WO2023190018A1 - 鋼の連続鋳造方法 - Google Patents

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WO2023190018A1
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slab
section
continuous casting
steel
center
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則親 荒牧
脩平 入江
章敏 松井
広和 杉原
佑介 野島
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JFE Steel Corp
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    • B22D11/12—Accessories for subsequent treating or working cast stock in situ
    • B22D11/124—Accessories for subsequent treating or working cast stock in situ for cooling
    • B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
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    • B22D11/00—Continuous casting of metals, i.e. casting in indefinite lengths
    • B22D11/16—Controlling or regulating processes or operations
    • B22D11/22—Controlling or regulating processes or operations for cooling cast stock or mould

Definitions

  • the present invention relates to a continuous casting method for steel, and particularly proposes a continuous casting method for steel that is effective in reducing center segregation that occurs in slabs.
  • solute elements such as carbon, phosphorus, sulfur, and manganese are concentrated in the unsolidified liquid phase by redistribution during solidification, and as a result, micro-segregation occurs between dendrite trees. is known to be formed.
  • the continuously cast slab (hereinafter also simply referred to as "slab") that is solidifying is affected by solidification shrinkage, heat shrinkage, and the formation of solidified shells that occur between the rolls of the continuous casting machine. Due to bulging, etc., voids may be formed in the center of the thickness of the slab, or negative pressure may occur. Therefore, molten steel is drawn into the center of the thickness of the slab. However, since there is not a sufficient amount of molten steel in the unsolidified layer at the final stage of solidification, the molten steel between the dendrite trees, where the solute elements are concentrated, is attracted to the center of the thickness and solidifies there. .
  • the concentration of solute elements is much higher than the initial concentration of molten steel. This phenomenon is generally called “macro segregation” and is also called “central segregation” due to its location.
  • the center segregation of the slab significantly reduces the quality of steel materials, for example, the quality of line pipe materials for transportation of crude oil, natural gas, etc.
  • quality deterioration of steel materials is caused by, for example, hydrogen penetrating into the steel due to a corrosion reaction, which diffuses and accumulates around manganese sulfide (MnS) and niobium carbide (NbC) generated in the central segregation area, resulting in an increase in the internal pressure.
  • MnS manganese sulfide
  • NbC niobium carbide
  • This is caused by the occurrence of cracks caused by Moreover, since such a central segregation part is hardened by a high concentration of solute elements, the crack further propagates and expands to the periphery. This cracking is called hydrogen induced cracking (HIC). Therefore, reducing center segregation at the center of the thickness of a slab is extremely important in improving the quality of steel products.
  • HIC hydrogen induced cracking
  • Patent Document 1 and Patent Document 2 in a continuous casting machine, a slab at the final stage of solidification having an unsolidified layer is reduced by a slab support roll to an extent equivalent to the sum of the amount of solidification shrinkage and the amount of heat shrinkage.
  • a technique has been proposed in which the material is cast while being gradually reduced. This technique is called the light reduction method.
  • this light reduction method when the slab is pulled out using multiple pairs of slab support rolls lined up in the casting direction, the slab is gradually rolled down by a reduction amount commensurate with the sum of the amount of solidification shrinkage and the amount of heat shrinkage.
  • the formation of voids and negative pressure areas at the center of the slab is prevented.
  • the concentrated molten steel between the dendrite trees is prevented from being sucked from the dendrite trees to the center of the thickness of the slab, and the center segregation that occurs within the slab is prevented. It reduces it.
  • Patent Document 3 discloses that by setting the specific water amount at a specific position in the casting direction of the secondary cooling zone of a continuous casting machine to 0.5 L/kg-steel or more, the solidification structure is refined and the equiaxed crystallization is achieved. Techniques have been proposed to promote this and reduce center segregation.
  • Patent Document 4 proposes a technique for reducing center segregation by appropriately adjusting rolling conditions and cooling conditions to make the primary dendrite arm spacing at the center of slab thickness 1.6 mm or less. There is.
  • Patent Document 5 proposes a technique for heating the surface of slabs to increase the temperature as a method for controlling the temperature of slabs in a continuous casting machine. are doing.
  • the technique proposed in Patent Document 5 prevents surface cracking during straightening of the slab by heating the surface layer of the slab at an average rate of 30° C./min or more within the straightening zone of the continuous casting machine.
  • Patent Document 1 and Patent Document 2 state that center segregation can be reduced by adopting a light reduction method.
  • these techniques are not sufficient as methods for reducing center segregation to the level of quality required for steel pipes such as line pipes in recent years.
  • the secondary cooling conditions are adjusted to refine the solidified structure and reduce center segregation.
  • the level of segregation reduction required for steel pipes such as line pipe materials is increasing year by year, and it is still insufficient to reduce the degree of segregation to the level that will be required in the future.
  • the slab heating device of Patent Document 5 can be used as a local heating method, but it cannot control the temperature of the entire slab to be uniform. .
  • the present invention is a method developed in view of the above-mentioned problems faced by the conventional technology, and its purpose is to develop a new steel that can effectively reduce the center segregation that occurs in slabs.
  • the objective is to propose a continuous casting method.
  • the inventors conducted intensive studies to solve the above-mentioned problems faced by the conventional technology. As a result, they discovered that in the cooling process of slabs in continuous steel casting, if the slabs are cooled in specific sections with a preferred water flow density, center segregation within the slabs can be significantly reduced, and the present invention was developed. I ended up doing it.
  • the present invention has been made based on the above findings, and the gist and structure thereof are as follows.
  • the first section is defined as the range up to the end point where the average value of the solid phase percentage along the thickness direction in the solidified part is larger than the solid phase percentage at the starting point and 1.0 or less, within this first section
  • a continuous casting method for steel characterized in that the slab is cooled at a water density per slab surface area of 50 L/(m 2 ⁇ min) or more and 2000 L/(m 2 ⁇ min) or less. .
  • a second section is defined as a section located downstream of the first section in which the average value of the solid fraction in the width direction at the end point is 1.0 or less, Cooling the slab within the range of water flow density per surface area of 50 L/(m 2 ⁇ min) to 300 L/(m 2 ⁇ min);
  • the slab is cast while maintaining a nucleate boiling state where the surface temperature is 200°C or less, and the thickness of the slab at the final stage of solidification is The temperature gradient in the vicinity should be 1.7 to 3.5 K/mm
  • the first section and the second section are installed within an area limited to a horizontal segment or a vertical segment within the continuous casting machine; (4) applying a light reduction in the first section and the second section, and rolling down the long side surface of the slab at a reduction rate of 0.3 to 2.0 mm/min; (5) By increasing the roll opening degree of the plurality of pairs
  • FIG. 1 is a schematic diagram showing an example of a continuous casting machine that is effective for carrying out the continuous steel casting method according to the present invention. It is a figure explaining the final solidification position in the slab width direction.
  • FIG. 3 is a cross-sectional view of the slab cut along a plane perpendicular to the slab drawing direction.
  • 2 is a graph showing the relationship between the temperature gradient near the center of slab thickness and the number of segregated grains in Experiment 1.
  • 3 is a graph showing the relationship between the water flow density and the temperature gradient near the center of slab thickness in Experiment 2.
  • 3 is a graph showing the relationship between water volume density and temperature drop time in Experiment 3.
  • 3 is a graph showing the relationship between the average value of the solid fraction at the start of strong cooling and the temperature gradient near the center of slab thickness in Experiment 4. It is a graph showing the influence of reduction speed during strong cooling and light reduction on the degree of segregation.
  • FIG. 1 is a schematic diagram showing an example of a continuous casting machine that is effective for implementing the continuous steel casting method according to the present invention.
  • the continuous casting machine 11 illustrated in FIG. 1 is an example of a vertical bending type continuous casting machine.
  • a curved type or completely vertical type continuous casting machine can also be used instead of the vertical bending type.
  • the continuous casting machine 11 shown in FIG. 1 includes a mold 13, a tundish 14, a plurality of pairs of slab support rolls 16, a plurality of spray nozzles 17, and the like. As shown in this figure, the slab 18 is pulled out in the slab drawing direction D1.
  • the tundish 14 side along the slab drawing direction D1 will be referred to as the upstream side, and the side from which the slab 18 is pulled out will be referred to as the downstream side in the following description.
  • the tundish 14 is disposed above the mold 13 and is used to supply molten steel 12 to the mold 13.
  • Molten steel 12 supplied from a ladle (not shown) is stored in this tundish 14.
  • a sliding nozzle (not shown) for adjusting the flow rate of the molten steel 12 is installed at the bottom of the tundish 14, and an immersion nozzle 15 is installed at the bottom of this sliding nozzle.
  • the continuous casting mold 13 is installed below the tundish 14, and molten steel 12 is injected into the mold 13 from the tundish 14 through an immersion nozzle 15.
  • the injected molten steel 12 is cooled (primary cooling) in the mold 13, thereby forming the outer shell shape of the slab 18.
  • a plurality of pairs of slab support rolls 16 are arranged to support the slab 18 from both sides along the slab drawing direction D1.
  • the plurality of pairs of slab support rolls 16 are composed of a plurality of pairs of support rolls, for example, a pair of support rolls, a pair of guide rolls, and a pair of pinch rolls. Further, as shown in this figure, a plurality of pairs of slab support rolls 16 are assembled to form one segment 20.
  • the plurality of spray nozzles 17 are arranged between adjacent slab support rolls 16 along the slab drawing direction D1. These spray nozzles 17 are nozzles for secondary cooling of the slab 18 by spraying cooling water toward the slab 18 .
  • a nozzle such as a water spray nozzle (one-fluid spray nozzle) or an air mist spray nozzle (two-fluid spray nozzle) can be used.
  • the slab 18 is cooled by cooling water (secondary cooling water) sprayed from the plurality of spray nozzles 17 while being pulled out along the slab drawing direction D1.
  • cooling water secondary cooling water
  • FIG. 1 the unsolidified portion 18a of molten steel in the slab 18 is shown with diagonal lines.
  • FIG. 1 the solidification completion position where the unsolidified portion 18a is eliminated and solidification is completed is indicated by the reference numeral 18b.
  • the downstream part of this continuous casting machine 11 is a light rolling zone 19 that lightly rolls down the slab 18.
  • This light reduction band 19 is provided with a plurality of segments 20a and 20b each of which is constituted by a plurality of pairs of slab support rolls 16.
  • the plurality of slab support rolls 16 of this light reduction band 19 are arranged so that the roll interval in the thickness direction of the slab 18 of each roll pair gradually narrows toward the slab drawing direction D1. , the slab 18 passing through the light rolling zone 19 is lightly rolled down.
  • the reference numeral 22 in FIG. 1 indicates a lower correction position provided within the area of the light compression zone 19.
  • a plurality of transport rolls 21 for transporting the completely solidified slab 18 are provided downstream of the horizontal band area A1.
  • a slab cutting machine (not shown) that cuts the slab 18 into a predetermined length is disposed above the conveyance roll 21 .
  • the solid phase rate along the thickness direction in the final solidified part in the width direction has the lowest solid phase rate in the width direction of the slab. From the starting point where the average value of is within the range of 0.8 or less, particularly 0.1 or more and 0.8 or less, the section up to the end point in which the average value of the solid phase ratio is larger than the average value of the solid phase ratio at the starting point and within the range of 1.0 or less is defined as the first section.
  • a section following the first section is referred to as a second section, and this second section refers to a state where the surface temperature state (nucleate boiling state) cooled in the first section has a central solid fraction of 1.0. This is the interval that is complemented until .
  • the slab is cooled by water spray sprayed from a water spray nozzle in the first section, and at this time, the water density per slab surface area is set to 50 L/(m 2 ⁇ min) or more and 2000 L/(m 2 ⁇ min) or less.
  • the temperature gradient at the center of the thickness of the slab is greatly increased, the solidification structure at the center of the thickness of the slab is refined, and center segregation can be efficiently reduced.
  • the slab is cooled with cooling water, with the water density per slab surface area being within the range of 50 L/(m 2 ⁇ min) to 2000 L/(m 2 ⁇ min). This is called "strong cooling.”
  • FIG. 2 is a diagram in which the final solidified portion position in the width direction where the solid phase ratio is lowest in the width direction of the slab is defined as C1.
  • FIG. 2 shows a plan view of the slab 18 when the upper and lower surfaces of the slab 18 are supported by slab support rolls 16.
  • the direction “rear ⁇ front” corresponds to the slab drawing direction D1
  • the direction “right ⁇ left” corresponds to the width direction D2 of the slab 18.
  • the position C1 of the final solidified portion in the width direction where the solid fraction is lowest in the width direction of the slab is located along the slab drawing direction D1 at a position near the center of the slab 18 in the width direction.
  • FIG. 3 is a cross-sectional view of the slab 18 cut along a plane perpendicular to the slab drawing direction D1.
  • the direction “left ⁇ right” corresponds to the width direction D2 of the slab 18, and the direction “top ⁇ bottom” corresponds to the thickness direction D3 of the slab 18.
  • the position C2 in the thickness direction of the final solidified part in the width direction with the lowest solid phase ratio in the width direction of the slab is a position parallel to the thickness direction D3 at C1 in the cross section of the slab 18, and is shown in FIG. Indicated by a broken line.
  • the heat transfer coefficient for cooling from the slab surface by water spray is calculated using a regression equation
  • the physical property values for other steels are calculated using the physical property values corresponding to each temperature from the data book.
  • the heat transfer coefficient on the slab surface due to water spray is, for example, Publication 2 (Masashi Mitsuka, Tetsu to Hagane, Vol. 91, 2005, p. 685-693, Japan Iron and Steel Institute)
  • Publication 3 Toshio Teshima et al., Tetsu to Hagane, Vol. 74, 1988, p. 1282-1289, Japan Iron and Steel Institute
  • the solidus ratio at a certain position arbitrarily selected in the thickness direction of the slab cross section is calculated using the temperature at the arbitrarily selected position, the solidus temperature of molten steel, and the liquidus temperature of molten steel.
  • the temperature at the arbitrarily selected position was determined using the above-mentioned cross-sectional temperature distribution of the slab. Also, when the temperature at that location is below the solidus temperature of molten steel, the solidus fraction is 1.0, and when the temperature at that location is above the liquidus temperature of molten steel, the solidus fraction is 0. be. Furthermore, when the temperature at that position is higher than the solidus temperature of molten steel and lower than the liquidus temperature of molten steel, the solidus fraction is greater than 0 and smaller than 1.0. It is determined by the temperature at that location.
  • the water density per slab surface area is set to 50 L/(m 2 ⁇ min) or more and 2000 L/(m 2 ⁇ min) or less. within the range of In order to more efficiently obtain the effect of reducing segregation, the water density per slab surface area in this first section is more preferably 300 L/(m 2 ⁇ min) or more. Furthermore, according to the findings of the inventors, within this first section, when the water density per slab surface area is 2000L/(m 2 ⁇ min) and when it is 1000L/(m 2 ⁇ min), It was found that there were no significant differences in the temperature gradient at the final stage of solidification or the number of segregated grains. In addition, if the water density is reduced, the required amount of water can be reduced and the cost can be reduced, so it is desirable to set it to 1000 L/(m 2 ⁇ min) or less.
  • the effect of the present invention can be obtained if the slab is cooled with the water volume density that is compatible with the present invention. From the viewpoint of effectively obtaining the above effect, it is preferable that the difference in the solid fraction average value between the starting point and the ending point is 0.2 or more, and more preferably 0.4 or more.
  • the starting point of the first section is located either in a horizontal band in which the slab is conveyed horizontally within the continuous casting machine, or in a curved band located upstream of the horizontal band.
  • the first section is within a region A1 of a horizontal band that horizontally conveys slabs in a continuous casting machine. The reason for this is that strong cooling within the horizontal band region allows uniform cooling and suppresses the influence of thermal stress, making it more difficult for internal cracks to occur in the slab.
  • the starting point of the first section is a curved zone
  • the effects of the present invention can be obtained, but there is a possibility that problems such as temperature drop and correction becoming impossible or cracking due to surface stress may occur.
  • the starting point of the first section is located within the curved band, it is within the allowable range of the present invention.
  • the flow rate is set to a flow rate that can maintain the surface temperature of the slab at 200°C or less at a water density per slab surface area that is smaller than the water density per slab surface area in the first section.
  • the reason for this is that cooling with the same water density as in the first section would result in expensive equipment. However, by doing so, it is possible to suppress equipment investment costs and obtain the same effect as when strong cooling is performed only in the first section. Furthermore, it is possible to obtain the effect of suppressing rapid recuperation and preventing internal cracking of the slab due to recuperation.
  • the water density per slab surface area is set within the range of 50 L/(m 2 ⁇ min) or more and 300 L/(m 2 ⁇ min) or less.
  • the slab is cooled by spraying.
  • the surface temperature of the slab refers to the temperature at the center of the width of the outermost surface of the slab, out of the cross-sectional temperature distribution of the slab determined by the above-mentioned unsteady heat transfer solidification analysis. Although this calculated value is used for the surface temperature in the present invention, the surface temperature of the slab can also be actually measured. When actually measuring the surface temperature, the temperature of the outermost surface of the slab is measured as the surface temperature using, for example, a radiation thermometer or a thermocouple.
  • the roll opening degrees of the multiple pairs of slab support rolls were changed to a range that does not include the straightening point (starting after the upper straightening and ending before the lower straightening, and narrowing down the opening degree as much as possible by keeping the opening degree flat at the straightening point. (not) stepwise toward the downstream side, bulging the long sides of the slab with a total bulging amount of 2 to 20 mm, and then changing the roll opening of the multiple pairs of slab supporting rolls toward the downstream side in the casting direction. Further improvement in efficiency can be expected by reducing the amount in stages and lightly reducing the amount to a total amount that is less than the short side heat shrinkage.
  • medium-carbon aluminum killed steel was cast using the vertical bending type continuous casting machine shown in Figure 1.
  • the machine length of the continuous casting machine is 49 m
  • the thickness of the slab is 250 mm
  • the width of the slab is 2100 mm
  • air mist spray is used for secondary cooling except for the first and second sections, and the range of secondary cooling is The distance was from just below the mold to the exit of the continuous casting machine.
  • the chemical component concentration of medium carbon aluminum killed steel is 0.20% by mass of carbon (C), 0.25% by mass of silicon (Si), 1.1% by mass of manganese (Mn), and 0.0% by mass of phosphorus (P). 01% by mass and 0.002% by mass of sulfur (S) were used.
  • the temperature gradient near the thickness center at the completed solidification position of the slab and at the final stage of solidification is defined as follows.
  • the number of segregated grains, internal crack length, and roughness of the slab were measured as follows, and used to evaluate the degree of segregation, internal cracks, and roughness, respectively.
  • “zaku” refers to voids that remain in the closed spaces between dendrites during solidification and appear as voids in the slab due to volumetric contraction of molten steel with concentrated segregated components during solidification.
  • the average temperature of an area within a range of 1 mm in the thickness direction and 10 mm in the width direction from the center position of the slab was calculated in the cross section of the slab 1 m upstream in the slab drawing direction D1 from the solidification completion position.
  • the cross section of the slab 1 m upstream in the slab drawing direction D1 from the solidification completion position with a position 10 mm in the thickness direction from the center position of the slab, ⁇ 1 mm in the thickness direction and 10 mm in the width direction
  • the average temperature in the area within the range was calculated, and the difference between these two average temperatures was divided by 10 mm, which was taken as the temperature gradient (K/mm) near the center of the thickness of the slab at the final stage of solidification.
  • the slab perpendicular to the slab drawing direction D1 In the cross section of the slab perpendicular to the slab drawing direction D1, it has a width of 15 mm, includes a central segregation part in the center, and has a triple point on one side from the center of the width (solidified shells on the short side and long side have grown).
  • a slab sample with a length up to the point where the specimen met was taken.
  • the cross section of the collected slab sample perpendicular to the slab drawing direction D1 is polished, and the surface is corroded with a saturated aqueous solution of picric acid to reveal a segregation zone, and the slab thickness is ⁇ 7 from the center of the segregation zone.
  • the range of .5 mm was defined as the central segregation area.
  • the slab sample in the segregation zone near the center of the thickness (near the solidified part) into small pieces in the width direction of the slab was divided into pieces with an electron beam diameter of 100 ⁇ m using an Electron Probe Micro Analyzer (EPMA).
  • the manganese (Mn) concentration of the sample was analyzed over the entire surface. Then, the distribution of manganese (Mn) segregation degree was determined, and those in which regions with Mn segregation degree of 1.33 or more were connected were defined as one segregated grain.
  • the number of segregated grains was counted, and the number of segregated grains divided by the length of the sample in the width direction of the slab was defined as the number of segregated grains (pieces/mm).
  • the Mn segregation degree is the Mn concentration in the segregated portion divided by the Mn concentration at a position 10 mm away from the center of thickness.
  • the internal crack length (mm). If no internal cracks were confirmed, the internal crack length was set to 0.
  • the water density per slab surface area should be 2000 L/(m 2 ⁇ min).
  • it is preferably 1000 L/(m 2 ⁇ min) or less.
  • the lower limit is 50 L/(m 2 ⁇ min) or more, more preferably 300 L/(m 2 ⁇ min) or more.
  • the temperature drop time for the slab surface temperature to drop from 800°C to 300°C is 200 seconds. Therefore, it was found that the water density per slab surface area is preferably 50 L/(m 2 ⁇ min) or more. Furthermore, when the water density per slab surface area was greater than 2000 L/(m 2 ⁇ min), there was no significant change in the falling time.
  • the water density per slab surface area, particularly in the first section be 2000 L/(m 2 ⁇ min) or less.
  • the inventors also investigated the starting position of strong cooling that can effectively increase the temperature gradient at the center of the thickness of the slab.
  • the slab is cooled by changing the conditions of the average solid fraction along the thickness direction of the slab at the start of intense cooling, and the average solid fraction at the start of intense cooling is The relationship between this value and the temperature gradient near the center of thickness of the slab at the final stage of solidification was investigated.
  • the thickness of the slab was 250 mm
  • the water density per slab surface area during strong cooling was 300 L/(m 2 ⁇ min)
  • strong cooling was continued until the slab was completely solidified.
  • FIG. 7 shows a graph plotting the results of the relationship between the average solid fraction at the start of strong cooling and the temperature gradient near the center of thickness at the final stage of solidification of the slab.
  • Medium carbon aluminum killed steel was cast using a vertical bending type continuous casting machine shown in FIG.
  • the machine length of the continuous casting machine is 49 m
  • the thickness of the slab is 250 mm
  • the width of the slab is 2100 mm
  • air mist spray is used for secondary cooling except for the first and second sections, and the range of secondary cooling is The distance was from just below the mold to the exit of the continuous casting machine.
  • the chemical component concentration of medium carbon aluminum killed steel is 0.20% by mass of carbon (C), 0.25% by mass of silicon (Si), 1.1% by mass of manganese (Mn), and 0.0% by mass of phosphorus (P). 01% by mass and 0.002% by mass of sulfur (S) were used.
  • Example 1 the solid phase rate at the starting point in the "first section”, the solid phase rate at the end point, the water density per slab surface area (L/(m 2 ⁇ min)), the first section exit surface Temperature (°C), solid fraction at the start point in the “second section”, solid phase fraction at the end point, water density per slab surface area (L/(m 2 ⁇ min)), maximum surface temperature in the second section (°C) was investigated under the conditions shown in Table 1.
  • the degree of segregation is evaluated when the number of segregated grains is 1.3 particles/mm or less as good, marked with " ⁇ ", and more than 1.3 particles/mm and less than 3.5 particles/mm as acceptable. , and 3.5 pieces/mm or more were judged as unacceptable and evaluated as " ⁇ ".
  • the length of the internal crack is 1.0 mm or less, it is considered good and marked with " ⁇ ", if it is more than 1.0 mm but less than 10 mm, it is marked with " ⁇ ", and if it is 10 mm or more, it is marked as unacceptable, and marked with "x". It was evaluated by
  • No. 1 to 7 and No. All of Nos. 10 to 14 are examples in which operations were carried out within the range of conditions required for the operation in the first section that are compatible with the present invention. As a result, both the segregation degree and internal crack evaluation were good.
  • No. 1 shown as a comparative example No. 8 is an example in which the water volume density in the first section is off. 9 is an example in which the solid phase ratio at the starting point is off. No. 1 with low water density. In No. 8, the nucleate boiling state could not be maintained and the evaluation of the number of segregated grains and the evaluation of internal cracks were also poor.
  • Example 2 In this example, the conditions required for the second section treatment in the present invention (water density per slab surface area (L/(m 2 ⁇ min)) and the second section maximum surface temperature (°C) were investigated. In this example, the conditions required for the second section were studied based on the conditions required for the first section of [Example 1] above.The conditions and results are summarized in Table 2. Each evaluation was performed in the same manner as in [Example 1].As is clear from Table 2, Nos. 20 to 26 satisfied the conditions of the present invention, while Nos. 27 and 28 were evaluated in this second section. Therefore, although Nos. 27 and 28 satisfy the conditions of the present invention required in the first section, evaluation of segregation degree and internal Both crack evaluations were slightly inferior to Nos. 20 to 26.
  • Example 3 In this example, the temperature gradient (K/mm) at the center of the thickness of the slab at the end of solidification, the reduction rate (m/min) as a light reduction condition, and the total amount of bulging (mm) are determined in the first section and the second section described above.
  • the conditions required for this are studied on the assumption that the conditions are compatible with the present invention.
  • the conditions and results are summarized in Table 3.
  • Each evaluation was performed in the same manner as in [Example 1]. As is clear from Table 3, No. Nos. 30 to 37 are all cases that are suitable as invention examples, and the evaluations of segregation degree and internal cracking were generally good. However, No. Regarding Nos.
  • the present invention assumes that the water density per slab surface area in at least the first section is within a predetermined range, and the water density per slab surface area in the second section is adjusted as necessary. It was confirmed that continuous casting slabs can be effectively cooled by controlling the It has also been found that it is more desirable to consider the temperature gradient near the center of slab thickness at the final stage of solidification and the conditions of light reduction in the first and second sections.
  • Example 4 In this example, the cooling conditions required for the first section described above were set to a stronger cooling range, the cooling conditions required for the second section were set to 180 L/(m 2 ⁇ min), and the total amount of bulging was kept constant. The influence of rolling speed (m/min) was also investigated as a light rolling condition. The conditions and results are summarized in Table 4, and FIG. 8 shows the relationship between the reduction rate and the degree of segregation during light reduction. Each evaluation was performed in the same manner as in [Example 1]. In addition, for the evaluation of blemishes, those in which no blemishes were observed were evaluated as good ( ⁇ ), and those in which slight burrs were observed that did not affect the quality of the product were judged to be fair ( ⁇ ).
  • the unit of volume “L” herein is 10 ⁇ 3 m 3 .
  • “x to y” representing a range of numerical values represents a value greater than or equal to x and less than or equal to y, and includes boundary values.

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Abstract

鋳片内に発生する中心偏析を効果的に低減できる鋼の連続鋳造方法を提案する。連続鋳造機内の鋳片引抜き方向に沿って、鋳片幅方向の最終凝固部での厚み方向に沿った固相率の平均値が０．８以下である始点から、前記鋳片幅方向の最終凝固部での厚み方向に沿った固相率の平均値が前記始点での固相率よりも大きくかつ１．０以下である終点までの範囲を第１区間とするとき、この第１区間内における鋳片表面積当たりの水量密度を、５０～２０００Ｌ／（ｍ２×ｍｉｎ）以下の範囲内で、鋳片の冷却を行うことを特徴とする、鋼の連続鋳造方法。

Description

鋼の連続鋳造方法
　本発明は、鋼の連続鋳造方法に関し、特に鋳片内に発生する中心偏析の低減に有効な鋼の連続鋳造方法について提案する。
　一般に、鋼の凝固過程では、炭素や燐、硫黄、マンガンなどの溶質元素が、凝固時の再分配によって未凝固の液相側に濃化され、その結果として、デンドライト樹間には、ミクロ偏析が形成されることが知られている。
　また、連続鋳造機による鋼の鋳造時、凝固しつつある連続鋳造鋳片（以降、単に「鋳片」ともいう）は、凝固収縮や熱収縮、連続鋳造機のロール間で発生する凝固シェルのバルジングなどによって、鋳片の厚み中心部に空隙が形成されたり、負圧が生じたりすることがある。そのために該鋳片の厚み中心部には溶鋼が吸引されることとなる。しかし、凝固末期の未凝固層には十分な量の溶鋼が存在しないために、上述した溶質元素が濃縮したデンドライト樹間の溶鋼が厚み中心部に吸引されて移動し、そこで凝固するようになる。このようにして形成された鋳片厚み中心部の偏析スポットは、溶質元素の濃度が溶鋼の初期濃度に比べると格段に高い値となる。この現象は、一般に「マクロ偏析」と呼ばれており、その存在部位から「中心偏析」とも呼ばれる。
　鋳片の前記中心偏析は、鋼材の品質、たとえば原油や天然ガスなどの輸送用ラインパイプ材の品質を著しく低下させることになる。そうした鋼材の品質低下は、例えば、腐食反応により鋼内部に侵入した水素が、中心偏析部で生成したマンガン硫化物（ＭｎＳ）やニオブ炭化物（ＮｂＣ）などの周りに拡散して集積し、その内圧に起因した割れを発生させることによって引き起こされるものである。また、こうした中心偏析部は、高い濃度の溶質元素により硬質化しているので、上記割れはさらに周囲に伝播して拡張する。この割れが水素誘起割れ（ＨＩＣ：Ｈｙｄｒｏｇｅｎ　Ｉｎｄｕｃｅｄ　Ｃｒａｃｋｉｎｇ）と呼ばれているものである。したがって、鋳片の厚み中心部の中心偏析を低減させることは、鋼製品の品質向上を図る上で、極めて重要である。
　従来、連続鋳造工程から圧延工程に至るまでの間における、鋳片の中心偏析の低減や無害化の技術が多数提案されている。例えば、特許文献１及び特許文献２には、連続鋳造機内において、未凝固層を有する凝固末期の鋳片を、鋳片支持ロールによって凝固収縮量と熱収縮量との和に相当する程度の圧下量で徐々に圧下しながら鋳造する技術が提案されている。この技術は、軽圧下法と呼ばれているものである。こうした軽圧下法では、鋳造方向に並んだ複数対の鋳片支持ロールを用いて鋳片を引き抜く際に、凝固収縮量と熱収縮量との和に見合った圧下量で鋳片を徐々に圧下して未凝固層の体積を減少させることにより、鋳片中心部における空隙及び負圧部の形成を防止するようにしている。このような機構（軽圧下法）の採用により、デンドライト樹間の濃化溶鋼が、デンドライト樹間から鋳片の厚み中心部に吸引されることを防止し、鋳片内に発生する中心偏析を軽減するのである。
　また、厚み中心部のデンドライト組織の形態と中心偏析との間には、密接な関係があることが知られている。例えば、特許文献３には、連続鋳造機の二次冷却帯の鋳込み方向における特定位置の比水量を０．５Ｌ／ｋｇ-steel以上に設定することで、凝固組織の微細化及び等軸晶化を促進し、中心偏析を低減する技術が提案されている。さらに、特許文献４では、圧下条件及び冷却条件を適切に調整して、鋳片厚み中心部のデンドライト１次アーム間隔を１．６ｍｍ以下とすることで、中心偏析を低減する技術を提案している。
　一方、鋳片の表面割れを防止することを目的とする技術ではあるが、特許文献５では、連続鋳造機内での鋳片の温度制御の手法として、鋳片表面を加熱昇温する技術を提案している。この特許文献５に提案の技術では、連続鋳造機の矯正帯内で鋳片表層を平均３０℃／ｍｉｎ以上で昇温することにより、鋳片矯正時の表面割れを防止している。
特開平０８－１３２２０３号公報 特開平０８－１９２２５６号公報 特開平０８－２２４６５０号公報 特開２０１６－２８８２７号公報 特開２００８－１００２４９号公報
　特許文献１及び特許文献２に記載の発明では、軽圧下法を採用することにより中心偏析を低減できるとしている。しかしながら、これらの技術では、近年のラインパイプなどの鋼管に求められているような品質レベルになるまでその中心偏析を低減させる方法としては十分ではない。
　また、特許文献３及び特許文献４に記載の発明では、軽圧下法を採用することに加えて、二次冷却条件を調整することにより、凝固組織を微細化し中心偏析を低減させることとしている。しかしながら、ラインパイプ材などの鋼管に求められている偏析低減のレベルは年々高まっており、将来的に要求されるような偏析度のレベルにまで低減させるにはなお不十分である。また、さらなる偏析低減のためには、例えば、最適な軽圧下条件で鋼を連続鋳造することが考えられるが、特許文献３及び特許文献４の方法では、中心偏析を現状以上に低減させることは困難である。
　また、特許文献５の鋳片加熱装置は、連続鋳造機内での設置スペースが限られているので、局所加熱手法としては活用できるものの、鋳片全体を一様な温度にコントロールするには至らない。
　本発明は、従来技術が抱えている前述した問題点に鑑みて開発された方法であり、その目的とすることころは、鋳片内に発生する中心偏析を効果的に低減できる新たな鋼の連続鋳造方法を提案することにある。
　そこで、発明者らは、従来技術が抱えている上述した課題を解決すべく鋭意検討を行った。その結果、鋼の連続鋳造における鋳片の冷却工程において、その鋳片を、特定の区間について、好ましい水量密度で冷却すれば、鋳片内の中心偏析を大幅に低減できることを見出し本発明を開発するに至った。
　本発明は、上記知見に基づきなされたものであり、その要旨構成は以下のとおりである。
　連続鋳造機内の鋳片引抜き方向に沿って、鋳片幅方向の最終凝固部での厚み方向に沿った固相率の平均値が０．８以下である始点から、前記鋳片幅方向の最終凝固部での厚み方向に沿った固相率の平均値が前記始点での固相率よりも大きくかつ１．０以下である終点までの範囲を第１区間とするとき、この第１区間内における鋳片表面積当たりの水量密度を、５０Ｌ／（ｍ２×ｍｉｎ）以上２０００Ｌ／（ｍ２×ｍｉｎ）以下の範囲内で、鋳片の冷却を行うことを特徴とする、鋼の連続鋳造方法。
　上記本発明はまた、下記のような実施形態を採用することがより好ましい態様となる。
（１）前記終点での幅方向の固相率の平均値が１．０以下である、前記第１区間よりも下流に位置する区間を第２区間とするとき、この第２区間における、鋳片表面積当たりの水量密度を５０Ｌ／（ｍ２×ｍｉｎ）以上３００Ｌ／（ｍ２×ｍｉｎ）以下の範囲内にて鋳片の冷却を行うこと、
（２）少なくとも、前記第１区間の終了時点から第２区間通過の間においては、鋳片の表面温度が２００℃以下である核沸騰状態を維持しながら鋳造し、凝固末期における鋳片厚み中心付近の温度勾配を１．７～３．５Ｋ／ｍｍとすること、
（３）前記第１区間及び第２区間は、連続鋳造機内での水平方向セグメント、もしくは垂直方向セグメントに限定する領域内に設置すること、
（４）前記第１区間及び第２区間において、軽圧下を付与し、０．３～２．０ｍｍ／ｍｉｎの圧下速度で、鋳片長辺面を圧下すること、
（５）複数対の鋳片支持ロールのロール開度を鋳造方向下流側に向かって段階的に増加させることにより、鋳片長辺面を２～２０ｍｍのバルジング総量でバルジングさせ、その後、複数対の鋳片支持ロールのロール開度を鋳造方向下流側に向かって段階的に減少させて鋳片を軽圧下すること。
　上述した要旨構成からなる本発明に係る鋼の連続鋳造方法を採用することにより、連続鋳片の効果的な冷却を行うことができるようになり、連続鋳造鋳片内で発生することが予想される中心偏析や内部割れを低減させることができるようになる。
本発明に係る鋼の連続鋳造方法を実施するのに有効な連続鋳造機の一例を示す概略図である。 鋳片幅方向の最終凝固位置を説明する図である。 鋳片引抜き方向に垂直な面で切断した鋳片の横断面図である。 実験１における、鋳片厚み中心付近の温度勾配と偏析粒個数との関係を示すグラフである。 実験２における、水量密度と鋳片厚み中心付近の温度勾配との関係を示すグラフである。 実験３における、水量密度と温度降下時間との関係を示すグラフである。 実験４における、強冷却開始時での固相率平均値と鋳片厚み中心付近の温度勾配との関係を示すグラフである。 強冷却と軽圧下時の圧下速度が偏析度に与える影響を示すグラフである。
　以下、図面を参照しながら、本発明の好ましい実施形態について説明する。ただし、本発明の範囲は図示例に限定されるものではない。
　図１は、本発明に係る鋼の連続鋳造方法の実施に有効な連続鋳造機の一例を示す概略図である。図１に例示する連続鋳造機１１は、垂直曲げ型の連続鋳造機の例である。なお、本発明では、垂直曲げ型に代えて、湾曲型や完全垂直型の連続鋳造機を用いることもできる。
　図１に示す連続鋳造機１１は、鋳型１３、タンディッシュ１４、複数対の鋳片支持ロール１６、及び複数のスプレーノズル１７などを備えるものである。この図に示すとおり、鋳片１８は、鋳片引き抜き方向Ｄ１に引き抜かれる。また、この図においては、鋳片引き抜き方向Ｄ１に沿うタンディッシュ１４側を上流側とし、鋳片１８が引き抜かれていく先の側を下流側として以下説明する。
　タンディッシュ１４は、鋳型１３の上方に配設されており、溶鋼１２を鋳型１３に供給するためのものである。このタンディッシュ１４内には、取鍋（図示せず）から供給される溶鋼１２が貯留されている。そのために、タンディッシュ１４の底部には、溶鋼１２の流量を調整するためのスライディングノズル（図示せず）が設置されており、このスライディングノズルの下面には浸漬ノズル１５が設置されている。
　連続鋳造用鋳型１３は、タンディッシュ１４の下方に設置されており、この鋳型１３内にはタンディッシュ１４から溶鋼１２が浸漬ノズル１５を介して注入される。注入された溶鋼１２は、鋳型１３にて冷却（一次冷却）され、これによって、鋳片１８の外殻形状が形成される。
　図１に示すとおり、複数対の鋳片支持ロール１６が鋳片引抜き方向Ｄ１に沿って鋳片１８を両側から支持するように配設されている。この複数対からなる鋳片支持ロール１６は、例えば、サポートロール対、ガイドロール対及びピンチロール対からなる複数対の支持ロールで構成されている。また、この図に示すように、鋳片支持ロール１６は複数対が集まって１つのセグメント２０を形成している。
　複数のスプレーノズル１７は、鋳片引抜き方向Ｄ１に沿って隣り合う鋳片支持ロール１６の間に配設される。これらのスプレーノズル１７は、鋳片１８に向けて冷却水を噴射し、鋳片１８を二次冷却するためのノズルである。このスプレーノズル１７としては、水スプレーノズル（一流体スプレーノズル）やエアーミストスプレーノズル（二流体スプレーノズル）などのノズルを用いることができる。
　鋳片１８は、複数のスプレーノズル１７から噴霧される冷却水（二次冷却水）によって、鋳片引抜き方向Ｄ１に沿って引き抜かれながら冷却される。なお、図１には、鋳片１８内の溶鋼の未凝固部１８ａを斜線で示した。また、図１中には、未凝固部１８ａが無くなり凝固完了した凝固完了位置を、符号１８ｂを付して示した。
　この連続鋳造機１１の下流側の部分は、鋳片１８を軽圧下する軽圧下帯１９となっている。この軽圧下帯１９には、複数対の鋳片支持ロール１６で構成されるセグメント２０ａ，２０ｂが、複数設けられている。この軽圧下帯１９の複数の鋳片支持ロール１６は、各ロール対の鋳片１８の厚み方向のロール間隔が鋳片引抜き方向Ｄ１に向かって徐々に狭くなるように配置されており、これにより、軽圧下帯１９を通過する鋳片１８を軽圧下するのである。なお、図１中の符号２２は、軽圧下帯１９の領域内に設けられる下部矯正位置を示している。
　前述した連続鋳造機１１の下流側の部分にはまた、鋳片１８を水平方向に運ぶ水平帯の領域Ａ１となっている。なお、図１では、鋳片支持ロール１６で構成される各セグメントのうち、水平帯の領域Ａ１に存在するセグメントを符号２０a、水平帯の領域Ａ１よりも上流側にあるセグメントを符号２０ｂとして示している。
　前記の水平帯の領域Ａ１よりも下流側には、完全に凝固した鋳片１８を搬送するための複数の搬送ロール２１が設けられている。その搬送ロール２１の上方には、鋳片１８を所定の長さに切断する鋳片切断機（図示せず）が配設される。
　本発明においては、前記連続鋳造機１１の鋳片引抜き方向Ｄ１に沿った区間について、鋳片幅方向での固相率が一番低い幅方向最終凝固部での厚み方向に沿った固相率の平均値が０．８以下とくには０．１以上０．８以下の範囲内である始点から、前記鋳片幅方向で固相率の一番低い幅方向最終凝固部の厚み方向に沿った固相率の平均値が前記始点での固相率の平均値よりも大きく、かつ１．０以下の範囲内である終点までの区間を第１区間と定める。
　ここで、固相率とは、凝固の進行状況を表す指標であり、固相率は０～１．０の範囲で表され、固相率＝０（ゼロ）が未凝固を表しており、固相率＝１．０が完全凝固を表している。
　なお、本発明において、前記第１区間に続く区間を第２区間とし、この第２区間とは、第１区間にて冷却した表面温度状態（核沸騰状態）を中心固相率が１．０になるまで補完する区間である。
　本発明に係る鋼の連続鋳造方法では、前記第１区間内において、水スプレーノズルから噴射される水スプレーによって鋳片の冷却を行うが、このとき鋳片表面積当たりの水量密度を５０Ｌ／（ｍ２×ｍｉｎ）以上２０００Ｌ／（ｍ２×ｍｉｎ）以下の範囲内とする。このような冷却を行うことにより、鋳片厚み中心部の温度勾配が大幅に大きくなり、鋳片厚み中央部の凝固組織を微細化して、中心偏析を効率よく低減することができるのである。ここで、第１区間内において、鋳片表面積当たりの水量密度を５０Ｌ／（ｍ２×ｍｉｎ）以上２０００Ｌ／（ｍ２×ｍｉｎ）以下の範囲内として、冷却水によって鋳片を冷却することを「強冷却」と称す。
　以下、鋳片幅方向で固相率の一番低い幅方向最終凝固部の厚み方向について、図２及び図３を用いて説明する。
　図２は、鋳片幅方向で固相率の一番低い幅方向最終凝固部位置をＣ１としたときの図である。図２は、鋳片１８の上面及び下面を鋳片支持ロール１６によって支持した場合の、鋳片１８の平面図を示している。図２において、「後←→前」の方向は鋳片引抜き方向Ｄ１に対応しており、「右←→左」の方向は鋳片１８の幅方向Ｄ２に対応している。鋳片幅方向で固相率の一番低い幅方向最終凝固部の位置Ｃ１は、鋳片１８の幅方向の中央部寄りの位置において鋳片引抜き方向Ｄ１に沿った位置にある。
　図３は、鋳片引抜き方向Ｄ１に垂直な面で切断した鋳片１８の横断面図である。図３において、「左←→右」の方向は鋳片１８の幅方向Ｄ２に対応しており、「上←→下」の方向は鋳片１８の厚み方向Ｄ３に対応している。鋳片幅方向で固相率の一番低い幅方向最終凝固部の厚み方向の位置Ｃ２は、鋳片１８の横断面において、Ｃ１での厚み方向Ｄ３に平行な位置であり、図３中に破線で示した。
　以下の説明において、水スプレーによる鋳片表面からの冷却の熱伝達係数は回帰式を使用し、その他の鋼に関する物性値は、データブックから各温度に対応した物性値を使用し、データのない温度では、その温度を挟む前後の温度でのデータで比例計算を行った値を用いた。
　また、以下の説明において、水スプレーによる鋳片表面での熱伝達係数は、例えば、刊行物２（三塚正志、鉄と鋼、Ｖｏｌ．９１、２００５年、ｐ．６８５～６９３、日本鉄鋼協会）や、刊行物３（手嶋俊雄ら、鉄と鋼、Ｖｏｌ．７４、１９８８年、ｐ．１２８２～１２８９、日本鉄鋼協会）などに記載されている値を用いた。
　本発明においては、以上のような前提において、非定常伝熱凝固解析を実施することにより、鋳片の断面温度分布を得ることにした。
　さらに、鋳片断面の厚み方向で任意に選んだ或る位置の固相率については、任意に選んだ位置の温度と、溶鋼の固相線温度と、溶鋼の液相線温度とを用いて算出することができ、その任意に選んだ位置の温度については、上述した鋳片の断面温度分布を用いて特定した。また、その位置での温度が溶鋼の固相線温度以下のときに固相率は１．０であり、その位置での温度が溶鋼の液相線温度以上のときの固相率は０である。また、その位置での温度が、溶鋼の固相線温度より高く、かつ溶鋼の液相線温度よりも低いときは、固相率が０よりも大きく、かつ１．０よりも小さい値であって、その位置の温度によって決まる。
　そして、このようにして算出した鋳片厚み方向各位置の固相率から、厚み方向に沿った固相率の平均値を求めた。
　前述したように、本発明に係る鋼の連続鋳造方法において、前記第１区間内においては、鋳片表面積当たりの水量密度を５０Ｌ／（ｍ２×ｍｉｎ）以上２０００Ｌ／（ｍ２×ｍｉｎ）以下の範囲内とする。そして、偏析低減の効果をより効率的に得るために、この第１区間内における鋳片表面積当たりの前記水量密度を、より好ましくは３００Ｌ／（ｍ２×ｍｉｎ）以上とする。また、発明者らの知見によると、この第１区間内においては、鋳片表面積当たりの水量密度を２０００Ｌ／（ｍ２×ｍｉｎ）としたときと、１０００Ｌ／（ｍ２×ｍｉｎ）としたときとは、凝固末期の温度勾配、偏析粒個数ともにそれぞれ大きな差がないことが分かった。また、前記水量密度を小さくすれば、必要水量を減らすことでコストを低減できるので、１０００Ｌ／（ｍ２×ｍｉｎ）以下とすることが望ましい。
　なお、この第１区間の冷却について、鋳片を本発明に適合する前記水量密度で冷却すれば、本発明の効果を得ることができるが、当該水量密度で冷却する距離を長くして本発明の効果を有効に得るという観点からは、始点と終点との固相率平均値の差は０．２以上とすることが好ましく、０．４以上であることがより好ましい。
　次に、前記第１区間の始点は、連続鋳造機内で鋳片を水平方向に搬送する水平帯、または当該水平帯よりも上流側にある湾曲帯のいずれかにあることが好ましい。例えば、第１区間は、連続鋳造機内で鋳片を水平方向に搬送する水平帯の領域Ａ１内とすることが好ましい。その理由は、水平帯の領域内で強冷却すれば、均等に冷却して熱応力の影響を抑えることができるので、鋳片の内部割れを、より発生しにくくすることができるからである。
　一方、第１区間の始点を湾曲帯とした場合であっても、本発明の効果は得られるが、温度が低下して矯正不能になったり、表面応力により割れたりする不具合が発生する可能性があるものの、第１区間の始点を湾曲帯内の位置とする場合があっても本発明の許容範囲内である。
　次に、第２区間の冷却については、前記第１区間における鋳片表面積当たりの水量密度よりも小さい鋳片表面積当たりの水量密度で、鋳片の表面温度を２００℃以下に保持できる流量とする。その理由は第１区間と同等の水量密度にして冷却すると設備的に高価になる。しかし、このようにすることで設備投資費用を抑止でき、かつ第１区間のみで強冷却する場合と同等の効果を得ることができるからである。また、急激な復熱を抑止して復熱による鋳片の内部割れを防止するという効果を得ることもできる。
　また、上記効果を得るという観点からは、この第２区間では、鋳片表面積当たりの水量密度を５０Ｌ／（ｍ２×ｍｉｎ）以上、３００Ｌ／（ｍ２×ｍｉｎ）以下の範囲内として、水スプレーによって鋳片を冷却することが好ましい。
　鋳片の表面温度は、上述の非定常伝熱凝固解析によって求めた鋳片の断面温度分布のうち、鋳片の最表面の幅中央位置での温度のことをいう。なお、本発明での表面温度はこの計算値を用いているが、鋳片の表面温度は実測することもできる。表面温度を実測する場合は、例えば、放射温度計や熱電対を用いて鋳片の最表面の温度を表面温度として測定する。
　さらに中心偏析厳格材については、第１区間及び第２区間において、０．３～２．０ｍｍ／ｍｉｎの圧下速度で、鋳片長辺面を軽圧下することが好ましい。その理由は、凝固収縮による濃化溶鋼の吸い込みを抑制できるようになるからである。本発明において、強冷却と軽圧下を組み合わせることにより、さらに中心偏析を減少させることも可能である。
　また、複数対の鋳片支持ロールのロール開度を、矯正点を含まない範囲（上部矯正以降で開始して下部矯正前で終了するようにし、かつ矯正点では開度をフラットとして極力絞り込み変更しない）で下流側に向かって段階的に増加させ、鋳片長辺面を２～２０ｍｍのバルジング総量でバルジングさせ、その後、複数対の鋳片支持ロールのロール開度を鋳造方向下流側に向かって段階的に減少させて、短辺熱収縮より圧下しない総量まで軽圧下すれば、さらなる効率の向上が見込まれる。
　以下、中心偏析を減少させるための要件、すなわち、中心偏析を減少させるための実施条件について実験した。
　この実験においては、図１に示した垂直曲げ型の連続鋳造機を用い、中炭素アルミキルド鋼を鋳造した。連続鋳造機の機長は４９ｍ、鋳片の厚さは２５０ｍｍ、鋳片の幅は２１００ｍｍ、二次冷却は、第１区間及び第２区間を除き、エアーミストスプレーを用い、二次冷却の範囲は鋳型直下から連続鋳造機の出口までとした。中炭素アルミキルド鋼の化学成分濃度は、炭素（Ｃ）が０．２０質量％、ケイ素（Ｓｉ）が０．２５質量％、マンガン（Ｍｎ）が１．１質量％、リン（Ｐ）が０．０１質量％、硫黄（Ｓ）が０．００２質量％のものを用いた。
　また、この実験において、鋳片の凝固完了位置及び凝固末期における厚み中心付近の温度勾配は、以下のように定義する。また、鋳片の偏析粒個数、内部割れ長さ及びザクは、以下のように測定したものを用い、偏析度、内部割れ及びザクの評価にそれぞれ用いた。ここで、「ザク」とは、凝固中にデンドライト間の閉ざされた空間に残存し、偏析成分が濃化した溶鋼が凝固時に体積収縮することにより鋳片に空隙として現れたものをいう。
　＜凝固完了位置＞
　鋳片の凝固完了位置は、非定常伝熱凝固解析によって算出した。
　＜凝固末期における鋳片厚み中心付近の温度勾配＞
　凝固末期における鋳片の厚み中心付近の温度勾配は、上述した非定常伝熱凝固解析を用いて算出した。
　この解析において、凝固完了位置から鋳片引き抜き方向Ｄ１に１ｍ上流側の鋳片の断面において、鋳片の中心位置から厚み方向に１ｍｍかつ幅方向に１０ｍｍの範囲内の領域の平均温度を算出し、次に、凝固完了位置から鋳片引き抜き方向Ｄ１に１ｍ上流側の鋳片の断面において、鋳片の中心位置から厚み方向に１０ｍｍの位置を中心として、厚み方向に±１ｍｍかつ幅方向に１０ｍｍの範囲内の領域の平均温度を算出し、これら２つの平均温度の差を１０ｍｍで除したものを、凝固末期における鋳片厚み中心付近の温度勾配（Ｋ／ｍｍ）とした。
　＜偏析粒個数＞
　偏析粒個数は以下の方法で測定し、偏析の評価に用いた。
　鋳片引抜き方向Ｄ１に垂直な鋳片の断面において、幅が１５ｍｍで中心部に中心偏析部を含み、幅中央から片側の３重点（短辺側と長辺側との凝固殻が成長して出会った点）までの長さの鋳片試料を採取した。採取した鋳片試料の鋳片引抜き方向Ｄ１に垂直な断面を研磨し、例えば、ピクリン酸飽和水溶液などで表面を腐食させて偏析帯を現出させ、その偏析帯の中心から鋳片厚み±７．５ｍｍの範囲を中心偏析部とした。厚み中央付近の偏析帯（凝固完了部付近）の鋳片試料を、鋳片幅方向に小分割した後、電子プローブマイクロアナライザー（Ｅｌｅｃｔｒｏｎ　Ｐｒｏｂｅ　Ｍｉｃｒｏ　Ａｎａｌｙｚｅｒ：ＥＰＭＡ）を用いて電子ビーム径１００μｍで鋳片試料のマンガン（Ｍｎ）濃度を全面に亘って面分析した。そして、マンガン（Ｍｎ）偏析度の分布を求め、Ｍｎ偏析度が１．３３以上の領域が繋がっているものを１つの偏析粒とした。その偏析粒の数をカウントし、偏析粒の数をサンプルの鋳片幅方向の長さで除したものを偏析粒個数（個／ｍｍ）とした。ここで、Ｍｎ偏析度とは、偏析部のＭｎ濃度を、厚み中心部から１０ｍｍ離れた位置におけるＭｎ濃度で除したものである。
　＜鋳片の内部割れ長さ＞
　鋳片の内部割れ長さを以下の方法で測定し、内部割れの評価に用いた。
　鋳造後の鋳片において、鋳片引抜き方向Ｄ１に垂直な鋳片の断面を観察し、内部割れの鋳片厚み方向に沿った長さを測定した。この内部割れの長さのうち、観察断面内で最大の長さのものを内部割れ長さ（ｍｍ）とした。内部割れが確認できなかった場合は、内部割れ長さは０とした。
＜ザク判定＞
　完全凝固後の鋳片の鋳片引抜き方向Ｄ１に垂直な断面をフライス加工後、塩酸エッチングの後に、マクロプリントを採取し、目視の官能検査でザクを確認した。ザクが確認されなかったものを良好（○）とし、製品の品質に影響のない軽微なザクが確認されたものを可（△）と判定した。
　発明者らは、以下のような実験を行い、中心偏析を減らすための条件を検討した。
［実験１］
　この実験においては、鋳片の凝固末期における鋳片厚み中心付近の温度勾配と、偏析粒個数とを、上述した方法で算出または測定し、これらの関係を考察した。その結果をプロットしたグラフを図４に示した。図４に示す結果より、凝固末期における鋳片厚み中心付近の温度勾配（Ｋ／ｍｍ）を大きくすると、偏析粒個数が少なくなって、中心偏析を低減できる傾向のあることが分かった。凝固末期における鋳片厚み中心付近の温度勾配としては１．７～３．５、より好ましくは２．０～３．５である。中心偏析を低減できる理由は、温度勾配を大きくすることによって、鋳片厚み中心部の凝固組織を微細化することができたためであると考えられる。
［実験２］
　この実験においては、連続鋳造機を用いて鋳片を二次冷却する際に、水スプレーでの鋳片表面積当たりの水量密度の条件を変更して鋳片を製造し、当該水量密度と、鋳片の凝固末期における厚み中心付近の温度勾配との関係を調べた。そして、中心偏析を低減できる鋳片厚み中心部の温度勾配を実現するために最適な水量密度の範囲についても調べた。その結果をプロットしたグラフを図５に示した。
　この図５に示す結果より、鋳片表面積当たりの水量密度は５０Ｌ／（ｍ２×ｍｉｎ）以上で、鋳片厚み中心部の温度勾配が大幅に大きくなることが分かった。即ち、前記実験１の結果を踏まえれば、鋳片表面積当たりの水量密度を５０Ｌ／（ｍ２×ｍｉｎ）以上として冷却することによって、中心偏析を大幅に低減できることが分かる。また、鋳片表面積当たりの水量密度を１０００Ｌ／（ｍ２×ｍｉｎ）より大きくしても鋳片厚み中心部の温度勾配は大きくならかった。
　したがって、第１区間、第２区間で多少の違いはあるものの、効率的な鋳片厚み中心部の温度勾配増大のためには、鋳片表面積当たりの水量密度は２０００Ｌ／（ｍ２×ｍｉｎ）以下、好ましくは１０００Ｌ／（ｍ２×ｍｉｎ）以下にすることである。また、下限については５０Ｌ／（ｍ２×ｍｉｎ）以上、より好ましくは３００Ｌ／（ｍ２×ｍｉｎ）以上にすることである。
［実験３］
　この実験では、鋳片冷却の効果について検討した。発明者らの知見では、鋳片冷却の効果は、鋳片の表面温度が大きく影響を及ぼしていることが分かった。これは鋳片表面温度により冷却水の沸騰形態が変化するためであると考えられる。鋳片の表面温度が十分に降下していれば、表層での沸騰形態は核沸騰となり、安定的な冷却が実現できる。そこで、連続鋳造機を用いて鋳片を二次冷却する際に、水スプレーでの鋳片表面積当たりの水量密度の条件を変更して、鋳片の表面温度が８００℃から３００℃まで降下するまでに費やした時間（温度降下時間）を計算し、温度降下時間に及ぼす水量密度の影響を調査した。これらの結果をプロットしたグラフを図６に示す。
　この図６に示す結果より、鋳片表面積当たりの水量密度が５０Ｌ／（ｍ２×ｍｉｎ）付近で、鋳片の表面温度が８００℃から３００℃まで降下するまでの温度降下時間は、２００秒未満になるので、鋳片表面積当たりの水量密度は５０Ｌ／（ｍ２×ｍｉｎ）以上が好ましいことが分かった。また、鋳片表面積当たりの水量密度が２０００Ｌ／（ｍ２×ｍｉｎ）より大きい場合には降下時間に大きな変化はなかった。
　したがって、効率的な冷却の観点からは、特に第１区間についての鋳片表面積当たりの水量密度は２０００Ｌ／（ｍ２×ｍｉｎ）以下とすることが望ましいことが分かった。
［実験４］
次に、発明者らは、鋳片厚み中心部の温度勾配を効率的に大きくすることができる強冷却の開始位置についても調査した。連続鋳造機を用いて、強冷却開始時での、鋳片の厚み方向に沿った固相率の平均値の条件を変化させて鋳片を冷却し、強冷却開始時での固相率平均値と、鋳片の凝固末期における厚み中心付近の温度勾配との関係を調べた。鋳片の厚さは２５０ｍｍであり、強冷却での鋳片表面積当たりの水量密度は３００Ｌ／（ｍ２×ｍｉｎ）であり、強冷却は鋳片の完全凝固位置まで継続した。強冷却開始時での固相率平均値と、鋳片の凝固末期における厚み中心付近の温度勾配との関係について、その結果をプロットしたグラフを図７に示す。
　図７に示す結果より、強冷却開始時の固相率平均値が小さいほど、鋳片中心部の温度勾配は大きくなる傾向があることが分かった。ただし、強冷却開始時での固相率平均値が０．２６における温度勾配は、強冷却開始時での固相率平均値が０．４３における温度勾配と大きな変化はなく、固相率平均値が０．８で鋳片中心部の温度勾配は１．７以上であった。したがって、本発明の効果が十分に発揮され、かつ強冷却の設備をよりコンパクトにして設備投資や運転の効率を高めるには強冷却開始時での固相率の平均値は０．４以上であればよいことが分かった。また、強冷却開始時での固相率平均値が０．９よりも大きい場合には、温度勾配は大きくならなかった。
　以下、本発明の効果を検証するために行った実施例について説明する。
　図１に示した垂直曲げ型の連続鋳造機を用い、中炭素アルミキルド鋼を鋳造した。連続鋳造機の機長は４９ｍ、鋳片の厚さは２５０ｍｍ、鋳片の幅は２１００ｍｍ、二次冷却は、第１区間及び第２区間を除き、エアーミストスプレーを用い、二次冷却の範囲は鋳型直下から連続鋳造機の出口までとした。中炭素アルミキルド鋼の化学成分濃度は、炭素（Ｃ）が０．２０質量％、ケイ素（Ｓｉ）が０．２５質量％、マンガン（Ｍｎ）が１．１質量％、リン（Ｐ）が０．０１質量％、硫黄（Ｓ）が０．００２質量％のものを用いた。
［例１］
　この実施例においては、「第１区間」における始点での固相率、終点での固相率、鋳片表面積当たりの水量密度（Ｌ／（ｍ２×ｍｉｎ））、第１区間出側表面温度（℃）、および「第２区間」における始点での固相率、終点での固相率、鋳片表面積当たりの水量密度（Ｌ／（ｍ２×ｍｉｎ））、第２区間最高表面温度（℃）について、表１に示すような条件を与えて調べた。
　その結果について、凝固末期の温度勾配（Ｋ／ｍｍ）、軽圧下条件（圧下速度：０．３～２．０ｍ／ｍｉｎ）、バルジング総量（ｍｍ）を調べ、これらを表１にまとめて示した。それと共に、偏析度の評価として偏析粒個数（個／ｍｍ）を調べ、内部割れの評価として内部割れ長さ（ｍｍ）を調べ、これらを表１にまとめて示した。なお、これらの表では、本発明に適合する条件のものを発明例として示し、そうでない条件のものを比較例として示した。以下の表中で、偏析度の評価は、偏析粒個数が１．３個／ｍｍ以下を良好として、「◎」印とし、１．３個／ｍｍ超え３．５個／ｍｍ未満を可として、「○」印とし、３．５個／ｍｍ以上を不可として、「×」で評価した。内部割れの評価は、内部割れ長さが１．０ｍｍ以下を良好として、「◎」印とし、１．０ｍｍ超え１０ｍｍ未満を可として、「○」印とし、１０ｍｍ以上を不可として、「×」で評価した。
　Ｎｏ．１～７およびＮｏ　．１０～１４はいずれも、第１区間の操業で求められる条件のうち本発明に適合する範囲内で操業を実施した例である。その結果、偏析度の評価、内部割れの評価共に良好であった。一方で、比較例として示したＮｏ．８は、第１区間での水量密度が外れた例であり、Ｎｏ．９は始点での固相率が外れた例である。水量密度の低いＮｏ．８では、核沸騰状態も維持できておらず偏析粒個数の評価および内部割れの評価も劣った。また、固相率が外れたＮｏ．９では鋳片中心部の温度勾配は小さくなり偏析粒個数の評価が劣った。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000001
［例２］
　この実施例は、本発明における第２区間の処理として求められる条件（鋳片表面積当たりの水量密度（Ｌ／（ｍ２×ｍｉｎ））、第２区間最高表面温度（℃）について検討した。即ち、この例では、上記［例１］の第１区間に求められる条件を前提とした上で、第２区間で求められる条件について検討したものである。その条件および結果について表２にまとめた。各評価は［例１］と同様に行った。この表２から明らかなとおり、Ｎｏ．２０～２６については本発明条件を満足する一方、Ｎｏ．２７、２８については、この第２区間で求められている鋳片表面積当たりの水量密度が不足している。そのため、Ｎｏ．２７、２８は、第１区間で求められている本発明の条件は満足しているものの、偏析度の評価および内部割れの評価とも、Ｎｏ．２０～２６に比べるとやや劣るという結果になった。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000002
［例３］
　この実施例は、凝固末期の鋳片厚み中心部の温度勾配（Ｋ／ｍｍ）、軽圧下条件として圧下速度（ｍ／ｍｉｎ）、バルジング総量（ｍｍ）に関して、前述した第１区間、第２区間に求められる条件については本発明に適合することを前提とした例について検討したものである。その条件および結果について表３にまとめた。各評価は［例１］と同様に行った。この表３から明らかなとおり、Ｎｏ．３０～３７は、いずれも発明例として適合する場合であり、偏析度の評価、内部割れの評価とも概ね良好であった。しかし、Ｎｏ．３８、３９については第２区間の水量密度が不足するために凝固末期における鋳片厚み中心付近の温度勾配（Ｋ／ｍｍ）が小となり、また第２区間最高表面温度も高く（＞２００℃）なった。そのため、Ｎｏ．３８、３９は、Ｎｏ．３０～３７と同様の効果までは得られないことが分かった。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000003
　これらの実施例の結果から、本発明では少なくとも第１区間における鋳片表面積当たりの水量密度を所定の範囲内とすることを前提とし、必要に応じ第２区間における鋳片表面積当たりの水量密度をも制御することで、連続鋳造鋳片の効果的な冷却を行うことができることが確かめられた。そして、より望ましくは、凝固末期における鋳片厚み中心付近の温度勾配や前記第１、２区間における軽圧下の条件をも考慮することがより有効となることが判った。
［例４］
　この実施例は、前述した第１区間に求められる冷却条件をより強冷却の範囲とし、第２区間に求められる冷却条件を１８０Ｌ／（ｍ２×ｍｉｎ）とし、バルジング総量を一定とした。そして、軽圧下条件として圧下速度（ｍ／ｍｉｎ）の影響を検討したものである。その条件および結果について表４にまとめ、図８に軽圧下時の圧下速度と偏析度との関係を示した。各評価は［例１］と同様に行った。また、ザクの判定は、ザクが確認されなかったものを良好（○）とし、製品の品質に影響のない軽微なザクが確認されたものを可（△）と判定した。この表４から明らかなとおり、Ｎｏ．４１～４５、４８～５２は、いずれも発明例として適合する場合であり、偏析度の評価およびザク判定の評価とも概ね良好であった。しかし、Ｎｏ．４０および４７については、軽圧下条件として圧下速度が過小のため、偏析粒個数が、Ｎｏ．４１～４５、４８～５２より多くなり、軽微なザクが見られた。一方、Ｎｏ．４６および５３については、軽圧下条件として圧下速度が過大のため、偏析粒個数が、Ｎｏ．４１～４５、４８～５２より多くなった。なお、表４の条件で内部割れの発生はなかった。この結果から、図８に示すように、第１区間の冷却条件をより強冷却の範囲とし、軽圧下条件として圧下速度を０．３～２．０ｍ／ｍｉｎとすることで偏析度の評価、内部割れおよびザク判定の評価に優れた鋳片を製造できることが判った。
　この原因は以下のように考えられる。未凝固域で鋳片の超強冷を適用することにより温度勾配が上昇し、デンドライトの微細化が達成できる。中心偏析をさらに改善するためには、併せて軽圧下を組み合わせること好ましい。ところが、軽圧下が弱すぎる、つまり、圧下速度が過小であると凝固収縮に伴う流動が抑制できずに正偏析を発生させてしまう。加えて、凝固収縮により、ザクが生じるおそれがある。逆に、軽圧下が強すぎる、つまり、圧下速度が速すぎると圧下過多となり濃化溶鋼が逆流し、逆Ｖ偏析を発生させてしまい偏析は悪化してしまう。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000004
　本明細書中で体積の単位「Ｌ」は、１０－３ｍ３である。数値の範囲を表す「ｘ～ｙ」は、ｘ以上ｙ以下を表し、境界値を含む。
１１　　連続鋳造機
１２　　溶鋼
１３　　鋳型
１４　　タンディッシュ
１５　　浸漬ノズル
１６　　鋳片支持ロール
１７　　スプレーノズル
１８　　鋳片
１８ａ　鋳片内の未凝固部
１８ｂ　凝固完了位置
１９　　軽圧下帯
２０　　セグメント
２０ａ　セグメント
２０ｂ　セグメント
２１　　搬送ロール

Claims (6)

  1. 　連続鋳造機内の鋳片引抜き方向に沿って、鋳片幅方向の最終凝固部での厚み方向に沿った固相率の平均値が０．８以下である始点から、前記鋳片幅方向の最終凝固部での厚み方向に沿った固相率の平均値が前記始点での固相率よりも大きくかつ１．０以下である終点までの範囲を第１区間とするとき、この第１区間内における鋳片表面積当たりの水量密度を、５０～２０００Ｌ／（ｍ２×ｍｉｎ）の範囲内で、鋳片の冷却を行う、鋼の連続鋳造方法。
  2. 　前記終点での幅方向の固相率の平均値が１．０以下である、前記第１区間よりも下流に位置する区間を第２区間とするとき、この第２区間における、鋳片表面積当たりの水量密度を５０～３００Ｌ／（ｍ２×ｍｉｎ）の範囲内にて鋳片の冷却を行う、請求項１に記載の鋼の連続鋳造方法。
  3. 　少なくとも、前記第１区間の終了時点から第２区間通過の間においては、鋳片の表面温度が２００℃以下である核沸騰状態を維持しながら鋳造し、凝固末期における鋳片厚み中心付近の温度勾配を１．７～３．５Ｋ／ｍｍとする、請求項１または２に記載の鋼の連続鋳造方法。
  4. 　前記第１区間及び第２区間は、連続鋳造機内での水平方向セグメント、もしくは垂直方向セグメントに限定する領域内に設置する、請求項１～３にいずれか１に記載の鋼の連続鋳造方法。
  5. 　前記第１区間及び第２区間において、軽圧下を付与し、０．３～２．０ｍｍ／ｍｉｎの圧下速度で、鋳片長辺面を圧下する、請求項１～４のいずれか１に記載の鋼の連続鋳造方法。
  6. 　複数対の鋳片支持ロールのロール開度を鋳造方向下流側に向かって段階的に増加させることにより、鋳片長辺面を２～２０ｍｍのバルジング総量でバルジングさせ、その後、複数対の鋳片支持ロールのロール開度を鋳造方向下流側に向かって段階的に減少させて鋳片を軽圧下する、請求項１～５のいずれか１に記載の鋼の連続鋳造方法。
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