧下したことにより発生し外単位時間当りの固液界面移
動体積の総和で（１１）式で示すことができる（以下実
効圧下体積と略す）。

ｖｊ＝（Σ−１・ｉｉ・Δｈｉ）　・Ｖｃ　（ｃｆｆｌ
／ｍ１ｎ）　（１１）ｉ：ロール＃ Δｈｉ：ｉロールの圧下量（＋ｎｍ／ロール）ηｉ：ｉ
ロールでの圧下効率 ｗｉ：ｉロールでの未凝固幅（ｍｍ） 従って軽圧下がある場合、ｊ断面における残溶鋼流動の
原因となる凝固収縮速度は（１２）式で示すことができ
る。

Ｖｊ＝Ｓｊ−Ｖｃ　・ｃｔ　−（Σ−１・ｉｉ・Δｈｉ
）ｌ／ｃ（ｃｉ！／ｍ１ｎ）　　　　（１２） 以上ｉ　）　ｉｉ）　１ｉｉ）　ｉｖ）の検討結果に基
づき、また（５）式のＵｊ　はＶｃと比べ小さいことが
らＵｊを省略すると鋳片１ｍ当りの厚み中心に集積する
成分量は（１３）式で示すことができ、Ｃｓｊ　の値と
して（８）式を採用すると（１４）式となる。

５ｅ−Ｃｅ−Ｓ１・Ｃ１−Ｍ・ΣＳＳｊ・βｓｊ−酊。

＋Ｍ　−ΣＳｓｊ・β５ｊ−Ｔｒ７ｖＴ　（５７ｍ）　
（１３）Ｓｅ−Ｃｅ−Ｓ１・Ｃ１−Ｍ・ΣＳＳｊ・Ｓｓ
ｊ・（Ｃ３ｊｏ＋Ｃｓｊ＋１）／　２　＋Ｍ　・ΣＳＳ
ｊ・Ｓｓｊ・（（Ａｊ−Ｖｊ　＋Ａｊ　＋１　・Ｖｊ　
＋１）　）　／　２（５７ｍ）　　（１４） （１３）、　（１４）式において右辺第１項は人口断面
を決めれば定まる値であり右辺第２項は前述したごとく
残溶鋼流動がない場合の各凝固ブロック残溶鋼の濃度と
凝固量の積に相当する値の総和なので定数と考えられ、
右辺第１項と第２項を含め定数となる。この定数を含め
、（１２）、　（１４）式における各項の係数が決定で
きれば、中心偏析は各ロールによる鋳片の圧下量、ロー
ル配置等の軽圧下条件を与えることにより計算が可能と
なり中心偏析式化モデル式が完成する。（１２）、　（
１４）式においてＳｓｊやＳｊおよび未凝固幅（ｗｉ）
は伝熱計算により算出することが可能でＳｓｊは凝固の
進行時期や凝固組織が決まれば定まる値となり、１程度
と推定される。また圧下効率（ｌｉ）は、Δｈｉの値は
本試験の冷片の圧下挙動より算出した（１５）式により
与えることができる。以上の結果によると（１４）式に
おいてＡｊ　とＣｓｊ、が未知のパラメータでありそれ
以外の値は鋳造条件および軽圧下条件が定まれば計算で
求められる。

Δｈｉ＝Ｐ２／Ｒ・（Ｋｉ−Ｂｉ）　２Ｋｉ−Ｂｉ　＝
９．０６（ｊ！　／Ｖｃ）　’・７ｑ４（１５）Ｐ：ロ
ール反力（ｋｇ）　　Ｒ：ロール半径（１ｗｌ）Ｋｉ：
ｉロール位置での鋳片変形抵抗（ｋｇ／皿２）Ｂｉ：ｉ
ロール位置での鋳片短辺凝固厚（１１１１１１）ｌｉ：
メニスカスからｉロールまでの距離（ｍ）ここで、Ａｊ
　を含めた各項の係数および定数は（１４）式をあてほ
めの式としく１５）式で示されるΔｈｉ　と未凝固幅（
ｗｉ）圧下効率（ｌｉ）およびＳｊ（固相率＝０３７で
計算）により計算したＶｊを用いて、圧下時期を種々変
更した鋳造速度変更試験の結果を重回帰分析することに
よりＶｊ以外の値を評価決定した。なお解析に用いた偏
析は（１４）式に示される鋳片１ｍ当りの成分量ではな
く、最大偏析粒径とした。

なお（１２）、　（１４）式において軽圧下がない場合
（ｖｊ　＝　Ｏ）の中心部への成分集積量は（１６）式
となる。

Ｓｅ　−Ｃｅ＝Ｓ、−Ｃ，−Ｍ−ΣＳｓｊ・Ｓｓｊ　・
（Ｃｓｊｏ＋Ｃｓｊ＋１ｏ）／２＋Ｍ・ΣＳｓ゛・ｓ”
　　　Ａ’Ｓ’十八°＋へ・針上ｕ−ｖｃ・−色Ｌ７虚
　　　　　　　（１６）ここで各ブロックのＭ−Ｓｓｊ
・Ｓｓｊ・　（（Ａｊ−Ｓｊ＋Ａｊ＋１・Ｓｊ＋１）・
α）／２（１６式の下線）が軽圧下が無い場合のブロッ
クの成分集積量となる。この値をブロック時間で割った
値（以下偏析凝集指標と略す）は軽圧下がない場合の単
位鋳造速度、ｊブロック単位時間当たりの成分集積量で
、（工４）式における未知のパラメータ（ＡｊとＣｓｊ
　ｏ）が決定できれば偏析凝集指標の大小によって各凝
固時期における偏析凝集程度も評価できる。

２）分割方法の適正化と係数の決定 あてはめの式を（１４）式として鋳造速度変更試験結果
を重回帰分析することにより、圧下帯の分割方法と（１
４）式における各項の係数の以下に算出した。

ｉ）圧下範囲の適正な分割方法 分割方法が濃化溶鋼の集積の実態に適合した場合、実測
最大偏析粒径と重回帰により得られた予測最大偏析粒径
の相関係数は最大になると考えられるので、分割方法は
最大偏析粒の実測値と予測値の相関係数が最大となるよ
う選択し、結果を表２に示す。表２の結果に基づくと、
最大偏析粒径は（１７）式で示すことができる。（１７
）式により計算した最大偏析粒径は後述（第５図）する
ごとく、実測の最大偏析粒径と非常に良く一致してい＋
０．０７０７８Ｖ３０．Ｓ＋０．１５４８５Ｖｆｆ４　
　（１７）Ｖｊ＝Ｓｊ　４ｃ・α−（Σ賀ｉ・ｌｉ・Δ
ｈｉ）ｌ／ｃＶｃ　（ａｍ／ｍ１ｎ） ここで、■の添え字：モールドからの経過時間（ｗｉｎ
）Ｅ：厚み中心固相率０．７まで要 した時間（分） ３）圧下刃、ロール配置、鋳造速度等と偏析の関係 （１７）式において圧下帯下流ロールによる圧下はそれ
よりも上流の残溶鋼流動にも影響をおよぼしており偏析
をロール毎の圧下量やロール配置等との関係式として示
すためにはＶｊからＶｃＯ項を分離しく１８）式のごと
く変形した方が便利であり、またモールドからの経過時
間を凝固の進行状況を示す鋳片の厚み中心固相率で示す
ことにより普遍化できる。（１８）、　（１５）、　（
１９）式を組合せることにより中心偏析と鋳造速度、圧
下刃、ロール配置など軽圧下設備条件との関係を定式化
することができ、種々の軽圧下条件における偏析の計算
が可能になった。

最大偏析粒径＝　−２９，３１１＋０．８７６１７　・
Ｖｃ　−（１，７６７・１０−”　・ｖｊ　＝　（Σ−
１・ｗｉ・Δｈｉ）Ｖｃ　　Ｖｃ（ｃｍ／ｍ１ｎ）ここ
で、■の添え字：鋳片の中心固相率（ｆｃｊ）ｖｊ　：
ｖの上下ｆｃｊ間の実効圧下体積（ｃｔｌ　／　ｍ　ｉ
　ｎ　）ｗｉ：未凝固幅（Ｃ１１）、ηｉ：圧下効率、
Δｈｉｎｔロール圧下量（Ｃ１１１）、ｉ：ロールＮ。

ここでΔｈｉは前述した（１５）式で、ｊ２ｉ／Ｖｃは
モールドからの経過時間である。

Δｈ　ｉ　＝　Ｐ　ｉ　”　／　Ｒｉ・（Ｋｉ−Ｂｉ）
”なおＫ１−Ｂ１　＝９．０６　（ｌ　ｉ／Ｖｃ）　”
　”’　　　　　（１５）Ｐｉ　：各ロールの反力（ｋ
ｇ） Ｒ１：各ロールの半径（−） Ｋｉ：ｉロール位置での鋳片変形抵抗（ｋｇ／ｍｍ”）
Ｂｉ：ｉロール位置での鋳片短辺凝固厚（ｌｌｌｆｆｌ
）２１　：メニスカスからｉロールまでの距離（ｍ）ｌ
　ｉ　＝Ｌｒ＋（Ｎ−Ｎｒ）　・Ｒｐ　　　　　　　　
　　（１９）Ｌｒ　：メニスカスから軽圧下開始ロール
までの距離（ｍ） Ｎｒ　：軽圧下開始ロールＮＯ Ｎ：軽圧下ロールのＮ。

Ｒｐ：ロールピッチ（ｍ） メニスカスから各ロールまでの距離２１はロールビンチ
をＲｐとすると（１９）式となる。式（１８）の中心偏
析定式化モデル式を用いて鋳造速度変更試験における最
大偏析粒径と鋳造速度の関係を計算した結果を実測デー
タと比べ第５図に示す。計算値と実測値は非常に良く一
致していることが分る。

４）各凝固時期のＡｊ　と濃化溶鋼の集積時期（エフ）
式における各項の係数を用いて前述したＡｊおよび偏析
凝集指標を算出した。ここでＡｊは前述したごとく大き
いほど偏析しやすく　（実行分配係数小）、また偏析凝
集指標は大きいほど単位時間当りの濃化溶鋼の凝集量が
多い。Ａｊ　と鋳片厚み中心固相率（以下ｆｓｃと略す
）の関係を第６図に示し、偏析凝集指標とｆｓｃの関係
を第７図に示す。Ａｊ　は凝固が進行するにつれしだい
に増大する傾向が認められるがＡｊの挙動変動の理由に
ついては今後検討が必要である。一方偏析凝集指標は厚
み中心固相率（ｆｓｃ）が０．３５前後で非常に大きい
。ｆｓｃが０．３５より小さいか、大きい場合、偏析凝
集指標は小さく　ｆｓｃが０．３５の場合の１／２０程
度となり、濃化溶鋼の集積が激しい凝固時期は比較的狭
いことが推定される。厚み中心固相率（ｆｓｃ）が０．
３５以下の場合の偏析凝集指標が小さい理由は残溶鋼が
比較的低固相率部位を流動するため濃化程度の激しい高
固相率デンドライト樹間の濃化溶鋼の流動集積が少ない
ためと考えられる。

またｆｓｃが０．３５より大きい場合の偏析凝集指標が
小さい理由は凝固の進行につれてブロック内の凝固量が
少なくなることと、またデンドライト樹間の通液抵抗が
増大するためと考えられる。

以上において、鋳片の中心固相率が０．２５から０．５
０となるときに、行う圧下処理としては、該鋳片の中心
固相率が増大する圧下帯の下流に行くに従って圧下力値
を増大し、該鋳片を一定の圧下率で圧下すればよい。例
えば、鋳片がモールドのメニスカスから各圧下ロールま
でに要した時間に応じて該各圧下ロールの圧下力値を増
大したり、該鋳片がモールドのメニスカスから各圧下ロ
ールまでの位置に応じて各圧下ロールの圧力値を増大す
るように構成することができる。

〔発明の効果〕

以上、詳述したように、本発明に係る連続鋳造方法は、
鋳片の中心固相率が０．２から０．５となるときに、該
鋳片に対する圧下処理を行うようにすることによって、
連続鋳造鋳片の厚み中心部にみられる不純物元素の偏析
を防止して均質な金属を得ることができる。

【図面の簡単な説明】

第１図は本発明に係る連続鋳造方法が適用される連鋳機
の一例を示す図、 第２図は鋳片における偏析と鋳造速度との関係を示す図
、 第３図は連鋳機における軽圧下帯の分割方法を説明する
ための図、 第４図は鋳片の厚み中心部周辺の負偏析を示す図、 第５図は鋳片における計算最大偏析粒径と鋳造速度との
関係を示す図、 第６図はパラメータＡｊ　と鋳片の凝固時期との関係を
示す図、 第７図は鋳片における濃化溶鋼の集積時期を示す図であ
る。 （符号の説明） １・・・取鍋、　　　　　　　２・・・タンディシュ、
３・・・モールド、 １１・・・スライディングノズル、 ２１・・・ストッパ。

Claims (5)

【特許請求の範囲】
1. １．鋳片を連続的に引き抜く溶融金属の連続鋳造方法で
   あって、前記鋳片の中心固相率が０．２５から０．５０
   となるときに、該鋳片に対する圧下処理を行うようにし
   たことを特徴とする連続鋳造方法。
2. ２．前記鋳片に対する圧下処理は、該鋳片の中心固相率
   が約０．３５となるときに行うようにした請求項第１項
   に記載の連続鋳造方法。
3. ３．前記鋳片に対する圧下処理は、該鋳片の中心固相率
   が増大する圧下帯の下流に行くに従って圧下力値を増大
   し、該鋳片を一定の圧下率で圧下処理するようになって
   いる請求項第１項に記載の連続鋳造方法。
4. ４．前記鋳片に対する圧下処理は、該鋳片がモールドの
   メニスカスから各圧下ロールまでに要した時間に応じて
   該各圧下ロールの圧下力値を増大するようにした請求項
   第３項に記載の連続鋳造方法。
5. ５．前記鋳片に対する圧下処理は、該鋳片がモールドの
   メニスカスから各圧下ロールまでの位置に応じて該各圧
   下ロールの圧下力値を増大するようにした請求項第３項
   に記載の連続鋳造方法。