JPH0448543B2 - - Google Patents

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JPH0448543B2
JPH0448543B2 JP57500098A JP50009882A JPH0448543B2 JP H0448543 B2 JPH0448543 B2 JP H0448543B2 JP 57500098 A JP57500098 A JP 57500098A JP 50009882 A JP50009882 A JP 50009882A JP H0448543 B2 JPH0448543 B2 JP H0448543B2
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cooling
slab
heat
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water
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Gyuntaa Rudorufu
Kaaru Shuteruken
Etsukeharuto Fuyurushutaa
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NOIE HANBURUGAA SHUTAARUERUKE GmbH
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NOIE HANBURUGAA SHUTAARUERUKE GmbH
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Description

【発明の詳細な説明】 【産業上の利用分野】
本発明は、鋼の連続鋳造時における鋳片の冷却
方法に関し、偏析を低減したビレツトを製造する
ことにある。
【従来の技術】
多くの鋼製品、例えば高炭素鋼の鋼線の製造に
おいては、その技術的特性が偏析により著しく損
われていた。この種の鋼線の圧延温度からパテン
テイング操作を行うにあたつて、この偏析は、イ
ンゴツトの偏析を生じている部分において、鋼線
の延展性を極めて阻害するマルテンサイトと呼ば
れる脆性相の形成を招く。 鋼製品、例えば高炭素鋼の鋼線の製造におい
て、インゴツトまたはビレツトに偏析が発生して
いると、インゴツトまたはビレツトから鋼線を圧
延により製造する際に、偏析の発生した部分が脆
くなる。インゴツト鋳造の場合は、偏析はインゴ
ツトの上方の1/3の部分に見られるから、この部
分を切断除去すれば、圧延の際の延展性の阻害を
防ぐことができるが、連続鋳造ビレツトの場合
は、偏析が鋳造ビレツトの長手方向（鋳片が連続
鋳造型から出てくる方向）に連続的に発生するこ
と、および中炭素鋼（0.45％Ｃ）から高炭素鋼
（1.0％Ｃ）までのビレツトで、連続鋳造され、次
いで熱間圧延され杆状材または線状材に延展され
るビレツトは、鋳造時に軸方向の偏析が特に問題
となること、鋼材の中心部の高炭素部分には、熱
間加工および中間時の焼鈍熱処理時に不均一な変
態が発生すること、これにより中炭素鋼ではマル
テンサイト量が増大し、高炭素鋼では粒界に大量
のセメンタイトが析出すること、従つてビレツト
の熱間圧延時の早期破損または製品の特性の深刻
な低下の原因となる脆性相を生ずること、が広く
知られており〔1980年10月発行のザ・メタラウジ
スト・アンド・マテリアルズ・テクノロジスト第
569〜573頁〕、切断によつては除去することがで
きない。いわゆる小物鋳片の鋳造（一辺の寸法が
100〜140mm）においては、最終製品にするための
圧延による変形が大物鋳片よりも小であることが
要求されるので、例えば一辺の寸法が200〜300mm
のプレビレツトのような大物鋳片の鋳造よりはマ
イナスの効果が大である。圧延製品の連続鋳造中
の偏析またはそのマイナスの効果を少くするため
に、この技術の分野においてはすでに多大な努力
が試みられている。その際に、いわゆる球状組織
はわずかな偏析と結合されるが、樹枝状組織は強
い偏析と結合されることが一般に理解されている
〔1978年３月23日発行、スタール・ウント・アイ
ゼン、第６巻第244〜254頁〕。前記球状組織とは、
結晶が特別な成長方向を持たず、むしろ断面にわ
たつて無秩序に分配される組織を意味する。第１
図は大部分にこの種の球状組織を有する連続鋳造
ビレツトの組織を示している。これに対して樹枝
状組織とは、結晶の主な成長方向が金属内で鋳片
の表面に対して垂直方向に生じている組織を意味
する。第２図は大部分に樹枝状組織を有する鋳片
ビレツトのカツト図を示す。 樹枝状組織は偏析を助長しかつ球状組織を減少
させるとする見解があるために、この分野の努力
は球状組織の部分を増大させることに集中されて
きた。この目的のために種々の開発が始められて
いる。 一つの開発の方向として、凝固している鋳片内
の溶融を撹拌することにより、樹枝状組織の形成
を阻止し、かつそれに伴つて偏析を減らすことが
ある〔DE−Ｃ−1783060参照〕。撹拌作用は一般
に電磁撹拌装置によつて達成される。いずれにし
ても費用のかかる装置が必要である〔1977年６月
発行、メタラウジカル・トランスアクシヨンズ、
第243〜251頁〕。 球状組織を達成するための他の開発の方向は、
鋳造温度を極めて低く保持するということであ
る。この場合、実際には鋳造ノズルが詰まる傾向
があることにより困難が生ずる〔1977年８月発
行、ワイヤ・ジヤーナル、第32〜38頁〕。
【発明が解決しようとする課題】
炭素を0.4〜1.0％含有する鋼を、低温度で鋳造
することにより、または電磁撹拌をすることによ
つて偏析を減少させることを目的とする広範囲な
研究が行われ、偏析の僅かな減少を達成し得る
が、この減少は、圧延ワイヤロツドの製造に際し
てかかる鋼の技術的特性の顕著な改善を達成する
には十分なものではないという知見が得られた。
電磁撹拌の利用においては、事実マルテンサイト
の頻繁な発生が認められた。 一般に存在している考え方に反して、とくに
0.4〜１％の炭素含有を有する鋼の場合には、偏
析は、特定の条件により極めて強力に冷却される
場合には、著しく減少せしめ得られることが判明
した。この効果はまた、高い鋳込み温度および鋳
造速度においても認めることができる。偏析の減
少の量は、このようにして得られた連続鋳造ビレ
ツトから製造される圧延ワイヤロツドの技術的特
性を実質的に改善するに十分である。また圧延温
度からの制御された冷却後において、圧延ワイヤ
ロツドの熱処理後偏析位置でのマルテンサイトの
発生は決定的に減少される。 極めて強い冷却に際しては、ビレツトの表面
に、またはその内部に亀裂を生ずる危険がある。
この問題は、生産性の向上のため鋳造速度および
冷却強度が高められる場合には、0.4〜１重量％
の炭素含量を有する鋼においてばかりでなく、炭
素含量がこれよりも少い鋼においても重要な問題
である。 本発明は、0.4〜1.0重量％の炭素含量を有する
鋼のための鋼の連続鋳造方法において、連続鋳造
型から出されたビレツトの冷却速度およびビレツ
トから奪う熱量を特定することにより、ビレツト
中に発生する偏析を防止することを主たる目的と
するものである。また本発明は、とくに小物の連
続鋳造、即ち一辺の長さが140mmまでの寸法の小
物鋳片の連続鋳造を改良することを目的とする。 本発明によれば、ビレツトから圧延されたワイ
ヤロツドの熱処理に際して、偏析位置にマルテン
サイトを生ずることを阻止することができる。
【課題を解決するための手段】
本発明は、連続鋳造鋳型から出てくる鋳片が第
１工程の強冷却工程と第２工程の弱冷却工程から
成る二次冷却帯において冷却液体の噴射によつて
冷却される0.4〜1.0重量％の炭素含有量を有する
鋼の連続鋳造時の鋳片冷却方法に係るものであつ
て、冷却液の温度T1，T2、液量V1，V2と圧力
P1，P2が、二次冷却帯における第１工程３で
50Wh／Kg〜90Wh／Kgの熱量が奪われ、これに
より65Wh／（Kg・min）〜100Wh／（Kg・min）
の冷却速度により冷却され、後続する第２工程４
で20Wh／Kg〜80Wh／Kgの熱量が奪われ、これ
により30Wh／（Kg・min）〜60Wh／（Kg・
min）の冷却速度で冷却されるように制御される
ことを特徴とするものである。 また本発明は、上記鋼の連続鋳造時の鋳片冷却
方法を、 0.4〜1.0重量％の炭素 0.2〜1.7重量％のマンガン 0.1〜0.7重量％のケイ素 ０〜1.7重量％のクロム ０〜0.5重量％のニツケル ０〜0.3重量％のイオウ 残部の鉄および通常の不純物を有する鋼に利用す
ることを特徴とするものである。
【実施例】
第１図は大部分が球状組織であるビレツトの中
心軸線を通る縦断面のサルフアプリントを示し、
第２図は大部分が樹枝状組織であるビレツトの中
心軸線を通る縦断面のサルフアプリントを示し、
第３図は微粒子の球状組織縁域を有する強化冷却
された材料からなるビレツトを四分割したスライ
スのマイクロエツチングを示し、第４図は本方法
を実施するための装置を略示したものである。 第４図には本発明による方法を実施するための
鋼の連続鋳造装置が略示してある。溶鋼は分配と
い１から振動し冷却される連続鋳造鋳型２内に鋳
込まれ、該鋳型内で金属鋳片が緩慢に下降運動す
る間に表皮が凝固する。鋳型の後部には二つの冷
却工程３，４が配置され、該冷却工程において前
記鋳片はその全周に同時に水がかけられる。金属
鋳片の溶解している芯部を符号５で、凝固した鋳
片の表皮を符号６で示してある。全噴射水は、下
方に向つて排流され、集水管路７内に集められ、
かつ水槽８に送給される。冷却工程３および４に
は、ポンプ９，１０より管路１１，１２を介して
噴射水が水槽８から供給される。噴射水集水管路
７には排水の温度TAおよび排水の流量VAを検出
するための装置１３が連結されており、そして前
記冷却工程３，４には当該工程の入口において水
の温度、水の流量および水圧T1，V1，P1または
T2，V2，P2を検出するための装置１４，１５が
配置してある。さらに図示していないが上述した
量を変化させることができるような制御および調
整機構が設けてある。両冷却工程３，４への水の
分配は、一方法としてはまず排水の水の流量VA
および温度TAを両冷却工程３，４の操作時に測
定し、他の方法としては冷却工程３の操作時に測
定することによつて定められる。 0.4〜1.0％の炭素範囲の鋼の連続鋳造の通常の
製造方法において、例えば一辺の寸法が120mmの
正方形断面形状の鋳片に鋳造され、かつ2.4m／
minの鋳込み速度で鋳造される場合、鋳片は、鋳
型の下方で、通常３バール、最大では８バールの
圧力に予圧され、鋼片１個につき約20〜30m3／ｈ
の流量の水でスプレイされる。 本発明方法においては、ビレツトの上面におけ
る水冷の強化による熱伝達係数の上昇によつて冷
却が強化される。この結果偏析が減少せしめられ
る。 冷却を強くし過ぎると周知のように鋳片表面に
亀裂を生ずる危険が生ずる。これらの亀裂は、上
述した2.4m／minの鋳込み速度で鋳造し、上述の
寸法としたビレツトの極めて強い冷却を、鋳型の
下方で約2mの長さに、すなわち約40〜60secの鋳
片の滞留時間に限定することにより避けられる。
このことにより、鋳片の表面温度が約650℃〜950
℃に自己調整される。この範囲（以下これを第１
工程という）においては、約65Wh／（Kg・min）
〜100Wh／（Kg・min）の冷却速度に対して約
50Wh／Kg〜90Wh／Kgの熱量が鋳片から奪われ
る。この極めて強い冷却の後に、鋳片は約30〜
50secの滞留時間にわたつて減少された強さで冷
却される（上述の寸法の場合）。この範囲（以下
これを第２工程という）において、上記の条件下
で、鋳片がカーブに沿つて案内される連続鋳造装
置において奪われる熱量は30Wh／（Kg・min）
〜60Wh／（Kg・min）の冷却速度に対して約
20Wh／Kg〜40Wh／Kgである。真直に鋳片が案
内される連続鋳造装置においては、奪われる熱量
の値は20Wh／Kg〜80Wh／Kgであつて、幾らか
高めである。 前記冷却速度が上限値を上回つた場合には、鋳
片の外表面またはその内部にクラツクを生ずる危
険があり、また下限値を下回つた場合には、鋳片
の内部に偏析を多く生ずる危険がある。 奪われる熱量（Wh）はスプレイされた水量お
よび取水から排水までの温度上昇、すなわち第１
工程に関してはV1・CW・（T1−TA）および第２
工程に関してはV2・CW・（T2−TA）によつて決
めることができる。ここに、CWは水の比熱
〔1.163Wh／（℃・Kg水）〕をあらわす。この熱量
に対して、冷却水の蒸発によつて奪われた熱量が
加算されなければならない。この加算は、スプレ
イされた水の3.5％が蒸発し、水を20℃から100℃
に加熱して蒸発させるためには93Wh／Kgの水が
必要であり、かつ蒸発熱は水１Kgにつき
627Wh／Kgが必要であるという事実に基いて行
う。スプレイ冷却によつて引き起こされる強制対
流による熱放出の他に、鋳片からは輻射、自由対
流および熱伝導（例えば案内ローラ部における熱
伝導）により、さらに他の熱量が奪われる。最後
の二つの熱量はインゴツト連続鋳造設備において
は無視し得る。 輻射により奪われる熱量は鋳片の表面温度に左
右され、従つてスプレイ冷却の強さを増加するこ
とにより相対的かつ無条件に減少する。この熱量
は、従来方式の冷却においては全放出熱量の15〜
35％であるが、本発明による強い冷却において
は、第１工程では全放出熱量の約６％であり、第
２工程では全放出熱量の約10％である。 スプレイ冷却は閉鎖された室内で行われるのが
好ましい。この場合、輻射により放出される熱は
結局冷却水を介して放出され、従つて輻射によつ
て放出される熱の割合は、水の量および水温上昇
によつて定められる値に含まれている。従つてこ
の場合には、冷却水を介して放出された熱に対し
て、さらに、通例としてスプレイされた水の量の
3.0〜4.0％の範囲内にある冷却水の蒸発によつて
奪われた熱量を加えるほかには、何も加算する必
要はない。 他に鋳造速度または鋳片寸法を変更したとする
ならば、冷却にあたつては単位をWh／（Kg・
min）であらわした冷却速度および前記二段の冷
却工程で放出される熱量がほぼ一定に止まるよう
に前記変更をとり込まなければならない。 鋳片の湾曲が行われないならば、前記第２工程
を延長させ、かつそれに伴つてこの工程において
奪われる熱量を増大させることができる。 従来方式に対して冷却水の圧力および／または
流量を増大させることにより、二次冷却区域の第
１工程において奪われる熱量を大にすることがで
きる。冷却水の予圧力P1を15〜30バールとする
ことは、経済的に有利である。 実施例 Ｃを0.65％、Siを0.27％、Mnを0.68％、Ｐを
0.012％、Ｓを0.013％、Cuを0.05％、Crを0.02％
およびMoを0.01％含有する鋼を、連続鋳造によ
り鋳造した。連続鋳造設備の分配とい１内の鋳込
み温度は1530℃であり、かつ溶解温度を50℃越え
ていた。該鋼は湾曲した鋳片ガイドを有する連続
鋳造装置において、一辺の長さ120mmを有する正
方形断面の鋳片に鋳造された。この装置により鋳
造された鋳片の１個は、二つの冷却工程３，４を
有する二次冷却帯において冷却された。鋳造速度
は2.5m／minであつた。強化冷却を行う第１工程
（冷却工程３）は鋳型２から鋳片の鋳造方向に
1.9mの長さにわたつて延在した。この長さは、
46secの鋳片の滞留時間に相当する。そこで鋳片
は噴射ノズルの前方で22バールの圧力P1に予圧
された31m3／ｈの流量の水により冷却された。そ
れにより鋳片の表面で熱伝達係数（対流および輻
射による）は1500W／m2・Ｋ）から1700W／
（m2・Ｋ）となつた、これは91Wh／（Kg・min）
の冷却速度および70Wh／Kgの放熱量に相当す
る。これにより輻射によつて奪われる熱量の比率
は、放熱度をε＝0.8と計算して、3.9Wh／Kg、
すなわち5.6％である。その後に、38secの滞留時
間に対応する1.6mの長さの低い冷却速度の水冷
却を行う第２工程（冷却工程４）が続いた。この
場合、ノズルの前方での供給予圧力P2は７バー
ルで、水の流量は12m3／ｈであつた。熱伝達係数
は800W／（m2・Ｋ）〜900W／（m2・Ｋ）、冷却
速度は47Wh／（Kg・min）、および奪われた熱量
は30Wh／Kgであつて、2.8Wh／Kg、すなわち9.4
％の輻射部分を伴つていた。なお、前記実施例に
おいては、工程３，４の入口における水の温度
T1，T2は20℃、排水の温度TAは35℃であつた。 比較のために、前記連続鋳造設備の分配とい１
に設けた複数個の鋳型の１つより、平行的に鋳造
された鋳片の他の１個が、通常の方法により、第
１工程において鋳片毎に３バールの水圧および14
m3／minの流量の水で冷却された。この水量は二
次冷却帯において、同様に46secの滞留時間にわ
たりスプレイされた。この水量は50Wh／（Kg・
min）の冷却速度に相当し、あるいは9.7Wh／
Kg、すなわち25.5％の輻射部分を伴う38Wh／Kg
の放熱量に相当する。熱伝達係数は約500W／
（m2・Ｋ）〜700W／（m2・Ｋ）であつた。 前記材料は２軸のロツドミルによつて5.5mmの
圧延ワイヤロツドに形成された。圧延ワイヤロツ
ドの顕微鏡写真による検査およびベケールト社の
リヒトライヘ（Richtreihe）によるカツト面のカ
ツト面図および評価におけるワイヤロツドの試験
は、本発明による強化冷却された材料に関しては
平均して0.6の値を生じ、そして通常の方法によ
つて冷却された材料に関しては平均して1.4の値
を生じた。強化冷却されたビレツトから作られた
ワイヤはマルテンサイトがなかつたが、普通に冷
却されたビレツトから作られたワイヤの12％のマ
ルテンサイトが見い出された。本発明により製造
された材料は1050N／mm2の引張り強さを有し、か
つ線材圧延において６段の牽伸機により2.3mmの
直径に延伸された。延伸後は、本発明により製造
された材料は1743N／mm2の引張り強さを有し、か
つ7.5mmの半径に沿う曲げに23回耐えることがで
きたが、比較材は17回の曲げしか耐えられなかつ
た。最後に前記材料は、焼きなましをせずに、
1.7mmの厚さに一回のパスで冷間圧延された。強
冷却された材料においては不良品を生じなかつた
が、普通に冷却された材料は、1.7mmの冷間圧延
後は十分な技術的特性をもはや有しなかつた。品
質の相違は、本発明により製造された材料からな
るバンドの均等方向性の延びが2.9％であるが、
この均等方向性の伸びが比較材では単に1.8％で
あることからも顕著に現われている。 これらのチヤージから製造されたワイヤの偏析
係数および機械的技術的の値は、強冷却した材料
に関しても、また比較材に関しても、上述した値
を直接比較し得る。 本発明による方法は、重量％で炭素が0.4〜1.0
％、マンガンが0.2〜1.7％、ケイ素が0.1〜0.7％、
クロムが０〜1.7％、ニツケルが０〜0.5％、イオ
ウが０〜0.3％、残部鉄および不可避の不純物を
有する鋼にとくに利用し得る。 本発明において、連続鋳造時の二次冷却帯の第
１工程および第２工程で、冷却液の温度T1，T2、
液量V1，V2と圧力P1，P2を制御することによ
り、鋳片の冷却速度（Wh／Kg・min）と鋳片か
ら奪う熱量（Wh／Kg）が制御されることは、次
の論理的根拠から明らかである。ここに温度Ｔ、
流量Ｖについて、次のとおりに定める。 T1：第１工程（第４図の冷却工程３）に導入さ
れる噴射水の温度 T2：第２工程（第４図の冷却工程４）に導入さ
れる噴射水の温度 TA：冷却室から排出される冷却水の温度 V1：前記第１工程に導入される水の流量 V2：前記第２工程に導入される水の流量 VA：前記冷却室から排出される冷却水の流量 T01：前記第２工程に入るビレツトの表面温度 T02：前記第２工程において冷却水の噴射を行な
わなかつた場合の第２工程出口におけるビ
レツトの表面温度 計測装置としては、流体用サーモメータ、サー
モエレメント、流量計等通常の計測機器が使用で
き、ビレツトの表面温度測定には光学的パイロメ
ータ（pyrometer）を使用できる。 次にビレツトから奪う熱量は、次の式から計算
される。 Ｑ＝QK1＋QK2＋QSTR＋QR …(1) ここに、 Ｑ：二次冷却帯において奪われる全熱量 QK1：第１工程で噴射水により奪われる熱量 QK2：第２工程で噴射水により奪われる熱量 QSTR：輻射により奪われる熱量 QR：ビレツト案内ローラがビレツトに接触する
ことにより奪われる熱量 噴射水により行なわれる冷却は通常閉じられた
空間内（冷却室）で行なわれるから、輻射により
奪われる熱量QSTRおよび案内ローラにより奪われ
る熱量QR（極めて少い）は、冷却室内の噴射水に
伝達される。前記第１工程および第２工程のそれ
ぞれにおけるQSTRおよびQRは同一の熱量であると
すると、 Ｑ＝Q1＋Q2 …(2) とすることができる。ここに Q1：第１工程で奪われる全熱量 Q2：第２工程で奪われる全熱量 式(2)のように式を簡素化しても、第１工程およ
び第２工程において輻射により奪われる熱量は、
二次冷却帯で奪われる全熱量の６〜10％にすぎな
いから、誤差は３％以下にすぎない。 次に二次冷却帯で奪われる全熱量を計算するに
あたり、水の蒸発を考慮しなければならない。こ
こにVDを蒸発した噴射水の流量とすると、 VD＝V1＋V2−VA 従つて Ｑ＝QE＋QED＋QD …(3) ここに QE：噴射水の蒸発しない分量を加熱するに必要
な熱量 QED：噴射水の蒸発した分量を導入時の温度から
蒸発温度まで昇温加熱するに必要な熱量 QD：噴射水の蒸発した分量のエンタルピー 即ち、本発明の第４図に示す第１工程および第
２工程で噴射される水は通常同一の水源から供給
されるので、水の導入温度T1およびT2の値は同
一である。従つて第１工程および第２工程に導入
される噴射水の導入温度TEは、 TE＝T1＝T2 以上から式(3)は次のようになる。 Q〓＝VA・CW（TA−TE） ＋V〓D・CW・（100−TE）＋V〓D・HD …(4) ここに、単位時間あたりの伝達熱量Q〓の単位は
ワツト（Ｗ）、流量V〓D，V〓Eの単位は（／ｈ）で
あらわし、CWは噴射した水の比熱（1.163Wh／
℃／水）、HDは水を蒸発させる熱量（627Wh／
）であらわされる。 第１工程および第２工程のそれぞれにおける単
位時間あたりの伝達熱量Q〓1，Q〓2は、第２工程に
おける冷却水の供給を止めて計測を行なうことに
より、第１工程における単位時間あたりの伝達熱
量Q〓を計算することができ、次に第２工程におけ
る単位時間あたりの伝達熱量Q〓は前記式(2)から計
算することができる。 上記計算においては、第２工程における冷却水
の供給を止めての計測において、第２工程におけ
る輻射により伝達される熱量の一部がQ〓に含まれ
ることになるから、Q〓の計算結果は実際の値より
も若干高めとなる。しかし、この点は、第２工程
の区間におけるビレツトの表面温度を計測し、か
つ輻射により熱伝導の法則から輻射による伝達熱
量が計算できれば、ビレツト表面温度の測定値と
輻射による熱伝達のモデル計算で、補正をするこ
とができる。以上説明した方式により、次の試料
１に基いて計算を行なつた。 試料１ 鋼材の化学成分：0.62％Ｃ，0.26％Si，0.64％
Mn，0.012％Ｐ，0.008％Ｓ，0.008％Cu，0.04
％Cr，0.01％Mo、残りFeおよび通常認められ
ている不純物 ビレツト鋳造条件：４個の弯曲鋳型を有する「コ
ンキヤストーＳ」と呼ばれる連続鋳造鋳型 ビレツト寸法……120mm×120mm（断面） 鋳造速度 2.5m／min 鋳出し温度 1532℃ 第１工程：冷却水圧力 22バール 流 量 31m3／ｈ 冷却時間 46s 第２工程：冷却水圧力 ７バール 流 量 12m3／ｈ 冷却時間 46s 第１工程、第２工程において共に冷却した計測
結果： 導入冷却水の温度（TE） 22.2℃ 排出冷却水の温度（TA） 34.3℃ 冷却室から排出する水の流量 41.5m3／ｈ 第１工程のみ冷却した（第２工程水噴射なし）
計測結果： 導入冷却水の温度（TE） 22.2℃ 排出冷却水の温度（TA） 35.2℃ 冷却室から排出する水の流量 29.2m3／ｈ 第２工程の入口におけるビレツトの 表面温度 755℃ 第２工程の出口におけるビレツトの 表面温度 1090℃ 計算結果： 奪つた熱量： Q〓＝41500・1.163・12.2 ＋1500・1.163・77.8＋1500・627 Q〓＝1665049W 第１工程： Q〓＝29900・1.163・13.0 ＋1100・1.163・77.8＋1100・627 Q〓1＝1241288W モデル計算による熱量（第２工程の区間で輻射
およびビレツト案内ローラを介して還流されたこ
とによる熱量）：75430W 従つてQ〓1は次のとおりに補正される。 Q〓1＝1241288W−75430W ＝1165858W 第２工程： Q〓2＝Q〓−Q〓1＝1665049−1165858 Q〓2＝499191W ビレツト単位重量あたりの奪つた熱量： 第１工程 70.05Wh／Kg 第２工程 29.99Wh／Kg ビレツト単位重量／単位時間あたりの奪つた熱
量： 第１工程 91.37Wh／Kg・min 第２工程 47.35Wh／Kg・min 以上から明らかなとおり、連続鋳造時の二次冷
却帯において、第１工程および第２工程のそれぞ
れにおいて、導入される噴射水の温度（TE＝T1
＝T2）、噴射水の流量V1，V2および圧力P1，P2
を制御すれば、ビレツトの冷却速度（Wh／Kg・
min）およびビレツトから奪う熱量（Wh／Kg）
は制御され、かつ前記温度、流量、圧力等は冷却
速度（Wh／Kg・min）および熱量（Wh／Kg）が
定められれば周知の熱伝達理論より簡単に定めら
れることが明らかである。 上記計算結果を整理してベケールト社指数とと
もに示すと、表１のとおりである。
【表】 以下に試料２〜５について、試料の化学成分お
よび鋳造条件を示すとともに、奪つた熱量、冷却
速度およびベケールト社指数を表２〜５に示す。 試料２： 鋼の化学成分：Ｃ 0.66％、Si 0.25％、Mn 0.65
％、Ｐ 0.011％、Ｓ 0.012％、
Cu 0.07％、Cr 0.04％、Mo 0.01
％、残Feおよび不純物 鋳造条件： ビレツト断面：120mm×120mm 鋳造速度 ：2.2m／min 鋳込み温度 ：1530℃ 第１工程の長さ：1.9m（冷却時間：52s） 第２工程の長さ：3.2m（冷却時間：87s） 冷却水の注入時温度：22.0℃
【表】 試料３： 鋼の化学成分：Ｃ 0.62％、Si 0.21％、Mn 0.69
％、Ｐ 0.007％、Ｓ 0.015％、
Cu 0.09％、Cr 0.06％、Mo 0.01
％、残Feおよび不純物 鋳造条件： ビレツト断面：120mm×120mm 鋳造速度 ：2.4m／min 鋳込み温度 ：1528℃ 第１工程の長さ：1.9m（冷却時間：52s） 第２工程の長さ：3.2m（冷却時間：87s） 冷却水の注入時温度：18.0℃
【表】 試料４： 鋼の化学成分：Ｃ 0.67％、Si 0.21％、Mn 0.64
％、Ｐ 0.013％、Ｓ 0.011％、
Cu 0.08％、Cr 0.04％、Mo 0.01
％、残Feおよび不純物 鋳造条件： ビレツト断面：120mm×120mm 鋳造速度 ：2.2m／min 鋳込み温度 ：1528℃ 第１工程の長さ：1.9m（冷却時間：52s） 第２工程の長さ：1.6m（冷却時間：43s） 冷却水の注入時温度：20.0℃
【表】 試料５： 鋼の化学成分：Ｃ 0.65％、Si 0.24％、Mn 0.65
％、Ｐ 0.009％、Ｓ 0.011％、
Cu 0.09％、Cr 0.03％、Mo 0.01
％、残Feおよび不純物 鋳造条件： ビレツト断面：120mm×120mm 鋳造速度 ：2.6m／min 鋳込み温度 ：1527℃ 第１工程の長さ：1.9m（冷却時間：44s） 第２工程の長さ：2.5m（冷却時間：58s） 冷却水の注入時温度：20.3℃
【表】
【発明の作用および効果】
本発明により、連続鋳造鋳型から出てくる0.4
〜1.0重量％の炭素含有量を有する鋼の鋳片が、
二次冷却帯における第１工程で50〜90Wh／Kgの
熱量が奪われ、これにより65〜100Wh／（Kg・
min）の冷却速度により冷却され、後続する第２
工程で20〜80Wh／Kgの熱量が奪われ、これによ
り30〜60Wh／（Kg・min）の冷却速度で冷却さ
れるように、冷却液の温度T1，T2、液量V1，V2
と圧力P1，P2が制御されることにより、鋳造ビ
レツト内での偏析を著しく減少させることができ
る。前記冷却速度を第１工程で100Wh／（Kg・
min）、第２工程で60Wh／（Kg・min）以上とす
ると、ビレツトの表面または内部においてクラツ
クを生ずる傾向を生じ、また冷却速度を第１工程
で65Wh／（Kg・min）、第２工程で30Wh／
（Kg・min）以下とすると、偏析が増大するおそ
れを生ずる。また、二次冷却帯の第１工程で、冷
却液の温度、液量および圧力を、50〜80Wh／Kg
の熱量が奪われ、これにより75〜90Wh／（Kg・
min）の冷却速度により冷却され、第２工程にお
いて30〜60Wh／Kgの熱量が奪われ、これにより
35〜45Wh／（Kg・min）の冷却速度で冷却され
るように制御されるときは、ビレツトの表面また
は内部には全くクラツクを生ずることはない。ビ
レツトの表面には非常に微粒子の層が形成され、
この層が圧延時にビレツトにクラツクを形成させ
る傾向を減少させている。ビレツトから切り出し
た正方形スライスのマイクロエツチングは、第３
図に示すような微粒子層を有しており、この層は
強力な冷却を行なつた際には、ビレツトの側面に
おいて平均して約４〜10mmの厚さに達し、ビレツ
トの端面においては平均して25mmの厚さに達す
る。 本発明方法により冷却された連続鋳造鋳片材料
の組織は、第２図に表示するように、樹枝状組織
を高い割合で有している。 このようにして冷却されたビレツトの縁域は、
第３図に示すごとく、極微粒子の球状組織を有し
ている。縁域の厚さは、通常の方法では１mmであ
るのに対して、少くとも４mmとなる。このように
して得られたビレツトは、粒界における亀裂に対
して鋭敏である樹枝状組織が表面の近くには生じ
ないので、圧延作業時の高い応力における亀裂の
発生に対して顕著な抵抗力がある。 本発明によれば、0.4〜１％の炭素含量の連続
鋳造ビレツトを例えばワイヤロツドに圧延すると
き、始めに説明した公知の方式に比して偏析が著
しく減じられることがわかつた。前記の炭素含量
を有する鋼線において、ワイヤロツド中の偏析
は、通常ベケートル社（Firma Bekaert）の指
数にしたがつて評価される。前述の炭素範囲にお
ける5.5mmのワイヤにおいての指数の平均値は、
上記の方法によつて約1.1から0.6に減少させるこ
とができる。圧延温度からの焼入れ処理に際して
は、0.9％までの通常のマンガン含量を有する鋼
であつて、15℃／secまでの通常の冷却速度にお
いて焼入れが行われるときは、この方法で製造さ
れた鋼線の残留偏析位置には、マルテンサイトを
もはや生じない。 この方法による技術的進歩性は次のとおりであ
る。即ち小型の連続鋳造鋼からこの方法で偏析の
少ないワイヤロツドを製造することができ、前記
鋼は高い引抜き速度で形成することができ、そし
て引抜き後いわゆる曲げ試験においても、かつい
わゆるねじり試験においても、高い値、即ち良好
な塑性および弾性特性を有することにある。この
圧延されたワイヤロツドは、マルテンサイトと呼
ばれる脆性層を偏析位置に生ずることなく、高冷
却速度で圧延温度から焼入れ処理することができ
る。 この材料はさらに、圧延操作時の高い応力下に
おいて、強化された厚い球状縁域のために、普通
の連続鋳造材料に比して、表面で亀裂を発生する
傾向を減らしている。
【図面の簡単な説明】
第１図は大部分が球状組織であるビレツトの中
心軸線を通る縦断面のサルフアプリントを示し、
第２図は大部分が樹枝状組織であるビレツトの中
心軸線を通る縦断面のサルフアプリントを示し、
第３図は微粒子の球状組織縁域を有する強化冷却
された材料からなるビレツトを四分割したスライ
スのマイクロエツチングを示し、第４図は本方法
を実施するための装置を略示したものである。な
お図中、次の符号は次の部分をそれぞれ示す。 １……分配とい、２……鋳型、３……第１工
程、４……第２工程、５……芯部、６……鋳片の
表皮、７……集水管路、８……水槽、９，１０…
…ポンプ、１１，１２……管路、１３，１４，１
５……検出装置。

Claims (1)

  1. 【特許請求の範囲】 １ 連続鋳造鋳型から出てくる鋳片が第１工程の
    強冷却工程と第２工程の弱冷却工程から成る二次
    冷却帯において冷却液体の噴射によつて冷却され
    る0.4〜1.0重量％の炭素含有量を有する鋼の連続
    鋳造時の鋳片冷却方法において、冷却液の温度
    T1，T2、液量V1，V2と圧力P1，P2が、二次冷却
    帯における第１工程３で50Wh／Kg〜90Wh／Kg
    の熱量が奪われ、これにより65Wh／（Kg・min）
    〜100Wh／（Kg・min）の冷却速度により冷却さ
    れ、後続する第２工程４で20Wh／Kg〜80Wh／
    Kgの熱量が奪われ、これにより30Wh／（Kg・
    min）〜60Wh／（Kg・min）の冷却速度で冷却
    されるように制御されることを特徴とする鋼の連
    続鋳造時の鋳片冷却方法。 ２ 前記第二次冷却帯の第１工程３において、
    50Wh／Kg〜80Wh／Kgの熱量が奪われることを
    特徴とする特許請求の範囲第１項に記載の鋳片冷
    却方法。 ３ 前記第１工程３において、冷却速度は
    75Wh／（Kg・min）〜90Wh／（Kg・min）とし
    たことを特徴とする特許請求の範囲第１項または
    第２項に記載の鋳片冷却方法。 ４ 前記第二次冷却帯の第２工程４において、
    30Wh／Kg〜60Wh／Kgの熱量が奪われることを
    特徴とする特許請求の範囲第１項ないし第３項の
    何れかに記載の鋳片冷却方法。 ５ 前記第２工程４において、冷却速度は
    35Wh／（Kg・min）〜45Wh／（Kg・min）とし
    たことを特徴とする特許請求の範囲第１項ないし
    第４項の何れかに記載の鋳片冷却方法。 ６ 前記第１工程３の噴射ノズルの水圧は、少な
    くとも15バールであることを特徴とする特許請求
    の範囲第１項ないし第５項の何れかに記載の鋳片
    冷却方法。 ７ 鋼ビレツトの連続鋳造に際して利用すること
    を特徴とする特許請求の範囲第１項ないし第６項
    の何れかに記載の鋳片冷却方法。 ８ 2500mm2〜20000mm2の丸形、卵形、長方形また
    は正方形断面の鋼鋳片の鋳造に利用し、そのさい
    卵形断面における軸長間の比および長方断面にお
    ける二辺の長さ間の比は、最大で２：１であるこ
    とを特徴とする特許請求の範囲第１項ないし第７
    項の何れかに記載の鋳片冷却方法。 ９ 0.4〜1.0 重量％の炭素 0.2〜1.7 重量％のマンガン 0.1〜0.7 重量％のケイ素 ０〜1.7 重量％のクロム ０〜0.5 重量％のニツケル ０〜0.3 重量％のイオウ 残部鉄および通常の不純物を有する鋼に利用する
    ことを特徴とする特許請求の範囲第１項ないし第
    ８項の何れかに記載の鋳片冷却方法。 １０ 0.4〜1.0 重量％の炭素 0.3〜0.9 重量％のマンガン 0.15〜0.4 重量％のケイ素 ０〜0.25 重量％のクロム ０〜0.30 重量％のニツケル ０〜0.04 重量％のイオウ 残部鉄および通常の不純物を有する鋼に利用する
    ことを特徴とする特許請求の範囲第９項に記載の
    鋳片冷却方法。
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JPS5187431A (en) * 1975-01-31 1976-07-31 Kawasaki Steel Co Hyomenwarenonai haganechuhennorenzokuchuzonyoruseizohoho
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