JPS6352988B2 - - Google Patents
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- JPS6352988B2 JPS6352988B2 JP58183304A JP18330483A JPS6352988B2 JP S6352988 B2 JPS6352988 B2 JP S6352988B2 JP 58183304 A JP58183304 A JP 58183304A JP 18330483 A JP18330483 A JP 18330483A JP S6352988 B2 JPS6352988 B2 JP S6352988B2
- Authority
- JP
- Japan
- Prior art keywords
- slab
- continuous casting
- curvature
- temperature
- strain
- 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.)
- Expired
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Classifications
-
- B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
- B22—CASTING; POWDER METALLURGY
- B22D—CASTING OF METALS; CASTING OF OTHER SUBSTANCES BY THE SAME PROCESSES OR DEVICES
- B22D11/00—Continuous casting of metals, i.e. casting in indefinite lengths
- B22D11/12—Accessories for subsequent treating or working cast stock in situ
- B22D11/128—Accessories for subsequent treating or working cast stock in situ for removing
- B22D11/1282—Vertical casting and curving the cast stock to the horizontal
Landscapes
- Engineering & Computer Science (AREA)
- Mechanical Engineering (AREA)
- Continuous Casting (AREA)
Description
（産業上の利用分野）
この発明は、溶鋼を連続鋳造して鋳片を得るに
際し、内部割れ、表面横割れ、コーナ割れのない
鋳片を得るための湾曲型連続鋳造方法に関し、特
に鋳片の冷却条件に関する。 （従来の技術） 近年、溶融金属を連続鋳造して鋳片を得る連続
鋳造技術が発達し、鉄鋼業にあつても、溶鋼を鋳
型に注入して鋼塊を得、これを分塊圧延して鋳片
を得るプロセスに代つて、溶鋼を連続鋳造して直
接鋳片（鋼片）を得る連続鋳造プロセスが採用さ
れ、この連続鋳造プロセスによつて鋼片を製造す
る比率が著しく増大してきている。 連続鋳造プロセスは、従来の造塊分塊圧延プロ
セスに比し、歩留が高い、エネルギー消費量が少
ない、といつた点ですぐれている。 この連続鋳造プロセスによつて得られる鋳片は
多量の顕熱を保有しており、この顕熱を消失して
しまうことなく、高温鋳片の状態で、圧延工程に
供給すれば、常温の鋳片を加熱して圧延するプロ
セスに比し、エネルギー、コストの面で有利であ
る。 連続鋳造によつて得られた鋳片を高温のまま直
接圧延工程に供給することを可能ならしめるため
には、鋳片表面に割れ疵等のない、換言すれば表
面疵除去等の手入れを要しない品質のすぐれた鋳
片が得られなければならない。品質のすぐれた鋳
片とは、中心偏析、内部割れ、表面疵、介在物の
ない鋳片をいうのであるが、就中表面横割れ、コ
ーナ割れ等、鋳片を常温まで降温させた後、疵を
検出し、これを除去するために手入れを要する原
因となる表面欠陥のないものでなければならな
い。 上に述べた点も含め、鋼の連続鋳造プロセスに
おける現今の技術的課題は、以下の如くである。 (1) 高速鋳造によつて、高生産性を可能ならしめ
ること。 (2) 連続鋳造された鋳片を直接、圧延工程で圧延
するプロセス、或は連続鋳造された鋳片を高温
のまま圧延のための加熱炉に装入する所謂ホツ
トチヤージプロセスを可能ならしめ、圧延のた
めの加熱エネルギを減少或は省略すること。 (3) 連続鋳造鋳片の直接圧延プロセス或はホツト
チヤージプロセスを可能ならしめる高品質の鋳
片を製造すること。 (4) 設備コストが低く、メインテナンスのし易い
連続鋳造機であること。 (5) 安定した操業ができるプロセスであること。 これらの技術的課題を解決するため従来、湾曲
型連続鋳造機による 未凝固部分を有する鋳片を矯正する、 鋳型から引抜かれてくる鋳片を緩冷却し、未
凝固部分を有する状態で鋳片を真直に矯正し
（湾曲したものを曲げ戻す）、然る後復熱させ
る、といつた操業形態が採られていた。 （発明が解決しようとする問題点） かかる従来技術においては、以下の如き問題が
あつた。 (1) 750〜850℃に存在する鋼の脆化域を回避して
鋳片を矯正することにより、表面割れ等の疵の
発生を防止し、以て鋳片の疵手入れを不要に
し、高温鋳片の製造を可能ならしめるけれど
も、バルジングが発生し易く、これによつて、
内部割れの発生、中心偏析の悪化を招く。 (2) このため、現行操業にあつては、連続鋳造用
パウダを改善し、鋳造速度、鋳片冷却強度を、
鋳片の表面疵手入れが不要であり、かつ内部割
れ、中心偏析の許容限界以下となる範囲内とし
て操業している。従つて生産性が低下する。 一方、緩冷却未凝固操業をより安定化し、高品
質鋳片を得るに問題となるバルジングを抑制すべ
く、 鋳片を支持案内するロールの鋳片進行方向に
おける間隔を小さくする（ロールピツチの細密
化）、 連続鋳造機高を低く（ローヘツド化）して溶
鋼静圧を低くし、バルジングの増大を抑えるこ
とが実施されつつある。 しかしながら、かかる支術的手段を以てして
も、先に述べた(1)〜(5)項の鋼の連続鋳造プロセス
における現今の技術課題は、十分には解決され得
ない。 即ち、鋳片を支持案内するロールの鋳片進行方
向における間隔を小さくする、所謂ロールピツチ
の細密化は、ロールピツチを300mmまで短縮する
ことが限界であり、鋳片に生起するバルジングの
大きさを鋳片に内部割れを発生せしめないレベル
にまで低下せしめるには到らない。一方、ロール
ピツチの細密化は設定コストを高める難点もあ
る。 また、連続鋳造機高を低くする、所謂ローヘツ
ド化は、鋳片の進行軌跡の湾曲曲率が大となり、
鋳片を湾曲状態から真直にする曲げ矯正における
矯正歪が大きくなり、内部割れを招くという問題
がある。この、湾曲した鋳片を真直に曲げ戻す矯
正過程において発生する内部割れを防止するため
に、現在、下記(1)式に示す総合歪εTが0.40％以下
となるように鋳片温度に対応するロールピツチ
ｌ、曲率半径Ｒを決定し、これに基づいた連続鋳
造機の設計が行なわれている。 即ち、 εT＝εu＋εb＋εn ………(1) ここで εT：総合歪 εu：矯正歪 εb：バルジング歪 εn：ミスアライメント歪、通常、定数としてεn＝
0.05％として計算される。 εu＝（Ｄ／２−Ｓ）（１／Ri−１／Ri+1）×100……
…(2) Ｄ：鋳片の厚さ Ｓ：鋳片の凝固殻厚さ Ri：ｉ番目の曲率半径 Ri+1：ｉ＋１番目の曲率半径 εb＝1600δB・Ｓ／l2 ………(3) ｌ：ロールピツチ δB：バルジング量 aO＝1.45×108exp（−74000／1.986・TM） αO：形状係数 Ｐ：溶鋼静圧 Ｖ：鋳造速度〔ｍ／min〕 TM＝TL＋1490／２＋273 TM：引張応力が生じる側の鋳片の凝固殻の断面
の平均温度を絶対温度で示す TL：引張応力が生じる側の鋳片表面温度［℃］ εn＝Cn・δ・Ｓ／l2 ………(4) Cn：ミスアライメント係数 δ：ミスアライメント量 上に述べた総合歪εTを、種々の曲率半径Ｒに対
して、鋳片厚さ：250mm、鋳造速度：Ｖ＝1.5ｍ／
min、緩冷却操業（凝固係数：Ｋ＝25ｍ／√
min）の下で操業した場合について示すと、第１
図の如くである。 このときの条件は、下記の通りである。 (1) 鋳片の軌道は、多点矯正プロフイルとする。 (2) 多点矯正における歪配分は、表面歪を均等に
分散するように、曲率半径を決定する。 (3) 連続矯正プロフイルで代表する。 (4) ロールピツチは、分割ロールを基本とした稠
密配置とする。 かかる技術思想に基づいて設計された、初期曲
率半径Ｒ＝10.5ｍの連続鋳造機を用いて、前述の
操業条件、鋳片厚さ：250mm、鋳造速度：1.5ｍ／
min、凝固係数Ｋ＝25ｍ／√で溶鋼の連続鋳
造を行なつた処、次のような結果であつた。 Ｃ≦0.12％の低炭素鋼の場合には、内外面割
れは全く発生しない。 Ｃ≧0.13％の中炭素鋼の場合には、内部割れ
が多発する。 Ｒ＝10.5ｍの連続鋳造機にあつては、圧縮鋳造
（CPC操業と呼ばれる）等により、Ｃ≧0.13％の
中炭素鋼の鋳造にあつても内部割れを生起せしめ
ないように配慮されている。 一方、鋳片の冷却法を工夫することによつて鋳
片の矯正歪を緩和することが知られている。即
ち、特開昭50−25434号、特開昭50−102526号、
特開昭50−102527号、特開昭52−52126号および
特開昭55−5115号の各公報には、湾曲鋳片を真直
に曲げ戻す曲げ矯正時に、鋳片上面（湾曲内側）
即ち引張り応力を生じる側の凝固殻の温度を鋳片
下面（湾曲外側）即ち圧縮応力を生じる側の凝固
殻温度よりも低くすることにより上面側凝固殻の
強度を増大させて曲げ戻し矯正に伴なう上面側凝
固殻の引張歪量を小さくして、曲げ戻し矯正に起
因する内部割れを防ぐようにすることが開示され
ている。 このような、鋳片の冷却方法を採ることによ
り、 湾曲鋳片の上面（内側）を下面（外側）より
相対的に強冷し、矯正時における鋳片の力学的
中立軸を鋳片断面の幾何学的中心軸よりも湾曲
内側へ移動させることとなり、これによつて鋳
片の内部割れが防止でき、 鋳片の適正温度範囲は、 鋳片の内側：700〜900℃ 〃 外側：1000℃を超えない温度 である と開示されている。 しかしながら、これらの技術を以てしてもなお
先に述べた(1)〜(4)項の技術的課題を解決するため
には充分ではない。限界歪0.40％でも、Ｃ≧0.13
％の中炭素鋼の連続鋳造にあつては内部割れを起
すからである。 この発明は、初期曲率半径６ｍ超で機高6.5ｍ
超の連続鋳造機に対して、中炭素鋼材のように割
れ感受性の強い鋼種の連続鋳造にあつても、鋳片
に内部割れを生成させない、連続鋳造技術を得る
ことを目的としてなされた。 （問題点を解決するための手段） その特徴とする処は、初期曲率半径６ｍ超、機
高6.5ｍ超の連続鋳造装置を用いて、未凝固相を
有する湾曲鋳片を真直に矯正する過程を有する、
鋳造速度1.5ｍ／min以上である連続鋳造方法で
あつて、湾曲鋳片を真直にすべく曲げ戻す（矯正
する）ときの、引張応力を生じる側の鋳片表面温
度をTL［℃］とし、同様に圧縮応力を生じる側の
鋳片表面温度をTF［℃］とし、鋳片断面における
短辺の表面温度をTS［℃］とするとき、連続鋳造
装置における初期曲率半径をＲ〔ｍ〕として、 −14.3R＋1043≧TL≧700 −14.3R＋1143≧TF≧（１＋ａ）TL−ｂ TS≧900かつTS≧TL ここで、 ａ＝−0.0125R＋0.205 ｂ＝−5.13R＋81.25 なる条件を満足する状態下で連続鋳造するように
したこと、および初期曲率半径６ｍ超、機高6.5
ｍ超の連続鋳造装置を用いて、未凝固相を有する
湾曲鋳片を真直に矯正する過程を有する、鋳造速
度が1.5ｍ／min以上である連続鋳造方法であつ
て、湾曲鋳片を真直にすべく曲げ戻す（矯正す
る）ときの、引張応力を生じる側の鋳片表面温度
をTL［℃］とし、同様に圧縮応力を生じる側の鋳
片表面温度をTF［℃］とし、鋳片断面における短
辺の表面温度をTS［℃］とするとき、連続鋳造装
置における初期曲率半径をＲ〔ｍ〕として、 −14.3R＋1043≧TL≧700 −14.3R＋1143≧TF≧（１＋ａ）TL−ｂ 900＞TS≧TL ここで、 ａ＝−0.0188R＋0.438 ｂ＝−1.2R＋152 なる条件を満足する状態下で連続鋳造するように
したことである。 （作用） 以下に、この発明を詳細に説明する。 発明者等は、湾曲鋳片の曲げ戻し矯正に伴なう
歪の挙動について研究した結果、鋳片の曲げ戻し
矯正は、従来考えられていたように第２図の破線
で示すような幾何学的プロフイルに沿つて行なわ
れるのではなくて、第２図に実線で示すように、
支持案内ロールの位置で局部的に集中して行なわ
れるものであることを突止めた。その結果、鋳片
の曲げ矯正歪は従来考えられていたレベルよりも
２〜３倍大きなレベルであることが明らかとなつ
た。 従つて、鋳片の矯正に伴なう総合歪εTは以下の
式で示されるべきであることがわかつた。 εT＝αεu＋εb＋εn ………(5) ここで、α＝2.0〜3.0 かかる総合歪概念は発明者等によつて初めて見
出されたものであり、この現象は、溶鋼の連続鋳
造にあつて、未凝固部を内部に有し、高温でかつ
薄い凝固殻が存在する状態で、鋳片に矯正力、引
抜力等が作用したときに発生する。 この現象は、凝固殻が薄い程、凝固殻強度が低
いほど、また幾何学歪が大きいほど顕著である。 これらの現象の解明を通してみると、Ｃ≧0.13
％の中炭素鋼の高速鋳造において、従来から言わ
れていた限界歪0.40％でも鋳片に割れが生じたの
は、矯正歪が幾何学歪εuのα倍も作用した結果で
あることが明らかとなつた。即ち、（α−１）倍
もの余分の矯正歪の集中が起つたためである。 一方、発明者等は、鋳片を冷却するに当つて、
鋳片の上下面に温度差をもたせて鋳片を矯正する
に際しては、矯正歪の緩和効果は、鋳片断面の短
辺の凝固殻強度によつても変ることを解明した。
即ち、鋳片断面の短辺の凝固殻温度が900℃以上
になると、鋳片の上、下面に温度差をもたせて曲
げ矯正するときの矯正歪緩和効果が大きく、900
℃未満では、鋳片上、下面により大きな温度差を
もたせなければならない。 そして、鋳片断面短辺の凝固殻温度TSが鋳片
上面の凝固殻温度TLよりも低いときは、鋳片上、
下面に温度差をつけて矯正歪を緩和する効果は喪
失される。 上に述べた現象の解明は、発明者等による理論
的な検討および実験によつて得られた。 以上を要するに、鋳片の上、下面に温度差をも
たせる冷却を行なう連続鋳造により力学的中立軸
を移動させ、矯正歪を緩和するに際しては、 鋳片上、下面の温度差による緩和は、少なく
とも（α−１）εuに相当する大きさのものが必
要であり、 従つて緩和しなければならない歪量は前述の
(2)式によると、連続鋳造における鋳片の曲率半
径および凝固殻厚さに大きく依存する。 以上の結論に基づいて、矯正歪の集中係数αを
２として、鋳片厚さ250mm、鋳造速度Ｖ＝1.5ｍ／
min、凝固係数Ｋが、Ｋ＝25ｍ／√の緩冷却
操業条件下で、前述の(5)式による総合歪εTが0.40
％以下となる温度条件を求めると、第３図、第４
図に示す如くである。 ここで、 (イ) 鋳片上面の凝固殻温度TLの下限値は連続鋳
造によつて得られた鋳片を直接圧延工程で圧延
するときに必要な鋳片温度であり、 (ロ) 鋳片上面の凝固殻温度TLおよび下面の凝固
殻温度TFの上限値はロール間における鋳片の
バルジングによる内部割れ発生防止の観点から
決まり、矯正帯入側では、 Ｒ＝10ｍのとき、1000℃以下 にする必要がある。 上に述べた第３図、第４図に示す内部割れを生
じさせない適正範囲を数式化すると（鋳造速度Ｖ
＝1.5ｍ／minとする）、 TS≧900℃かつTS≧TLの場合、 −14.3R＋1043≧TL≧700 ………(6) −14.3R＋1143≧TF≧（１＋ａ）TL−ｂ………(7) ここで、 ａ＝−0.0125R＋0.205 ｂ＝−5.13R＋81.25 900＞TS≧TLの場合、 −14.3R＋1043≧TL≧700℃ ………(8) −14.3R＋1143≧TF≧（１＋ａ）TL−ｂ………(9) ここで、 ａ＝−0.0188R＋0.438 ｂ＝−1.2R＋152 なお、TS＝900℃を境界として、TFが全く異な
る式によつて定められる理由について述べる。
TFは物性的には連続する性質を示すものである
が、鋼の場合、この付近の温度がA3変態温度に
あたり、高温強度が著しく変化する。この変化が
短辺強度（TSに強く依存）と引張応力を生じる
側の表面強度（TLに強く依存）とに相乗して現
れた場合、連続的現象というよりは一見大きく違
つた値を示すようになるので、その効果が明確に
現われる区分として異なつた式の形となるのであ
る。 ここで、矯正歪εuに関与する凝固殻厚さＳ〔εu
＝（Ｄ／２−Ｓ）（１／Ri−１／Ri+1）〕と鋳造速
度Ｖの関係について説明すると、 ここで、Ｋ：凝固係数 Ｌ：メニスカスからの距離 Ｖ：鋳造速度 で表わされる。 いま、Ｌを曲げ戻し矯正開始位置とすると、凝
固殻厚さＳは鋳造速度Ｖの関数として一義的に決
まる。 凝固殻厚さＳが変化すると曲げ戻し矯正歪εuが
変化するから、緩和すべき歪量（α−１）εuも変
化し、延いては鋳片上、下面における所要温度差
△Ｔが変化する。このように、鋳片上、下面にお
ける所要温度差△Ｔは、鋳造速度によつても変化
する。 （実施例） 以下に本発明方法を適用した鋼の連続鋳造法の
実施例について述べる。 鋳造条件 連鋳機：初期曲率半径…10.5ｍ、機高…10.8ｍ、
４点矯正。 鋼種：中央Al−Ｋ 鋳片サイズ：250mm厚×1050mm巾 鋳造速度：1.6ｍ／min 本発明の実施例の鋳片の温度条件と内部割れ成
績について第１表および第５表に示す。
際し、内部割れ、表面横割れ、コーナ割れのない
鋳片を得るための湾曲型連続鋳造方法に関し、特
に鋳片の冷却条件に関する。 （従来の技術） 近年、溶融金属を連続鋳造して鋳片を得る連続
鋳造技術が発達し、鉄鋼業にあつても、溶鋼を鋳
型に注入して鋼塊を得、これを分塊圧延して鋳片
を得るプロセスに代つて、溶鋼を連続鋳造して直
接鋳片（鋼片）を得る連続鋳造プロセスが採用さ
れ、この連続鋳造プロセスによつて鋼片を製造す
る比率が著しく増大してきている。 連続鋳造プロセスは、従来の造塊分塊圧延プロ
セスに比し、歩留が高い、エネルギー消費量が少
ない、といつた点ですぐれている。 この連続鋳造プロセスによつて得られる鋳片は
多量の顕熱を保有しており、この顕熱を消失して
しまうことなく、高温鋳片の状態で、圧延工程に
供給すれば、常温の鋳片を加熱して圧延するプロ
セスに比し、エネルギー、コストの面で有利であ
る。 連続鋳造によつて得られた鋳片を高温のまま直
接圧延工程に供給することを可能ならしめるため
には、鋳片表面に割れ疵等のない、換言すれば表
面疵除去等の手入れを要しない品質のすぐれた鋳
片が得られなければならない。品質のすぐれた鋳
片とは、中心偏析、内部割れ、表面疵、介在物の
ない鋳片をいうのであるが、就中表面横割れ、コ
ーナ割れ等、鋳片を常温まで降温させた後、疵を
検出し、これを除去するために手入れを要する原
因となる表面欠陥のないものでなければならな
い。 上に述べた点も含め、鋼の連続鋳造プロセスに
おける現今の技術的課題は、以下の如くである。 (1) 高速鋳造によつて、高生産性を可能ならしめ
ること。 (2) 連続鋳造された鋳片を直接、圧延工程で圧延
するプロセス、或は連続鋳造された鋳片を高温
のまま圧延のための加熱炉に装入する所謂ホツ
トチヤージプロセスを可能ならしめ、圧延のた
めの加熱エネルギを減少或は省略すること。 (3) 連続鋳造鋳片の直接圧延プロセス或はホツト
チヤージプロセスを可能ならしめる高品質の鋳
片を製造すること。 (4) 設備コストが低く、メインテナンスのし易い
連続鋳造機であること。 (5) 安定した操業ができるプロセスであること。 これらの技術的課題を解決するため従来、湾曲
型連続鋳造機による 未凝固部分を有する鋳片を矯正する、 鋳型から引抜かれてくる鋳片を緩冷却し、未
凝固部分を有する状態で鋳片を真直に矯正し
（湾曲したものを曲げ戻す）、然る後復熱させ
る、といつた操業形態が採られていた。 （発明が解決しようとする問題点） かかる従来技術においては、以下の如き問題が
あつた。 (1) 750〜850℃に存在する鋼の脆化域を回避して
鋳片を矯正することにより、表面割れ等の疵の
発生を防止し、以て鋳片の疵手入れを不要に
し、高温鋳片の製造を可能ならしめるけれど
も、バルジングが発生し易く、これによつて、
内部割れの発生、中心偏析の悪化を招く。 (2) このため、現行操業にあつては、連続鋳造用
パウダを改善し、鋳造速度、鋳片冷却強度を、
鋳片の表面疵手入れが不要であり、かつ内部割
れ、中心偏析の許容限界以下となる範囲内とし
て操業している。従つて生産性が低下する。 一方、緩冷却未凝固操業をより安定化し、高品
質鋳片を得るに問題となるバルジングを抑制すべ
く、 鋳片を支持案内するロールの鋳片進行方向に
おける間隔を小さくする（ロールピツチの細密
化）、 連続鋳造機高を低く（ローヘツド化）して溶
鋼静圧を低くし、バルジングの増大を抑えるこ
とが実施されつつある。 しかしながら、かかる支術的手段を以てして
も、先に述べた(1)〜(5)項の鋼の連続鋳造プロセス
における現今の技術課題は、十分には解決され得
ない。 即ち、鋳片を支持案内するロールの鋳片進行方
向における間隔を小さくする、所謂ロールピツチ
の細密化は、ロールピツチを300mmまで短縮する
ことが限界であり、鋳片に生起するバルジングの
大きさを鋳片に内部割れを発生せしめないレベル
にまで低下せしめるには到らない。一方、ロール
ピツチの細密化は設定コストを高める難点もあ
る。 また、連続鋳造機高を低くする、所謂ローヘツ
ド化は、鋳片の進行軌跡の湾曲曲率が大となり、
鋳片を湾曲状態から真直にする曲げ矯正における
矯正歪が大きくなり、内部割れを招くという問題
がある。この、湾曲した鋳片を真直に曲げ戻す矯
正過程において発生する内部割れを防止するため
に、現在、下記(1)式に示す総合歪εTが0.40％以下
となるように鋳片温度に対応するロールピツチ
ｌ、曲率半径Ｒを決定し、これに基づいた連続鋳
造機の設計が行なわれている。 即ち、 εT＝εu＋εb＋εn ………(1) ここで εT：総合歪 εu：矯正歪 εb：バルジング歪 εn：ミスアライメント歪、通常、定数としてεn＝
0.05％として計算される。 εu＝（Ｄ／２−Ｓ）（１／Ri−１／Ri+1）×100……
…(2) Ｄ：鋳片の厚さ Ｓ：鋳片の凝固殻厚さ Ri：ｉ番目の曲率半径 Ri+1：ｉ＋１番目の曲率半径 εb＝1600δB・Ｓ／l2 ………(3) ｌ：ロールピツチ δB：バルジング量 aO＝1.45×108exp（−74000／1.986・TM） αO：形状係数 Ｐ：溶鋼静圧 Ｖ：鋳造速度〔ｍ／min〕 TM＝TL＋1490／２＋273 TM：引張応力が生じる側の鋳片の凝固殻の断面
の平均温度を絶対温度で示す TL：引張応力が生じる側の鋳片表面温度［℃］ εn＝Cn・δ・Ｓ／l2 ………(4) Cn：ミスアライメント係数 δ：ミスアライメント量 上に述べた総合歪εTを、種々の曲率半径Ｒに対
して、鋳片厚さ：250mm、鋳造速度：Ｖ＝1.5ｍ／
min、緩冷却操業（凝固係数：Ｋ＝25ｍ／√
min）の下で操業した場合について示すと、第１
図の如くである。 このときの条件は、下記の通りである。 (1) 鋳片の軌道は、多点矯正プロフイルとする。 (2) 多点矯正における歪配分は、表面歪を均等に
分散するように、曲率半径を決定する。 (3) 連続矯正プロフイルで代表する。 (4) ロールピツチは、分割ロールを基本とした稠
密配置とする。 かかる技術思想に基づいて設計された、初期曲
率半径Ｒ＝10.5ｍの連続鋳造機を用いて、前述の
操業条件、鋳片厚さ：250mm、鋳造速度：1.5ｍ／
min、凝固係数Ｋ＝25ｍ／√で溶鋼の連続鋳
造を行なつた処、次のような結果であつた。 Ｃ≦0.12％の低炭素鋼の場合には、内外面割
れは全く発生しない。 Ｃ≧0.13％の中炭素鋼の場合には、内部割れ
が多発する。 Ｒ＝10.5ｍの連続鋳造機にあつては、圧縮鋳造
（CPC操業と呼ばれる）等により、Ｃ≧0.13％の
中炭素鋼の鋳造にあつても内部割れを生起せしめ
ないように配慮されている。 一方、鋳片の冷却法を工夫することによつて鋳
片の矯正歪を緩和することが知られている。即
ち、特開昭50−25434号、特開昭50−102526号、
特開昭50−102527号、特開昭52−52126号および
特開昭55−5115号の各公報には、湾曲鋳片を真直
に曲げ戻す曲げ矯正時に、鋳片上面（湾曲内側）
即ち引張り応力を生じる側の凝固殻の温度を鋳片
下面（湾曲外側）即ち圧縮応力を生じる側の凝固
殻温度よりも低くすることにより上面側凝固殻の
強度を増大させて曲げ戻し矯正に伴なう上面側凝
固殻の引張歪量を小さくして、曲げ戻し矯正に起
因する内部割れを防ぐようにすることが開示され
ている。 このような、鋳片の冷却方法を採ることによ
り、 湾曲鋳片の上面（内側）を下面（外側）より
相対的に強冷し、矯正時における鋳片の力学的
中立軸を鋳片断面の幾何学的中心軸よりも湾曲
内側へ移動させることとなり、これによつて鋳
片の内部割れが防止でき、 鋳片の適正温度範囲は、 鋳片の内側：700〜900℃ 〃 外側：1000℃を超えない温度 である と開示されている。 しかしながら、これらの技術を以てしてもなお
先に述べた(1)〜(4)項の技術的課題を解決するため
には充分ではない。限界歪0.40％でも、Ｃ≧0.13
％の中炭素鋼の連続鋳造にあつては内部割れを起
すからである。 この発明は、初期曲率半径６ｍ超で機高6.5ｍ
超の連続鋳造機に対して、中炭素鋼材のように割
れ感受性の強い鋼種の連続鋳造にあつても、鋳片
に内部割れを生成させない、連続鋳造技術を得る
ことを目的としてなされた。 （問題点を解決するための手段） その特徴とする処は、初期曲率半径６ｍ超、機
高6.5ｍ超の連続鋳造装置を用いて、未凝固相を
有する湾曲鋳片を真直に矯正する過程を有する、
鋳造速度1.5ｍ／min以上である連続鋳造方法で
あつて、湾曲鋳片を真直にすべく曲げ戻す（矯正
する）ときの、引張応力を生じる側の鋳片表面温
度をTL［℃］とし、同様に圧縮応力を生じる側の
鋳片表面温度をTF［℃］とし、鋳片断面における
短辺の表面温度をTS［℃］とするとき、連続鋳造
装置における初期曲率半径をＲ〔ｍ〕として、 −14.3R＋1043≧TL≧700 −14.3R＋1143≧TF≧（１＋ａ）TL−ｂ TS≧900かつTS≧TL ここで、 ａ＝−0.0125R＋0.205 ｂ＝−5.13R＋81.25 なる条件を満足する状態下で連続鋳造するように
したこと、および初期曲率半径６ｍ超、機高6.5
ｍ超の連続鋳造装置を用いて、未凝固相を有する
湾曲鋳片を真直に矯正する過程を有する、鋳造速
度が1.5ｍ／min以上である連続鋳造方法であつ
て、湾曲鋳片を真直にすべく曲げ戻す（矯正す
る）ときの、引張応力を生じる側の鋳片表面温度
をTL［℃］とし、同様に圧縮応力を生じる側の鋳
片表面温度をTF［℃］とし、鋳片断面における短
辺の表面温度をTS［℃］とするとき、連続鋳造装
置における初期曲率半径をＲ〔ｍ〕として、 −14.3R＋1043≧TL≧700 −14.3R＋1143≧TF≧（１＋ａ）TL−ｂ 900＞TS≧TL ここで、 ａ＝−0.0188R＋0.438 ｂ＝−1.2R＋152 なる条件を満足する状態下で連続鋳造するように
したことである。 （作用） 以下に、この発明を詳細に説明する。 発明者等は、湾曲鋳片の曲げ戻し矯正に伴なう
歪の挙動について研究した結果、鋳片の曲げ戻し
矯正は、従来考えられていたように第２図の破線
で示すような幾何学的プロフイルに沿つて行なわ
れるのではなくて、第２図に実線で示すように、
支持案内ロールの位置で局部的に集中して行なわ
れるものであることを突止めた。その結果、鋳片
の曲げ矯正歪は従来考えられていたレベルよりも
２〜３倍大きなレベルであることが明らかとなつ
た。 従つて、鋳片の矯正に伴なう総合歪εTは以下の
式で示されるべきであることがわかつた。 εT＝αεu＋εb＋εn ………(5) ここで、α＝2.0〜3.0 かかる総合歪概念は発明者等によつて初めて見
出されたものであり、この現象は、溶鋼の連続鋳
造にあつて、未凝固部を内部に有し、高温でかつ
薄い凝固殻が存在する状態で、鋳片に矯正力、引
抜力等が作用したときに発生する。 この現象は、凝固殻が薄い程、凝固殻強度が低
いほど、また幾何学歪が大きいほど顕著である。 これらの現象の解明を通してみると、Ｃ≧0.13
％の中炭素鋼の高速鋳造において、従来から言わ
れていた限界歪0.40％でも鋳片に割れが生じたの
は、矯正歪が幾何学歪εuのα倍も作用した結果で
あることが明らかとなつた。即ち、（α−１）倍
もの余分の矯正歪の集中が起つたためである。 一方、発明者等は、鋳片を冷却するに当つて、
鋳片の上下面に温度差をもたせて鋳片を矯正する
に際しては、矯正歪の緩和効果は、鋳片断面の短
辺の凝固殻強度によつても変ることを解明した。
即ち、鋳片断面の短辺の凝固殻温度が900℃以上
になると、鋳片の上、下面に温度差をもたせて曲
げ矯正するときの矯正歪緩和効果が大きく、900
℃未満では、鋳片上、下面により大きな温度差を
もたせなければならない。 そして、鋳片断面短辺の凝固殻温度TSが鋳片
上面の凝固殻温度TLよりも低いときは、鋳片上、
下面に温度差をつけて矯正歪を緩和する効果は喪
失される。 上に述べた現象の解明は、発明者等による理論
的な検討および実験によつて得られた。 以上を要するに、鋳片の上、下面に温度差をも
たせる冷却を行なう連続鋳造により力学的中立軸
を移動させ、矯正歪を緩和するに際しては、 鋳片上、下面の温度差による緩和は、少なく
とも（α−１）εuに相当する大きさのものが必
要であり、 従つて緩和しなければならない歪量は前述の
(2)式によると、連続鋳造における鋳片の曲率半
径および凝固殻厚さに大きく依存する。 以上の結論に基づいて、矯正歪の集中係数αを
２として、鋳片厚さ250mm、鋳造速度Ｖ＝1.5ｍ／
min、凝固係数Ｋが、Ｋ＝25ｍ／√の緩冷却
操業条件下で、前述の(5)式による総合歪εTが0.40
％以下となる温度条件を求めると、第３図、第４
図に示す如くである。 ここで、 (イ) 鋳片上面の凝固殻温度TLの下限値は連続鋳
造によつて得られた鋳片を直接圧延工程で圧延
するときに必要な鋳片温度であり、 (ロ) 鋳片上面の凝固殻温度TLおよび下面の凝固
殻温度TFの上限値はロール間における鋳片の
バルジングによる内部割れ発生防止の観点から
決まり、矯正帯入側では、 Ｒ＝10ｍのとき、1000℃以下 にする必要がある。 上に述べた第３図、第４図に示す内部割れを生
じさせない適正範囲を数式化すると（鋳造速度Ｖ
＝1.5ｍ／minとする）、 TS≧900℃かつTS≧TLの場合、 −14.3R＋1043≧TL≧700 ………(6) −14.3R＋1143≧TF≧（１＋ａ）TL−ｂ………(7) ここで、 ａ＝−0.0125R＋0.205 ｂ＝−5.13R＋81.25 900＞TS≧TLの場合、 −14.3R＋1043≧TL≧700℃ ………(8) −14.3R＋1143≧TF≧（１＋ａ）TL−ｂ………(9) ここで、 ａ＝−0.0188R＋0.438 ｂ＝−1.2R＋152 なお、TS＝900℃を境界として、TFが全く異な
る式によつて定められる理由について述べる。
TFは物性的には連続する性質を示すものである
が、鋼の場合、この付近の温度がA3変態温度に
あたり、高温強度が著しく変化する。この変化が
短辺強度（TSに強く依存）と引張応力を生じる
側の表面強度（TLに強く依存）とに相乗して現
れた場合、連続的現象というよりは一見大きく違
つた値を示すようになるので、その効果が明確に
現われる区分として異なつた式の形となるのであ
る。 ここで、矯正歪εuに関与する凝固殻厚さＳ〔εu
＝（Ｄ／２−Ｓ）（１／Ri−１／Ri+1）〕と鋳造速
度Ｖの関係について説明すると、 ここで、Ｋ：凝固係数 Ｌ：メニスカスからの距離 Ｖ：鋳造速度 で表わされる。 いま、Ｌを曲げ戻し矯正開始位置とすると、凝
固殻厚さＳは鋳造速度Ｖの関数として一義的に決
まる。 凝固殻厚さＳが変化すると曲げ戻し矯正歪εuが
変化するから、緩和すべき歪量（α−１）εuも変
化し、延いては鋳片上、下面における所要温度差
△Ｔが変化する。このように、鋳片上、下面にお
ける所要温度差△Ｔは、鋳造速度によつても変化
する。 （実施例） 以下に本発明方法を適用した鋼の連続鋳造法の
実施例について述べる。 鋳造条件 連鋳機：初期曲率半径…10.5ｍ、機高…10.8ｍ、
４点矯正。 鋼種：中央Al−Ｋ 鋳片サイズ：250mm厚×1050mm巾 鋳造速度：1.6ｍ／min 本発明の実施例の鋳片の温度条件と内部割れ成
績について第１表および第５表に示す。
【表】
第５図において、実線ｂは初期曲率半径が10.5
ｍの場合でTS≧900かつTS≧TLのときの限界線で
あり、破線ａはTL≦TS＜900℃のときの限界線で
ある。そして短辺温度TSが、TL≦TS＜900℃のと
きの本発明の実施例を△で、比較例を▲で示して
あり、TS≧900かつTS≧TLのときの本発明の実施
例を〇で比較例を●で示してあり、本発明の実施
例の△及び〇は内部割れはなかつたが、比較例の
▲及び●は内部割れが発生した。 （発明の効果） 以上の結果から明らかなように、本発明の構成
に従つて鋳片断面短辺の凝固殻温度、鋳片上、下
面温度差、鋳片の初期曲率半径Ｒの関係を満足せ
しめて鋳造を行なえば、内部割れを惹起せしめる
ことなく、また表面割れも生成しない。 この発明は、以上述べたように構成しかつ作用
せしめるようにしたから (1) 高速鋳造を可能ならしめることによつて生産
性を高め、 (2) 連続鋳造した鋳片を、直接、圧延工程で圧延
することが可能であるから、圧延のための材料
加熱エネルギを減少或は省略することができ、 (3) 連続鋳造機を低機高化してコンパクトにでき
るから設備、建家がコンパクトとなり設備費を
低減でき、 またメインテナンスのし易い設備とすること
ができ、 (4) 内部割れ等のトラブルが惹起しないから鋳造
操業が安定する 等々、顕著な効果を奏する。
ｍの場合でTS≧900かつTS≧TLのときの限界線で
あり、破線ａはTL≦TS＜900℃のときの限界線で
ある。そして短辺温度TSが、TL≦TS＜900℃のと
きの本発明の実施例を△で、比較例を▲で示して
あり、TS≧900かつTS≧TLのときの本発明の実施
例を〇で比較例を●で示してあり、本発明の実施
例の△及び〇は内部割れはなかつたが、比較例の
▲及び●は内部割れが発生した。 （発明の効果） 以上の結果から明らかなように、本発明の構成
に従つて鋳片断面短辺の凝固殻温度、鋳片上、下
面温度差、鋳片の初期曲率半径Ｒの関係を満足せ
しめて鋳造を行なえば、内部割れを惹起せしめる
ことなく、また表面割れも生成しない。 この発明は、以上述べたように構成しかつ作用
せしめるようにしたから (1) 高速鋳造を可能ならしめることによつて生産
性を高め、 (2) 連続鋳造した鋳片を、直接、圧延工程で圧延
することが可能であるから、圧延のための材料
加熱エネルギを減少或は省略することができ、 (3) 連続鋳造機を低機高化してコンパクトにでき
るから設備、建家がコンパクトとなり設備費を
低減でき、 またメインテナンスのし易い設備とすること
ができ、 (4) 内部割れ等のトラブルが惹起しないから鋳造
操業が安定する 等々、顕著な効果を奏する。
第１図は初期曲率半径と総合歪εTとの関係を矯
正点数水準別に示す図、第２図は発明者等が見出
した鋳片の曲げ戻し矯正における矯正歪の集中現
象を示す模式図、第３図は鋳片断面短辺の凝固殻
の表面温度TSがTS≧900かつTS≧TLの領域にお
ける、鋳片上面温度TLと鋳片上、下面における
所要温度差との関係を示す図、第４図は鋳片断面
短辺の凝固殻の表面温度TSがTL≦TS＜900℃の温
度領域における、鋳片上面温度TLと鋳片上、下
面における所要温度差との関係を示す図、第５図
はこの発明の実施例の結果を示す図である。
正点数水準別に示す図、第２図は発明者等が見出
した鋳片の曲げ戻し矯正における矯正歪の集中現
象を示す模式図、第３図は鋳片断面短辺の凝固殻
の表面温度TSがTS≧900かつTS≧TLの領域にお
ける、鋳片上面温度TLと鋳片上、下面における
所要温度差との関係を示す図、第４図は鋳片断面
短辺の凝固殻の表面温度TSがTL≦TS＜900℃の温
度領域における、鋳片上面温度TLと鋳片上、下
面における所要温度差との関係を示す図、第５図
はこの発明の実施例の結果を示す図である。
Claims (1)
- 【特許請求の範囲】 １ 初期曲率半径６ｍ超、機高6.5ｍ超の連続鋳
造装置を用いて、未凝固相を有する湾曲鋳片を真
直に矯正する過程を有する、鋳造速度が1.5ｍ／
min以上である連続鋳造方法であつて、 湾曲鋳片を真直にすべく曲げ戻す（矯正する）
ときの、引張応力を生じる側の鋳片表面温度を
TL［℃］とし、同様に圧縮応力を生じる側の鋳片
表面温度をTF［℃］とし、 鋳片断面における短辺の表面温度をTS［℃］と
するとき、 連続鋳造装置における初期曲率半径をＲ［ｍ］
として、 −14.3R＋1043≧TL≧700 −14.3R＋1143≧TF≧（１＋ａ）TL−ｂ TS≧900かつTS≧TL ここで、 ａ＝−0.0125R＋0.205 ｂ＝−5.13R＋81.25 なる条件を満足する状態下で連続鋳造するように
したことを特徴とする鋼の連続鋳造方法。 ２ 初期曲率半径６ｍ超、機高6.5ｍ超の連続鋳
造装置を用いて、未凝固相を有する湾曲鋳片を真
直に矯正する過程を有する、鋳造速度が1.5ｍ／
min以上である連続鋳造方法であつて、 湾曲鋳片を真直にすべく曲げ戻す（矯正する）
ときの、引張応力を生じる側の鋳片表面温度を
TL［℃］とし、同様に圧縮応力を生じる側の鋳片
表面温度をTF［℃］とし、 鋳片断面における短辺の表面温度をTS［℃］と
するとき、 連続鋳造装置における初期曲率半径をＲ［ｍ］
として、 −14.3R＋1043≧TL≧700 −14.3R＋1143≧TF≧（１＋ａ）TL−ｂ 900＞TS≧TL ここで、 ａ＝−0.0188R＋0.438 ｂ＝−1.2R＋152 なる条件を満足する状態下で連続鋳造するように
したことを特徴とする鋼の連続鋳造方法。
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP18330483A JPS6076260A (ja) | 1983-09-30 | 1983-09-30 | 鋼の連続鋳造方法 |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP18330483A JPS6076260A (ja) | 1983-09-30 | 1983-09-30 | 鋼の連続鋳造方法 |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPS6076260A JPS6076260A (ja) | 1985-04-30 |
| JPS6352988B2 true JPS6352988B2 (ja) | 1988-10-20 |
Family
ID=16133331
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP18330483A Granted JPS6076260A (ja) | 1983-09-30 | 1983-09-30 | 鋼の連続鋳造方法 |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JPS6076260A (ja) |
Families Citing this family (1)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JP4919138B2 (ja) * | 2001-02-20 | 2012-04-18 | 新東工業株式会社 | 廃水の脱窒処理装置 |
Family Cites Families (3)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JPS5252126A (en) * | 1975-10-24 | 1977-04-26 | Nippon Kokan Kk | Method of continuous casting |
| JPS57187150A (en) * | 1981-05-12 | 1982-11-17 | Nippon Steel Corp | Secondary cooling installation for continuous casting |
| JPS58163559A (ja) * | 1982-03-23 | 1983-09-28 | Nippon Kokan Kk <Nkk> | 鋼の連続鋳造方法 |
-
1983
- 1983-09-30 JP JP18330483A patent/JPS6076260A/ja active Granted
Also Published As
| Publication number | Publication date |
|---|---|
| JPS6076260A (ja) | 1985-04-30 |
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