JPH05185183A - 鋼の連続鋳造方法 - Google Patents
鋼の連続鋳造方法Info
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- JPH05185183A JPH05185183A JP4002837A JP283792A JPH05185183A JP H05185183 A JPH05185183 A JP H05185183A JP 4002837 A JP4002837 A JP 4002837A JP 283792 A JP283792 A JP 283792A JP H05185183 A JPH05185183 A JP H05185183A
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Abstract
(57)【要約】
【構成】鋼の連続鋳造において、鋳片の各部が鋳造中に
おいて、少なくとも抗張力出現温度（ＺＳＴ）と延性出
現温度（ＺＤＴ）の間の温度域にある間に、加わる歪量
の総和が次式で規定されるεC （％）の値を超えない条
件で鋳造することを特徴とする連続鋳造方法。 εC ＝Ｋ1 ×｛〔Mn〕／〔Ｓ〕｝−Ｋ2 〔Ｃ〕＋Ｋ3 ただし、Ｋ1 、Ｋ2 およびＫ3 は〔Mn〕、〔Ｓ〕および
〔Ｃ〕に応じて定められる値である。また、上式の適用
成分範囲はＣ：0.85％以下、Ｐ：0.03％以下、Mn： 2.5
％以下、Ｓ：0.001 〜 0.1％である。 【効果】鋳造する鋼の成分に応じて加わる歪の総和限界
値を計算によって求め、内部割れ発生の危険性を予測
し、鋳片に加わる内部歪みをこの限界値を超えない範囲
に留めるように鋳込条件を設定することにより、内部割
れ発生を効果的に防止することが可能。
おいて、少なくとも抗張力出現温度（ＺＳＴ）と延性出
現温度（ＺＤＴ）の間の温度域にある間に、加わる歪量
の総和が次式で規定されるεC （％）の値を超えない条
件で鋳造することを特徴とする連続鋳造方法。 εC ＝Ｋ1 ×｛〔Mn〕／〔Ｓ〕｝−Ｋ2 〔Ｃ〕＋Ｋ3 ただし、Ｋ1 、Ｋ2 およびＫ3 は〔Mn〕、〔Ｓ〕および
〔Ｃ〕に応じて定められる値である。また、上式の適用
成分範囲はＣ：0.85％以下、Ｐ：0.03％以下、Mn： 2.5
％以下、Ｓ：0.001 〜 0.1％である。 【効果】鋳造する鋼の成分に応じて加わる歪の総和限界
値を計算によって求め、内部割れ発生の危険性を予測
し、鋳片に加わる内部歪みをこの限界値を超えない範囲
に留めるように鋳込条件を設定することにより、内部割
れ発生を効果的に防止することが可能。
Description
【０００１】
【産業上の利用分野】本発明は、鋳片の内部割れを発生
させずに鋼を連続鋳造する方法に関する。
させずに鋼を連続鋳造する方法に関する。
【０００２】
【従来の技術】鋼の連続鋳造法は、その発祥以来たゆみ
なく改良が加えられ、ほぼ完成に近い形になっている
が、それでもなお、いくつかの未解決の問題を残してい
る。その一つが鋳片の内部に発生する“内部割れ”であ
る。
なく改良が加えられ、ほぼ完成に近い形になっている
が、それでもなお、いくつかの未解決の問題を残してい
る。その一つが鋳片の内部に発生する“内部割れ”であ
る。
【０００３】連続鋳造においては、鋳型内に供給された
溶融金属が鋳型によって冷却され、凝固殻を成形した
後、支持ロールによってサポートされながら、水スプレ
ー等による二次冷却を受けて徐々に凝固が進行し、最終
的に完全凝固した鋳片を所定長さに切断する方式が採ら
れている。この間鋳片内部に未凝固部が存在しており、
連続鋳造中の鋳片の曲げ、曲げ矯正、バルジング、ミス
アラインメント、熱応力等により、引張歪が生じて凝固
界面が裂けることにより、前記の内部割れが発生するも
のと考えられる。近年生産性の向上を図るため、鋳造の
高速化が進められているが、鋳造速度を大きくすること
により、内部割れ発生頻度が大きくなり、内部割れの発
生が鋳造速度を律する一要因となっている。
溶融金属が鋳型によって冷却され、凝固殻を成形した
後、支持ロールによってサポートされながら、水スプレ
ー等による二次冷却を受けて徐々に凝固が進行し、最終
的に完全凝固した鋳片を所定長さに切断する方式が採ら
れている。この間鋳片内部に未凝固部が存在しており、
連続鋳造中の鋳片の曲げ、曲げ矯正、バルジング、ミス
アラインメント、熱応力等により、引張歪が生じて凝固
界面が裂けることにより、前記の内部割れが発生するも
のと考えられる。近年生産性の向上を図るため、鋳造の
高速化が進められているが、鋳造速度を大きくすること
により、内部割れ発生頻度が大きくなり、内部割れの発
生が鋳造速度を律する一要因となっている。
【０００４】また、線材、管材向けのブルーム、ラウン
ド、ビレットあるいは厚板向けのスラブなどを対象とす
る連続鋳造において、中心偏析、センターポロシティを
改善するために鋳片の未凝固圧下技術が採用されつつあ
る。鋳片を圧下すると凝固界面に引張歪が生じ、この際
圧下量、圧下時期等を誤ると内部割れの発生を招くこと
になる。これらに関し、以下の技術が公知である。
ド、ビレットあるいは厚板向けのスラブなどを対象とす
る連続鋳造において、中心偏析、センターポロシティを
改善するために鋳片の未凝固圧下技術が採用されつつあ
る。鋳片を圧下すると凝固界面に引張歪が生じ、この際
圧下量、圧下時期等を誤ると内部割れの発生を招くこと
になる。これらに関し、以下の技術が公知である。
【０００５】鉄と鋼、73(1987)、S909「オンライン内
部割れ診断、防止システムの開発」 これは、鋳造中の操業情報を取り込んだ歪計算により限
界歪と対比して、内部割れを診断し、防止システムをコ
ントロールするものである。
部割れ診断、防止システムの開発」 これは、鋳造中の操業情報を取り込んだ歪計算により限
界歪と対比して、内部割れを診断し、防止システムをコ
ントロールするものである。
【０００６】材料とプロセス、Vol.４(1991)、297
「強圧下による中心偏析改善結果」 これは、大径のロールを用いて未凝固圧下を行うことに
より、凝固界面歪を極力小さくして、圧下時の内部割れ
を防止するものである。
「強圧下による中心偏析改善結果」 これは、大径のロールを用いて未凝固圧下を行うことに
より、凝固界面歪を極力小さくして、圧下時の内部割れ
を防止するものである。
【０００７】特開平３−174962号公報「鋼の連続鋳造
法」 これは、本発明者らが提案した方法であるが、その骨子
はＺＳＴ〜ＺＤＴの間で鋳片に加わる歪の蓄積を考慮し
て、その歪の総和がある一定限界値（限界歪）を超えな
いように鋳造条件および装置の設計条件を定めるという
ものである。しかし、この限界歪を鋼の組成成分から導
き出すことはある程度可能であるが鋼の成分と歪量総和
限界値との関係についての知見は未だ不十分である。
法」 これは、本発明者らが提案した方法であるが、その骨子
はＺＳＴ〜ＺＤＴの間で鋳片に加わる歪の蓄積を考慮し
て、その歪の総和がある一定限界値（限界歪）を超えな
いように鋳造条件および装置の設計条件を定めるという
ものである。しかし、この限界歪を鋼の組成成分から導
き出すことはある程度可能であるが鋼の成分と歪量総和
限界値との関係についての知見は未だ不十分である。
【０００８】すなわち、鋼片の内部割れ発生の感受性に
大きく影響を与える成分として、Mnがあることは経験的
には知られているが、上記の発明においても、限界歪
とＺＳＴ〜ＺＤＴの間の加わる歪の総和との関係につい
てMn成分を考慮しておらず、また他の従来技術において
も、鋼の必須成分であるＣ、Mn、Ｐ、Ｓを考慮の上、総
合的かつ定量的に検討し、広範囲で実用に供することが
できるようにした知見は見当たらない。
大きく影響を与える成分として、Mnがあることは経験的
には知られているが、上記の発明においても、限界歪
とＺＳＴ〜ＺＤＴの間の加わる歪の総和との関係につい
てMn成分を考慮しておらず、また他の従来技術において
も、鋼の必須成分であるＣ、Mn、Ｐ、Ｓを考慮の上、総
合的かつ定量的に検討し、広範囲で実用に供することが
できるようにした知見は見当たらない。
【０００９】
【発明が解決しようとする課題】連続鋳造鋳片の内部割
れに対して、前記のように種々の防止対策が提案されて
いるが、未だいずれも実用上十分なものではない。
れに対して、前記のように種々の防止対策が提案されて
いるが、未だいずれも実用上十分なものではない。
【００１０】本発明の目的は、鋼の必須成分であるＣ、
Mn、Ｐ、Ｓを実用的な広い含有量の範囲で総合的に考慮
して、これらの成分から、加わる歪量の総和限界値を直
接定量的に求め、ＺＳＴ〜ＺＤＴの間の歪量の総和がこ
の値を超えない条件で鋳造して、内部割れの発生を防止
すると共に、高品質の鋳片を高速度で鋳造できる連続鋳
造方法を提供することにある。
Mn、Ｐ、Ｓを実用的な広い含有量の範囲で総合的に考慮
して、これらの成分から、加わる歪量の総和限界値を直
接定量的に求め、ＺＳＴ〜ＺＤＴの間の歪量の総和がこ
の値を超えない条件で鋳造して、内部割れの発生を防止
すると共に、高品質の鋳片を高速度で鋳造できる連続鋳
造方法を提供することにある。
【００１１】
【課題を解決するための手段】本発明者らは、前記の発
明を基礎として更に、従来経験的にしか知られていなか
った、Mnの割れ感受性に与える影響を広い範囲で実験的
に種々検討した。その結果、特にＳとの関係について、
互いに独立に影響を与えるのではなく、MnＳを形成する
ために相互的に影響を与え合うことおよびMnとＳの比
（〔Mn〕／〔Ｓ〕）とＣ含有量とが割れ感受性と密接な
係わりがあることを見い出した。また、内部割れ発生に
及ぼす歪み総和量限界値はこのMnとＳの比およびＣ含有
量といくつかの定数を組み合わせることによって含有成
分から簡便な数式によって導き出せることも見い出し
た。本発明はこれらの知見に基づいてなされたものであ
り、その要旨は下記の連続鋳造方法にある。
明を基礎として更に、従来経験的にしか知られていなか
った、Mnの割れ感受性に与える影響を広い範囲で実験的
に種々検討した。その結果、特にＳとの関係について、
互いに独立に影響を与えるのではなく、MnＳを形成する
ために相互的に影響を与え合うことおよびMnとＳの比
（〔Mn〕／〔Ｓ〕）とＣ含有量とが割れ感受性と密接な
係わりがあることを見い出した。また、内部割れ発生に
及ぼす歪み総和量限界値はこのMnとＳの比およびＣ含有
量といくつかの定数を組み合わせることによって含有成
分から簡便な数式によって導き出せることも見い出し
た。本発明はこれらの知見に基づいてなされたものであ
り、その要旨は下記の連続鋳造方法にある。
【００１２】重量％で、Ｃ：0.85％以下、Ｐ：0.03％以
下、Mn： 2.5％以下、Ｓ： 0.001〜0.1 ％の成分範囲に
ある鋼の連続鋳造において、鋼片の各部が、少なくとも
抗張力出現温度（ＺＳＴ）と延性出現温度（ＺＤＴ）の
間の温度域にある間に、加わる歪量の総和が、次式で規
定されるεC （％) の値を超えない条件で鋳造すること
を特徴とする連続鋳造方法である。
下、Mn： 2.5％以下、Ｓ： 0.001〜0.1 ％の成分範囲に
ある鋼の連続鋳造において、鋼片の各部が、少なくとも
抗張力出現温度（ＺＳＴ）と延性出現温度（ＺＤＴ）の
間の温度域にある間に、加わる歪量の総和が、次式で規
定されるεC （％) の値を超えない条件で鋳造すること
を特徴とする連続鋳造方法である。
【００１３】 εC ＝Ｋ1 ×｛〔Mn〕／〔Ｓ〕｝−Ｋ2 〔Ｃ〕＋Ｋ3 ・・・（イ） ただし、〔Mn〕、〔Ｓ〕および〔Ｃ〕は、溶鋼中のMn、
ＳおよびＣの含有量（重量％）であり、Ｋ1 、Ｋ2 およ
びＫ3 は下記〜の定数である。
ＳおよびＣの含有量（重量％）であり、Ｋ1 、Ｋ2 およ
びＫ3 は下記〜の定数である。
【００１４】 〔Mn〕／〔Ｓ〕≦ 100で〔Ｃ〕≦0.22のとき： Ｋ1 ＝0.012 、Ｋ2 ＝7.5 、Ｋ3 ＝2.1 〔Mn〕／〔Ｓ〕＞ 100で〔Ｃ〕≦0.22のとき： Ｋ1 ＝0.004 、Ｋ2 ＝7.5 、Ｋ3 ＝3.0 〔Mn〕／〔Ｓ〕≦ 100で0.22＜〔Ｃ〕≦0.85のとき： Ｋ1 ＝0.012 、Ｋ2 ＝1.4 、Ｋ3 ＝0.86 〔Mn〕／〔Ｓ〕＞ 100で0.22＜〔Ｃ〕≦0.85のとき： Ｋ1 ＝0.004 、Ｋ2 ＝1.4 、Ｋ3 ＝1.6
【００１５】
【作用】連続鋳造中の鋳片の各部は、最初液体の状態か
ら固液共存状態を経て、完全凝固、冷却に到る間に抗張
力出現温度（ＺＳＴ）、延性出現温度（ＺＤＴ）を経る
ことが知られている。このＺＳＴとＺＤＴは鋼種によっ
て定まる値で、その値は例えば Arch.Eisenhuttenwesen
54(1983).357 によって公知の方法で測定することがで
きる。また、ＺＳＴとＺＤＴの値は固相率とよく対応す
ることも知られており、ＺＳＴは固相率 0.8の点に、Ｚ
ＤＴは固相率0.99の点にそれぞれほぼ一致する（「鉄と
鋼」’87−S896) 。
ら固液共存状態を経て、完全凝固、冷却に到る間に抗張
力出現温度（ＺＳＴ）、延性出現温度（ＺＤＴ）を経る
ことが知られている。このＺＳＴとＺＤＴは鋼種によっ
て定まる値で、その値は例えば Arch.Eisenhuttenwesen
54(1983).357 によって公知の方法で測定することがで
きる。また、ＺＳＴとＺＤＴの値は固相率とよく対応す
ることも知られており、ＺＳＴは固相率 0.8の点に、Ｚ
ＤＴは固相率0.99の点にそれぞれほぼ一致する（「鉄と
鋼」’87−S896) 。
【００１６】図１は、連続鋳造における鋳片の凝固過程
を模式的に示す図である。同図において、モールドＭに
注入された溶鋼は、下方に引き抜かれて行くに従って冷
却され、凝固層（シェル）Ｓが次第に厚くなって行く。
この凝固層Ｓと中心部の液相（Ｌ）の間には、固液共存
層（Ｓ＋Ｌ）がある。今、鋳片の長手方向（引抜方向）
の一定位置Ｐ1 においてＡ1 点を固相率 0.8の点とすれ
ば、ここから抗張力が現れ始める。即ち、Ａ1 点の温度
がＺＳＴである。同じ位置Ｐ1 においてＢ1 点を固相率
0.99の点とすれば、ここから延性が現れこの温度がＺＤ
Ｔである。
を模式的に示す図である。同図において、モールドＭに
注入された溶鋼は、下方に引き抜かれて行くに従って冷
却され、凝固層（シェル）Ｓが次第に厚くなって行く。
この凝固層Ｓと中心部の液相（Ｌ）の間には、固液共存
層（Ｓ＋Ｌ）がある。今、鋳片の長手方向（引抜方向）
の一定位置Ｐ1 においてＡ1 点を固相率 0.8の点とすれ
ば、ここから抗張力が現れ始める。即ち、Ａ1 点の温度
がＺＳＴである。同じ位置Ｐ1 においてＢ1 点を固相率
0.99の点とすれば、ここから延性が現れこの温度がＺＤ
Ｔである。
【００１７】先のＡ1 点を鋳片の引抜方向に追っていく
と、Ａ2 点でＺＤＴに達し、延性が現れることになる。
ＺＳＴは応力が加わり歪を生じ始める最高温度であり、
ＺＤＴは、これ以下の温度であれば歪が生じても延性が
あるために割れは生じない限界の温度である。鋳片の各
部は、連続鋳造中、曲げ、バルジング、矯正、熱応力等
により、ＺＳＴからＺＤＴを経る間に前記のような様々
な歪を受けることになる。
と、Ａ2 点でＺＤＴに達し、延性が現れることになる。
ＺＳＴは応力が加わり歪を生じ始める最高温度であり、
ＺＤＴは、これ以下の温度であれば歪が生じても延性が
あるために割れは生じない限界の温度である。鋳片の各
部は、連続鋳造中、曲げ、バルジング、矯正、熱応力等
により、ＺＳＴからＺＤＴを経る間に前記のような様々
な歪を受けることになる。
【００１８】本発明者らは、特開平３−17496 号公報に
記載のように、鋳片各部がＺＳＴからＺＤＴまでの温度
域にある間に受けた歪が、歪を受けるたびに緩和しない
で、そのまま蓄積するとして、その蓄積した歪の総量
（Σε、ただし範囲はＺＳＴ〜ＺＤＴ、以下Ｅと記す）
が或る限界値（限界歪εC ）を越えると割れが発生し、
それ以下であれば割れが発生しないことを種々の実験を
繰り返すことによって確認した。図２は、その実験の一
つで、割れ発生限界歪の測定方法を説明するものである
（詳細は本発明者らの論文、材料とプロセス、Vol.１(1
988)、P.1229参照）。
記載のように、鋳片各部がＺＳＴからＺＤＴまでの温度
域にある間に受けた歪が、歪を受けるたびに緩和しない
で、そのまま蓄積するとして、その蓄積した歪の総量
（Σε、ただし範囲はＺＳＴ〜ＺＤＴ、以下Ｅと記す）
が或る限界値（限界歪εC ）を越えると割れが発生し、
それ以下であれば割れが発生しないことを種々の実験を
繰り返すことによって確認した。図２は、その実験の一
つで、割れ発生限界歪の測定方法を説明するものである
（詳細は本発明者らの論文、材料とプロセス、Vol.１(1
988)、P.1229参照）。
【００１９】内部割れ発生限界歪は、連続鋳造鋳片とほ
ぼ同一の条件となる様に鋳造した小型の鋳塊に種々の変
形を加えて、その歪量の大小と割れの発生の有無を調べ
る事により求めた。即ち、図２に示すような中央部が未
凝固の状態である鋳塊に一軸の引張変形を与えて歪を生
じさせた。変形量、変形回数、変形と変形の間の時間間
隔を種々変え、これらを組み合わせて変形を与えた。ま
た鋳塊の内部に温度測定用の熱電対をセットしておき、
温度を確認しながら、全歪量のうちＺＳＴ〜ＺＤＴの間
で加わる歪量を求めた。
ぼ同一の条件となる様に鋳造した小型の鋳塊に種々の変
形を加えて、その歪量の大小と割れの発生の有無を調べ
る事により求めた。即ち、図２に示すような中央部が未
凝固の状態である鋳塊に一軸の引張変形を与えて歪を生
じさせた。変形量、変形回数、変形と変形の間の時間間
隔を種々変え、これらを組み合わせて変形を与えた。ま
た鋳塊の内部に温度測定用の熱電対をセットしておき、
温度を確認しながら、全歪量のうちＺＳＴ〜ＺＤＴの間
で加わる歪量を求めた。
【００２０】冷却条件を連続鋳造鋳片で考え得る範囲で
変化させる事により、温度測定点の冷却速度を変えて、
各点がＺＳＴ〜ＺＤＴの間にある時間を変化させた。
変化させる事により、温度測定点の冷却速度を変えて、
各点がＺＳＴ〜ＺＤＴの間にある時間を変化させた。
【００２１】図３は、Ｃ：0.15％、Mn： 0.6％、Ｓ：
0.012％、Ｐ：0.02％の成分の鋼を対象として、横軸に
冷却条件、縦軸に生じた歪量の総和をとって内部割れの
発生の有無を調べた結果を示す。歪量は、生じた歪量の
総和（Σε）とＺＳＴ〜ＺＤＴの間に加わった歪量の総
和（Ｅ）とに区別して示してある。
0.012％、Ｐ：0.02％の成分の鋼を対象として、横軸に
冷却条件、縦軸に生じた歪量の総和をとって内部割れの
発生の有無を調べた結果を示す。歪量は、生じた歪量の
総和（Σε）とＺＳＴ〜ＺＤＴの間に加わった歪量の総
和（Ｅ）とに区別して示してある。
【００２２】図３に示すとおり、Ｅが本発明の式で求め
た限界歪εC である約 1.6％を越えると内部割れが発生
しており、これが限界歪となる。またこの限界歪は、冷
却条件によって変化していないことがわかる。一方、生
じた総歪量Σεによって判定される割れ発生限界値は、
上記の約 1.6％よりも大きい。これは、ＺＤＴ以下で加
えられた歪もカウントされているからであり、その歪は
凝固シェルのもつ延性により伸びとなって吸収され割れ
発生の要因にはならない。また、生じた総歪量Σεによ
る割れ発生限界値は、冷却条件によって変化し、冷却速
度が大きくなるほど大きくなっている。
た限界歪εC である約 1.6％を越えると内部割れが発生
しており、これが限界歪となる。またこの限界歪は、冷
却条件によって変化していないことがわかる。一方、生
じた総歪量Σεによって判定される割れ発生限界値は、
上記の約 1.6％よりも大きい。これは、ＺＤＴ以下で加
えられた歪もカウントされているからであり、その歪は
凝固シェルのもつ延性により伸びとなって吸収され割れ
発生の要因にはならない。また、生じた総歪量Σεによ
る割れ発生限界値は、冷却条件によって変化し、冷却速
度が大きくなるほど大きくなっている。
【００２３】Ｅは、先に述べた様々の加わった歪の組合
せであるが、変形の種類によらず、この総歪量が限界値
を越えると割れが発生する。連続鋳造において鋳片に加
わる歪の主要なものは、曲げ歪、矯正歪、バルジング
歪、ミスアラインメント歪および熱歪である。これらそ
れぞれの歪のうち、鋳片各部がＺＳＴ〜ＺＤＴ間にある
ときに加わる歪の和を、それぞれΣεr 、Σεu 、Σε
b 、Σεm およびΣεt とすれば、これらの総和、即ち
Ｅは下記のようになる。
せであるが、変形の種類によらず、この総歪量が限界値
を越えると割れが発生する。連続鋳造において鋳片に加
わる歪の主要なものは、曲げ歪、矯正歪、バルジング
歪、ミスアラインメント歪および熱歪である。これらそ
れぞれの歪のうち、鋳片各部がＺＳＴ〜ＺＤＴ間にある
ときに加わる歪の和を、それぞれΣεr 、Σεu 、Σε
b 、Σεm およびΣεt とすれば、これらの総和、即ち
Ｅは下記のようになる。
【００２４】 Σεr ＋Σεu ＋Σεb ＋Σεm ＋Σεt ＝Ｅ このＥが、ある限界値εC （先の図３では約 1.6％）を
超えれば内部割れが発生することになる。従って、鋳片
が完全強固に到るまで、少なくとも、Ｅ≦εC の条件を
維持して鋳造を行うことが必要である。なお、鋼種によ
ってＺＤＴ以下の温度域でも延性が極く小さい温度域が
存在する場合には、延性が十分に大きくなる温度範囲ま
で拡大して、その間の総合歪を限界歪以下に抑えること
が好ましい。
超えれば内部割れが発生することになる。従って、鋳片
が完全強固に到るまで、少なくとも、Ｅ≦εC の条件を
維持して鋳造を行うことが必要である。なお、鋼種によ
ってＺＤＴ以下の温度域でも延性が極く小さい温度域が
存在する場合には、延性が十分に大きくなる温度範囲ま
で拡大して、その間の総合歪を限界歪以下に抑えること
が好ましい。
【００２５】次いで、上述のような知見を、実用的に広
い成分組成範囲にまで拡張適用するために、高Ｃおよび
高Mnの範囲まで図２に示す方法によって同様の試験を実
施して組成と内部割れ発生の感受性との関係を調査し
た。すなわちＣ：0.85％以下、Ｐ：0.03％以下、Mn：
2.5％以下、Ｓ： 0.1％以下の範囲で、鋼の組成を種々
変更した鋳塊に異なる変形量を加え、その時の歪量の総
和と割れ発生との関係を調査することにより、組成に応
じた内部割れ発生の限界歪を求めた。その結果を図４に
示す。縦軸Ｅ（％）は、鋳塊のＺＳＴ〜ＺＤＴの間に加
わった歪量の総和であり、横軸εC （％）は、鋼の組成
毎に求めた限界歪である。なお、図４において斜めの線
がＥ＝εC を、εC ＝13の縦線が前記（イ）式で求まる
εC の値のとりうる最大値、すなわち適用限界をそれぞ
れ示す。
い成分組成範囲にまで拡張適用するために、高Ｃおよび
高Mnの範囲まで図２に示す方法によって同様の試験を実
施して組成と内部割れ発生の感受性との関係を調査し
た。すなわちＣ：0.85％以下、Ｐ：0.03％以下、Mn：
2.5％以下、Ｓ： 0.1％以下の範囲で、鋼の組成を種々
変更した鋳塊に異なる変形量を加え、その時の歪量の総
和と割れ発生との関係を調査することにより、組成に応
じた内部割れ発生の限界歪を求めた。その結果を図４に
示す。縦軸Ｅ（％）は、鋳塊のＺＳＴ〜ＺＤＴの間に加
わった歪量の総和であり、横軸εC （％）は、鋼の組成
毎に求めた限界歪である。なお、図４において斜めの線
がＥ＝εC を、εC ＝13の縦線が前記（イ）式で求まる
εC の値のとりうる最大値、すなわち適用限界をそれぞ
れ示す。
【００２６】各成分のうち、Ｐは0.03％以下では内部割
れに対し無関係であり、またMnとＳは独立して影響を与
えるのではなく、内部割れの起点となる非金属介在物Mn
Ｓ生成との関連において、〔Mn〕／〔Ｓ〕と更に〔Ｃ〕
に応じて限界歪εC に影響を与え、前記（イ）式によっ
て規定されることがわかった。なお、定数Ｋ1 〜Ｋ3 は
〜に示すように、成分毎に決まる数字であるが、こ
れらは、図４の結果から前記（イ）式の構造を仮定して
多重回帰分析を行って求めたものである。
れに対し無関係であり、またMnとＳは独立して影響を与
えるのではなく、内部割れの起点となる非金属介在物Mn
Ｓ生成との関連において、〔Mn〕／〔Ｓ〕と更に〔Ｃ〕
に応じて限界歪εC に影響を与え、前記（イ）式によっ
て規定されることがわかった。なお、定数Ｋ1 〜Ｋ3 は
〜に示すように、成分毎に決まる数字であるが、こ
れらは、図４の結果から前記（イ）式の構造を仮定して
多重回帰分析を行って求めたものである。
【００２７】本発明の方法によれば、鋳込み開始前に鋼
の組成が明らかになった時点で、簡便な式により直ちに
その組成成分毎に決まる限界歪みを算出することができ
る。
の組成が明らかになった時点で、簡便な式により直ちに
その組成成分毎に決まる限界歪みを算出することができ
る。
【００２８】
【実施例】鋼の成分を本発明の範囲で変更し、下記条件
で連続鋳造を実施した。
で連続鋳造を実施した。
【００２９】連続鋳造機 ：垂直曲げ（Ｖ−Ｂ）型 曲 げ ：５点 矯 正 ：４点 スラブサイズ：2000mm幅×250mm 厚 溶鋼過熱度 ：40〜50℃（タンディッシュ内） 鋳造速度 ： 0.5〜2.5m/min 冷却水（比水）量： 1.0〜2.5l/kg(鋼) なお、各ロール配置は、鋳片の中心部の固相率が0.3 〜
0.8となる凝固末期に鋳片に対して最大４mmの圧下が加
わるようにした。また鋳造中に、鋳片の表面温度とロー
ル圧力を鋳造初期から末期に至るまで連続測定し、鋳片
内部の歪量を応力解析により連続的に算出するようにし
た。このようにして、本発明の限界歪量を求める式によ
るεC を鋼の成分毎に算出し、鋳片内部の歪量と常時比
較しながら運転を監視し、この歪量が限界εC 値を超え
る場合は、二次冷却水量の増加、鋳造速度の低下、もし
くは圧下量の低下などの手段を自動的に採れるよう配慮
した。
0.8となる凝固末期に鋳片に対して最大４mmの圧下が加
わるようにした。また鋳造中に、鋳片の表面温度とロー
ル圧力を鋳造初期から末期に至るまで連続測定し、鋳片
内部の歪量を応力解析により連続的に算出するようにし
た。このようにして、本発明の限界歪量を求める式によ
るεC を鋼の成分毎に算出し、鋳片内部の歪量と常時比
較しながら運転を監視し、この歪量が限界εC 値を超え
る場合は、二次冷却水量の増加、鋳造速度の低下、もし
くは圧下量の低下などの手段を自動的に採れるよう配慮
した。
【００３０】一方、比較例は、本発明の式によるεC 値
を用いず、他条件は同じとして実施した。
を用いず、他条件は同じとして実施した。
【００３１】これらの結果を、鋼の成分から求めた〔M
n〕／〔Ｓ〕で層別し、表１に総括的に示す。表１から
明らかなように、本発明の方法による場合は、内部割れ
の発生頻度は0.04〜0.3 回／チャージに対し、εC 値を
使用しない比較例は0.4 〜 1.3回／チャージであり、本
発明方法の内部割れ防止効果は明らかである。
n〕／〔Ｓ〕で層別し、表１に総括的に示す。表１から
明らかなように、本発明の方法による場合は、内部割れ
の発生頻度は0.04〜0.3 回／チャージに対し、εC 値を
使用しない比較例は0.4 〜 1.3回／チャージであり、本
発明方法の内部割れ防止効果は明らかである。
【００３２】
【表１】
【００３３】
【発明の効果】本発明の方法により、鋳造する鋼の組成
成分に応じて加わる歪の総和限界値と計算によって求め
内部割れ発生の危険性を予測し、事前にあるいは鋳造中
に鋳片に加わる内部歪みをこの限界値を超えない範囲に
留めるように鋳込条件を設定することにより、内部割れ
発生を効果的に防止することが可能である。
成分に応じて加わる歪の総和限界値と計算によって求め
内部割れ発生の危険性を予測し、事前にあるいは鋳造中
に鋳片に加わる内部歪みをこの限界値を超えない範囲に
留めるように鋳込条件を設定することにより、内部割れ
発生を効果的に防止することが可能である。
【図１】ＺＳＴとＺＤＴを説明する連続鋳造鋳片の断面
模式図である。
模式図である。
【図２】内部割れ発生限界歪みを求める実験方法の説明
図である。
図である。
【図３】図２の方法によって求めた鋳塊に加わる歪の総
和と内部割れ発生との関係を示す一例である。
和と内部割れ発生との関係を示す一例である。
【図４】同じく鋳塊に加わる歪の総和および本発明方法
による限界歪みと内部割れ発生との関係を示す図であ
る。
による限界歪みと内部割れ発生との関係を示す図であ
る。
Claims (1)
- 【請求項１】重量％で、Ｃ：0.85％以下、Ｐ：0.03％以
下、Mn： 2.5％以下、Ｓ： 0.001〜0.1 ％の成分範囲に
ある鋼の連続鋳造において、鋼片の各部が、少なくとも
抗張力出現温度（ＺＳＴ）と延性出現温度（ＺＤＴ）の
間の温度域にある間に、加わる歪量の総和が、次式で規
定されるεc (％) の値を超えない条件で鋳造すること
を特徴とする連続鋳造方法。 εC ＝Ｋ1 ×｛〔Mn〕／〔Ｓ〕｝−Ｋ2 〔Ｃ〕＋Ｋ3 ・・・（イ） ただし、〔Mn〕、〔Ｓ〕および〔Ｃ〕は、溶鋼中のMn、
ＳおよびＣの含有量（重量％）であり、Ｋ1 、Ｋ2 およ
びＫ3 は下記〜の定数である。 〔Mn〕／〔Ｓ〕≦ 100で〔Ｃ〕≦0.22のとき： Ｋ1 ＝0.012 、Ｋ2 ＝7.5 、Ｋ3 ＝2.1 〔Mn〕／〔Ｓ〕＞ 100で〔Ｃ〕≦0.22のとき： Ｋ1 ＝0.004 、Ｋ2 ＝7.5 、Ｋ3 ＝3.0 〔Mn〕／〔Ｓ〕≦ 100で0.22＜〔Ｃ〕≦0.85のとき： Ｋ1 ＝0.012 、Ｋ2 ＝1.4 、Ｋ3 ＝0.86 〔Mn〕／〔Ｓ〕＞ 100で0.22＜〔Ｃ〕≦0.85のとき： Ｋ1 ＝0.004 、Ｋ2 ＝1.4 、Ｋ3 ＝1.6
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP4002837A JP2917641B2 (ja) | 1992-01-10 | 1992-01-10 | 鋼の連続鋳造方法 |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP4002837A JP2917641B2 (ja) | 1992-01-10 | 1992-01-10 | 鋼の連続鋳造方法 |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPH05185183A true JPH05185183A (ja) | 1993-07-27 |
| JP2917641B2 JP2917641B2 (ja) | 1999-07-12 |
Family
ID=11540533
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP4002837A Expired - Lifetime JP2917641B2 (ja) | 1992-01-10 | 1992-01-10 | 鋼の連続鋳造方法 |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JP2917641B2 (ja) |
Cited By (2)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JP2008188640A (ja) * | 2007-02-06 | 2008-08-21 | Nippon Steel Corp | 内部割れを防止した鋼の連続鋳造方法 |
| JP2010221282A (ja) * | 2009-03-24 | 2010-10-07 | Kobe Steel Ltd | 凝固割れ予測方法、これを用いた鋳造方法、凝固割れ予測装置、及び凝固割れ予測プログラム |
Citations (3)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JPS5641006A (en) * | 1979-09-14 | 1981-04-17 | Nippon Steel Corp | Feeding method for cast slab to hot rolling process |
| JPS57130748A (en) * | 1981-02-04 | 1982-08-13 | Nippon Steel Corp | Method for preventing surface cracking flaw of continuously cast ingot |
| JPH03174962A (ja) * | 1989-02-27 | 1991-07-30 | Sumitomo Metal Ind Ltd | 鋼の連続鋳造方法 |
-
1992
- 1992-01-10 JP JP4002837A patent/JP2917641B2/ja not_active Expired - Lifetime
Patent Citations (3)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JPS5641006A (en) * | 1979-09-14 | 1981-04-17 | Nippon Steel Corp | Feeding method for cast slab to hot rolling process |
| JPS57130748A (en) * | 1981-02-04 | 1982-08-13 | Nippon Steel Corp | Method for preventing surface cracking flaw of continuously cast ingot |
| JPH03174962A (ja) * | 1989-02-27 | 1991-07-30 | Sumitomo Metal Ind Ltd | 鋼の連続鋳造方法 |
Cited By (2)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JP2008188640A (ja) * | 2007-02-06 | 2008-08-21 | Nippon Steel Corp | 内部割れを防止した鋼の連続鋳造方法 |
| JP2010221282A (ja) * | 2009-03-24 | 2010-10-07 | Kobe Steel Ltd | 凝固割れ予測方法、これを用いた鋳造方法、凝固割れ予測装置、及び凝固割れ予測プログラム |
Also Published As
| Publication number | Publication date |
|---|---|
| JP2917641B2 (ja) | 1999-07-12 |
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