JPS62207548A - 連続鋳造法による硫黄系快削鋼の製造方法 - Google Patents
連続鋳造法による硫黄系快削鋼の製造方法Info
- Publication number
- JPS62207548A JPS62207548A JP4824386A JP4824386A JPS62207548A JP S62207548 A JPS62207548 A JP S62207548A JP 4824386 A JP4824386 A JP 4824386A JP 4824386 A JP4824386 A JP 4824386A JP S62207548 A JPS62207548 A JP S62207548A
- Authority
- JP
- Japan
- Prior art keywords
- continuous casting
- heating
- slab
- free
- mns
- Prior art date
- Legal status (The legal status is an assumption and is not a legal conclusion. Google has not performed a legal analysis and makes no representation as to the accuracy of the status listed.)
- Granted
Links
Landscapes
- Continuous Casting (AREA)
- Treatment Of Steel In Its Molten State (AREA)
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〕
本発明は被削性を向上させる連続鋳造法による硫黄系快
削鋼の製造方法に関する。
削鋼の製造方法に関する。
硫黄系快削鋼を連続鋳造法によって製造する例は特開昭
５６−２９６５８号に示されているが、この方法は品質
の均一性と気泡欠陥のないＳ快削鋼を製造しようとする
もので、被削性の向上を意図するものではなかった。
５６−２９６５８号に示されているが、この方法は品質
の均一性と気泡欠陥のないＳ快削鋼を製造しようとする
もので、被削性の向上を意図するものではなかった。
又、連続鋳造において２次冷却帯の比水量を制御する例
が特開昭５９−１２５２５１号に示されているが、硫黄
系快削鋼に係るものではな（、高炭素鋼の連鋳時におけ
る表面疵の発生防止に係るものである。
が特開昭５９−１２５２５１号に示されているが、硫黄
系快削鋼に係るものではな（、高炭素鋼の連鋳時におけ
る表面疵の発生防止に係るものである。
又、連鋳機内に加熱装置を設は表層部を加熱する例が特
開昭５２−５０９３３号に示されているが、表面疵の発
生防止を目的とするもので、被削性の向上を意図するも
のではなかった。
開昭５２−５０９３３号に示されているが、表面疵の発
生防止を目的とするもので、被削性の向上を意図するも
のではなかった。
又、硫黄系快削鋼の被削性は、鋼材中に生成されるＭｎ
Ｓ系介在物の粒子サイズに依存し、鋼材中のこれらの介
在物の粒子サイズが大きい程被削性が向上することが知
られている。
Ｓ系介在物の粒子サイズに依存し、鋼材中のこれらの介
在物の粒子サイズが大きい程被削性が向上することが知
られている。
本発明は、連続鋳造法によって硫黄系快削鋼を製造する
にあたり、ＭｎＳ系介在物を大型化し、被削性の向上を
図る新規方法を提供するものである。
にあたり、ＭｎＳ系介在物を大型化し、被削性の向上を
図る新規方法を提供するものである。
本発明は連続鋳造法により硫黄系快削鋼を製造するにあ
たり、連続鋳造機の２次冷却帯における比水量を０．５
１！／ｋｇ以下とし、かつ連続鋳造機の機内の一部に加
熱帯を設け、鋳片を加熱してＭｎＳ系介在物を成長促進
させることを特徴とする連続鋳造法による硫黄系快削鋼
の製造方法である。
たり、連続鋳造機の２次冷却帯における比水量を０．５
１！／ｋｇ以下とし、かつ連続鋳造機の機内の一部に加
熱帯を設け、鋳片を加熱してＭｎＳ系介在物を成長促進
させることを特徴とする連続鋳造法による硫黄系快削鋼
の製造方法である。
すなわち、本発明者らは後述する一方向凝固実験により
硫黄系快削鋼内のＭｎＳ系介在物の粒子サイズが、これ
らの鋼種の凝固過程及びそれに引き続く冷却過程におけ
る冷却速度に依存し、冷却速度の低下に伴って、ＭｎＳ
系介在物が大型化することを見出した。この知見に基づ
き連続鋳造法により上記鋼種を鋳造するにあたり、これ
らの連鋳鋳片内のＭｎＳ系介在物を大型化し、被削性を
向上させる為に、連鋳鋳片における冷却速度を低下する
′方法として、連続鋳造機の２次冷却帯における比
水量を０．５７！／ｋｇ以下に抑える糸監冷化と、連続
鋳造機の一部に加熱帯を設け、連鋳々片を加熱すること
の両者を組み合せる方法を着想し、本発明を完成したも
のである。
硫黄系快削鋼内のＭｎＳ系介在物の粒子サイズが、これ
らの鋼種の凝固過程及びそれに引き続く冷却過程におけ
る冷却速度に依存し、冷却速度の低下に伴って、ＭｎＳ
系介在物が大型化することを見出した。この知見に基づ
き連続鋳造法により上記鋼種を鋳造するにあたり、これ
らの連鋳鋳片内のＭｎＳ系介在物を大型化し、被削性を
向上させる為に、連鋳鋳片における冷却速度を低下する
′方法として、連続鋳造機の２次冷却帯における比
水量を０．５７！／ｋｇ以下に抑える糸監冷化と、連続
鋳造機の一部に加熱帯を設け、連鋳々片を加熱すること
の両者を組み合せる方法を着想し、本発明を完成したも
のである。
なお、本発明における硫黄系快削鋼とは、硫黄快削鋼及
び硫黄快削鋼に鉛、ビスマス、テルル等の被削性を向上
させる元素を加えた快削鋼を包合する。
び硫黄快削鋼に鉛、ビスマス、テルル等の被削性を向上
させる元素を加えた快削鋼を包合する。
以下に本発明者らが行った、硫黄系快削鋼内のＭｎＳ系
介在物粒子サイズに及ぼす凝固過程及びその後の冷却過
程における冷却速度の影響について調査した実験につい
て説明する。
介在物粒子サイズに及ぼす凝固過程及びその後の冷却過
程における冷却速度の影響について調査した実験につい
て説明する。
まず、本実験に用いた一方向凝固装置及び実験方法につ
いて説明すると、第５図において、加熱コイル５に高周
波電流を流すことにより黒鉛発熱体３を高周波誘導によ
り加熱し、その輻射熱で試験片４を加熱する。試験片４
は、水冷ステンレス製支持台６により保持されると共に
その下端より冷却されている。第５図中１は熱電対、２
はガス流入口、７はアルミナパイプ、８は冷却水、９は
引抜方向、１０はシリカチューブ、１１はアルミナチュ
ーブである。
いて説明すると、第５図において、加熱コイル５に高周
波電流を流すことにより黒鉛発熱体３を高周波誘導によ
り加熱し、その輻射熱で試験片４を加熱する。試験片４
は、水冷ステンレス製支持台６により保持されると共に
その下端より冷却されている。第５図中１は熱電対、２
はガス流入口、７はアルミナパイプ、８は冷却水、９は
引抜方向、１０はシリカチューブ、１１はアルミナチュ
ーブである。
実験は、試験片中央部を液相線温度以上に加熱し、溶融
させた後、一定速度で試験片４を下方向へ引抜き、デン
ドライトを上方へ発達させ、ｌ０ｃｓ引抜いた時点で直
ちに試験片全体を水槽に落下させ、急冷することにより
、一方向凝固中の状態を保持した。
させた後、一定速度で試験片４を下方向へ引抜き、デン
ドライトを上方へ発達させ、ｌ０ｃｓ引抜いた時点で直
ちに試験片全体を水槽に落下させ、急冷することにより
、一方向凝固中の状態を保持した。
また、高温における加熱の影響を明確化する目的で、一
定速度で１０ｃｍ引抜き後そのまま炉内で保定し、引抜
き終了後２Ｈｒ経過した時点で、試料を急冷する実験も
行った。
定速度で１０ｃｍ引抜き後そのまま炉内で保定し、引抜
き終了後２Ｈｒ経過した時点で、試料を急冷する実験も
行った。
全実験とも加熱中はＡｒガスを炉内に流し、不活性雰囲
気に保持した。尚、引抜き中は炉内に装入した熱電対１
により、炉中央部の測温を行うと共に、その位置の温度
が１５８０℃一定になるように自動制御した。その際の
炉内鉛直方向の温度勾配は５４℃／ｃ１１に保持した。
気に保持した。尚、引抜き中は炉内に装入した熱電対１
により、炉中央部の測温を行うと共に、その位置の温度
が１５８０℃一定になるように自動制御した。その際の
炉内鉛直方向の温度勾配は５４℃／ｃ１１に保持した。
引抜速度■は１．３．１０ｍ／ｗｉｎの３水準を設定し
、保定実験についてはＶ−１０ｍ／ｍｉｎで引抜いた後
、そのまま保定した。
、保定実験についてはＶ−１０ｍ／ｍｉｎで引抜いた後
、そのまま保定した。
また、予備実験で試験片に熱電対を２ケ所に埋込み冷却
速度を測定した結果、Ｖ ＝ ｌ ｍ／＋１ｌｉｎの場
合は５．４℃／＋ｗｉｎ、 Ｖ ＝ ３ ｍ／ｗｉｎの
場合は１４８０℃以上では７．３℃／ ｍ ｉｎ ％そ
れ以下では１６．０℃／５ｉｎｓまたＶ＝１０ｍ／ｗｉ
ｎの場合は１４８０℃以上では１５．５℃／ｌ１ｌｉｎ
１それ以下では５１．４℃／ ｍ ｉ ｎとなった。
速度を測定した結果、Ｖ ＝ ｌ ｍ／＋１ｌｉｎの場
合は５．４℃／＋ｗｉｎ、 Ｖ ＝ ３ ｍ／ｗｉｎの
場合は１４８０℃以上では７．３℃／ ｍ ｉｎ ％そ
れ以下では１６．０℃／５ｉｎｓまたＶ＝１０ｍ／ｗｉ
ｎの場合は１４８０℃以上では１５．５℃／ｌ１ｌｉｎ
１それ以下では５１．４℃／ ｍ ｉ ｎとなった。
表１には供試材の組成を示す。また、試験片は８０φの
成品より１５φ×２５０１のサンプルを切り出したもの
を使用した。
成品より１５φ×２５０１のサンプルを切り出したもの
を使用した。
表１ 供試材組成（ｗｔ％）
ＭｎＳ系介在物の粒子サイズに及ぼす冷却速度の影響及
び加熱の効果については、上述の水冷した試験片を縦方
向に切断し、研磨した面において画像解析装置を用いて
評価した。
び加熱の効果については、上述の水冷した試験片を縦方
向に切断し、研磨した面において画像解析装置を用いて
評価した。
第６図には、引抜き完了後、またはそれに引き続いて実
施した２ｈｒの保定完了後の水冷温度（焼入れ温度）と
水冷直前にその温度に加熱されていた試験片部位のＭｎ
Ｓ系介在物粒子サイズの関係を示す。なお図面内容記号
は次のものを表わす。
施した２ｈｒの保定完了後の水冷温度（焼入れ温度）と
水冷直前にその温度に加熱されていた試験片部位のＭｎ
Ｓ系介在物粒子サイズの関係を示す。なお図面内容記号
は次のものを表わす。
１ ０ ５４ ０．１
２ △ 〃０．３
３ 口 〃１．０
４ ■ ” １．０＋２Ｈｒ保定第６
図よりＭｎＳ系介在物粒子サイズは液相線温度（１５１
５℃）以下に冷却され、約１５００ ’Ｃの温度から増
大し始め、更に温度が低下し凝固が進行するに伴い大型
化し、凝固完了後（固相線温度約１４５０℃）も１３５
０℃程度に冷却されるまで成長することが明らかである
。
図よりＭｎＳ系介在物粒子サイズは液相線温度（１５１
５℃）以下に冷却され、約１５００ ’Ｃの温度から増
大し始め、更に温度が低下し凝固が進行するに伴い大型
化し、凝固完了後（固相線温度約１４５０℃）も１３５
０℃程度に冷却されるまで成長することが明らかである
。
また、約１５００℃以下の同一温度にまで冷却された場
合、引抜き速度が遅く、冷却速度が小さいほど、ＭｎＳ
系介在物粒子サイズは増大することが判明した。
合、引抜き速度が遅く、冷却速度が小さいほど、ＭｎＳ
系介在物粒子サイズは増大することが判明した。
更に、凝固過程及び凝固完了後１３００℃以上の高温で
保定することにより、比重差でＭｎ、 Ｓ等の溶質が浮
上分離した部位を除いて、ＭｎＳ系介在物粒子サイズが
増大し、その増大の程度は高温はど大きいことも判明し
た。
保定することにより、比重差でＭｎ、 Ｓ等の溶質が浮
上分離した部位を除いて、ＭｎＳ系介在物粒子サイズが
増大し、その増大の程度は高温はど大きいことも判明し
た。
また、第１図に３５０ｆｉ厚Ｘ５６０ｍ幅の低度系硫黄
快削鋼鋳片において、ＭｎＳ系介在物粒子サイズに及ぼ
す２次冷却帯における比水量の影響について調査した結
果を示す。ＭｎＳ系介在物の粒子サイズは、鋳片幅中央
部のＡ厚部（鋳片表面から８７．５Ｎ位置）で評価した
。第１図から明らかなように、比水量が減少するに伴い
ＭｎＳ系介在物粒子サイズは増大する傾向が認められ、
特に比水量０．！Ｍ！／ｋｇ以下の範囲でその傾向が増
大している。
快削鋼鋳片において、ＭｎＳ系介在物粒子サイズに及ぼ
す２次冷却帯における比水量の影響について調査した結
果を示す。ＭｎＳ系介在物の粒子サイズは、鋳片幅中央
部のＡ厚部（鋳片表面から８７．５Ｎ位置）で評価した
。第１図から明らかなように、比水量が減少するに伴い
ＭｎＳ系介在物粒子サイズは増大する傾向が認められ、
特に比水量０．！Ｍ！／ｋｇ以下の範囲でその傾向が増
大している。
従って連続鋳造法により硫黄系快削鋼を鋳造するに際し
、これらの鋳片が凝固過程及びその後の冷却過程にある
状態において連鋳々片肉各部における冷却速度を低下さ
せ、鋳片をより高温の温度域に保持することにより、上
記快削鋼の連鋳々片肉のＭｎＳ系介在物粒子サイズを増
大し、被削性を向上させることができる。
、これらの鋳片が凝固過程及びその後の冷却過程にある
状態において連鋳々片肉各部における冷却速度を低下さ
せ、鋳片をより高温の温度域に保持することにより、上
記快削鋼の連鋳々片肉のＭｎＳ系介在物粒子サイズを増
大し、被削性を向上させることができる。
次に、連鋳機内における連鋳鋳片の加熱と２次冷却帯比
水量を特定範囲にする事との組み合せにより、連鋳鋳片
内の温度分布及び冷却速度に及ぼす影響について説明す
る。
水量を特定範囲にする事との組み合せにより、連鋳鋳片
内の温度分布及び冷却速度に及ぼす影響について説明す
る。
本発明者らは上記の影響について定量的に評価する為、
５ＩＯＣ相当の鋼の物性値を用いて、鋳片サイズ２４７
ｆｉ厚×３００ｆｉ幅のブルーム鋳片を鋳造速度０．８
ｍ／ｌｌ１ｉｎで鋳造する場合を対象に、２次冷却帯（
メニスカスからの距離０．８ｍ〜１２．１５ｍ ）にお
ける比水量０．５５ｊ！／ｋｇ及び０．３３７！／蹟で
鋳片を加熱しない場合と、比水量０．３３ｊ！／ｋｇで
メニスカスからの距離１４．５ｍ〜１８．３ｍ位置に加
熱帯を設は鋳片表面温度を約１２５０℃に加熱する３つ
の場合について、２次元差分伝熱計算を行い、各々の場
合の鋳片表温度分布の経時変化を推定した。尚、比水量
が０．３３１！／ｋｇの場合はメニスカスから６．３６
ｍ以降の冷却水をカットした冷却条件となっている。
５ＩＯＣ相当の鋼の物性値を用いて、鋳片サイズ２４７
ｆｉ厚×３００ｆｉ幅のブルーム鋳片を鋳造速度０．８
ｍ／ｌｌ１ｉｎで鋳造する場合を対象に、２次冷却帯（
メニスカスからの距離０．８ｍ〜１２．１５ｍ ）にお
ける比水量０．５５ｊ！／ｋｇ及び０．３３７！／蹟で
鋳片を加熱しない場合と、比水量０．３３ｊ！／ｋｇで
メニスカスからの距離１４．５ｍ〜１８．３ｍ位置に加
熱帯を設は鋳片表面温度を約１２５０℃に加熱する３つ
の場合について、２次元差分伝熱計算を行い、各々の場
合の鋳片表温度分布の経時変化を推定した。尚、比水量
が０．３３１！／ｋｇの場合はメニスカスから６．３６
ｍ以降の冷却水をカットした冷却条件となっている。
また、計算に用いた液相線温度及び同相線温度は各々１
５２６℃と１４６０℃である。
５２６℃と１４６０℃である。
第７図に示す鋳片×横断面各位置における温度推移の計
算の結果を第２図〜第４図に示す。第２図は、比水量０
．３３ｊ！／ｋｇで加熱有、第３図は比水量０．３３β
／ｋｇで加熱無し、第４図は比水量０．５５１！。
算の結果を第２図〜第４図に示す。第２図は、比水量０
．３３ｊ！／ｋｇで加熱有、第３図は比水量０．３３β
／ｋｇで加熱無し、第４図は比水量０．５５１！。
／ｋｇで加熱無の場合である。各図における丸囲数字は
第７図に示す各測定点を表わす。■は断面平均温度を示
す。第３図と第４図を比較することにより明らかなよう
に、２次冷却帯における比水量が０．３３ｊ！／ｋｇの
場合は０．５５７！／瞳の場合に比べ冷却水をカットし
たメニスカスより６．３６ｍ以降において鋳片はより高
温に保持され、冷却速度も減少している。
第７図に示す各測定点を表わす。■は断面平均温度を示
す。第３図と第４図を比較することにより明らかなよう
に、２次冷却帯における比水量が０．３３ｊ！／ｋｇの
場合は０．５５７！／瞳の場合に比べ冷却水をカットし
たメニスカスより６．３６ｍ以降において鋳片はより高
温に保持され、冷却速度も減少している。
また、第２図と第３図及び第２図と第４図の比較から明
らかなように、連鋳機内で鋳片表面を１２５０℃程度ま
で加熱することより、また、比水量減少と鋳片加熱を組
み合せることにより、加熱帯以降における鋳片の温度分
布は更に高温に維持されると共に冷却速度もより効果的
に減少できる。
らかなように、連鋳機内で鋳片表面を１２５０℃程度ま
で加熱することより、また、比水量減少と鋳片加熱を組
み合せることにより、加熱帯以降における鋳片の温度分
布は更に高温に維持されると共に冷却速度もより効果的
に減少できる。
ここで、連鋳機内鋳片の加熱手段について述べると、ガ
ス加熱、高周波加熱、電磁誘導加熱等種々のものが使用
可能であるが、最も有効な電磁誘導加熱について説明す
る。
ス加熱、高周波加熱、電磁誘導加熱等種々のものが使用
可能であるが、最も有効な電磁誘導加熱について説明す
る。
連続鋳造法の操業においては、鋳造初期、末期やその他
の非定常作業時等を除いては、連鋳鋳片を機端側へ連続
的に引抜きながら凝固させるために、連鋳機内における
限定された加熱帯において連鋳鋳片を加熱しようとする
場合、加熱時間を十分確保することが難しい。
の非定常作業時等を除いては、連鋳鋳片を機端側へ連続
的に引抜きながら凝固させるために、連鋳機内における
限定された加熱帯において連鋳鋳片を加熱しようとする
場合、加熱時間を十分確保することが難しい。
この点電磁誘導により連鋳鋳片を加熱する場合、この鋳
片中に誘導電流が流れ、ジュール熱の形で直接入熱され
るためにガス加熱に比較して加熱時間が大幅に短縮でき
、また入熱量の制御は極めて容易である。更に、上述の
理由により電磁誘導加熱装置はコンパクトな加熱装置と
することが可能であり、連鋳機の大幅な改造を要するこ
とな（機内加熱装置として使用できる。
片中に誘導電流が流れ、ジュール熱の形で直接入熱され
るためにガス加熱に比較して加熱時間が大幅に短縮でき
、また入熱量の制御は極めて容易である。更に、上述の
理由により電磁誘導加熱装置はコンパクトな加熱装置と
することが可能であり、連鋳機の大幅な改造を要するこ
とな（機内加熱装置として使用できる。
また、電気エネルギーはクリーンエネルギーであり、環
境問題からガス加熱する場合の排ガス対策用の付帯設備
を必要としない。
境問題からガス加熱する場合の排ガス対策用の付帯設備
を必要としない。
以上より本発明法を硫黄系快削鋼の連続鋳造に適用すれ
ば、これらの鋼種の鋳片は、連鋳機内の凝固過程及びそ
の後の冷却過程において、より高温に保持され、鋳片内
の冷却速度も減少する結果、前述の一方向凝固実験から
も明らかなように、鋳片内のＭｎＳ系介在物粒子サイズ
が増大し、被削性のより優れた快削鋼の製造が可能とな
る。
ば、これらの鋼種の鋳片は、連鋳機内の凝固過程及びそ
の後の冷却過程において、より高温に保持され、鋳片内
の冷却速度も減少する結果、前述の一方向凝固実験から
も明らかなように、鋳片内のＭｎＳ系介在物粒子サイズ
が増大し、被削性のより優れた快削鋼の製造が可能とな
る。
実施例１
本発明法による実施例について説明する。第８図に示す
連続鋳造機を用いて、表２に示す組成の低度系硫黄快削
鋼を以下の冷却及び加熱条件で鋳造速度０，６５〜０．
７０ （ｍ／ｓ＋ｉｎ）にて鋳造した。その結果を第９
図に示す。
連続鋳造機を用いて、表２に示す組成の低度系硫黄快削
鋼を以下の冷却及び加熱条件で鋳造速度０，６５〜０．
７０ （ｍ／ｓ＋ｉｎ）にて鋳造した。その結果を第９
図に示す。
ケース（１１はメニスカスからの距＃０．８ｍ〜１２．
１５ｍに亘る２次冷却帯全域において、比水量０．５５
４１／ｋｇで冷却した場合であり、ケース（２）では２
次冷却帯においてケース（１１同様比水量０．５５ｊ／
ｋｇで冷却し、メニスカスから１６ｍ−１８ｍに設けた
ｔｍ誘導加熱装置で鋳片表面温度が約１３００ ℃にな
るよう加熱した。
１５ｍに亘る２次冷却帯全域において、比水量０．５５
４１／ｋｇで冷却した場合であり、ケース（２）では２
次冷却帯においてケース（１１同様比水量０．５５ｊ／
ｋｇで冷却し、メニスカスから１６ｍ−１８ｍに設けた
ｔｍ誘導加熱装置で鋳片表面温度が約１３００ ℃にな
るよう加熱した。
またケース（３）は、メニスカスより６．３６ｍ〜１２
．１５ｍの冷却水をカットし比水量を０．２７ｊｌ／ｋ
ｇまで減少させ、且つ前述の加熱装置で鋳片表面温度が
約１３００℃になるよう加熱した場合である。
．１５ｍの冷却水をカットし比水量を０．２７ｊｌ／ｋ
ｇまで減少させ、且つ前述の加熱装置で鋳片表面温度が
約１３００℃になるよう加熱した場合である。
ＭｎＳ系介在物の粒子サイズは、鋳片幅中央位置におけ
る縦断面において鋳片厚み方向へ鋳片表面より厚み中心
位置に亘って、画像解析装置を用いて評価した。第９図
より判るように、鋳片厚み中心側では加熱の効果により
ＭｎＳ介在物の粒子サイズが加熱しない場合に比べ増大
し、しかも比水量低減と加熱を組み合せた鋳片でＭｎＳ
系介在物の粒子サイズは最も増大している。
る縦断面において鋳片厚み方向へ鋳片表面より厚み中心
位置に亘って、画像解析装置を用いて評価した。第９図
より判るように、鋳片厚み中心側では加熱の効果により
ＭｎＳ介在物の粒子サイズが加熱しない場合に比べ増大
し、しかも比水量低減と加熱を組み合せた鋳片でＭｎＳ
系介在物の粒子サイズは最も増大している。
尚、第８図において、１２はモールド、１３は２次冷却
帯、１４は加熱帯、１５は矯正帯、工６は鋳片を示す。
帯、１４は加熱帯、１５は矯正帯、工６は鋳片を示す。
表２ 試験材組成Ｃ１１ｔ％）
実施例２
前述の第８図に示す連続鋳造機を用いて、表３に示す組
成の低度系硫黄快削鋼を、以下の冷却及び加熱条件で、
鋳造速度０．６５〜０．７０ （ｍ／＋＊ｉｎ）ニて鋳
造した。その結果を第１０図に示す。
成の低度系硫黄快削鋼を、以下の冷却及び加熱条件で、
鋳造速度０．６５〜０．７０ （ｍ／＋＊ｉｎ）ニて鋳
造した。その結果を第１０図に示す。
ケース（１）はメニスカスからの距離０．８ｍ／１２．
１５ｍに亘る２次冷却帯全域において比水量０．５５１
１／ｋｇで冷却した場合であり、ケース（２）では２次
冷却帯においてケース（１１同様比水量０．５！Ｍ／ｋ
ｇで冷却し、メニスカスから１４．５ｍ〜１８．３ｍに
設けた複数のガスバーナーより構成される加熱帯で、鋳
片表面温度が約１３００℃になるよう加熱した。
１５ｍに亘る２次冷却帯全域において比水量０．５５１
１／ｋｇで冷却した場合であり、ケース（２）では２次
冷却帯においてケース（１１同様比水量０．５！Ｍ／ｋ
ｇで冷却し、メニスカスから１４．５ｍ〜１８．３ｍに
設けた複数のガスバーナーより構成される加熱帯で、鋳
片表面温度が約１３００℃になるよう加熱した。
またケース（３）は、メニスカスより６．３６＋ａ〜１
２．１５ｍの冷却水をカットし、比水量を０．３５ （
Ｊ ／ ｋｇ）まで減少させ、且つ前述の加熱帯で鋳片
表面温度が約１３００℃になるよう加熱した場合である
。
２．１５ｍの冷却水をカットし、比水量を０．３５ （
Ｊ ／ ｋｇ）まで減少させ、且つ前述の加熱帯で鋳片
表面温度が約１３００℃になるよう加熱した場合である
。
ＭｎＳ系介在物の粒子サイズは鋳片幅中央位置における
縦断面において鋳片厚み方向へ鋳片表面より厚み中心位
置に亘って、画像解析装置を用いて評価した。
縦断面において鋳片厚み方向へ鋳片表面より厚み中心位
置に亘って、画像解析装置を用いて評価した。
第１０図から判るように、鋳片厚み中心側では加熱の効
果により、ＭｎＳ系介在物の粒子サイズが加熱しない場
合に比べ増大し、しかも比水量低減と加熱を組み合せた
鋳片でＭｎＳ系介在物の粒子サイズは最も増大している
。
果により、ＭｎＳ系介在物の粒子サイズが加熱しない場
合に比べ増大し、しかも比水量低減と加熱を組み合せた
鋳片でＭｎＳ系介在物の粒子サイズは最も増大している
。
表３ 試験材組成（ｗｔ％）
〔発明の効果〕
以上説明したように、本発明法によれば、硫黄快削鋼及
び硫黄快削鋼に鉛、ビスマス、テルル等の元素を加えた
硫黄系快削鋼の連鋳鋳片内のＭｎＳ系介在物粒子サイズ
を増大せしめ、連続鋳造工程においてこれらの快削鋼の
被削性を一層向上させることが可能となる。
び硫黄快削鋼に鉛、ビスマス、テルル等の元素を加えた
硫黄系快削鋼の連鋳鋳片内のＭｎＳ系介在物粒子サイズ
を増大せしめ、連続鋳造工程においてこれらの快削鋼の
被削性を一層向上させることが可能となる。
第１図は比水量とＭｎＳ系介在物の大きさとの関係を表
わす図である。 第２〜４図は比水量と加熱条件を変え、メニスカスから
の各距離における温度推移を示したグラフである。 第５図は凝固実験装置説明のための立面図である。 第６図は水冷温度とＭｎＳ系介在物のサイズの関係図で
ある。 第７図は第２図〜第４図に示した丸囲数字に対応した測
定点の説明図である。 第８図は連鋳機の立面図である。 第９図は実施例１の結果の説明図である。 第１Ｏ図は実施例２の結果の説明図である。 １・・・熱電対、２・・・ガス流入口、３・・・黒鉛発
熱体、４・・・試験片、５・・・高周波コイル、６・・
・試験片の支持台、７・・・アルミナパイプ、訃・・冷
却水、９・・・引抜方向、１０・・・シリカチューブ、
１１・・・アルミナチューブ、１２・・・モールド、１
３・・・２次冷却帯、１４・・・加熱帯、１５・・・矯
正帯、１６・・・鋳片。 代理人 弁理士 井 上 雅 生 稟５図 場 ６菌 氷；乍混Ｎｃｃ） 窮７図 ■ｌ！ｌ’ｒ面乎喧μ＆度 鷺８図
わす図である。 第２〜４図は比水量と加熱条件を変え、メニスカスから
の各距離における温度推移を示したグラフである。 第５図は凝固実験装置説明のための立面図である。 第６図は水冷温度とＭｎＳ系介在物のサイズの関係図で
ある。 第７図は第２図〜第４図に示した丸囲数字に対応した測
定点の説明図である。 第８図は連鋳機の立面図である。 第９図は実施例１の結果の説明図である。 第１Ｏ図は実施例２の結果の説明図である。 １・・・熱電対、２・・・ガス流入口、３・・・黒鉛発
熱体、４・・・試験片、５・・・高周波コイル、６・・
・試験片の支持台、７・・・アルミナパイプ、訃・・冷
却水、９・・・引抜方向、１０・・・シリカチューブ、
１１・・・アルミナチューブ、１２・・・モールド、１
３・・・２次冷却帯、１４・・・加熱帯、１５・・・矯
正帯、１６・・・鋳片。 代理人 弁理士 井 上 雅 生 稟５図 場 ６菌 氷；乍混Ｎｃｃ） 窮７図 ■ｌ！ｌ’ｒ面乎喧μ＆度 鷺８図
Claims (2)
- （１）連続鋳造法により硫黄系快削鋼を鋳造するに当り
、連続鋳造機の２次冷却帯における比水量を０．５ｌ／
ｋｇ以下とし、かつ連続鋳造機の機内の一部に加熱帯を
設け、鋳片を加熱してＭｎＳ系介在物を成長促進させる
ことを特徴とする連続鋳造法による硫黄系快削鋼の製造
方法。 - （２）鋳片の加熱手段として、電磁誘導加熱を用いるこ
とを特徴とする特許請求の範囲第１項記載の連続鋳造法
による硫黄系快削鋼の製造方法。
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP4824386A JPS62207548A (ja) | 1986-03-07 | 1986-03-07 | 連続鋳造法による硫黄系快削鋼の製造方法 |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP4824386A JPS62207548A (ja) | 1986-03-07 | 1986-03-07 | 連続鋳造法による硫黄系快削鋼の製造方法 |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPS62207548A true JPS62207548A (ja) | 1987-09-11 |
| JPH0346220B2 JPH0346220B2 (ja) | 1991-07-15 |
Family
ID=12797997
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP4824386A Granted JPS62207548A (ja) | 1986-03-07 | 1986-03-07 | 連続鋳造法による硫黄系快削鋼の製造方法 |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JPS62207548A (ja) |
Cited By (3)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| CN1302126C (zh) * | 2005-03-04 | 2007-02-28 | 宝钢集团上海五钢有限公司 | 低碳高硫(硫磷)易切削结构钢连铸坯的生产方法 |
| JP2017209684A (ja) * | 2016-05-23 | 2017-11-30 | 新日鐵住金株式会社 | 溶鋼の連続鋳造方法 |
| CN115852232A (zh) * | 2022-11-28 | 2023-03-28 | 阳春新钢铁有限责任公司 | 连铸全水冷却生产硫系易切削钢的方法 |
-
1986
- 1986-03-07 JP JP4824386A patent/JPS62207548A/ja active Granted
Cited By (4)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| CN1302126C (zh) * | 2005-03-04 | 2007-02-28 | 宝钢集团上海五钢有限公司 | 低碳高硫(硫磷)易切削结构钢连铸坯的生产方法 |
| JP2017209684A (ja) * | 2016-05-23 | 2017-11-30 | 新日鐵住金株式会社 | 溶鋼の連続鋳造方法 |
| CN115852232A (zh) * | 2022-11-28 | 2023-03-28 | 阳春新钢铁有限责任公司 | 连铸全水冷却生产硫系易切削钢的方法 |
| CN115852232B (zh) * | 2022-11-28 | 2024-04-30 | 阳春新钢铁有限责任公司 | 连铸全水冷却生产硫系易切削钢的方法 |
Also Published As
| Publication number | Publication date |
|---|---|
| JPH0346220B2 (ja) | 1991-07-15 |
Similar Documents
| Publication | Publication Date | Title |
|---|---|---|
| JP5041029B2 (ja) | 高マンガン含有鋼の製造方法 | |
| CN110000355B (zh) | 改善大方坯连铸坯框型偏析的方法 | |
| JP5360086B2 (ja) | 非磁性鋼の連続鋳造を用いた製造方法 | |
| Zuo et al. | Study on the sump and temperature field during low frequency electromagnetic casting a superhigh strength Al–Zn–Mg–Cu alloy | |
| CN102343424A (zh) | 一种水平连续铸造高导高强铜合金圆棒的装置及方法 | |
| CN113118398A (zh) | 一种消除高碳马氏体不锈钢连铸板坯大颗粒碳化物的生产方法 | |
| JP2025520823A (ja) | 高炭素鋼線材の製造方法 | |
| CN111375736B (zh) | 一种马氏体沉淀硬化不锈钢的浇铸方法 | |
| KR20190120303A (ko) | 강의 연속 주조 방법 | |
| JPS62207548A (ja) | 連続鋳造法による硫黄系快削鋼の製造方法 | |
| Volkova et al. | Microstructure and cleanliness of rapidly solidified steels | |
| WO2022034864A1 (ja) | 鋼の連続鋳造方法および鋼の試験凝固装置 | |
| JP4303578B2 (ja) | 鋼の連続鋳造鋳片の中心欠陥低減方法 | |
| JP7551793B2 (ja) | 鋳造スラブの品質を改善するためのスラブの冷却および圧下方法 | |
| JP6515291B2 (ja) | 鋼の連続鋳造方法 | |
| ITOH et al. | Refining of solidification structures of continuously cast type 430 stainless steel slabs by electromagnetic stirring | |
| JP3374761B2 (ja) | 連続鋳造鋳片、その連続鋳造方法および厚鋼板の製造方法 | |
| JP2003181608A (ja) | 連続鋳造機外におけるブルームの冷却方法 | |
| NL8000463A (nl) | Continu gegoten staalprodukt met verminderde microsegregatie. | |
| JPS62207547A (ja) | 連続鋳造法による硫黄系快削鋼の製造方法 | |
| JPH0639505A (ja) | チタン含有ステンレス溶鋼の鋳造方法 | |
| Dutta et al. | Continuous casting (concast) | |
| JP4033039B2 (ja) | 極低炭素鋼連続鋳造スラブとその製造方法 | |
| Kakkar | Controlling Cracks in Peritectic Steel through Casting Parameter Optimization | |
| SU823439A1 (ru) | Способ обработки отливок из высоко-МАРгАНцОВиСТОй СТАли |
Legal Events
| Date | Code | Title | Description |
|---|---|---|---|
| LAPS | Cancellation because of no payment of annual fees |