JPH0685986B2 - 連続鋳造方法 - Google Patents
連続鋳造方法Info
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- JPH0685986B2 JPH0685986B2 JP32519187A JP32519187A JPH0685986B2 JP H0685986 B2 JPH0685986 B2 JP H0685986B2 JP 32519187 A JP32519187 A JP 32519187A JP 32519187 A JP32519187 A JP 32519187A JP H0685986 B2 JPH0685986 B2 JP H0685986B2
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Landscapes
- Continuous Casting (AREA)
Description
【発明の詳細な説明】 〔産業上の利用分野〕 本発明は鋳片、特にスラブの連続鋳造方法に関する。
従来、高温鋳片を得る方法としては、基本的には特開昭
62-64462にも示されているように、未凝固複熱を行い、
完全凝固端（以下クレータエンドという）を機端とほぼ
同位置もしくは機内となるように鋳造速度あるいは２次
冷却帯の冷却水量の調整を行うことが知られている。
62-64462にも示されているように、未凝固複熱を行い、
完全凝固端（以下クレータエンドという）を機端とほぼ
同位置もしくは機内となるように鋳造速度あるいは２次
冷却帯の冷却水量の調整を行うことが知られている。
さらに、特開昭57-17360のように、未凝固部分の幅方向
プロフィールを鋳片横断面（幅×厚の断面）にてドック
ホーン形状にすることが好ましいとして、鋳片の端部を
保温する工夫もされている。
プロフィールを鋳片横断面（幅×厚の断面）にてドック
ホーン形状にすることが好ましいとして、鋳片の端部を
保温する工夫もされている。
何れの場合も、クレータエンド位置はほぼ機端か機内に
位置させて行っている。その理由としては、クレータエ
ンドが機外に出ると鋳片がロール等によってサポートさ
れないため、溶鋼静圧により、凝固殻が膨らむ、いわゆ
るバルジングが発生する危険がある。
位置させて行っている。その理由としては、クレータエ
ンドが機外に出ると鋳片がロール等によってサポートさ
れないため、溶鋼静圧により、凝固殻が膨らむ、いわゆ
るバルジングが発生する危険がある。
このバルジングを防止するためには、従来、クレータエ
ンドを機端位置以内にしなければならないと考えられて
いた。そのため、鋳造速度は鋳型内湯面から、鋳片をサ
ポートしている最下端ロールまでの距離、すなわち機長
によって制約を受け、次式により鋳込最大速度VRmaxが
制限されていた。
ンドを機端位置以内にしなければならないと考えられて
いた。そのため、鋳造速度は鋳型内湯面から、鋳片をサ
ポートしている最下端ロールまでの距離、すなわち機長
によって制約を受け、次式により鋳込最大速度VRmaxが
制限されていた。
ここで、 VRmax：鋳込最大速度 m/分 ｄ ：鋳片厚み mm Ks ：凝固定数 mm/分1/2 Ｌ ：機長 ｍ である。
上記（１）式よりVRmaxを増大させるためには機内での
冷却強度を大きくとり、Wsを増加させることが考ええら
れる。しかし、Ksの増大は鋳片温度の低下を意味し、近
年の直送圧延および直送炉装入等の省エネルギー技術に
対して相反することである。
冷却強度を大きくとり、Wsを増加させることが考ええら
れる。しかし、Ksの増大は鋳片温度の低下を意味し、近
年の直送圧延および直送炉装入等の省エネルギー技術に
対して相反することである。
さらに機長Ｌを増大させるか、もしくは鋳片厚みｄを小
さくしてを良いが何れも大掛かりな改造を必要とし、得
策でない。
さくしてを良いが何れも大掛かりな改造を必要とし、得
策でない。
従来は第２図のごとく、鋳込み方向６の方向に連続鋳造
されている鋳片１の未凝固部２のクレータエンド部10
は、機端５とほぼ同じ（記号Ａで示す位置）かあるいは
機端５の手前（記号Ｃで示した位置）に位置するように
鋳造されているため、サポートロール４は鋳片の凝固殻
が溶鋼静圧によってバルジングすることを防止してい
る。しかし、クレータエンド10が記号Ｂで示すように機
外に出ると、鋳片１をサポートするロールがないため、
凝固殻３は溶鋼静圧に耐え切れず膨らみ3aを生ずること
になる。この膨らみ3aは膨らみ速度が凝固殻３の成長速
度よりも大きい場合には膨らみを停止せず、拡大し続け
ることになり、鋳造の継続は不可能となる。
されている鋳片１の未凝固部２のクレータエンド部10
は、機端５とほぼ同じ（記号Ａで示す位置）かあるいは
機端５の手前（記号Ｃで示した位置）に位置するように
鋳造されているため、サポートロール４は鋳片の凝固殻
が溶鋼静圧によってバルジングすることを防止してい
る。しかし、クレータエンド10が記号Ｂで示すように機
外に出ると、鋳片１をサポートするロールがないため、
凝固殻３は溶鋼静圧に耐え切れず膨らみ3aを生ずること
になる。この膨らみ3aは膨らみ速度が凝固殻３の成長速
度よりも大きい場合には膨らみを停止せず、拡大し続け
ることになり、鋳造の継続は不可能となる。
本発明は、バルジングを防止し、従来機長によってほぼ
決定されていた最大鋳造速度、鋳片最高温度を大掛かり
な改造を行うことなく、増加させ得る鋳造方法を提供す
る。
決定されていた最大鋳造速度、鋳片最高温度を大掛かり
な改造を行うことなく、増加させ得る鋳造方法を提供す
る。
本発明は、連続鋳造に際し、鋳片長辺面に対して少なく
とも１箇所の強冷と他部位の弱冷を下記の水量密度範囲
で行うと共に、鋳造速度を調整し、強冷部に対応する未
凝固部を機端以内で完全凝固させ、弱冷部のクレータエ
ンド位置を機端以降として鋳造することを特徴とする鋳
片の連続鋳造方法である。
とも１箇所の強冷と他部位の弱冷を下記の水量密度範囲
で行うと共に、鋳造速度を調整し、強冷部に対応する未
凝固部を機端以内で完全凝固させ、弱冷部のクレータエ
ンド位置を機端以降として鋳造することを特徴とする鋳
片の連続鋳造方法である。
Ｗ ：強冷部の水量密度l/分・cm2 Ｗ′：弱冷部の水量密度l/分・cm2 Wm:平均の水量密度l/分・cm2 〔作用〕 以下本発明をその作用と共に詳細に説明する。
本発明は、鋳片のバルジングを防止するためのサポート
ロール群と鋳片を冷却凝固させるためのスプレー等の冷
却設備を有する２次冷却帯において、鋳片を幅方向に分
割し、鋳片幅方向端部を除いて端部から順に分割部を交
互に冷却強度を弱冷、強冷とする。これにより、強冷部
は機端とほぼ同位置もしくは機内で完全に凝固させ、弱
冷部は機外まで未凝固とする。このようにして、鋳片の
未凝固部を幅方向に２分割以上とし、未凝固部のクレー
タエンド位置を機外となるようにして鋳造することによ
り、最大鋳造速度および最高鋳片温度を従来よりも大き
くする。
ロール群と鋳片を冷却凝固させるためのスプレー等の冷
却設備を有する２次冷却帯において、鋳片を幅方向に分
割し、鋳片幅方向端部を除いて端部から順に分割部を交
互に冷却強度を弱冷、強冷とする。これにより、強冷部
は機端とほぼ同位置もしくは機内で完全に凝固させ、弱
冷部は機外まで未凝固とする。このようにして、鋳片の
未凝固部を幅方向に２分割以上とし、未凝固部のクレー
タエンド位置を機外となるようにして鋳造することによ
り、最大鋳造速度および最高鋳片温度を従来よりも大き
くする。
以下に機端において幅方向端部より、凝固相、未凝固
相、凝固相、未凝固相、凝固相となるように冷却強度を
変化させた場合を例にとって本発明について詳細に述べ
る。
相、凝固相、未凝固相、凝固相となるように冷却強度を
変化させた場合を例にとって本発明について詳細に述べ
る。
第１図に示すように、機内において鋳片幅の例えば中央
部に強制冷却域７を定め、この部分のみを強冷するよう
に２次冷却水のスプレー水の幅方向分布を中央部のみ多
くすることにより、中央部のみクレータエンド位置を機
端と同じ位置にコントロールすれば、機外にては第３図
（ｂ）のごとく、未凝固部２が２分割される。なお、未
凝固部２が幅方向に33分割以上になっても差し支えな
い。このようにすれば、鋳片幅中央部の完全凝固相がサ
ポートロール４と同じような作用をするため、機外にク
レータエンド10が位置しても鋳片１のバルジングを小さ
く抑えることができる。
部に強制冷却域７を定め、この部分のみを強冷するよう
に２次冷却水のスプレー水の幅方向分布を中央部のみ多
くすることにより、中央部のみクレータエンド位置を機
端と同じ位置にコントロールすれば、機外にては第３図
（ｂ）のごとく、未凝固部２が２分割される。なお、未
凝固部２が幅方向に33分割以上になっても差し支えな
い。このようにすれば、鋳片幅中央部の完全凝固相がサ
ポートロール４と同じような作用をするため、機外にク
レータエンド10が位置しても鋳片１のバルジングを小さ
く抑えることができる。
本法を実現するためには、鋳片幅方向の冷却強度は第４
図に示す如く、例えば中央部の冷却強度をｑ（Kcal/m2
・hr）とし、幅方向の平均冷却強度をqm（Kcal/m2・h
r）とすると、 となるように制御することが望ましい。
図に示す如く、例えば中央部の冷却強度をｑ（Kcal/m2
・hr）とし、幅方向の平均冷却強度をqm（Kcal/m2・h
r）とすると、 となるように制御することが望ましい。
q/qmが1.05より小さいと未凝固部が分割されず、1.4よ
り大きいと、クレータエンドのプロフィールが長すぎ内
部割れ等の鋳片欠陥が大きくなる。第５図に機端での未
凝固長さと内部割れの関係を示す。
り大きいと、クレータエンドのプロフィールが長すぎ内
部割れ等の鋳片欠陥が大きくなる。第５図に機端での未
凝固長さと内部割れの関係を示す。
また強冷、弱冷の冷却強度を各々q.q′とし、qm＝（ｑ
＋ｑ′）/2と「定義すると上式は、 となり、これから が得られる。」 一方、冷却強度と冷却水量の間には密接な関係があるこ
とが一般的に知られており、冷却強度をｑ（Kcal/m2・h
r）、水量密度をＷ（l/分cm2）とした際に、 ｑ∞Ｗα α≒0.4〜0.8 という関係が成立する。
＋ｑ′）/2と「定義すると上式は、 となり、これから が得られる。」 一方、冷却強度と冷却水量の間には密接な関係があるこ
とが一般的に知られており、冷却強度をｑ（Kcal/m2・h
r）、水量密度をＷ（l/分cm2）とした際に、 ｑ∞Ｗα α≒0.4〜0.8 という関係が成立する。
αは各連鋳機により、また冷却手段により異なるが大略
0.4〜0.8である。
0.4〜0.8である。
よって、強冷のｑ、弱冷のｑ′、平均冷却のqmに対応す
る水量密度をそれぞれW.W′.Wmとすれば、 より、 という関係が冷却水に対して与えられる。
る水量密度をそれぞれW.W′.Wmとすれば、 より、 という関係が冷却水に対して与えられる。
本発明のバルジング量と従来法によりクレータエンドが
機外に位置する場合のバルジング量とを比較する。鋳片
バルジング挙動は一般に両端固定支持梁によるたわみ挙
動と見なされているため、最大バルジング量δmaxは ここで、 Ｐ ：溶鋼静圧 Kg/cm2 Wl:未凝固部幅 cm Ｅ ：平均ヤング率 Kg/cm2 ds:凝固厚み cm 従来法では第３図（ａ）に示すように、 Wl＝Ｂ−2t …（３） 本発明では Wl＝（Ｂ−2t−Ｂ′）/n …（４） で示される。ここに、 Ｂ ：鋳片幅 ｔ ：端部から最初の未凝固相までの幅 Ｂ′ ：端部凝固相を除く凝固相の幅の和 ｎ ：未凝固相部の数 である。
機外に位置する場合のバルジング量とを比較する。鋳片
バルジング挙動は一般に両端固定支持梁によるたわみ挙
動と見なされているため、最大バルジング量δmaxは ここで、 Ｐ ：溶鋼静圧 Kg/cm2 Wl:未凝固部幅 cm Ｅ ：平均ヤング率 Kg/cm2 ds:凝固厚み cm 従来法では第３図（ａ）に示すように、 Wl＝Ｂ−2t …（３） 本発明では Wl＝（Ｂ−2t−Ｂ′）/n …（４） で示される。ここに、 Ｂ ：鋳片幅 ｔ ：端部から最初の未凝固相までの幅 Ｂ′ ：端部凝固相を除く凝固相の幅の和 ｎ ：未凝固相部の数 である。
第３図（ａ）と第３図（ｂ）を次の条件で比較する。
鋳片幅B:1200mm 鋳片厚:230mm 端部凝固相幅t:163mm であり、第３図（ｂ）においては、 未凝固相の数n:2個 端部凝固相以外の凝固相の幅Ｂ′:1個230mm とすると、ｋを比例定数として、 となり、この（５）、（６）の値の比は、 となる。すなわち、従来法に対してバルジング量は２％
まで減少することになる。
まで減少することになる。
以上より、バルジング量を従来法より非常に小さくする
ことが可能な本発明では、バルジング速度を凝固殻の成
長速度より非常に小さく押えられるため、機外にクレー
タエンドを位置させて鋳造してもバルジングの心配はな
くなる。
ことが可能な本発明では、バルジング速度を凝固殻の成
長速度より非常に小さく押えられるため、機外にクレー
タエンドを位置させて鋳造してもバルジングの心配はな
くなる。
このような鋳造方法では鋳込方向の未凝固長さｌを有効
に利用できるため、最大鋳込速度Vmaxとして、 という最大鋳造速度を取ることができる。
に利用できるため、最大鋳込速度Vmaxとして、 という最大鋳造速度を取ることができる。
例えばｄ＝230mm Ks＝28mm/分 Ｌ＝36mとする。
この時、もしｌ＝4mとすれば、従来の VRmax＝2.13m/分に対し、 本発明では、 VRmax＝2.37m/分 となり、11％の鋳造速度の向上が見込まれる。
すなわち、従来法での機長4m増加分をスプレーの冷却分
布を変えるのみで達成し得ることとなり、大規模の改造
工事は不要となる。
布を変えるのみで達成し得ることとなり、大規模の改造
工事は不要となる。
またさらには機外にて未凝固部を凝固させるため、未凝
固部の熱放散は大気放冷であり、スプレー冷却に対し、
1/3〜1/4と充分小さいため、凝固潜熱を鋳片の保温に有
効利用でき、内部割れのない高温鋳片を製造することが
できる。
固部の熱放散は大気放冷であり、スプレー冷却に対し、
1/3〜1/4と充分小さいため、凝固潜熱を鋳片の保温に有
効利用でき、内部割れのない高温鋳片を製造することが
できる。
実施例１ 従来、低炭Alキルド鋼スラブ鋳片260mm厚×1240幅のス
ラブの最大鋳造速度は機長36.2mの連鋳機において、1.6
m/minであったが、鋳片幅中央部200mm部を２次冷却帯全
域において他部位よりも20％冷却水を増して鋳造抜熱量
を10％増したところ、最大鋳造速度を1.8m/minに増加す
ることができ、かつ従来の鋳片切断後の断面平均温度、
1105℃を1205℃に上昇させることができた。
ラブの最大鋳造速度は機長36.2mの連鋳機において、1.6
m/minであったが、鋳片幅中央部200mm部を２次冷却帯全
域において他部位よりも20％冷却水を増して鋳造抜熱量
を10％増したところ、最大鋳造速度を1.8m/minに増加す
ることができ、かつ従来の鋳片切断後の断面平均温度、
1105℃を1205℃に上昇させることができた。
実施例２ 実施例Iと同一鋼種、同一の連鋳機でのスラブ寸法230mm
厚×1000mm幅の最大鋳造速度は2.05m/minであったが、
機端前後1mの位置において非接触式電磁超音波計による
未凝固部検出を幅方向に行い、中央部クレータエンドを
機端前後1m内に位置させつつ、幅中央部200mm部を30
％、抜熱量で15％二次冷却水を増量して鋳造したとこ
ろ、最大鋳造速度を2.30m/minに増加することができ、
鋳片断面平均温度が1245℃から1312℃に増加した。
厚×1000mm幅の最大鋳造速度は2.05m/minであったが、
機端前後1mの位置において非接触式電磁超音波計による
未凝固部検出を幅方向に行い、中央部クレータエンドを
機端前後1m内に位置させつつ、幅中央部200mm部を30
％、抜熱量で15％二次冷却水を増量して鋳造したとこ
ろ、最大鋳造速度を2.30m/minに増加することができ、
鋳片断面平均温度が1245℃から1312℃に増加した。
各連鋳機によりほぼ決まる最大鋳造速度の増加を、機長
を延長することなしに、２次冷却水の幅方向分布のみを
変更することによって達成することができる。
を延長することなしに、２次冷却水の幅方向分布のみを
変更することによって達成することができる。
また、未凝固のまま機外に位置させて鋳造することがで
きるので、従来以上に生産性を増加させて高温鋳片を製
造することが可能となる。また水量密度の限定により鋳
片の内部割れを防止することもできる。
きるので、従来以上に生産性を増加させて高温鋳片を製
造することが可能となる。また水量密度の限定により鋳
片の内部割れを防止することもできる。
従って、鋳片の直送圧延法、直接圧延法の実施に大きく
貢献する。
貢献する。
第１図は本発明を実施した場合の機端近傍および機外に
おけるクレータエンド位置と形状を示す説明図、第２図
は従来法で鋳造する場合の機端近傍におけるクレータエ
ンドの位置を示す説明図、第３図は機端近傍における未
凝固鋳片断面図で、（ａ）は従来法、（ｂ）は本発明法
の場合の模式図、第４図は強冷冷却強度と平均冷却強度
との比に対する未凝固部長さの関係を示すグラフ、第５
図は未凝固長さと内部割れ発生率との関係を示すグラフ
である。 １…鋳片、２…未凝固部 ３…凝固殻、４…サポートロール ５…機端、６…進行方向 ７…強制冷却域、10…クレータエンド
おけるクレータエンド位置と形状を示す説明図、第２図
は従来法で鋳造する場合の機端近傍におけるクレータエ
ンドの位置を示す説明図、第３図は機端近傍における未
凝固鋳片断面図で、（ａ）は従来法、（ｂ）は本発明法
の場合の模式図、第４図は強冷冷却強度と平均冷却強度
との比に対する未凝固部長さの関係を示すグラフ、第５
図は未凝固長さと内部割れ発生率との関係を示すグラフ
である。 １…鋳片、２…未凝固部 ３…凝固殻、４…サポートロール ５…機端、６…進行方向 ７…強制冷却域、10…クレータエンド
───────────────────────────────────────────────────── フロントページの続き (72)発明者 清水 益人 千葉県千葉市川崎町１番地 川崎製鉄株式 会社千葉製鉄所内 (56)参考文献 特開 昭62−142056（ＪＰ，Ａ) 特開 昭59−45069（ＪＰ，Ａ) 特開 昭57−97805（ＪＰ，Ａ)
Claims (1)
- 【請求項１】連続鋳造に際し、鋳片長辺面に対して少な
くとも１箇所の強冷と他部位の弱冷を下記の水量密度範
囲で行うと共に、鋳造速度を調整し、強冷部に対応する
未凝固部を機端以内で完全凝固させ、弱冷部のクレータ
エンド位置を機端以降として鋳造することを特徴とする
鋳片の連続鋳造方法。 Ｗ ：強冷部の水量密度l/分・cm2 Ｗ′：弱冷部の水量密度l/分・cm2 Wm:平均の水量密度l/分・cm2
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP32519187A JPH0685986B2 (ja) | 1987-12-24 | 1987-12-24 | 連続鋳造方法 |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP32519187A JPH0685986B2 (ja) | 1987-12-24 | 1987-12-24 | 連続鋳造方法 |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPH01166872A JPH01166872A (ja) | 1989-06-30 |
| JPH0685986B2 true JPH0685986B2 (ja) | 1994-11-02 |
Family
ID=18174028
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP32519187A Expired - Lifetime JPH0685986B2 (ja) | 1987-12-24 | 1987-12-24 | 連続鋳造方法 |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JPH0685986B2 (ja) |
Families Citing this family (1)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JP5098394B2 (ja) * | 2007-03-29 | 2012-12-12 | Ｊｆｅスチール株式会社 | 連続鋳造鋳片の製造方法、連続鋳造機 |
-
1987
- 1987-12-24 JP JP32519187A patent/JPH0685986B2/ja not_active Expired - Lifetime
Also Published As
| Publication number | Publication date |
|---|---|
| JPH01166872A (ja) | 1989-06-30 |
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