JP2016087613A

JP2016087613A - 連続鋳造用鋳型

Info

Publication number: JP2016087613A
Application number: JP2014221331A
Authority: JP
Inventors: 中嶋　宏; Hiroshi Nakajima; 宏中嶋; 末田　茂樹; Shigeki Sueda; 茂樹末田; 憲治西田; Kenji Nishida; 大谷　正樹; Masaki Otani; 正樹大谷
Original assignee: Mhisteel Machinery Eng & Service Co Ltd; Mhisteel Machinery Engineering & Service Co Ltd
Current assignee: Mhisteel Machinery Eng & Service Co Ltd; Mhisteel Machinery Engineering & Service Co Ltd
Priority date: 2014-10-30
Filing date: 2014-10-30
Publication date: 2016-05-23

Abstract

【課題】鋳片のコーナー部の温度低下を抑制できる連続鋳造用の鋳型を提供する。【解決手段】溶湯１０１が注がれる中空のキャビティ３が内部に形成され、キャビティ３に臨む内壁面２ａと、内壁面２ａと対向する外壁面２ｂとを、備え、連続鋳造により角ビレットを得るための鋳型１であって、内壁面２ａにおいて互いに対向する直辺部Ｓの間隔をＡとし、隣接する直辺部Ｓを繋ぐコーナー部Ｃの内壁面２ａにおける曲率半径をＲとすると、Ｒ／Ａが０．１５〜０．３を満たすことを特徴とする。【選択図】図１

Description

本発明は、溶湯から連続して鋳片を製造する連続鋳造設備に用いられる鋳型に関する。

鉄鋼生産ラインにおいて、生産性や材質の均一性などを向上させるため、溶湯から連続して鋳造する連続鋳造設備が用いられている。
連続鋳造設備の中心的な要素をなす鋳型は、図７に示すように、溶融炉で溶融された溶湯１０１は、外壁面を水冷ジャケットにより冷却されている鋳型（チューブモールド）２１内へ流入口２１ａから流し込まれ、表面側が凝固した凝固シェル１０２をなした鋳片１０３として取出口２１ｂから引抜ローラにより引き抜かれる。

この鋳型について、特許文献１、特許文献２に開示される技術が知られている。
引抜ローラにより鋳片１０３が引き抜かれる際に、凝固シェル１０２が、冷却、凝固により収縮しているため、鋳型２１の内壁面２１ｃと鋳片１０３の表面との間にエアギャップ３１が発生する。エアギャップ３１が発生すると、鋳片１０３に対する鋳型２１の冷却能力が著しく低下し、鋳片１０３は、不均一に冷却され、引き抜きの際に変形不良を発生してしまう。特許文献１は、このことに鑑みて、内壁面が溶湯のパスライン下流側ほど漸減する所定のテーパ率となる鋳型を提案している。
また、特許文献２は、鋳片コーナー部の表面縦割れを防止できる角ビレットの連続鋳造用の鋳型として、外壁面コーナー部を四分円半径の曲線とし、内壁面コーナー部を直線状に面取りすることを提案している。

特許第３２３３７４５号公報特開平９−２７１９０２号公報

ところが、従来の鋳型を用いて連続鋳造を行うと、鋳片のコーナー部の温度が著しく低下し、コーナー部に割れが生じやすい問題があった。また、鋳造後に圧延工程を経て棒鋼、形鋼などに加工されるが、コーナー部の温度が一旦低下すると、圧延工程に先立って、当該部分を含めて必要な温度まで加熱する必要がある。
本発明は、このような課題に基づいてなされたもので、鋳片のコーナー部の温度低下を抑制できる連続鋳造用の鋳型を提供することを目的とする。

かかる目的のもとなされた、本発明の連続鋳造用鋳型は、溶湯が注がれる中空のキャビティが内部に形成され、キャビティに臨む内壁面と、内壁面と対向する外壁面とを、備え、連続鋳造により角ビレットを得るための鋳型であって、内壁面において互いに対向する直辺部の間隔をＡとし、隣接する辺直部を繋ぐコーナー部の内壁面における曲率半径をＲとすると、Ｒ／Ａが０．１５〜０．３を満たす、ことを特徴とする。

本発明の連続鋳造用鋳型は、炭素鋼からなる角ビレットを得るのに用いるのに適している。
また、本発明の連続鋳造用鋳型は、互いに対向する直辺部の間隔Ａが、１００〜２００ｍｍの範囲の角ビレットの鋳造に適している。
さらに連続鋳造用鋳型において、内壁面が溶湯のパスライン下流側ほど漸減するテーパ率となるように、ｙ＝ｋ₂ｘ²＋ｃ₂ｘ…式（１）を満たす曲面をなしていることが好ましい。
ただし、ｘは当該鋳型の取出口の周縁端部を原点とした場合の長手方向の座標位置、ｙは前記取出口の周縁端部を原点とした場合の前記取出口の開口面に沿う方向の座標位置、ｋ_２，ｃ_２は定数である。

本発明によれば、Ｒ／Ａを０．１５〜０．３を満たすことにより、鋳片のコーナー部の温度低下を抑制することができる。そのために、鋳片のコーナー部に割れが生ずるのを抑制できるとともに、鋳造後に行われる圧延に供するために、コーナー部を含めて加熱を行うことなく、圧延機に直接搬送することができる。

本実施の形態における連続鋳造用鋳型を示し、（ａ）は部分断面側面図、（ｂ）は横断面図、（ｃ）は式（１）のパラメータを説明する図である。連続鋳造に供されている本実施の形態の鋳型を示し、（ａ）は部分断面側面図、（ｂ）は横断面図であり、（ｃ）は第１実施例の結果を示している。第１実施例の結果が得られる理由を説明するのに参照する図である。第２実施例に用いた鋳型の部分横断面を示し、（ａ）は本実施形態、（ｂ）は比較例１、（ｃ）は比較例２を示している。第２実施例の結果を示す図である。本発明が適用される範囲をＦｅ−Ｃ系平衡状態図に表す図である。チューブモールドを用いる連続鋳造を示す図である。

以下、添付図面に示す実施の形態に基づいてこの発明を詳細に説明する。
本実施の形態における鋳型（チューブモールド）１は、角ビレットを連続鋳造により得るためのものであり、図１に示すように、チューブモールド２と、チューブモールド２の内部に設けられ、鋳造時に溶湯１０１が注がれる中空のキャビティ３と、を備えている。チューブモールド２は、キャビティ３を区画する内壁面２ａと、内壁面２ａと対向する外壁面２ｂとを備えている。チューブモールド２の外壁面２ｂには、図示しない水冷ジャケットが設けられている。キャビティ３は、上端には溶湯１０１が流し込まれる流入口２ｃが設けられ、下端には流し込まれた溶湯１０１が冷却されながら引き抜かれる取出口２ｄが設けられる。
チューブモールド２は、通常、熱伝導性を考慮して、銅又は銅合金から構成される。

チューブモールド２は、縦断面において、内壁面２ａが、溶湯１０１のパスラインの下流側（図１の下）ほど開口面積が小さくなるように、テーパ形状をなしている。
また、チューブモールド２は、４つの等しい長さの直辺部Ｓと、隣接する直辺部Ｓ，Ｓを繋ぐコーナー部Ｃとを備え、横断面の外形が正方形をなしており、四つのコーナー部Ｃはアール形状とされている。なお、図１（ｂ）に示すように、対向する直辺部Ｓの内壁面２ａ，２ａの間隔をＡ（以下、モールドサイズＡということがある）とし、当該コーナー部の曲率半径をＲとする。

鋳型１は、主に１００ｍｍ角から２００ｍｍ角の寸法を有する角ビレットを製造するものであり、そのために、チューブモールド２のモールドサイズＡは、この各ビレットの寸法に適合するように設定される。
チューブモールド２の軸方向の長さＬは、モールドサイズＡ、鋳造速度などに応じて適宜設定されるが、例えば、５００〜１０００ｍｍの範囲から選択される。
また、チューブモールド２は、横断面及び縦断面において、肉厚が一定に形成されている。

鋳型１を用いて連続鋳造する際には、チューブモールド２の下端部（取出口２ｄ）を封止した状態で、図２（ａ）に示すように、溶湯１０１をキャビティ３に流し込む。所定量の溶湯１０１がキャビティ３に溜まり、かつ、内壁面２ａに接する溶湯１０１が冷却されて凝固シェル１０２が形成されると、下端部の封止を解除して、凝固シェル１０２で周囲が覆われた鋳片１０３を、取出口２ｄを介して引き抜く。
通常、溶湯１０１は凝固して収縮するので、鋳片１０３の凝固シェル１０２とチューブモールド２の内壁面２ａとの間にはエアギャップＧが形成される。

以上のようにして鋳型１を用いて鋳造する際に、チューブモールド２のコーナー部Ｃにおいて、溶湯１０１は、コーナー部Ｃに連なる両側の直辺部Ｓから冷却されるために、直辺部Ｓに比べて凝固が速く進み、当該部分の凝固シェル１０２（鋳片）の温度が著しく低下する。そのために、鋳片のコーナー部Ｃには割れが生じやすい。また、鋳造後に行われる圧延に供するために、温度が低下したコーナー部Ｃが他の部分と同程度の温度にするために加熱する必要がある。

［第１実施例］
本実施形態の鋳型１は、チューブモールド２の内壁面２ａにおけるコーナー部Ｃの曲率半径Ｒを所定の範囲に設定することにより、コーナー部Ｃの温度低下を抑制することを提案する。具体的には、鋳型１は、Ｒ／Ａを０．１５〜０．３の範囲を満たすことにより、コーナー部Ｃと直辺部Ｓにおける鋳片の抜熱量の差が抑えられ、コーナー部Ｃが直辺部Ｓに比べて著しく温度低下するのを抑制することができる。なお、チューブモールド２の長さＬの全域において、Ｒ／Ａが０．１５〜０．３を満たすことを前提とする。
図２（ｃ）に、Ｒ／Ａと温度差△Ｔの関係を、シミュレーションにより評価した結果を示す。なお、温度差△Ｔは、取出口２ｄにおいて、図２（ｂ）に示す、コーナー部Ｃの中央の表面温度Ｔｃと、直辺部Ｓの中央の表面温度Ｔｓの差である。また、シミュレーションを行ったのと同じ仕様の鋳型１を用いて連続鋳造を行って、コーナー部Ｃを観察する実機評価を行った。

鋳型１の仕様は以下の通りであり、モールドサイズを一定として、コーナー部Ｃの曲率半径Ｒを変えることにより、Ｒ／Ａを変えた。
モールドサイズ（Ａ×Ａ）：１４３×１４３ｍｍ
コーナー半径（Ｒ）：３０ｍｍ
モールド長さ（Ｌ）：８００ｍｍ（湯面１０１ａから取出口２ｄまでの距離は７００ｍｍ）
鋳造速度：２．９ｍ/分
鋼種：炭素鋼（ＪＩＳＳＤ３４５）

図２（ｃ）に示すように、Ｒ／Ａにより温度差△Ｔが異なり、本実施形態が推奨するＲ／Ａ＝０．１５〜０．３の範囲で、温度差△Ｔが小さくなるという結果が得られた。一方で、図２（ｃ）に示すように、実機評価によれば、Ｒ／Ａが０．１５より小さいと、割れが観察された。

以上のように、Ｒ／Ａ＝０．１５〜０．３の範囲で温度差△Ｔが小さくなるという結果が得られる理由は明らかではないが、本発明者らは以下のように推測している。
はじめに、コーナー部Ｃの曲率半径Ｒが小さい場合は、図３（ａ）に示すように、チューブモールド２の直辺部Ｓに接する鋳片の表面が長く、その部分の熱収縮に伴うエアギャップＧの量がコーナー部Ｃに集中する。そのために、コーナー部Ｃにおける抜熱能力が低下し、直辺部Ｓの中央とコーナー部Ｃの温度差（△Ｔ）が大きくなる。なお、矢印が収縮の向きを示しており、図３（ｂ）も同様である。
つぎに、コーナー部Ｃの曲率半径Ｒが大きい場合は、図３（ｂ）に示すように、鋳片が円形に近くなるために、鋳片が収縮すると、鋳片の中心部に向って収縮する量が大きく、エアギャップＧの量が大きくなって、温度差（△Ｔ）が大きくなる。
以上より、Ｒ／Ａの好ましい下限値は０．１７５であり、さらに好ましい下限値は０．２である。また、Ｒ／Ａの好ましい上限値は０．２７５であり、さらに好ましい上限値は０．２５である。

［第２実施例］
次に、湯面１０１ａから取出口２ｄの方向に向う方向の鋳片１０２の温度分布をシミュレーションにより評価した。評価に用いたチューブモールド２の仕様は以下の通りであり、比較例１は本実施形態に対して、コーナー部Ｃの曲率半径Ｒを小さくしたもの、比較例２は比較例１のコーナー部Ｃの内壁面の側を面取りしたものである。また、湯面１０１ａから取出口２ｄまでの距離、鋳造速度及び鋳造に供した鋼種は、第１実施例と同じである。なお、温度分布は、横断面の中央部おける湯面（メニスカス）１０１ａから距離が７００ｍｍ（取出口２ｄ）の位置までと、コーナー部Ｃの中央（図４（ａ），（ｂ）のＴｃの位置）又は面取りの中央（図４（ｃ）のＴｃの位置）における湯面１０１ａから距離７００ｍｍの位置までの、二つの異なる部位について求めた。

［チューブモールド仕様］
本実施形態：Ｒ／Ａ＝０．２１（図４（ａ））
モールドサイズ（Ａ×Ａ）：１４３×１４３ｍｍ
コーナー半径（Ｒ）：３０ｍｍ
比較例１：Ｒ／Ａ＝０．０７（図４（ｂ））
モールドサイズ（Ａ×Ａ）：１４３×１４３ｍｍ
コーナー半径（Ｒ）：４ｍｍ
比較例２：Ｒ／Ａ＝０．０７（図４（ｃ））
モールドサイズ（Ａ×Ａ）：１４３×１４３ｍｍ
コーナー半径（Ｒ）：４ｍｍ
面取り：２０ｍｍ

結果を図５に示すが、本実施形態及び比較例１，２ともに、中央部は湯面１０１ａから距離７００ｍｍまでわたって、溶湯温度が１０００℃程度で同じである。しかし、同じ高さ方向の位置において、コーナー部Ｃと中央部の温度差は、以下の通りであり、本実施形態にかかるチューブモールド２を用いたときの温度差が最も小さいことが判る。
本実施形態：１２０℃
比較例１：５００℃
比較例２：２００℃

以上説明したように、本実施形態によると、コーナー部Ｃの温度低下を抑制することができる。したがって、そのために、鋳片のコーナー部Ｃには割れが生ずるのを抑制できる。また、鋳造後に行われる圧延に供するために、コーナー部Ｃを含めた加熱を行うことなく、圧延機に直接搬送することができる。

以上、本発明を実施形態に基づいて説明したが、本発明の主旨を逸脱しない限り、上記実施の形態で挙げた構成を取捨選択したり、他の構成に適宜変更したりすることが可能である。
例えば、チューブモールド２は、Ｒ／Ａ＝０．１５〜０．３の条件を備えていれば、基本的には他の制約はないが、本実施形態の効果をより顕著に得るためには、チューブモールド２の内壁面２ａが溶湯１０１のパスライン下流側ほど漸減するテーパ率となるように、ｙ＝ｋ₂ｘ²＋ｃ₂ｘ…式（１）を満たす曲面をなしていることが好ましい。これにより、鋳型１内の溶湯１０１の界面位置を製造条件に対応して調節することにより、常に最適なテーパ率で鋳片が製造され、チューブモールド２の内壁面２ａと鋳片とのエアギャップが、常に最小となり、鋳片に対する冷却能率が大幅に向上し、不均一冷却による鋳片の変形が防止されると共に、鋳片の引抜抵抗が小さくなり、引き抜きが容易になる。
ｙ＝ｋ_２・ｘ^２＋ｃ_２・ｘ … （１）
但し、式（１）において、図１（ｃ）に示すように、ｘは取出口２ｄの周縁端部を原点とした場合の長手方向の座標位置、ｙは取出口２ｄの周縁端部を原点とした場合の取出口２ｄの開口面に沿う方向の座標位置、ｋ_２，ｃ_２は定数である。

また、以上説明した第１実施例、第２実施例は、特定の鋼種（ＪＩＳＳＤ３４５）であるが、本発明は他の鋼種に適用することができる。
本発明が対象としている鉄鋼材料において、機械的性質に最も影響する合金元素は炭素（Ｃ）である。ここで、本発明に関係のある凝固シェルの温度は平均１０００℃である。本発明が対象とする鉄鋼材料の炭素量は０．４質量％以下が主体であり、これら鋼種の１０００℃における組織はオーステナイトが主体である点で一致している。したがって、他鋼種、特に炭素量が０．４質量％以下の炭素鋼に展開できる。この範囲をＦｅ−Ｃ系平衡状態図に表すと、図６に示す通である。

次に、以上説明した第１実施例、第２実施例は、特定のモールド長さＬについて行われたものであるが、本発明は実施例とは異なるモールド長さＬを採用するチューブモールド２に適用することができる。
連続鋳造機においては、取出口２ｄにおける固体部分（凝固シェル）の厚さは１０ｍｍ程度である。これは溶鋼の静圧に対して安定な形状を保持するために必要な厚さとされている。鋳造速度を遅くすれば凝固シェルは厚くなるが、生産性が低下するため、その様な事態は避けられている。そのため、モールド長さＬ及び鋳造速度は変化しても、凝固シェル厚さは同じになる様に運転されるため、生成されるエアギャップ量は同じになる。したがって、モールド長さＬの長短及び鋳造速度の遅速に関わらずに、本発明の効果が得られる。
また、モールドサイズＡについて言及すると、モールドサイズＡが大きくなると、溶湯からチューブモールド２に供給される熱量が増加するため、鋳造速度はそれに応じて低下する傾向にある。しかし、本発明が主に対象とする１００〜２００ｍｍ、特に１２０〜１５０ｍｍの範囲のモールドサイズＡでは、当該熱量及びこれに伴う鋳造速度は、第１実施例に対して大きな変化はないと解される。
また、以上の説明では、四つの直辺部ＳのモールドサイズＡが等しい、いわば正方形型の鋳型について説明したが、矩形型の鋳型についても成立する。矩形型の鋳型の場合には、短辺の側のモールドサイズをＡ_１、長辺の側のモールドサイズをＡ_２とすると、等価辺長＝２Ａ_１・Ａ_２／（Ａ_１＋Ａ_２）とし、Ｒ／Ｅが０．１５〜０．３の範囲にある。

１鋳型
２チューブモールド
２ａ内壁面
２ｂ外壁面
２ｃ流入口
２ｄ取出口
３キャビティ
２１鋳型
２１ａ流入口
２１ｂ取出口
２１ｃ内壁面
１０１溶湯
１０１ａ湯面
１０２鋳片
１０３凝固シェル
Ａモールドサイズ
Ｃコーナー部
Ｒ曲率半径
Ｓ直辺部
Ｔｃ表面温度
Ｔｓ表面温度

Claims

溶湯が注がれる中空のキャビティが内部に形成され、
前記キャビティに臨む内壁面と、前記内壁面と対向する外壁面とを、備え、連続鋳造により角ビレットを得るための鋳型であって、
前記内壁面において互いに対向する直辺部の間隔をＡとし、
隣接する前記直辺部を繋ぐコーナー部の前記内壁面における曲率半径をＲとすると、
Ｒ／Ａが０．１５〜０．３を満たす、
ことを特徴とする連続鋳造用鋳型。
炭素鋼からなる前記角ビレットを得るのに用いられる、
請求項１に記載の連続鋳造用鋳型。
前記Ａは、１００〜２００ｍｍの範囲にある、
請求項１又は請求項２に記載の連続鋳造用鋳型。
前記内壁面が前記溶湯のパスライン下流側ほど漸減するテーパ率となるように、
ｙ＝ｋ₂ｘ²＋ｃ₂ｘ…式（１）を満たす曲面をなしている、
請求項１〜請求項３のいずれか一項に記載の連続鋳造用鋳型。
ただし、式（１）において、ｘは当該鋳型の取出口の周縁端部を原点とした場合の長手方向の座標位置、ｙは前記取出口の周縁端部を原点とした場合の前記取出口の開口面に沿う方向の座標位置、ｋ_２，ｃ_２は定数である。