JPH0422551A - 連続鋳造法 - Google Patents
連続鋳造法Info
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- JPH0422551A JPH0422551A JP12309390A JP12309390A JPH0422551A JP H0422551 A JPH0422551 A JP H0422551A JP 12309390 A JP12309390 A JP 12309390A JP 12309390 A JP12309390 A JP 12309390A JP H0422551 A JPH0422551 A JP H0422551A
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- rolling
- rolling reduction
- rolls
- solidification
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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
【発明の詳細な説明】
［産業上の利用分野］
本発明は連続鋳造の厚み中心部に見られる不純物元素、
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法に関す
るものである。
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法に関す
るものである。
［従来の技術］
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まし
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０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
歩留向上およ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。
高張力線材などの材質特性に対する要求は厳しさをまし
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０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
歩留向上およ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成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り流動し、固液界面近傍
の濃化溶鋼を洗いだし、残溶鋼が累進的に濃化してい（
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くことが肝要である。
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り流動し、固液界面近傍
の濃化溶鋼を洗いだし、残溶鋼が累進的に濃化してい（
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くことが肝要である。
このような流動原因としては、凝固収縮のほかロール間
の鋳片バルジングやロールアライメント不整等があるが
、これらのうち最も重大丼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。
の鋳片バルジングやロールアライメント不整等があるが
、これらのうち最も重大丼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の凝固
収縮を補償する量以上の一定割合で圧下する方法で知ら
れている。
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の凝固
収縮を補償する量以上の一定割合で圧下する方法で知ら
れている。
［発明が解決しようとする課題］
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。
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。
本発明者等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、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のは、基本的に圧下すべ
き凝固時期とその範囲が不適正なためであることを突き
止めた。
々調査した結果、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のは、基本的に圧下すべ
き凝固時期とその範囲が不適正なためであることを突き
止めた。
すでに、特開昭６２−２７５５５６号公報において、鋳
片の中心部が固相率０，１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 ０．５ｍｍ／分以上２．
ｓｍｍ／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に圧下を加えないようにし
た連続鋳造方法が開示されている。
片の中心部が固相率０，１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 ０．５ｍｍ／分以上２．
ｓｍｍ／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に圧下を加えないようにし
た連続鋳造方法が開示されている。
さらに本発明者は数多くの実験を推進した結果、軽圧下
による偏析改善効果を確実にするためにはロール毎の圧
下時期と圧下量を定量化し、圧下時期と圧下量が適正に
なるように制御することが不可欠であることを認識した
。
による偏析改善効果を確実にするためにはロール毎の圧
下時期と圧下量を定量化し、圧下時期と圧下量が適正に
なるように制御することが不可欠であることを認識した
。
［課題を解決するための手段〕
本発明の要旨は、凝固末期に少なくとも１対のロールに
より鋳片を圧下しつつ引き抜く溶融金属の連続鋳造法に
おいて、凝固時期が異なるロール、好ましくは隣接した
２本以上のロールを１組として２組、好ましくは３組以
上のロールの組を作り、各組の全圧下量を用いてロール
毎の圧下凝固時期を定量化し、圧下ロールを変更するこ
とを特徴とする連続鋳造法である。この場合、（１）式
におけるＡが最小になるようにａ、ｍを決定し、（４）
式から計算したロール毎の短辺凝固幅Ｂ１の値によりロ
ール毎の圧下凝固時期を定量化し、適正な圧下時期にな
るように圧下ロールを変更することは好ましい。
より鋳片を圧下しつつ引き抜く溶融金属の連続鋳造法に
おいて、凝固時期が異なるロール、好ましくは隣接した
２本以上のロールを１組として２組、好ましくは３組以
上のロールの組を作り、各組の全圧下量を用いてロール
毎の圧下凝固時期を定量化し、圧下ロールを変更するこ
とを特徴とする連続鋳造法である。この場合、（１）式
におけるＡが最小になるようにａ、ｍを決定し、（４）
式から計算したロール毎の短辺凝固幅Ｂ１の値によりロ
ール毎の圧下凝固時期を定量化し、適正な圧下時期にな
るように圧下ロールを変更することは好ましい。
Ａ＝ （Ｋ′ ・Ｂ′−Ｋ −Ｂ１２（１１に−Ｂは（
２）式により、Ｋ′ ・Ｂ′は（３）式により与える。
２）式により、Ｋ′ ・Ｂ′は（３）式により与える。
Ｐ＝Ｋ・Ｂｒ肩−Ｈ（２）
Ｋ′ ・Ｂ′＝５石刀］７−可可 （３）Ｋ ｉ
・Ｂ ｉ ＝ ａ ・ｔ ｉ ｆｆ１（４）Ｐ：
ロール反力（ｋｇＬ Ｋ ：変形抵抗（ｋｇ／＋ｎｎ＋
２１Ｂ、短辺凝固幅 （闘＋２ＸＤ、Ｄ：短辺凝固厚（
ｍｍｌ、 ロール半径（ｍｍ）、△Ｈ１１０−ルの圧下量あるいは
各組の全圧下量ｆｍｍ） 、添字１・各ロールＮｏ、、
ｔ：モールドメニスカスからの経過時間（分）、 Ｋ−Ｂ：多本数ロールの平均値 ［作 用］ 本発明者は、 ３００ｘ ５００ｍｍ鋳片の場合につい
て、多本数ロールの全圧下量とロール反力との間に（２
）式の関係が成立することを知見した。この結果に基づ
くと、バルジング等が無視できる場合、ロール毎の圧下
量は（５）式となる。（２）式における１０一ル位置の
短辺凝固幅Ｂｉｔよメニスカスからの経過時間の関数で
あり、Ｂｉ＝Ａ−ｔｉ“と近似できる。
・Ｂ ｉ ＝ ａ ・ｔ ｉ ｆｆ１（４）Ｐ：
ロール反力（ｋｇＬ Ｋ ：変形抵抗（ｋｇ／＋ｎｎ＋
２１Ｂ、短辺凝固幅 （闘＋２ＸＤ、Ｄ：短辺凝固厚（
ｍｍｌ、 ロール半径（ｍｍ）、△Ｈ１１０−ルの圧下量あるいは
各組の全圧下量ｆｍｍ） 、添字１・各ロールＮｏ、、
ｔ：モールドメニスカスからの経過時間（分）、 Ｋ−Ｂ：多本数ロールの平均値 ［作 用］ 本発明者は、 ３００ｘ ５００ｍｍ鋳片の場合につい
て、多本数ロールの全圧下量とロール反力との間に（２
）式の関係が成立することを知見した。この結果に基づ
くと、バルジング等が無視できる場合、ロール毎の圧下
量は（５）式となる。（２）式における１０一ル位置の
短辺凝固幅Ｂｉｔよメニスカスからの経過時間の関数で
あり、Ｂｉ＝Ａ−ｔｉ“と近似できる。
△ｈ ｉ ＝ （Ｐｉ”／Ｒｉ）・（１／ＫｉＢｉ）
２（５）△Ｈ＝Σ△ｈｉ Ｐ・ロール反力ｆｋｇｌ、 Ｋ 、変形抵抗ｆｋｇ／ｍ
ｍ”）Ｂ：短辺凝固幅 （ｍｍ） ２ＸＤ、 Ｄ ：短
辺凝固厚ｆ＋ｎｍｌ、 Ｒ：ロール半径ｆｍｍ）、△ｈ：ｌロール当たりの圧下
量（ｍｍ） 、添字１；各ロールＮｏ。
２（５）△Ｈ＝Σ△ｈｉ Ｐ・ロール反力ｆｋｇｌ、 Ｋ 、変形抵抗ｆｋｇ／ｍ
ｍ”）Ｂ：短辺凝固幅 （ｍｍ） ２ＸＤ、 Ｄ ：短
辺凝固厚ｆ＋ｎｍｌ、 Ｒ：ロール半径ｆｍｍ）、△ｈ：ｌロール当たりの圧下
量（ｍｍ） 、添字１；各ロールＮｏ。
Ｋ：圧下帯の平均変形抵抗（ｋｇ／ｍｍ”）そこで各ロ
ール位置のＫ１−Ｂ１と凝固時間（ｔｉｌとの関係を（
４）式の如く近似し、多本数ロールの各ロールの圧下刃
（ロール反力）およびロール半径を一定とすれば、（１
）式で示した多本数ロールの場合のに−Ｂはｔｉを用い
て（３）式で示すことができる。一方、多本数ロールに
おける実測に、 −Ｂは測定した各セグメン寵下量から
（１）式により逆算できるので、ｆ２１ 、 ｆ３１
式の定数ａおよびｍは実測に−Ｂと（３）式で表わされ
るに′ ・Ｂ′の差の二乗の和が最小になるようにする
ことで決定できる。ａ、ｍの値が明らかになれば、各ロ
ール位置のＫ１−Ｂ１は鋳片のモールドメニスカスから
当該ロールまで移動するに要した時間ｔｉを用いて（４
）式により決定できる。（４）式において、にｉの値は
伝熱計算により算出したＢｉと本手法で算出した（４）
式により予め決定しておけば、ａ、ｍ、Ｋｉを用いてＢ
ｉが算出できる。このように測定算出した短辺凝固幅Ｂ
ｉは、あらかしめ伝熱計算により算出したＢｉと鋳片の
厚み中心固相率ｆｓの関係から鋳片の厚み中心固相率ｆ
ｓに換算することができる１本発明により、軽圧下にお
ける圧下ロール毎の圧下時期を定量的に把握することが
可能になり、この各ロールの圧下凝固時期の値を用いる
ことにより、鋳造速度や冷却条件が鋳造中に変動しても
、圧下時期が適正になるよう圧下ロールを変更すること
により偏析のない均質な鋼材を安定して得ることが可能
となる。
ール位置のＫ１−Ｂ１と凝固時間（ｔｉｌとの関係を（
４）式の如く近似し、多本数ロールの各ロールの圧下刃
（ロール反力）およびロール半径を一定とすれば、（１
）式で示した多本数ロールの場合のに−Ｂはｔｉを用い
て（３）式で示すことができる。一方、多本数ロールに
おける実測に、 −Ｂは測定した各セグメン寵下量から
（１）式により逆算できるので、ｆ２１ 、 ｆ３１
式の定数ａおよびｍは実測に−Ｂと（３）式で表わされ
るに′ ・Ｂ′の差の二乗の和が最小になるようにする
ことで決定できる。ａ、ｍの値が明らかになれば、各ロ
ール位置のＫ１−Ｂ１は鋳片のモールドメニスカスから
当該ロールまで移動するに要した時間ｔｉを用いて（４
）式により決定できる。（４）式において、にｉの値は
伝熱計算により算出したＢｉと本手法で算出した（４）
式により予め決定しておけば、ａ、ｍ、Ｋｉを用いてＢ
ｉが算出できる。このように測定算出した短辺凝固幅Ｂ
ｉは、あらかしめ伝熱計算により算出したＢｉと鋳片の
厚み中心固相率ｆｓの関係から鋳片の厚み中心固相率ｆ
ｓに換算することができる１本発明により、軽圧下にお
ける圧下ロール毎の圧下時期を定量的に把握することが
可能になり、この各ロールの圧下凝固時期の値を用いる
ことにより、鋳造速度や冷却条件が鋳造中に変動しても
、圧下時期が適正になるよう圧下ロールを変更すること
により偏析のない均質な鋼材を安定して得ることが可能
となる。
［実施例〕
実施例１
試験を実施した連鋳機の概略を第１図に示し、鋳造した
溶鋼組成の代表例を表１に示す。試験連鋳機はセグメン
ト圧下方式である。多本数ロールの圧下量は連続する３
セグメントについて第２図に示すようにフレーム３の変
位をダイヤルゲージ５により測定した。得られたに−Ｅ
はモールドからの経過時間ｔの関数として（６）式に示
す。短辺凝固幅Ｂ１は（６）式と予め測定したＫとｔの
関係（７）式を用いて算出しておく。Ｂ１は （６）、
（７）式を用いて計算することができ、Ｂｉは第３図に
示す伝熱計算により算出したＢｉと厚み中心固相率の関
係から、鋳片の厚み中心固相率に換算できる。
溶鋼組成の代表例を表１に示す。試験連鋳機はセグメン
ト圧下方式である。多本数ロールの圧下量は連続する３
セグメントについて第２図に示すようにフレーム３の変
位をダイヤルゲージ５により測定した。得られたに−Ｅ
はモールドからの経過時間ｔの関数として（６）式に示
す。短辺凝固幅Ｂ１は（６）式と予め測定したＫとｔの
関係（７）式を用いて算出しておく。Ｂ１は （６）、
（７）式を用いて計算することができ、Ｂｉは第３図に
示す伝熱計算により算出したＢｉと厚み中心固相率の関
係から、鋳片の厚み中心固相率に換算できる。
Ｋ −Ｂ ＝２７．２ｔ ’ ６２（６１に＝１１
．３・ ｔｏ、 ＋ｓ （７１以
上のごと（測定した鋳片の厚み中心固相率と各圧下ロー
ル位置との関係を第４図に示す。
．３・ ｔｏ、 ＋ｓ （７１以
上のごと（測定した鋳片の厚み中心固相率と各圧下ロー
ル位置との関係を第４図に示す。
表 １
（％）
実施例２
試験を実施した連鋳機および溶鋼組成の概略は実施例１
と同じである。本試験では電磁撹拌により凝固組織を改
善し、上面等軸晶率５％以上を確保している０本法で測
定した圧下帯入ロロールの鋳片厚み中心固相率が０．１
より小さくならないように圧下セグメントを圧下セグメ
ントの圧下油圧を変えることにより変更した。このよう
に鋳造した鋳片の鋳造方向７ｍピッチでカットサンプル
を採取し、鋳片の偏析レベルを本誌と従来法と比べ第５
図に示す。本誌は従来法と比べ偏析が悪い鋳片部分がな
（なり、偏析のない均質な鋳片が安定して得られること
が分る。
と同じである。本試験では電磁撹拌により凝固組織を改
善し、上面等軸晶率５％以上を確保している０本法で測
定した圧下帯入ロロールの鋳片厚み中心固相率が０．１
より小さくならないように圧下セグメントを圧下セグメ
ントの圧下油圧を変えることにより変更した。このよう
に鋳造した鋳片の鋳造方向７ｍピッチでカットサンプル
を採取し、鋳片の偏析レベルを本誌と従来法と比べ第５
図に示す。本誌は従来法と比べ偏析が悪い鋳片部分がな
（なり、偏析のない均質な鋳片が安定して得られること
が分る。
実施例３
試験を実施した連鋳機および？＠鋼組成の概略は実施例
１と同じである。本試験では高温鋳造により等軸品はな
く、上面等軸晶率ゼロ％である。本誌で測定した圧下帯
入ロロールの鋳片厚み中心固相率が０．２５より小さく
ならないように、圧下ロルのロール間隔にスペーサーを
出し入れすることにより圧下ロールを変更した。本誌に
より得られた鋳片の偏析レベルを従来法と比べ第６図に
示す６本法は従来法に比べ鋳片鋳造方向の偏析のバラツ
キが小さく、偏析の悪い鋳片部位がなくなり、偏析のな
い均質な鋳片が安定して得られることが分る。
１と同じである。本試験では高温鋳造により等軸品はな
く、上面等軸晶率ゼロ％である。本誌で測定した圧下帯
入ロロールの鋳片厚み中心固相率が０．２５より小さく
ならないように、圧下ロルのロール間隔にスペーサーを
出し入れすることにより圧下ロールを変更した。本誌に
より得られた鋳片の偏析レベルを従来法と比べ第６図に
示す６本法は従来法に比べ鋳片鋳造方向の偏析のバラツ
キが小さく、偏析の悪い鋳片部位がなくなり、偏析のな
い均質な鋳片が安定して得られることが分る。
［発明の効果］
以上のごとく、本誌により圧下ロール毎の圧下凝固時期
を判定し、圧下時期が適正になるよう圧下ロール位置を
変更することにより偏析の悪い鋳片部位がなくなり、偏
析のない均質な鋳片が安定して得られる。
を判定し、圧下時期が適正になるよう圧下ロール位置を
変更することにより偏析の悪い鋳片部位がなくなり、偏
析のない均質な鋳片が安定して得られる。
図、
第２図は測定方法の概略を示す図、
第３図は短辺凝固幅と鋳片の厚み中心固相率の関係を示
す図、 第４図は測定した各ロール位置の鋳片厚みの中心固相率
を示す図、 第５図および第６図は従来法と本誌の偏析レベルの比較
を示す図である。
す図、 第４図は測定した各ロール位置の鋳片厚みの中心固相率
を示す図、 第５図および第６図は従来法と本誌の偏析レベルの比較
を示す図である。
ｌ・・・モールド、２・・・セグメント、３・・・フレ
ーム、４・・・支柱、５・・・ダイヤルゲージ、６・・
・変位計設置位置。
ーム、４・・・支柱、５・・・ダイヤルゲージ、６・・
・変位計設置位置。
第１図
７′１′２図
７Ｆ３図
第４図
メニスカス力゛らの距離（ｍ）
Claims (2)
- （１）凝固末期に少なくとも１対のロールにより鋳片を
圧下しつつ引き抜く溶融金属の連続鋳造法において、凝
固時期が異なるロールを１組として２組以上のロールの
組を作り、各組の全圧下量を用いてロール毎の圧下凝固
時期を定量化し、圧力ロールを変更することを特徴とす
る連続鋳造法。 - （２）凝固時期が異なるロールを１組として２組以上の
ロールの組を作り、各組の全圧下を用いて（１）式にお
けるＡが最小になるようにａ、ｍを決定し、（４）式か
ら計算したロール毎の短辺凝固幅Ｂｉの値によりロール
毎の圧下凝固時期を定量化し、適正な圧下時期になるよ
うに圧下ロールを変更する請求項１項記載の連続鋳造法
。 Ａ＝（Ｋ′・Ｂ′−Ｋ・Ｂ）＾２（１） Ｋ・Ｂは（２）式により、Ｋ′・Ｂ′は（３）式により
与える。 Ｐ＝Ｋ・Ｂ√（Ｒ・ΔＨ）（２） Ｋ′・Ｂ′＝√（１／Σ（１／ａ・ｔ＾ｍ）＾２）（３
）Ｋｉ・Ｂｉ＝ａ・ｔｉ＾ｍ（４） Ｐ：ロール反力（ｋｇ）、Ｋ：変形抵抗（ｋｇ／ｍｍ＾
２）、Ｂ：短辺凝固幅（ｍｍ）２×Ｄ、Ｄ：短辺凝固厚
（ｍｍ）、 Ｒ：ロール半径（ｍｍ）、△Ｈ：１ロールの圧下量ある
いは各組の全圧下量（ｍｍ）、添字ｉ：各ロールＮｏ．
、ｔ：モールドメニスカスからの経過時間（分）
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP12309390A JP2885880B2 (ja) | 1990-05-15 | 1990-05-15 | 連続鋳造法 |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP12309390A JP2885880B2 (ja) | 1990-05-15 | 1990-05-15 | 連続鋳造法 |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPH0422551A true JPH0422551A (ja) | 1992-01-27 |
| JP2885880B2 JP2885880B2 (ja) | 1999-04-26 |
Family
ID=14852034
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP12309390A Expired - Fee Related JP2885880B2 (ja) | 1990-05-15 | 1990-05-15 | 連続鋳造法 |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JP2885880B2 (ja) |
Cited By (1)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JP2013111624A (ja) * | 2011-11-30 | 2013-06-10 | Jfe Steel Corp | 連続鋳造鋳片の品質判定方法 |
-
1990
- 1990-05-15 JP JP12309390A patent/JP2885880B2/ja not_active Expired - Fee Related
Cited By (1)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JP2013111624A (ja) * | 2011-11-30 | 2013-06-10 | Jfe Steel Corp | 連続鋳造鋳片の品質判定方法 |
Also Published As
| Publication number | Publication date |
|---|---|
| JP2885880B2 (ja) | 1999-04-26 |
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