JPH0484651A - 鋼の直接圧延方法 - Google Patents
鋼の直接圧延方法Info
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- JPH0484651A JPH0484651A JP19988490A JP19988490A JPH0484651A JP H0484651 A JPH0484651 A JP H0484651A JP 19988490 A JP19988490 A JP 19988490A JP 19988490 A JP19988490 A JP 19988490A JP H0484651 A JPH0484651 A JP H0484651A
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- B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
- B21—MECHANICAL METAL-WORKING WITHOUT ESSENTIALLY REMOVING MATERIAL; PUNCHING METAL
- B21B—ROLLING OF METAL
- B21B1/00—Metal-rolling methods or mills for making semi-finished products of solid or profiled cross-section; Sequence of operations in milling trains; Layout of rolling-mill plant, e.g. grouping of stands; Succession of passes or of sectional pass alternations
- B21B1/46—Metal-rolling methods or mills for making semi-finished products of solid or profiled cross-section; Sequence of operations in milling trains; Layout of rolling-mill plant, e.g. grouping of stands; Succession of passes or of sectional pass alternations for rolling metal immediately subsequent to continuous casting
- B21B1/463—Metal-rolling methods or mills for making semi-finished products of solid or profiled cross-section; Sequence of operations in milling trains; Layout of rolling-mill plant, e.g. grouping of stands; Succession of passes or of sectional pass alternations for rolling metal immediately subsequent to continuous casting in a continuous process, i.e. the cast not being cut before rolling
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- Mechanical Engineering (AREA)
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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］
連続鋳造機による鋳片を直接熱間圧延して製造する低炭
素キルド鋼の製品に発生する表面欠陥を低減する方法に
関する。
素キルド鋼の製品に発生する表面欠陥を低減する方法に
関する。
［従来の技術］
連続鋳造鋳片の直接圧延（ｔ−１ｏｔ Ｄｉｒｅｃｔ
ｒｏｌｌｉｎｇ； ＨＤ Ｒ）は、連続鋳造機で鋳造さ
れた鋳片を冷却することなく、そのまま保温もしくはオ
ンライン加熱することにより、熱間圧延機により圧延加
工する方法である。このＨＤ Ｒプロセスは工程の大幅
な合理化や省エネルギー、歩留の向−トが期待でき今後
さらに開発が進められ発展が予想される。しかし、ＨＤ
Ｒで製造された鋳片は、従来の方法ずなわち連続鋳造鋳
片の冷却後、再加熱してから圧延加工する方法に比較し
て製品（例えは、冷延コイル）での表面キズの発生が多
く、歩留低下と言う問題がある（蜂谷ら、鉄と鋼、６８
（１９８２）Ｓ、２０９．小谷野ら：鉄と鋼７］−（１
９８５） ８．１５６ ）。
ｒｏｌｌｉｎｇ； ＨＤ Ｒ）は、連続鋳造機で鋳造さ
れた鋳片を冷却することなく、そのまま保温もしくはオ
ンライン加熱することにより、熱間圧延機により圧延加
工する方法である。このＨＤ Ｒプロセスは工程の大幅
な合理化や省エネルギー、歩留の向−トが期待でき今後
さらに開発が進められ発展が予想される。しかし、ＨＤ
Ｒで製造された鋳片は、従来の方法ずなわち連続鋳造鋳
片の冷却後、再加熱してから圧延加工する方法に比較し
て製品（例えは、冷延コイル）での表面キズの発生が多
く、歩留低下と言う問題がある（蜂谷ら、鉄と鋼、６８
（１９８２）Ｓ、２０９．小谷野ら：鉄と鋼７］−（１
９８５） ８．１５６ ）。
第５図は、冷延コイルの表面に発生した疵をカラントし
、個数が１０個以上発生した場合のコイルを不可とし、
これを全調査コイルて割った値を表面揮発生率として、
鋼中のＭ ｎ ／ Ｓとの関係を示したグラフ図である
。
、個数が１０個以上発生した場合のコイルを不可とし、
これを全調査コイルて割った値を表面揮発生率として、
鋼中のＭ ｎ ／ Ｓとの関係を示したグラフ図である
。
一般に連続鋳造鋳片に発生ずる表面キズは縦割れ、横割
れまたは表層工介在物に起因する割れが良く知られてい
る。縦割れについてはモールド内で割れの起点が形成さ
れ、その後の冷却過程で割れが進展することが明らかに
なっている。この防止対策としては、モールドパウダー
の選択、モールドテーパーの適正化、湯面変動の適正範
囲内へのコン１〜ロールまたは二次冷却帯での均一冷却
などが重要な対策として実施されている（河野ら鉄と鋼
６８（１，９８２）、Ｐ、］７６４．）。
れまたは表層工介在物に起因する割れが良く知られてい
る。縦割れについてはモールド内で割れの起点が形成さ
れ、その後の冷却過程で割れが進展することが明らかに
なっている。この防止対策としては、モールドパウダー
の選択、モールドテーパーの適正化、湯面変動の適正範
囲内へのコン１〜ロールまたは二次冷却帯での均一冷却
などが重要な対策として実施されている（河野ら鉄と鋼
６８（１，９８２）、Ｐ、］７６４．）。
また、表層下の介在物に起因する割れは、鋳型内の初期
凝固シェルに介在物が捕捉されるかどうかに関係があり
、この対策として溶鋼の清浄化をはかり、？音調中のＡ
ｌ２Ｏ３を少なくすること、および鋳型内湯面変動を適
正にしてパウダーの巻き込みを防くことが行われている
（平部ら 鉄と鋼、７２（１９８６）、３．１０１２
） 。
凝固シェルに介在物が捕捉されるかどうかに関係があり
、この対策として溶鋼の清浄化をはかり、？音調中のＡ
ｌ２Ｏ３を少なくすること、および鋳型内湯面変動を適
正にしてパウダーの巻き込みを防くことが行われている
（平部ら 鉄と鋼、７２（１９８６）、３．１０１２
） 。
横割れは、鋼中の不純物元素（Ｓ、Ｐ）や添加元素（例
えば、Ｖ、Ｎｌ）、Ｂ）が凝固、冷却中に析出物を形成
し、これが粒界に析出して鋼の高温粒界脆化を引き起こ
して割れを形成する。横割れ防止の基本対策は連鋳機内
で曲げ変形く矯正）を加えた時、鋳片の表面温度を高温
脱化温度範囲を回避して矯正することである。更に、析
出物の成因であるＰ、Ｓ、Ｎなどの不純物元素の低減を
図り、高温脱化を極力少なくすることもその対策のひと
つとなっている（河野ら：鉄と鋼６８（＋９８２）Ｐ
、１７９２）。
えば、Ｖ、Ｎｌ）、Ｂ）が凝固、冷却中に析出物を形成
し、これが粒界に析出して鋼の高温粒界脆化を引き起こ
して割れを形成する。横割れ防止の基本対策は連鋳機内
で曲げ変形く矯正）を加えた時、鋳片の表面温度を高温
脱化温度範囲を回避して矯正することである。更に、析
出物の成因であるＰ、Ｓ、Ｎなどの不純物元素の低減を
図り、高温脱化を極力少なくすることもその対策のひと
つとなっている（河野ら：鉄と鋼６８（＋９８２）Ｐ
、１７９２）。
［発明が解決しようとしている課題］
しかしながら、従来の表面キズ低減対策を実施してもな
お、ＨＤＲ，プロセスにょる鋼販製品（冷延コイルまた
は熱延コイル）には表面キズの発生が多く、歩留まりの
低下が著しいという問題がある。
お、ＨＤＲ，プロセスにょる鋼販製品（冷延コイルまた
は熱延コイル）には表面キズの発生が多く、歩留まりの
低下が著しいという問題がある。
本発明はかかる事情に鑑みてなされたもので、ＨＤ Ｒ
プロセスにより発生ずる製品の表面キズを低減する方法
を提供しようとするものである。
プロセスにより発生ずる製品の表面キズを低減する方法
を提供しようとするものである。
［課題を解決するための手段及び作用コ本発明の鋼の直
接圧延方法は、Ｃ； ０．０８ｗｔ％以下、Ｓ ｉ ：
０．０５ｗｔ％以下、Ｍ ｎ ； ０．１０〜０．
３０ｗｔ％、Ｓ ； ０．００５〜０．０３ｗｔ％、Ｐ
、 ０．０１．０〜０．０３ｗｔ％、５ｏｆｆｌ 、
Ａ、Ｒ； Ｏ，ＯＩ〜０．０５０ ｗｅ、％で、Ｍ ｎ
／ Ｓの比が２０以下である低炭素ギルド鋼を連続鋳
造機による鋳片から直接熱間圧延により製造する直接圧
延法において、鋳型下から５分間の鋳片走行範囲にある
ロールのロールテーパを０５〜２．５ｍｍ／ｍとし、前
記範囲における鋳片の２次冷却にスプレー水を用いて、
前記ロール直下において鋳片表面温度を少なくとも１回
以上Ａｒ１点以下の温度とした後、復熱させて鋳片表面
温度を１０００℃以上として、直接熱間圧延を行うこと
を特徴とする。
接圧延方法は、Ｃ； ０．０８ｗｔ％以下、Ｓ ｉ ：
０．０５ｗｔ％以下、Ｍ ｎ ； ０．１０〜０．
３０ｗｔ％、Ｓ ； ０．００５〜０．０３ｗｔ％、Ｐ
、 ０．０１．０〜０．０３ｗｔ％、５ｏｆｆｌ 、
Ａ、Ｒ； Ｏ，ＯＩ〜０．０５０ ｗｅ、％で、Ｍ ｎ
／ Ｓの比が２０以下である低炭素ギルド鋼を連続鋳
造機による鋳片から直接熱間圧延により製造する直接圧
延法において、鋳型下から５分間の鋳片走行範囲にある
ロールのロールテーパを０５〜２．５ｍｍ／ｍとし、前
記範囲における鋳片の２次冷却にスプレー水を用いて、
前記ロール直下において鋳片表面温度を少なくとも１回
以上Ａｒ１点以下の温度とした後、復熱させて鋳片表面
温度を１０００℃以上として、直接熱間圧延を行うこと
を特徴とする。
本発明で対象としている鋼成分は、Ｃ、０，０８ｗｔ％
以下、Ｓ ｉ ； ０．０５ｗｔ％以下、Ｍｎ；０．１
０〜０．３０ｗｔ；％、Ｓ ； ０．００５〜０．０３
ｗｔ％、Ｐ：０．０１．０〜０．０３ｗｔ％、５ｏｆｆ
ｌ 、Ａｆｆｌ ； ０．０１〜０．０５０ ｗｔ；％
の範囲て、Ｍ ｎ ／ Ｓの比が２０以下の鋼である。
以下、Ｓ ｉ ； ０．０５ｗｔ％以下、Ｍｎ；０．１
０〜０．３０ｗｔ；％、Ｓ ； ０．００５〜０．０３
ｗｔ％、Ｐ：０．０１．０〜０．０３ｗｔ％、５ｏｆｆ
ｌ 、Ａｆｆｌ ； ０．０１〜０．０５０ ｗｔ；％
の範囲て、Ｍ ｎ ／ Ｓの比が２０以下の鋼である。
この鋼を連続鋳造して直接熱間圧延するプ１コセスにお
いて、連鋳鋳型直下から５分間の鋳片走行範囲にある鋳
片にスプレー水をかけて冷却し、かつ、この鋳片をサポ
ートしているロールのロルテーバーを０５〜２．５＋ｎ
ｍ／ｍの範囲になるようにロールギャップを設定するこ
とによって、ロールと鋳片の接触を良好にすることがで
き、したがって、ロールによって鋳片がら効果的に抜熱
することができる。
いて、連鋳鋳型直下から５分間の鋳片走行範囲にある鋳
片にスプレー水をかけて冷却し、かつ、この鋳片をサポ
ートしているロールのロルテーバーを０５〜２．５＋ｎ
ｍ／ｍの範囲になるようにロールギャップを設定するこ
とによって、ロールと鋳片の接触を良好にすることがで
き、したがって、ロールによって鋳片がら効果的に抜熱
することができる。
上記ロールテーパは、鋳片の引き抜き方向に配置しであ
るロールの間隔を下の方に向がって、順次狭くしたとき
の間隔の変化を表すものである。
るロールの間隔を下の方に向がって、順次狭くしたとき
の間隔の変化を表すものである。
ロール直下で鋳片表面温度をＡｒ１点まで冷却して鋳片
表層部分でフェライト（α相）とバーライ１−を析出さ
せた後、冷却と断熱とを調整することによって、また鋳
片内部の未凝固部分の潜熱や顕熱を利用して表面温度を
１０００℃以上の温度（オーステナイトγ相）に復熱し
た鋳片を熱間圧延機に搬送して直ちに圧延を開始する６
［実施例コ 鋼を凝固・冷却させるとオーステナイ）・相（以下、γ
相）中のＳはγ粒界に偏析する。そのため鋼中のＳとＭ
ｎやＦｅとが反応して、硫化物が形成または析出してく
る。連続鋳造て上述した成分の鋼を凝固さぜな後、鋳片
を連続的に冷却すると、微細な硫化物がγ粒界に沿って
析出してくる。また、連続的にゆっくり冷却してくると
粒成長が起こりγ粒界も大きくなるため、γ粒界へのＳ
偏析もより顕著になる。従って、γ粒界に沿って析出し
た硫化物の組成は、Ｆｅリッヂな硫化物となるなめ、硫
化物自体の融点が非常に低く、１１００℃〜１２００℃
程度まて低下する。
表層部分でフェライト（α相）とバーライ１−を析出さ
せた後、冷却と断熱とを調整することによって、また鋳
片内部の未凝固部分の潜熱や顕熱を利用して表面温度を
１０００℃以上の温度（オーステナイトγ相）に復熱し
た鋳片を熱間圧延機に搬送して直ちに圧延を開始する６
［実施例コ 鋼を凝固・冷却させるとオーステナイ）・相（以下、γ
相）中のＳはγ粒界に偏析する。そのため鋼中のＳとＭ
ｎやＦｅとが反応して、硫化物が形成または析出してく
る。連続鋳造て上述した成分の鋼を凝固さぜな後、鋳片
を連続的に冷却すると、微細な硫化物がγ粒界に沿って
析出してくる。また、連続的にゆっくり冷却してくると
粒成長が起こりγ粒界も大きくなるため、γ粒界へのＳ
偏析もより顕著になる。従って、γ粒界に沿って析出し
た硫化物の組成は、Ｆｅリッヂな硫化物となるなめ、硫
化物自体の融点が非常に低く、１１００℃〜１２００℃
程度まて低下する。
この状態の鋼の熱間強度は非常に脆く、熱間圧延すると
割れが発生し易い。そこて、鋳片の表面層を完全にフェ
ライト」−パーライト相（以下、α−１−Ｐ相）にした
後、鋳片内部の顕熱や未凝固部分の潜熱とを利用して表
面層を復熱させて、表層部分の温度をγ相に戻すことに
よって、γ粒の大きさを小さくしたり、また、連続冷却
段階でγ粒界に沿って析出していた硫化物は、γ粒を再
析出させることてγ粒内にとどめたりする。このような
鋳片を １０００℃以上の高温で保持すると、硫化物周
囲のＭｎの拡散の進行によって、Ｆｅリッチな硫化物は
Ｍｎリッヂな硫化物に変化していくと同時に硫化物の凝
集が起こり、粗大化する。このような硫化物析出形態を
とる場合には鋼の高温脆化か著しく改善できる。
割れが発生し易い。そこて、鋳片の表面層を完全にフェ
ライト」−パーライト相（以下、α−１−Ｐ相）にした
後、鋳片内部の顕熱や未凝固部分の潜熱とを利用して表
面層を復熱させて、表層部分の温度をγ相に戻すことに
よって、γ粒の大きさを小さくしたり、また、連続冷却
段階でγ粒界に沿って析出していた硫化物は、γ粒を再
析出させることてγ粒内にとどめたりする。このような
鋳片を １０００℃以上の高温で保持すると、硫化物周
囲のＭｎの拡散の進行によって、Ｆｅリッチな硫化物は
Ｍｎリッヂな硫化物に変化していくと同時に硫化物の凝
集が起こり、粗大化する。このような硫化物析出形態を
とる場合には鋼の高温脆化か著しく改善できる。
現実的な問題としては引き抜き速度２．０ ｍ ／ｍｉ
ｍを越える高速鋳造において、連紡鋳型直下がら５分間
の鋳片走行範囲にある鋳片表層部をＡ ＋−１点まて低
下さぜることは極めて困難なことである。
ｍを越える高速鋳造において、連紡鋳型直下がら５分間
の鋳片走行範囲にある鋳片表層部をＡ ＋−１点まて低
下さぜることは極めて困難なことである。
その理由は、スプレーノズルやミストノズルの冷却特性
によるものてあり、スプレー水量やミスト量をいくら上
げても冷却能が上がらず、飽和してしまうことにある。
によるものてあり、スプレー水量やミスト量をいくら上
げても冷却能が上がらず、飽和してしまうことにある。
また、スプレー水量やミスト量を供給する配管やポンプ
能力、圧縮空気のためのコンプレツサーの能力などの設
備上の問題もある。その」−５鋳造−直接圧延を前提と
した連続鋳造方法においては、鋳片表面温度をできるだ
け高温に保持することが熱間圧延上有利であることから
、連続鋳造機内の二次冷却は出来るだけ緩冷却法を採用
しているのが一般的である （例えば、特公昭５８−３
０３６６＞ 。
能力、圧縮空気のためのコンプレツサーの能力などの設
備上の問題もある。その」−５鋳造−直接圧延を前提と
した連続鋳造方法においては、鋳片表面温度をできるだ
け高温に保持することが熱間圧延上有利であることから
、連続鋳造機内の二次冷却は出来るだけ緩冷却法を採用
しているのが一般的である （例えば、特公昭５８−３
０３６６＞ 。
本発明では、硫化物の析出形態を制御しながら、かつ鋳
造−直接圧延可能な温度まで連続＠造機内で復熱さぜな
後、直ちに熱間圧延機に払い出して圧延するだめの冷却
方法に関するものである。その方法は、スプレー水とロ
ールによる冷却を組み合わぜな方法をとっている。
造−直接圧延可能な温度まで連続＠造機内で復熱さぜな
後、直ちに熱間圧延機に払い出して圧延するだめの冷却
方法に関するものである。その方法は、スプレー水とロ
ールによる冷却を組み合わぜな方法をとっている。
ずなわち、水膜を鋳片とロールとの間に挟み込んで鋳片
を冷却すると、鋳片がロールに挟まれている間、鋳片表
層の温度は急激に低下して、−時的にＡｒ１点以下に冷
却され、ロールから鋳片が離れると表層部の温度は直ち
に回復する。この現象はスプレー水とミス１〜を比較す
ると、スプレー水を使った方が温度の低下は非常に大き
い。
を冷却すると、鋳片がロールに挟まれている間、鋳片表
層の温度は急激に低下して、−時的にＡｒ１点以下に冷
却され、ロールから鋳片が離れると表層部の温度は直ち
に回復する。この現象はスプレー水とミス１〜を比較す
ると、スプレー水を使った方が温度の低下は非常に大き
い。
第１図はスプレー水、第２図はミストにより、鋳片を冷
却したときの、鋳片表層部の温度を示すグラフ図である
。横軸は妨型下からの鋳片長さて、ロールテーパはいず
れも１．ｍｍ／ｍて、熱電対を鋳片表面に溶着させて測
定した結果である。図中、下方に向がうピーりはロール
直下の抜熱を示す。
却したときの、鋳片表層部の温度を示すグラフ図である
。横軸は妨型下からの鋳片長さて、ロールテーパはいず
れも１．ｍｍ／ｍて、熱電対を鋳片表面に溶着させて測
定した結果である。図中、下方に向がうピーりはロール
直下の抜熱を示す。
第１図と第２図を比較すると、スプレー水による冷却の
方が、鋳片表面温度の低下が大きいことが明らかで、ス
プレー水を使った時には、ロール直下とロールから離れ
た位置とでは約１５０〜２００℃の温度差がつく。本発
明では、この冷却方法を採用して、ＨＤ Ｒの時の二次
冷却法に適用した。
方が、鋳片表面温度の低下が大きいことが明らかで、ス
プレー水を使った時には、ロール直下とロールから離れ
た位置とでは約１５０〜２００℃の温度差がつく。本発
明では、この冷却方法を採用して、ＨＤ Ｒの時の二次
冷却法に適用した。
次いて、本発明の実施例を具体的数値を用いて、詳細に
説明する。
説明する。
（実施例１）
ロール直下の最低温度と、次のロールとの間で復熱した
最高温度との差を△Ｔ（’Ｃ）として、ロールテーパ〜
と八Ｔとの関係を第３図に示した。図中、黒丸、白丸は
それぞれ、スプレー冷却、ミスト冷却に対応したデータ
である。前記ロールは鋳型直下８ｍの位置て、熱電対を
鋳片表面に溶着させて鋳片表層部の温度を測定した。こ
の時の鋼成分は前述した範囲にはいっている。
最高温度との差を△Ｔ（’Ｃ）として、ロールテーパ〜
と八Ｔとの関係を第３図に示した。図中、黒丸、白丸は
それぞれ、スプレー冷却、ミスト冷却に対応したデータ
である。前記ロールは鋳型直下８ｍの位置て、熱電対を
鋳片表面に溶着させて鋳片表層部の温度を測定した。こ
の時の鋼成分は前述した範囲にはいっている。
また、ロールテーパーを０．０〜３．０ ｍｍ／ｍの範
囲で変化させた。この時の鋳片引き抜き速度は、２．４
ｍ ／ｍｉｍで一定とした。
囲で変化させた。この時の鋳片引き抜き速度は、２．４
ｍ ／ｍｉｍで一定とした。
ロールテーパーが増えるとともにΔＴも増加していく傾
向がある。但し、２．５＋ｎｎ＋／ｍ以上のロールテー
パーを付けると鋳片内に内部割れの発生がみられた。ま
た、ロールテーパーが０．５ ｍｍ／ｍ以下のように小
さ過ぎると、△Ｔの値が１５０℃以下となり、最低温度
がＡｒ１点以下（約７００℃）にするためには、鋳片表
面全体の温度を下げる必要があり、Ｈ’Ｄ Ｒを行うた
めに必要な鋳片温度を確保するのが困難となってくる。
向がある。但し、２．５＋ｎｎ＋／ｍ以上のロールテー
パーを付けると鋳片内に内部割れの発生がみられた。ま
た、ロールテーパーが０．５ ｍｍ／ｍ以下のように小
さ過ぎると、△Ｔの値が１５０℃以下となり、最低温度
がＡｒ１点以下（約７００℃）にするためには、鋳片表
面全体の温度を下げる必要があり、Ｈ’Ｄ Ｒを行うた
めに必要な鋳片温度を確保するのが困難となってくる。
この結果から、鋳型直下のロールテーパーは、０．５〜
２．５ｍｍ／ｍの範囲が望ましい。
２．５ｍｍ／ｍの範囲が望ましい。
（実施例２〉
前記紙Ｍ ｎ ／ Ｓ鋼（低炭素キルド鋼でＭ ｎ ／
Ｓ比が２０以下）を垂直−曲げ型連鋳機を使って鋳造
し、直接圧延の試験を実施した。ロール間における最高
表面温度とロール直下の最低温度との差（△Ｔ）が１５
０℃以上になるように口＝ルテパーを設定し、かつロー
ル直下の鋳片表層近傍の温度がＡｒ１点以下にするなめ
には、ロール間の鋳片表面近傍の温度は約８５０℃であ
ることが必要である。鋳型直下から引き出された鋳片表
面温度を一旦、Ａｒ１点以下に保持した後、直ちに復熱
させてＨＤｒ（可能な鋳片温度を確保するために、メニ
スカスから最小何ｍの距離までにロール間の鋳片表面温
度を ８５０℃にすればよいがを検討した。連鋳機の二
次冷却は、ゾーン毎の冷却制御になっているのでスプレ
ー水をかけるゾーンとミストをかけるゾーンを分けて冷
却を行った。４種類の二次冷却パターンを作って、鋳造
−直接圧延の実験を行った。
Ｓ比が２０以下）を垂直−曲げ型連鋳機を使って鋳造
し、直接圧延の試験を実施した。ロール間における最高
表面温度とロール直下の最低温度との差（△Ｔ）が１５
０℃以上になるように口＝ルテパーを設定し、かつロー
ル直下の鋳片表層近傍の温度がＡｒ１点以下にするなめ
には、ロール間の鋳片表面近傍の温度は約８５０℃であ
ることが必要である。鋳型直下から引き出された鋳片表
面温度を一旦、Ａｒ１点以下に保持した後、直ちに復熱
させてＨＤｒ（可能な鋳片温度を確保するために、メニ
スカスから最小何ｍの距離までにロール間の鋳片表面温
度を ８５０℃にすればよいがを検討した。連鋳機の二
次冷却は、ゾーン毎の冷却制御になっているのでスプレ
ー水をかけるゾーンとミストをかけるゾーンを分けて冷
却を行った。４種類の二次冷却パターンを作って、鋳造
−直接圧延の実験を行った。
パターン■は、メニスカス位置から ２．５ｍまで（ゾ
ーン３までスプレー冷却、ゾーン４以降ミスト冷却）に
表面温度を８５０℃に冷却することを目標とした。パタ
ーン■では、メニスカス位置から６ｍまでに（ゾーン５
までスプレー冷却、ゾーン７以降をミスト冷却）８５０
℃まて冷却しその後復熱させ１０００℃以上になるよう
にした。パターン■では、］、Ｏｍ位置まで（ゾーン６
まで）をスプレー水とし、それ以降をミスト冷却をした
。パターン■は１４ｍまで（ゾーン７まで）をスプレー
水それ以降をミスト冷却した。
ーン３までスプレー冷却、ゾーン４以降ミスト冷却）に
表面温度を８５０℃に冷却することを目標とした。パタ
ーン■では、メニスカス位置から６ｍまでに（ゾーン５
までスプレー冷却、ゾーン７以降をミスト冷却）８５０
℃まて冷却しその後復熱させ１０００℃以上になるよう
にした。パターン■では、］、Ｏｍ位置まで（ゾーン６
まで）をスプレー水とし、それ以降をミスト冷却をした
。パターン■は１４ｍまで（ゾーン７まで）をスプレー
水それ以降をミスト冷却した。
第４図に４種類の二次冷却パターンを使った時の鋳片表
面温度推移の計算結果を示し、第１表に上記冷却パター
ン■〜■に対応して、連鋳機出側での鋳片表面温度の測
定結果と、試験条件、試験結果を示した。第４図の鋳片
表面温度推移の計算は、上記のスプレー水の範囲および
ミストの範囲で、それぞれの熱伝達率を一定として行っ
たものである。
面温度推移の計算結果を示し、第１表に上記冷却パター
ン■〜■に対応して、連鋳機出側での鋳片表面温度の測
定結果と、試験条件、試験結果を示した。第４図の鋳片
表面温度推移の計算は、上記のスプレー水の範囲および
ミストの範囲で、それぞれの熱伝達率を一定として行っ
たものである。
この時の引き抜き速度は、２．４ ｍ ／ａｉｍで一定
とし、ロールテーパーは、第１表に示されている通り、
Ｏｍｍ／ｍと １．５ ｍｍ／ｍとした。すなわち、ロ
ルパターン■では鋳型直下から２．５ｍまでを１．５ｍ
！ＩＩ ／ ｒｎになるように、ロールギャップを絞
り込んだ。ロールパターン■では鋳型直下から６ｍまで
、ロールパターン■では鋳型直下から１０ｍまで、ロー
ルパターン■では鋳型直下から１４ｍ 才で、ロールギ
ャップを絞り込んだ。引き抜き速度が２．４ ｍ ／＋
ｎｉｍであるので、Ａｒ１点以下になるまでの時間は、
パターン■〜■ではそれぞれ１．０４ｍ１１ｎ、２．５
ｍｊｍ、４．−２＋ｎｉｍ、５．６ｍｊｍとなる。
とし、ロールテーパーは、第１表に示されている通り、
Ｏｍｍ／ｍと １．５ ｍｍ／ｍとした。すなわち、ロ
ルパターン■では鋳型直下から２．５ｍまでを１．５ｍ
！ＩＩ ／ ｒｎになるように、ロールギャップを絞
り込んだ。ロールパターン■では鋳型直下から６ｍまで
、ロールパターン■では鋳型直下から１０ｍまで、ロー
ルパターン■では鋳型直下から１４ｍ 才で、ロールギ
ャップを絞り込んだ。引き抜き速度が２．４ ｍ ／＋
ｎｉｍであるので、Ａｒ１点以下になるまでの時間は、
パターン■〜■ではそれぞれ１．０４ｍ１１ｎ、２．５
ｍｊｍ、４．−２＋ｎｉｍ、５．６ｍｊｍとなる。
第１表
第１表で、試験Ｎｏ、は第４図の冷却パターン■〜■に
対応し、ａ、ｂはロールテーパの有、無に対応している
。また、境界温度は水冷水とミストの境界における鋳片
の表面温度、出側温度は、ミスＩ・冷却を終わった位置
にお（Ｊる鋳片の表面温度である。
対応し、ａ、ｂはロールテーパの有、無に対応している
。また、境界温度は水冷水とミストの境界における鋳片
の表面温度、出側温度は、ミスＩ・冷却を終わった位置
にお（Ｊる鋳片の表面温度である。
熱間圧延後の仕上がり温度は約８５０℃以上は確保する
必要があり、この温度以下の場合には）−（Ｄ Ｒ困難
と判断した。熱間圧延後の什」−げ温度８５０°（ｉ
ＤＪ、 ｌを確保するには、二次冷却パターン■の条件
では困難であった。また、表面キスの発生率をみるとパ
ターン■の場合にはキズ発生率が高かった。この理由は
ゾーン３とゾーン４との間て（内片表面温度を測定した
結果では９３０℃と高く目標温度の８５０℃に制御てき
ず、そのため、Ａ ｒ １点以下にすることができなか
ったためである。パターン■と■では、計算通りの表面
温度に制御出来ており、熱延コイルグ）表面キスの発生
率も小さく抑えることが出来た。したがって、鋳型から
約］ Ｏｒｎまでにロール間の表面温度を８５０’Ｃに
した後、復熱さぜないとｌ（Ｄ Ｒ可能な温度まで表面
温度を十（つるのは難しいことがわかった。
必要があり、この温度以下の場合には）−（Ｄ Ｒ困難
と判断した。熱間圧延後の什」−げ温度８５０°（ｉ
ＤＪ、 ｌを確保するには、二次冷却パターン■の条件
では困難であった。また、表面キスの発生率をみるとパ
ターン■の場合にはキズ発生率が高かった。この理由は
ゾーン３とゾーン４との間て（内片表面温度を測定した
結果では９３０℃と高く目標温度の８５０℃に制御てき
ず、そのため、Ａ ｒ １点以下にすることができなか
ったためである。パターン■と■では、計算通りの表面
温度に制御出来ており、熱延コイルグ）表面キスの発生
率も小さく抑えることが出来た。したがって、鋳型から
約］ Ｏｒｎまでにロール間の表面温度を８５０’Ｃに
した後、復熱さぜないとｌ（Ｄ Ｒ可能な温度まで表面
温度を十（つるのは難しいことがわかった。
［発明の効果］
本発明に、Ｊ、れば、鋳型下から５分間の鉄片走行範囲
のロールのロールテーパを ０５・〜２．５ｍｍ／ｍと
し、鋳片の２次冷却にスプレー水を用いて、鋳片表面温
度を少なくとも１回以上、Ａ１・１点以下の温度とした
後、復熱させて鋳片表面温度を１０００°０以」−とし
て、直接圧延を行うので、製品欠陥の発生を低減し、大
幅な歩留まり向」二が可能である。
のロールのロールテーパを ０５・〜２．５ｍｍ／ｍと
し、鋳片の２次冷却にスプレー水を用いて、鋳片表面温
度を少なくとも１回以上、Ａ１・１点以下の温度とした
後、復熱させて鋳片表面温度を１０００°０以」−とし
て、直接圧延を行うので、製品欠陥の発生を低減し、大
幅な歩留まり向」二が可能である。
第１図は本実施例の鋳片表面温度の位置による変化を示
したグラフ図、第２図は比較例の鋳片表面温度の位置に
よる変化を示したグラフ図、第３図はロールテーパと、
ロール直下とロール間の鋳片表面の温度差との関係を示
すグラフ図、第４図は冷却条件による鋳片表面温度の位
置による変化を示すグラフ図、第５図は鋳片を加熱して
圧延する方法（１，−Ｉ ＣＲ）と、従来のＩ−Ｉ Ｄ
Ｒ法による表面疵の発生率を、Ｍ ｎ ／ Ｓとの関
係て示すグラフ図である。
したグラフ図、第２図は比較例の鋳片表面温度の位置に
よる変化を示したグラフ図、第３図はロールテーパと、
ロール直下とロール間の鋳片表面の温度差との関係を示
すグラフ図、第４図は冷却条件による鋳片表面温度の位
置による変化を示すグラフ図、第５図は鋳片を加熱して
圧延する方法（１，−Ｉ ＣＲ）と、従来のＩ−Ｉ Ｄ
Ｒ法による表面疵の発生率を、Ｍ ｎ ／ Ｓとの関
係て示すグラフ図である。
Claims (1)
- Ｃ；０．０８ｗｔ％以下、Ｓｉ；０．０５ｗｔ％以下、
Ｍｎ；０．１０〜０．３０ｗｔ％、Ｓ；０．００５ｗｔ
％〜０．０３ｗｔ％、Ｐ；０．０１０〜０．０３ｗｔ％
、ｓｏｌ、Ａｌ；０．０１〜０．０５０ｗｔ％で、Ｍｎ
／Ｓの比が２０以下である低炭素キルド鋼を連続鋳造機
による鋳片から直接熱間圧延により製造する直接圧延法
において、鋳型下から５分間の鋳片走行範囲にあるロー
ルのロールテーパを０．５〜２．５ｍｍ／ｍとし、前記
範囲における鋳片の２次冷却にスプレー水を用いて、前
記ロール直下において鋳片表面温度を少なくとも１回以
上Ａｒ＿１点以下の温度とした後、復熱させて鋳片表面
温度を１０００℃以上として、直接熱間圧延を行うこと
を特徴とする鋼の直接圧延方法。
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP2199884A JP2910180B2 (ja) | 1990-07-27 | 1990-07-27 | 鋼の直接圧延方法 |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP2199884A JP2910180B2 (ja) | 1990-07-27 | 1990-07-27 | 鋼の直接圧延方法 |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPH0484651A true JPH0484651A (ja) | 1992-03-17 |
| JP2910180B2 JP2910180B2 (ja) | 1999-06-23 |
Family
ID=16415212
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP2199884A Expired - Fee Related JP2910180B2 (ja) | 1990-07-27 | 1990-07-27 | 鋼の直接圧延方法 |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JP2910180B2 (ja) |
Cited By (3)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| KR20020049920A (ko) * | 2000-12-20 | 2002-06-26 | 이구택 | 에지부 표면결함이 없는 열연강판의 제조방법 |
| JP2012213794A (ja) * | 2011-04-01 | 2012-11-08 | Jfe Steel Corp | 鋼の連続鋳造方法 |
| CN116751910A (zh) * | 2023-05-30 | 2023-09-15 | 日照钢铁控股集团有限公司 | 一种降低普碳钢硫化锰夹杂的方法 |
Families Citing this family (1)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| CN100404149C (zh) * | 2005-05-20 | 2008-07-23 | 唐山钢铁股份有限公司 | 一种薄板坯C-Mn板带钢的生产工艺 |
-
1990
- 1990-07-27 JP JP2199884A patent/JP2910180B2/ja not_active Expired - Fee Related
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| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| KR20020049920A (ko) * | 2000-12-20 | 2002-06-26 | 이구택 | 에지부 표면결함이 없는 열연강판의 제조방법 |
| JP2012213794A (ja) * | 2011-04-01 | 2012-11-08 | Jfe Steel Corp | 鋼の連続鋳造方法 |
| CN116751910A (zh) * | 2023-05-30 | 2023-09-15 | 日照钢铁控股集团有限公司 | 一种降低普碳钢硫化锰夹杂的方法 |
Also Published As
| Publication number | Publication date |
|---|---|
| JP2910180B2 (ja) | 1999-06-23 |
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