JP3526705B2 - Continuous casting method for high carbon steel - Google Patents

Description

【発明の詳細な説明】Detailed Description of the Invention

【０００１】[0001]

【発明の属する技術分野】本発明は、Ｃ濃度０．３ｗｔ
％以上の割れ感受性の高い高炭素鋼の連続鋳造方法に係
り、更に詳しくは、鋳片の表面欠陥及び内部欠陥を低減
して、鋳片の無手入れ化を促進することができると共
に、普通鋼並みの高い生産性を得ることができる高炭素
鋼の連続鋳造方法に関する。TECHNICAL FIELD The present invention has a C concentration of 0.3 wt.
% Or more high cracking susceptibility of high carbon steel continuous casting method, more specifically, it is possible to reduce surface defects and internal defects of the slab to promote unmaintenance of the slab, The present invention relates to a continuous casting method for high carbon steel capable of obtaining an extremely high productivity.

【０００２】[0002]

【従来の技術】一般に、製鉄所では一基の連鋳機で普通
鋼や高炭素鋼など種々の鋼材を混在生産している。とこ
ろが、高炭素鋼は割れ感受性の高い鋼材であるため、低
速鋳造を余儀なくされ、この結果、普通鋼を大量生産す
る連鋳機の生産能力を低下させている。更に、低速鋳造
しても、鋳片の表層に表面割れや表面疵などの表面欠陥
が発生し、グラインダー等による研削処理が必要である
など、手入れ負荷率が高くなって、更に連鋳機の生産能
力を低下させている。2. Description of the Related Art Generally, in steel mills, various steel materials such as ordinary steel and high carbon steel are mixedly produced by one continuous casting machine. However, since the high carbon steel is a steel material having a high susceptibility to cracking, it is forced to perform low speed casting, and as a result, the production capacity of a continuous casting machine for mass producing ordinary steel is reduced. Furthermore, even at low speed casting, surface defects such as surface cracks and surface defects occur in the surface layer of the slab, and grinding treatment with a grinder or the like is required. It is reducing production capacity.

【０００３】そこで、特開平７−２０４８１１号公報に
は、垂直曲げ型連鋳機を用いてＣ濃度０．３ｗｔ％以上
の鋼材を製造する際、二次冷却帯の曲げ終了迄に該二次
冷却帯の全冷却水量の４０％以上の冷却水を鋳片に噴射
すると共に、二次冷却帯の少なくとも１つの冷却ゾーン
で鋳片端部への冷却水を停止しつつ、二次冷却帯の曲げ
部及び／又は矯正部にて鋳片の長辺側を分割ロールで支
持しながら、０．８ｍ／ｍｉｎ以上の鋳造速度で連続鋳
造を行う連続鋳造方法が提案されている。[0003] Therefore, in Japanese Patent Laid-Open No. 7-204811, when a steel material having a C concentration of 0.3 wt% or more is produced by using a vertical bending type continuous casting machine, the secondary cooling zone is finished by the end of bending. Bending the secondary cooling zone while injecting 40% or more of the total cooling water amount of the cooling zone into the slab and stopping the cooling water to the end of the slab in at least one cooling zone of the secondary cooling zone A continuous casting method has been proposed in which continuous casting is carried out at a casting speed of 0.8 m / min or more while supporting the long side of the slab with split rolls at the section and / or the straightening section.

【０００４】[0004]

【発明が解決しようとする課題】しかしながら、前記公
報記載の連続鋳造方法では、連続鋳造される鋳片の表面
割れや表面疵などの表面欠陥は低減するものの、内部割
れなどの内部欠陥が増加するという課題があった。ここ
で、図１９〜図２４を参照して、連続鋳造される鋳片に
発生する表面欠陥及び内部欠陥の関係について詳細に説
明する。図１９に示すように、図示しないタンディッシ
ュから浸漬ノズル１０１を介して鋳型１００内へ溶鋼１
０７を注湯する際、この鋳型１００中に、図中、矢印で
示すような上、下向きの溶鋼流１０３、１０４が発生す
る。However, in the continuous casting method described in the above publication, surface defects such as surface cracks and surface defects of continuously cast slabs are reduced, but internal defects such as internal cracks are increased. There was a problem. Here, with reference to FIGS. 19 to 24, the relationship between the surface defects and the internal defects generated in the continuously cast slab will be described in detail. As shown in FIG. 19, molten steel 1 is introduced from a tundish (not shown) into the mold 100 through the immersion nozzle 101.
When pouring 07, the molten steel flows 103 and 104 that are directed upward and downward as shown by arrows in the figure are generated in the mold 100.

【０００５】ここで、上向きの溶鋼流１０３に注目する
と、低速鋳造ならば、図２０に示すように、鋳片１０８
の凝固シェル１０５の内面にアルミナなどの酸化物系非
鉄介在物１０２が付着して、いわゆる表層介在物と称さ
れる表面欠陥が発生し、一方、高速鋳造であれば、浸漬
ノズル１０１から吐出される溶鋼量の増加に伴う上向き
の溶鋼流１０３の流速増加によって、この酸化物系非鉄
介在物１０２がシェルウォッシングされて、上方へ押し
流される。Here, paying attention to the upward molten steel flow 103, in the case of low speed casting, as shown in FIG.
The oxide-based non-ferrous inclusions 102 such as alumina adhere to the inner surface of the solidified shell 105, and surface defects called so-called surface inclusions occur. On the other hand, in the case of high-speed casting, it is ejected from the immersion nozzle 101. Due to the increase in the flow velocity of the upward molten steel flow 103 with the increase in the molten steel amount, the oxide-based non-ferrous inclusions 102 are shell-washed and swept upward.

【０００６】ところが、この上向きの溶鋼流１０３の流
速が早過ぎると、この除去された酸化物系非鉄介在物１
０２が溶鋼１０７の中央部に深く沈み込んで、たとえ、
この酸化物系非鉄介在物１０２の比重が、溶鋼１０７の
比重より小さくても、湯面近傍に浮上することができ
ず、そのまま、溶鋼１０７の凝固に巻き込まれて、いわ
ゆる内部介在物と称される内部欠陥が発生するという問
題がある。また、前記と同様、この流速の早い上向きの
溶鋼流１０３によって、湯面に浮遊するパウダー１０６
が、溶鋼１０７の中央部に深く沈み込んで、そのまま溶
鋼１０７の凝固時に巻き込まれて、内部介在物が発生す
るという問題がある。However, when the upward flow velocity of the molten steel flow 103 is too fast, the removed oxide-based non-ferrous inclusions 1 are removed.
02 deeply sank into the center of molten steel 107,
Even if the specific gravity of the oxide-based non-ferrous inclusions 102 is smaller than the specific gravity of the molten steel 107, the oxide-based non-ferrous inclusions 102 cannot float to the vicinity of the molten metal surface and are directly involved in the solidification of the molten steel 107, so-called internal inclusions. There is a problem that internal defects occur. Further, similarly to the above, the powder 106 floating on the molten metal surface is caused by the upward molten steel flow 103 having a high flow velocity.
However, there is a problem that the molten steel 107 is deeply sunk into the central portion and is caught as it is when the molten steel 107 is solidified, and internal inclusions are generated.

【０００７】一方、下向きの溶鋼流１０４に着目する
と、前記と同様、浸漬ノズル１０１から吐出される溶鋼
量の増加に伴う下向きの溶鋼流１０４の流速増加によっ
て、溶鋼１０７中の酸化物系非鉄介在物１０２が、溶鋼
１０７中に深く沈み込んで、そのまま溶鋼１０７の凝固
に巻き込まれて、内部介在物が発生するという問題があ
る。また、通常、連続鋳造では、浸漬ノズル１０１の内
面に付着する酸化物系非鉄介在物１０２を除去するた
め、この浸漬ノズル１０１やタンディッシュノズルから
Ａｒガスなどの不活性ガスを吹き込んでいる（図１９参
照）。On the other hand, focusing on the downward molten steel flow 104, the oxide-based non-ferrous interposition in the molten steel 107 is caused by the increase in the flow velocity of the downward molten steel flow 104 as the amount of molten steel discharged from the dipping nozzle 101 increases, as described above. There is a problem that the object 102 deeply sinks into the molten steel 107 and is caught in the solidification of the molten steel 107 as it is to generate an internal inclusion. Further, in continuous casting, normally, in order to remove the oxide-based non-ferrous inclusions 102 adhering to the inner surface of the immersion nozzle 101, an inert gas such as Ar gas is blown from the immersion nozzle 101 or the tundish nozzle (FIG. 19).

【０００８】ところが、この不活性ガス（又はその気
泡）も、前記と同様、上、下向きの溶鋼流１０３、１０
４によって、低速鋳造であれば、鋳片１０８の表層にい
わゆるＡｒガス気泡と称される空孔からなる表面欠陥を
発生し、高速鋳造であれば、鋳片１０８の内部にやはり
Ａｒガス気泡と称される内部欠陥を発生するという問題
がある。また、連鋳機の二次冷却帯では、通常、図２１
に示すように、鋳片１０８の引き抜き方向に沿って、剛
性の高い大径ロール１１２を複数配設すると共に、この
鋳片１０８の引き抜き方向に沿って隣り合う大径ロール
１１２の間に、鋳片１０８に向かって冷却水を噴射する
図示しないスプレーノズルを配設している。However, this inert gas (or its bubbles) is also directed to the upward and downward molten steel flows 103, 10 as described above.
According to 4, in the case of low speed casting, surface defects composed of holes called so-called Ar gas bubbles are generated in the surface layer of the slab 108, and in the case of high speed casting, Ar gas bubbles are also formed inside the slab 108. There is a problem of causing so-called internal defects. Further, in the secondary cooling zone of the continuous casting machine, normally, as shown in FIG.
As shown in FIG. 2, a plurality of large-diameter rolls 112 having high rigidity are arranged along the drawing direction of the cast slab 108, and the casting is performed between the large-diameter rolls 112 adjacent to each other along the drawing direction of the cast slab 108. A spray nozzle (not shown) that sprays cooling water toward the piece 108 is provided.

【０００９】このため、図示するように、鋳片１０８の
引き抜き方向に沿って隣り合う大径ロール１１２の間
で、鋳片１０８の凝固シェル１０５が、溶鋼１０７の静
圧によって外側に膨らむ、いわゆるバルシングが発生す
ると共に、このバルジングに伴って鋳片１０８の凝固シ
ェル１０５に、図２１中、矢印で示すような引張応力が
かかって内部割れ１０９と称される内部欠陥が発生する
という問題がある。Therefore, as shown in the figure, the solidified shell 105 of the cast piece 108 bulges outward by the static pressure of the molten steel 107 between the large-diameter rolls 112 adjacent to each other in the drawing direction of the cast piece 108, so-called. There is a problem that bulging occurs and an internal defect called internal crack 109 occurs due to tensile stress as shown by an arrow in FIG. 21 on the solidified shell 105 of the slab 108 due to the bulging. .

【００１０】また、通常、鋳片１０８の短辺側の鋳片支
持が短過ぎる場合、図２２に示すように、鋳片１０８の
短辺側が丸く膨らむバルジングが生じると共に、鋳片１
０８のコーナー部が、放熱が激しく過冷却されているこ
とによって、このバルジングに伴って、鋳片１０８の凝
固シェル１０５に、図２２に示すようなコーナー縦割れ
１１０と称される表面欠陥が発生するという問題があ
る。更に、鋳片１０８のコーナー部が過冷却された後、
延びの小さい凝固組織となるため、連鋳機の二次冷却帯
の矯正部における引張応力によって、図２２に示すよう
なエッジ割れ１１３と称される表面欠陥が発生するとい
う問題がある。Further, in general, when the slab support on the short side of the slab 108 is too short, as shown in FIG. 22, bulging occurs in which the short side of the slab 108 bulges round and the slab 1
Due to this heat radiating and supercooling of the corner portion of 08, the solidified shell 105 of the slab 108 has a surface defect called a corner vertical crack 110 as shown in FIG. There is a problem of doing. Furthermore, after the corner portion of the slab 108 is supercooled,
Since the solidified structure has a small elongation, there is a problem in that tensile stress in the straightening portion of the secondary cooling zone of the continuous casting machine causes surface defects called edge cracks 113 as shown in FIG.

【００１１】また、連鋳機の二次冷却帯の矯正部では、
上、下一対のピンチロール１１４によって、鋳片１０８
を直線状に矯正している。ところが、この矯正によっ
て、図２３中、矢印で示すような引張応力が生じて内部
割れ１１５と称される内部欠陥が発生するという問題が
ある。更に、高炭素鋼は普通鋼に比べて凝固収縮率が大
きいため、図２４に示すように、鋳片１０８と鋳型１０
０間に、エアーギャップ１１１が生じ易く、このため、
凝固シェル１０５の形成速度が遅くなって、前述したバ
ルジングやこのバルジングに伴う表面欠陥や内部欠陥を
引き起こし易いという問題がある。Also, in the straightening section of the secondary cooling zone of the continuous casting machine,
The slab 108 is formed by the pair of upper and lower pinch rolls 114.
Is straightened. However, there is a problem that this correction causes tensile stress as shown by an arrow in FIG. 23 to cause an internal defect called an internal crack 115. Further, since the high carbon steel has a higher solidification shrinkage ratio than the ordinary steel, as shown in FIG.
Between 0, the air gap 111 is likely to occur, and therefore,
There is a problem that the formation speed of the solidified shell 105 becomes slow and the aforementioned bulging and the surface defects and internal defects associated with this bulging are likely to occur.

【００１２】本発明はこのような事情に鑑みてなされた
もので、Ｃ濃度０．３ｗｔ％以上の割れ感受性の高い高
炭素鋼を連続鋳造する際、鋳片の表面欠陥及び内部欠陥
を低減した手入れの少ない高品質な高炭素鋼を普通鋼並
みの高い生産性でかつ高い製品歩留りで製造することが
できる高炭素鋼の連続鋳造方法を提供することを目的と
する。The present invention has been made in view of the above circumstances, and has reduced surface defects and internal defects of a slab when continuously casting a high carbon steel having a C concentration of 0.3 wt% or more and high cracking susceptibility. An object of the present invention is to provide a continuous casting method for high-carbon steel, which can produce high-quality high-carbon steel with little maintenance as high productivity as ordinary steel and with high product yield.

【００１３】[0013]

【課題を解決するための手段】前記目的に沿う請求項１
記載の高炭素鋼の連続鋳造方法は、Ｃ濃度０．３ｗｔ％
以上の高炭素鋼を、二次冷却帯を備えた連鋳機で製造す
る方法であって、タンディッシュから浸漬ノズルを介し
て鋳型内へ溶鋼を注湯しつつ、前記浸漬ノズルを介して
前記鋳型内へ不活性ガスを２〜２０Ｌ／ｍｉｎの流量で
吹き込むと共に、前記鋳型から引き抜かれる鋳片の長辺
側の少なくとも一部領域を分割ロール、短辺側を前記二
次冷却帯に沿って前記鋳型の下端から少なくとも０．６
ｍ以上の範囲内でグリッド及び／又はサポートロールに
より支持しつつ、前記鋳片の板厚を、前記鋳型の下端か
ら前記鋳片の完全凝固位置までの少なくとも一部領域を
１．３％以上狭めながら、前記二次冷却帯の少なくとも
１つの冷却ゾーンで前記鋳片の板幅方向両端部への注水
を停止し、前記二次冷却帯の矯正部及び／又はその近傍
を通過する前記鋳片を圧縮鋳造し、鋳造速度０．８ｍ／
ｍｉｎ以上、かつ鋳造量１．２Ｔ／ｍｉｎ以上で連続鋳
造する。なお「Ｌ」はリットルである。また、圧縮鋳造
とは、鋳片を挟んで対向する矯正ロール及び／又はピン
チロールの回転速度を適宜変更して、例えば、図２３に
示すような鋳片の矯正部又はその近傍内部に発生する内
部割れを防止するものである。 A method according to the above-mentioned object.
The continuous casting method of the high carbon steel described above has a C concentration of 0.3 wt%
The above high carbon steel, a method of manufacturing in a continuous casting machine equipped with a secondary cooling zone, while pouring molten steel into the mold from the tundish through the immersion nozzle, through the immersion nozzle While blowing an inert gas into the mold at a flow rate of 2 to 20 L / min , at least a part of the long side of the slab extracted from the mold is a split roll, and the short side is along the secondary cooling zone. At least 0.6 from the bottom of the mold
The plate thickness of the slab is reduced by 1.3% or more in at least a partial region from the lower end of the mold to the completely solidified position of the slab while being supported by a grid and / or a support roll within a range of m or more. While at least the secondary cooling zone
Water injection to both ends of the slab in the plate width direction in one cooling zone
And the correction part of the secondary cooling zone and / or its vicinity
The slab that passes through is casted at a casting speed of 0.8 m /
Continuous casting is performed at a min rate of 1.2 T / min or more. "L" is liter. Also, compression casting
Is a straightening roll and / or pin facing each other with a slab in between.
By changing the rotation speed of the tyrol appropriately, for example, in FIG.
Inside the straightening part of the slab as shown or in the vicinity thereof
It is intended to prevent cracking of the part.

【００１４】なお、鋳片の板幅方向両端部への注水を停
止することを幅切り注水又はスプレー幅切りともいう
（図３（ｂ）参照）。特に、二次冷却帯の湾曲部を通過
する鋳片に対し、該湾曲部の少なくとも１つの冷却ゾー
ンで鋳片の板幅方向両端部への注水を停止すると、鋳片
を強冷却して、バルジング及びバルジングに伴う表面欠
陥や内部欠陥を防止することができる。請求項２記載の
高炭素鋼の連続鋳造方法は、請求項１記載の高炭素鋼の
連続鋳造方法において、前記鋳型の稼働面に、該鋳型１
ｍ当たり１．１〜１．４％のテーパーを設ける。Stopping water injection to both ends of the slab in the plate width direction is also referred to as width cutting water injection or spray width cutting (see FIG. 3 (b)). In particular, with respect to the slab passing through the curved portion of the secondary cooling zone, when water injection to the plate width direction both ends of the slab is stopped in at least one cooling zone of the curved portion, the slab is strongly cooled, It is possible to prevent bulging and surface defects and internal defects associated with bulging. The continuous casting method for high carbon steel according to claim 2 is the continuous casting method for high carbon steel according to claim 1 , wherein the casting surface of the casting mold is the working surface of the casting mold 1.
Provide a taper of 1.1 to 1.4% per m.

【００１５】請求項３記載の高炭素鋼の連続鋳造方法
は、請求項１又は２記載の高炭素鋼の連続鋳造方法にお
いて、前記二次冷却帯に沿って前記鋳型の下端から４ｍ
以内を通過する前記鋳片に、前記二次冷却帯の湾曲部の
全冷却水量の４０％以上の冷却水を吹き付ける。請求項
４記載の高炭素鋼の連続鋳造方法は、請求項１〜３のい
ずれか１項に記載の高炭素鋼の連続鋳造方法において、
前記二次冷却帯を通過する前記鋳片の板幅方向両端部に
エアーを吹き付ける。なお、この鋳片の板幅方向の両端
部にエアーを吹き付ける設備をエッジエアーブロー設備
という。また、特に、二次冷却帯の湾曲部を通過する鋳
片の板幅方向両端部にエアーを吹き付けると、湾曲部の
少なくとも１つの冷却ゾーンで鋳片の板幅方向両端部へ
の注水を停止することと相まって、たとえ、鋳片上を伝
ってくる冷却水が鋳片の板幅方向両端部へ流れてきて
も、迅速に排除することで、コーナー縦割れやエッジ割
れが発生するのを確実に防止できる（図３（ｃ）参
照）。A continuous casting method for high carbon steel according to a third aspect is the continuous casting method for high carbon steel according to the first or second aspect , wherein 4 m from the lower end of the mold along the secondary cooling zone.
40% or more of the total amount of cooling water in the curved portion of the secondary cooling zone is sprayed onto the slab passing therethrough. Claim
The continuous casting method for high carbon steel according to claim 4 is the continuous casting method for high carbon steel according to any one of claims 1 to 3 ,
Air is blown to both ends in the plate width direction of the slab that passes through the secondary cooling zone. The equipment for blowing air to both ends of the slab in the plate width direction is called edge air blowing equipment. Further, in particular, when air is blown to both ends in the plate width direction of the slab passing through the curved portion of the secondary cooling zone, water injection to both ends of the slab in the plate width direction is stopped in at least one cooling zone of the curved portion. Combined with the above, even if the cooling water that flows on the slab flows to both ends of the slab in the plate width direction, it is possible to ensure that vertical vertical corners and edge cracks occur by quickly removing it. It can be prevented (see FIG. 3 (c)).

【００１６】請求項５記載の高炭素鋼の連続鋳造方法
は、請求項１〜４のいずれか１項に記載の高炭素鋼の連
続鋳造方法において、前記鋳型内の溶鋼及び／又は前記
二次冷却帯の湾曲部を通過する前記鋳片内の未完全凝固
の溶鋼を電磁攪拌する。請求項６記載の高炭素鋼の連続
鋳造方法は、請求項１〜５のいずれか１項に記載の高炭
素鋼の連続鋳造方法において、前記二次冷却帯の水平部
を通過する前記鋳片に対し、該水平部の少なくとも１つ
の冷却ゾーンの注水を停止する。A method for continuously casting high carbon steel according to claim 5 is the continuous casting method for high carbon steel according to any one of claims 1 to 4 , wherein the molten steel in the mold and / or the secondary steel The incompletely solidified molten steel in the slab that passes through the curved portion of the cooling zone is electromagnetically stirred. The continuous casting method for high carbon steel according to claim 6 , wherein in the continuous casting method for high carbon steel according to any one of claims 1 to 5 , the slab that passes through a horizontal portion of the secondary cooling zone. On the other hand, water injection in at least one cooling zone of the horizontal portion is stopped.

【００１７】請求項７記載の高炭素鋼の連続鋳造方法
は、請求項１〜６のいずれか１項に記載の高炭素鋼の連
続鋳造方法において、前記連鋳機を経た前記鋳片の板幅
方向両端部を保温及び／又は加熱する。請求項８記載の
高炭素鋼の連続鋳造方法は、請求項１〜７のいずれか１
項に記載の高炭素鋼の連続鋳造方法において、前記高炭
素鋼のＣａ濃度を１０ｐｐｍ以上とする。請求項９記載
の高炭素鋼の連続鋳造方法は、請求項１〜８のいずれか
１項に記載の高炭素鋼の連続鋳造方法において、前記高
炭素鋼のＳ濃度を０．０１５ｗｔ％以下とする。請求項
１０記載の高炭素鋼の連続鋳造方法は、請求項１〜９の
いずれか１項に記載の高炭素鋼の連続鋳造方法におい
て、前記連鋳機を湾曲型連鋳機とする。The continuous casting method of high-carbon steel according to claim 7, wherein, in the continuous casting method of high-carbon steel according to any one of claims 1 to 6, wherein the cast piece plate which has undergone the continuous casting machine Both ends in the width direction are kept warm and / or heated. The continuous casting method for high carbon steel according to claim 8 is any one of claims 1 to 7.
In the continuous casting method for high carbon steel according to the item 1, the Ca concentration of the high carbon steel is 10 ppm or more. The continuous casting method for high carbon steel according to claim 9 is the continuous casting method for high carbon steel according to any one of claims 1 to 8 , wherein the S concentration of the high carbon steel is 0.015 wt% or less. To do. Claim
The continuous casting method for high carbon steel according to claim 10 is the continuous casting method for high carbon steel according to any one of claims 1 to 9 , wherein the continuous casting machine is a curved continuous casting machine.

【００１８】なお、Ｃ濃度０．３ｗｔ％以上の高炭素鋼
として具体的には、Ｓ３０Ｃ〜Ｓ５８Ｃ、ＳＫ１〜ＳＫ
７、ＳＣＭ４３０、ＳＮＣＭ２４０などを挙げることが
できる。また、二次冷却帯を備えた連鋳機として具体的
には、図８に示すような垂直曲げ型連鋳機（垂直プログ
レッシブベンディング型連鋳機を含む）Ｂや、図９に示
すような湾曲型連鋳機（円弧湾曲型連鋳機や多段円弧湾
曲型連鋳機を含む）Ａを挙げることができる。As the high carbon steel having a C concentration of 0.3 wt% or more, specifically, S30C to S58C, SK1 to SK
7, SCM430, SNCM240 and the like. Further, as a continuous casting machine equipped with a secondary cooling zone, specifically, a vertical bending type continuous casting machine (including a vertical progressive bending type continuous casting machine) B as shown in FIG. 8 or as shown in FIG. A curved continuous casting machine (including an arc curved continuous casting machine and a multistage circular curved continuous casting machine) A can be mentioned.

【００１９】また、不活性ガスとしてはＡｒガスなどを
挙げることができる。また、その流量（又は吹き込み量
という）は２〜２０Ｌ／ｍｉｎ、好ましくは１０〜２０
Ｌ／ｍｉｎとするのが望ましい。これは、不活性ガスの
流量が１０Ｌ／ｍｉｎ未満になると、即ち、不活性ガス
の流量が少な過ぎると、不活性ガスによる酸化物系非鉄
介在物の浮上促進を図ることができなくなったり、浸漬
ノズル内に酸化物系非鉄介在物が付着し易くなったり、
或いは、この付着物の断続的な剥離等が生じて連鋳操業
が不安定になったりする傾向が現れ、特に、２Ｌ／ｍｉ
ｎ未満になるとその傾向が著しくなるからである。ま
た、逆に、不活性ガスの流量が２０Ｌ／ｍｉｎを越える
と、即ち、不活性ガスの流量が多過ぎると、鋳型内の溶
鋼湯面で不活性ガスが破泡する、いわゆるボイルが生じ
易くなって、溶鋼湯面に浮遊するパウダーの巻き込み又
は不活性ガス気泡が鋳片の表層にトラップされて表面疵
の原因となる傾向が現れるからである（図１０〜図１２
参照）。As the inert gas, Ar gas or the like can be used. Further, the flow rate (or referred to as the blowing rate) is 2 to 20 L / min, preferably 10 to 20
It is preferably L / min. This is because when the flow rate of the inert gas is less than 10 L / min, that is, when the flow rate of the inert gas is too low, it is not possible to promote the floating of the oxide-based non-ferrous inclusions by the inert gas or the immersion. Oxide-based non-ferrous inclusions may easily adhere to the nozzle,
Or, there is a tendency that the continuous casting operation becomes unstable due to the intermittent peeling of the adhered matter, and especially 2 L / mi.
If it is less than n, the tendency becomes remarkable. On the other hand, when the flow rate of the inert gas exceeds 20 L / min, that is, when the flow rate of the inert gas is too high, so-called boil is likely to occur in which the inert gas is broken in the molten steel surface in the mold. This is because there is a tendency that entrainment of powder floating on the molten steel surface or inert gas bubbles are trapped in the surface layer of the slab and cause surface defects (FIGS. 10 to 12).
reference).

【００２０】また、分割ロールとは、図３（ａ）に示す
ような鋳片の板幅方向に複数に分割状に形成されたロー
ルをいい、更に、鋳片の板厚を狭める方法としては、鋳
片を挟んで対向するロールの間隔を絞る方法などを挙げ
ることができる。また、鋳片の短辺側を支持するサポー
トロールやグリッドを配置する場合、二次冷却帯に沿っ
て鋳型の下端から少なくとも０．６ｍ以上の範囲内、好
ましくは鋳型の下端から２ｍの範囲内、更に好ましくは
鋳型の下端から１．２ｍの範囲内に配置するのが好まし
い。これは、鋳型の下端から０．６ｍ未満の範囲内にだ
けサポートロールやグリッドを配置すると、鋳片の短辺
側の支持が短過ぎて、バルジングやこのバルジングに起
因するコーナー縦割れやエッジ割れが発生する傾向が現
れるからである。また、逆に、鋳型の下端から１．２ｍ
を越えてサポートロールやグリッドを配置すると、例え
ば、サポートロールを配置していた場合、このサポート
ロールが熱変形を生じて、強冷却された鋳片を強く押圧
してしまい、この結果、コーナー縦割れやエッジ割れ等
の表面欠陥が生じる傾向が現れ、特に鋳型の下端から２
ｍを越えてサポートロールやグリッドを配置すると、そ
の傾向が著しくなるからである。The split roll means a roll formed into a plurality of split pieces in the plate width direction of the cast piece as shown in FIG. 3 (a). Further, as a method for reducing the plate thickness of the cast piece, The method of narrowing the interval between the rolls facing each other with the slab in between can be mentioned. Further, when arranging a support roll or a grid for supporting the short side of the slab, it is within a range of at least 0.6 m from the lower end of the mold along the secondary cooling zone, preferably within a range of 2 m from the lower end of the mold. More preferably, it is preferably arranged within a range of 1.2 m from the lower end of the mold. This is because if the support rolls and grids are placed only within the range of less than 0.6m from the lower end of the mold, the short side of the slab will be too shortly supported, and bulging and corner vertical cracks and edge cracks caused by this bulging will occur. This is because the tendency to occur appears. On the contrary, 1.2m from the bottom of the mold
If the support rolls or grids are placed beyond the, for example, if the support rolls were placed, this support roll causes thermal deformation and strongly presses the strongly cooled slab, resulting in a vertical corner. Surface defects such as cracks and edge cracks tend to occur, especially from the bottom of the mold.
This is because the tendency becomes remarkable when the support rolls and the grid are arranged beyond m.

【００２１】また、高炭素鋼の鋳造速度は０．８ｍ／ｍ
ｉｎ〜１．６ｍ／ｍｉｎとするのが望ましい。これは、
鋳造速度が０．８ｍ／ｍｉｎ未満になると不活性ガスの
流量や高炭素鋼のＣａ濃度、Ｓ濃度にも依るが、鋳片に
表面欠陥が発生する傾向が現れるからである（図１０、
図１２〜図１５参照）。また、逆に、鋳造速度が１．６
ｍ／ｍｉｎを越えると、鋳片に内部欠陥が発生する傾向
が現れるからである。また、高炭素鋼の鋳造量は１．２
〜４．５Ｔ／ｍｉｎ、好ましくは１．２〜３Ｔ／ｍｉｎ
とするのが望ましい。これは、鋳造量が１．２Ｔ／ｍｉ
ｎ未満になると、不活性ガスの流量や高炭素鋼のＣａ濃
度、Ｓ濃度にも依るが、酸化物系非鉄介在物や、ピンホ
ール（又は不活性ガス気泡という）、表面割れ等の表面
欠陥が発生する傾向が現れるからである。また、逆に、
鋳造量が３Ｔ／ｍｉｎを越えると、内部の介在物や内部
割れ等の内部欠陥が発生する傾向が現れ、特に４．５Ｔ
／ｍｉｎを越えるとその傾向が著しくなるからである
（図１１参照）。The casting speed of high carbon steel is 0.8 m / m.
It is desirable to set it to in to 1.6 m / min. this is,
This is because when the casting speed is less than 0.8 m / min, a surface defect tends to occur in the cast piece depending on the flow rate of the inert gas and the Ca concentration and S concentration of the high carbon steel (FIG. 10,
(See FIGS. 12 to 15). On the contrary, the casting speed is 1.6
This is because if it exceeds m / min, the cast piece tends to have internal defects. The casting amount of high carbon steel is 1.2
~ 4.5 T / min, preferably 1.2 to 3 T / min
Is desirable. This is because the casting amount is 1.2T / mi
When it is less than n, surface defects such as oxide-based non-ferrous inclusions, pinholes (or inert gas bubbles), and surface cracks depend on the flow rate of the inert gas and the Ca concentration and S concentration of the high carbon steel. This is because the tendency to occur appears. On the contrary,
When the casting amount exceeds 3 T / min, internal defects such as internal inclusions and internal cracks tend to occur.
This is because the tendency becomes remarkable when the value exceeds / min (see FIG. 11).

【００２２】また、鋳型の稼働面のテーパー率はこの鋳
型１ｍ当たり１．１〜１．４％、好ましくは１．２〜
１．４％とするのが望ましい。これは、稼働面のテーパ
ー率（又は鋳型のテーパー率という）が１．２％未満に
なると稼働面と鋳片との間にエアーギャップが発生し易
くなって、コーナー縦割れが発生する傾向が現れ、特に
１．１％未満になるとその傾向が著しくなるからであ
る。また、逆に、稼働面のテーパー率が１．４％を越え
ると鋳片を押圧し過ぎて、凝固シェルが破れてブレーク
アウトが発生する傾向が現れるからである。また、二次
冷却帯の湾曲部において、該二次冷却帯に沿って鋳型の
下端（０ｍ）から４ｍ（好ましくは０〜３．５ｍ）の範
囲内の冷却水量は、二次冷却帯の全冷却水量の４０〜６
５％、好ましくは５０〜６５％とするのが望ましい。こ
れは、この部位の冷却水量が全冷却水量の５０％未満に
なると、鋳片を強冷却することができず、鋳片の凝固シ
ェルの厚さが薄くなってバルジングが発生する傾向が現
れ、特に４０％未満になるとその傾向が著しくなるから
である。また、逆に、この部位の冷却水量が全冷却水量
の６５％を越えると、鋳片が過冷却されて、矯正部での
エッジ割れなどが発生する傾向が現れるからである。The taper rate of the working surface of the mold is 1.1 to 1.4%, preferably 1.2 to 1% per 1 m of the mold.
It is desirable to set it to 1.4%. This is because when the taper ratio of the working surface (or the taper ratio of the mold) is less than 1.2%, an air gap is apt to occur between the working surface and the slab, and vertical vertical cracks tend to occur. This is because the tendency becomes remarkable, especially when it becomes less than 1.1%. On the contrary, if the taper rate of the operating surface exceeds 1.4%, the slab is over-pressed, the solidified shell is broken, and breakout tends to occur. Further, in the curved portion of the secondary cooling zone, the cooling water amount within the range of 4 m (preferably 0 to 3.5 m) from the lower end (0 m) of the mold along the secondary cooling zone is the whole of the secondary cooling zone. Cooling water volume 40-6
It is desirable to set it to 5%, preferably 50 to 65%. This is because when the amount of cooling water in this portion is less than 50% of the total amount of cooling water, the cast piece cannot be strongly cooled, and the thickness of the solidified shell of the cast piece becomes thin, which tends to cause bulging. This is because the tendency becomes remarkable especially when it is less than 40%. On the contrary, if the amount of cooling water in this portion exceeds 65% of the total amount of cooling water, the slab is overcooled and edge cracks or the like tend to occur in the straightening portion.

【００２３】また、高炭素鋼のＣａ濃度は１０ｐｐｍ〜
２５ｐｐｍ、好ましくは１０〜３０ｐｐｍとするのが望
ましい。これは、Ｃａ濃度が１０ｐｐｍ未満になると、
鋳造速度や鋳造量にも依るが、表面欠陥や内部欠陥が発
生する傾向が現れるからである（図１０〜図１２〜図１
５参照）。また、逆に、Ｃａ濃度が２５ｐｐｍを越えて
も、前記と同様、表面欠陥や内部欠陥が発生する傾向が
現れ、特に３０ｐｐｍを越えるとその傾向が著しくなる
からである（図１０、図１２〜図１５参照）。また、高
炭素鋼のＳ濃度は０．００３〜０．０１５ｗｔ％、好ま
しくは０．００３〜０．０１ｗｔ％とするのが望まし
い。これは、Ｓ濃度は表面欠陥や内部欠陥に対してより
低い方が良好であるが、Ｓ濃度が０．００３ｗｔ％未満
になると、その溶製時間及び溶製コストが大幅に悪化す
るという問題が現れるからである。また、逆に、Ｓ濃度
が０．０１ｗｔ％を越えると、表面欠陥や内部欠陥が発
生する傾向が現れ、特に、０．０１５ｗｔ％を越えると
その傾向が著しくなるからである（図１３〜図１５参
照）。The high carbon steel has a Ca concentration of 10 ppm to
It is desirable to set it to 25 ppm, preferably 10 to 30 ppm. This is because when the Ca concentration is less than 10 ppm,
This is because there is a tendency for surface defects and internal defects to appear, depending on the casting speed and the casting amount (Figs. 10 to 12 to 1).
5). On the contrary, even when the Ca concentration exceeds 25 ppm, similar to the above, surface defects and internal defects tend to be generated, and particularly when it exceeds 30 ppm, the tendency becomes remarkable (FIG. 10, FIG. 12 to FIG. (See FIG. 15). Further, the S concentration of the high carbon steel is 0.003 to 0.015 wt%, preferably 0.003 to 0.01 wt%. This is because it is better that the S concentration is lower than that of surface defects and internal defects, but when the S concentration is less than 0.003 wt%, the melting time and the melting cost are significantly deteriorated. Because it will appear. On the contrary, when the S concentration exceeds 0.01 wt%, surface defects and internal defects tend to occur, and particularly when it exceeds 0.015 wt%, the tendency becomes remarkable (FIGS. 13 to 13). 15).

【００２４】また、浸漬ノズルの吐出口の傾き角度は、
水平面（又は湯面）に対し上向き角度（α）１５°以
下、水平面に対し下向き角度（β）３５°以下とするの
が望ましい（図４（ａ）、（ｂ）参照）。これは、吐出
口の上向き角度（α）が１５°を越えると、パウダー直
下の溶鋼流速が早くなり、パウダーの巻き込みによる表
層介在物や内部介在物が悪化する傾向が現れるからであ
る。また、吐出口の下向き角度（β）が３５°を越える
と、溶鋼流の侵入深さが深くなり、その結果、介在物の
浮上除去が阻害され、内部欠陥（介在物）が発生する傾
向が現れるからである。The inclination angle of the discharge port of the immersion nozzle is
It is desirable that the upward angle (α) is 15 ° or less with respect to the horizontal plane (or the molten metal surface) and the downward angle (β) is 35 ° or less with respect to the horizontal plane (see FIGS. 4A and 4B). This is because when the upward angle (α) of the discharge port exceeds 15 °, the molten steel flow velocity immediately below the powder becomes faster, and the inclusions of the surface layer and internal inclusions due to the inclusion of the powder tend to deteriorate. Further, when the downward angle (β) of the discharge port exceeds 35 °, the penetration depth of the molten steel flow becomes deep, and as a result, the floating removal of inclusions is hindered and internal defects (inclusions) tend to occur. Because it will appear.

【００２５】また、本願発明者等は高炭素鋼を連続鋳造
する方法について、鋭意検討した結果、以下のような知
見を得た。以下、その結果について説明する。The inventors of the present invention have earnestly studied the method for continuously casting high carbon steel, and have obtained the following findings. The results will be described below.

【００２６】（１）表層介在物と鋳造速度との関係につ
いて 図１０に示すように、１）Ａｒガスを吹き込まない場合
（×）、２）Ａｒガスを適正量（２０Ｌ／ｍｉｎ以下）
吹き込んだ場合（●）、３）Ａｒガスを過剰（２０Ｌ／
ｍｉｎ超）に吹き込んだ場合（○）、４）Ａｒガスを適
正量吹き込むと共に、溶鋼中にＣａを添加（溶鋼中のＣ
ａ濃度１０ｐｐｍ以上）した場合（☆）について検討し
た結果、いずれも鋳造速度が上昇するにつれてシェルウ
ォッシング効果が大きくなり、その結果、表層介在物指
数が減少することが確認された。(1) Relationship between surface layer inclusions and casting speed As shown in FIG. 10, 1) when Ar gas is not blown (×), 2) proper amount of Ar gas (20 L / min or less)
When blown (●), 3) Excessive Ar gas (20 L /
(○), 4) Ar gas is blown in an appropriate amount, and Ca is added to the molten steel (C in the molten steel).
As a result of studying the case (a concentration of 10 ppm or more) (*), it was confirmed that the shell washing effect increased as the casting speed increased, and as a result, the surface layer inclusion index decreased.

【００２７】ところが、前記１）の場合、鋳片表層にお
ける酸化物系非鉄介在物やパウダー等を主体とする表層
介在物指数が高く、また、前記３）の場合、鋳型内でボ
イルが多発し、これによって、パウダーを巻き込み易く
なって、鋳片表層におけるパウダーを主体とする表層介
在物指数が高くなることが確認された。従って、表層介
在物に対して、前記２）の如くＡｒガスを適正量吹き込
むことが有効で、特に、鋳造速度０．８ｍ／ｍｉｎ以上
のとき、その効果は大きくなって、表層介在物指数は大
幅に減少することが確認された。However, in the case of 1), the index of surface layer inclusions mainly consisting of oxide-based non-ferrous inclusions and powders in the surface layer of the cast slab is high, and in the case of 3), boil occurs frequently in the mold. It was confirmed that this facilitates the inclusion of the powder and increases the index of the surface inclusions mainly composed of the powder in the surface of the cast slab. Therefore, it is effective to blow an appropriate amount of Ar gas into the surface layer inclusions as described in 2) above. Especially, when the casting speed is 0.8 m / min or more, the effect becomes large and the surface layer inclusion index becomes It was confirmed that it would decrease significantly.

【００２８】また、前記４）の如く溶鋼中にＣａを添加
すると、溶鋼中の酸化物系非鉄介在物が低融点化され、
浸漬ノズルへの酸化物系非鉄介在物の付着が防止され、
その結果、鋳型内の湯面変動が大幅に改善され、パウダ
ー巻き込み等による表層介在物指数が大幅に改善される
ことが確認された。また、過剰なＡｒガスを鋳型内に吹
き込む必要がなくなり、その結果、鋳片にトラップされ
るＡｒガス気泡が大幅に減少して、表層介在物指数が大
幅に改善されることも確認された。When Ca is added to the molten steel as described in 4) above, the melting point of the oxide-based non-ferrous inclusions in the molten steel is lowered,
Prevents adhesion of oxide-based non-ferrous inclusions to the immersion nozzle,
As a result, it was confirmed that the fluctuation of the molten metal level in the mold was significantly improved and the index of inclusions in the surface layer due to powder entrainment was significantly improved. It was also confirmed that it was not necessary to blow excess Ar gas into the mold, and as a result, the Ar gas bubbles trapped in the slab were significantly reduced, and the surface layer inclusion index was significantly improved.

【００２９】（２）表層介在物と鋳造量との関係につい
て 図１１に示すように、１）Ａｒガスを吹き込まない場合
（×）、２）Ａｒガスを適正量吹き込んだ場合（●）、
３）Ａｒガスを適正量吹き込むと共に、溶鋼中にＣａを
添加（溶鋼中のＣａ濃度１０ｐｐｍ以上）した場合
（☆）について検討した結果、いずれも鋳造量が上昇す
るにつれてシェルウォッシング効果が大きくなり、その
結果、表層介在物指数は減少する傾向にあることが確認
された。(2) Relationship between surface layer inclusions and casting amount As shown in FIG. 11, 1) when Ar gas is not blown (x), 2) when Ar gas is blown in an appropriate amount (●),
3) When a proper amount of Ar gas was blown and Ca was added to the molten steel (Ca concentration in the molten steel was 10 ppm or more) (☆), as a result, the shell washing effect increased as the casting amount increased. As a result, it was confirmed that the surface inclusion index tends to decrease.

【００３０】ところが、前記１）の場合、不活性ガスに
よる介在物の浮上促進を図ることができないこと等か
ら、鋳片表層における酸化物系非鉄介在物やパウダー等
を主体とする表層介在物指数が高いことが確認された。
従って、表層介在物に対して、前記２）の如くＡｒガス
を適正量吹き込むことが有効で、特に、鋳造量１．２Ｔ
／ｍｉｎ以上のとき、溶鋼のノズル吐出流によるシェル
ウォッシング等により、その効果が大きくなって、表層
介在物指数（鋳片の全体欠陥指数）も大幅に減少するこ
とが確認された。また、溶鋼中にＣａを添加すると、前
記と同様、表層介在物指数が大幅に改善されることも確
認された。However, in the case of 1) above, since it is not possible to promote the floating of the inclusions by the inert gas, the surface layer inclusion index mainly composed of oxide-based non-ferrous inclusions and powders in the surface layer of the cast slab. Was confirmed to be high.
Therefore, it is effective to blow an appropriate amount of Ar gas to the surface layer inclusions as described in 2) above.
It was confirmed that when / min or more, the effect was increased due to shell washing by the nozzle discharge flow of molten steel, and the surface layer inclusion index (overall defect index of the slab) was also greatly reduced. It was also confirmed that the addition of Ca to the molten steel significantly improved the surface layer inclusion index, as described above.

【００３１】この結果、前記（１）、（２）より、浸漬
ノズル等を介して鋳型内にＡｒガス等の不活性ガスを２
０Ｌ／ｍｉｎ以下の流量で吹き込むと共に、鋳造速度
０．８ｍ／ｍｉｎ以上、かつ鋳造量１．２Ｔ／ｍｉｎ以
上で連続鋳造を行うことによって、鋳片の表層介在物指
数を大幅に低減することが可能となることが確認され
た。As a result, from the above (1) and (2), 2% of inert gas such as Ar gas was introduced into the mold through the immersion nozzle or the like.
By blowing at a flow rate of 0 L / min or less and performing continuous casting at a casting speed of 0.8 m / min or more and a casting amount of 1.2 T / min or more, the surface layer inclusion index of the slab can be significantly reduced. It was confirmed that it would be possible.

【００３２】（３）内部介在物と鋳造速度との関係につ
いて 図１２に示すように、１）Ａｒガスを吹き込まない場合
（×）、２）Ａｒガスを適正量吹き込んだ場合（●）、
３）Ａｒガスを過剰に吹き込んだ場合（○）、４）Ａｒ
ガスを適正量吹き込むと共に、溶鋼中にＣａを添加（溶
鋼中のＣａ濃度１０ｐｐｍ以上）した場合（☆）につい
て検討した結果、いずれも鋳造速度が上昇するにつれて
溶鋼中の酸化物系非鉄介在物の侵入深さが深くなって、
内部介在物指数が高くなることが確認された。(3) Relationship between internal inclusions and casting speed As shown in FIG. 12, 1) when Ar gas is not blown (x), 2) when Ar gas is blown in an appropriate amount (●),
3) When Ar gas is blown excessively (○), 4) Ar
As a result of investigating the case where Ca is added into molten steel (Ca concentration in molten steel is 10 ppm or more) (☆) while blowing an appropriate amount of gas, oxide-based non-ferrous inclusions in molten steel increase as the casting speed increases. The penetration depth is deeper,
It was confirmed that the internal inclusion index was high.

【００３３】特に、前記１）の場合、鋳型の湯面近傍を
流動する上向きの溶鋼流の流速が増大して、パウダーを
巻き込み易くなると共に、その侵入深さも深くなって、
酸化物系非鉄介在物が浮上することができず、その結
果、鋳片にトラップされて、内部介在物指数が高くな
り、また、前記３）の場合、鋳型内でボイルが多発し、
これによって、パウダーを巻き込み易くなって、内部介
在物指数が高くなることが確認された。In particular, in the case of 1), the flow velocity of the upward molten steel flow flowing near the molten metal surface of the mold is increased, the powder is easily entrained, and the penetration depth thereof is deepened,
Oxide-based non-ferrous inclusions could not float, and as a result, they were trapped in the slab and the internal inclusion index increased, and in the case of 3) above, boil frequently occurred in the mold,
It was confirmed that this facilitates the inclusion of powder and increases the index of internal inclusions.

【００３４】従って、内部介在物に対して、前記２）の
如くＡｒガスを適正量吹き込むことが有効で、特に、鋳
造速度１．６ｍ／ｍｉｎ以下のとき、その効果は大きく
なって、内部介在物指数の増加を最小限にできることが
確認された。また、溶鋼中にＣａを添加すると、前記
（１）と同様、浸漬ノズル内の介在物付着が防止される
ため、結果として、鋳型内の湯面変動が改善され、パウ
ダー巻き込み等による内部介在物指数が大幅に改善され
ることが確認された。そして、Ａｒガス吹き込み量が安
定するため、Ａｒガス気泡に起因する欠陥も相剰的に減
少することが確認された。Therefore, it is effective to blow an appropriate amount of Ar gas into the internal inclusions as described in 2) above. Especially, when the casting speed is 1.6 m / min or less, the effect becomes large. It was confirmed that the increase in the physical index could be minimized. Further, when Ca is added to the molten steel, as in (1) above, adhesion of inclusions in the immersion nozzle is prevented, and as a result, fluctuations in the molten metal surface in the mold are improved and internal inclusions due to powder entrainment, etc. It was confirmed that the index was significantly improved. It was also confirmed that since the amount of Ar gas blown in was stable, defects caused by Ar gas bubbles were also reduced in a recurrent manner.

【００３５】この結果、前記（３）より、浸漬ノズル等
を介して鋳型内にＡｒガス等の不活性ガスを２０Ｌ／ｍ
ｉｎ以下の流量で吹き込むと共に、鋳造速度１．６ｍ／
ｍｉｎ以下で連続鋳造を行うことにより、鋳片の内部介
在物指数を大幅に低減することができ、生産性を向上で
きることが確認された。As a result, from the above (3), 20 L / m of an inert gas such as Ar gas was introduced into the mold through an immersion nozzle or the like.
Injecting at a flow rate of less than or equal to in and casting speed of 1.6 m /
It was confirmed that by performing continuous casting at min or less, the internal inclusion index of the slab can be significantly reduced and the productivity can be improved.

【００３６】（４）コーナー縦割れと鋳造速度との関係
について 図１３に示すように、１）何も対策をしなかった場合
（×）、２）鋳型の稼働面のテーパーを最適化（鋳型１
ｍ当たり１．１〜１．４％縮幅）した場合（○）、３）
鋳片の短辺側にサポートロールを設置（二次冷却帯に沿
って鋳型の下端から０．６ｍ以上の範囲内）した場合
（●）、４）溶鋼中にＣａを添加（溶鋼中のＣａ濃度１
０ｐｐｍ以上）すると共に、溶鋼中のＳを低減（溶鋼中
のＳ濃度０．０１５ｗｔ％以下）した場合（☆）につい
て検討した結果、いずれも、鋳造速度が速くなるにつれ
て、コーナー縦割れ指数が増加することが確認された。(4) Regarding the relationship between the vertical cracks at the corners and the casting speed, as shown in FIG. 13, 1) no measures were taken (x), 2) the taper of the working surface of the mold was optimized (mold 1
1.1 to 1.4% reduction per m) (○), 3)
When a support roll is installed on the short side of the slab (within a range of 0.6 m or more from the lower end of the mold along the secondary cooling zone (●)), 4) Ca is added to the molten steel (Ca in molten steel Concentration 1
(0 ppm or more), and when S in molten steel was reduced (S concentration in molten steel was 0.015 wt% or less) (☆), as a result, in all cases, the corner longitudinal cracking index increased as the casting speed increased. It was confirmed to do.

【００３７】ところが、前記１）の場合、鋳造速度が速
くなるほど、鋳型内での凝固シェルの不均一性が増大
し、特に、鋳造速度が０．８ｍ／ｍｉｎを超えると、急
激にコーナー縦割れ指数が増加し、また、前記２）の場
合、鋳型のテーパーの最適化により、シェルの不均一性
が改善され、コーナー縦割れ指数が低下するが、軽微な
ものであったことが確認された。However, in the case of 1) above, as the casting speed increases, the non-uniformity of the solidified shell in the mold increases, and especially when the casting speed exceeds 0.8 m / min, the corner vertical cracking suddenly occurs. It was confirmed that the index increased, and in the case of 2), the nonuniformity of the shell was improved and the corner vertical cracking index decreased by optimizing the taper of the mold, but it was slight. .

【００３８】従って、コーナー縦割れに対して、前記
３）の如く鋳片の短辺側にサポートロールを設置するこ
とが有効で、特に、鋳造速度１．６ｍ／ｍｉｎ以下のと
き、その効果は大きくなって、コーナー縦割れ指数は大
幅に減少することが確認された。また、溶鋼中にＣａを
添加すると共に、溶鋼中のＳを低減すると、通常、Ｆｅ
ＳやＭｎＳの硫化物が粒界に析出して高炭素鋼の割れ感
受性を悪化させていたが、溶鋼中の硫化物がＣａＳとな
って粒内に析出するため、これを防止できることも確認
された。Therefore, it is effective to install a support roll on the short side of the slab as described in the above 3) against the vertical cracks at the corners. Especially, when the casting speed is 1.6 m / min or less, the effect is obtained. It was confirmed that the corner vertical cracking index decreased significantly as the size increased. Further, when Ca is added to the molten steel and S in the molten steel is reduced, Fe is usually
Although sulfides of S and MnS were precipitated at the grain boundaries to deteriorate the crack susceptibility of the high carbon steel, the sulfide in the molten steel becomes CaS and precipitates in the grains, and it is also confirmed that this can be prevented. It was

【００３９】（５）エッジ割れと鋳造速度との関係につ
いて 図１４に示すように、１）何も対策をしなかった場合
（×）、２）注水幅切り（スプレー幅切り）を行った場
合（○）、３）鋳片の長辺側に分割ロールを配置した場
合（●）、４）エッジエアーブロー設備を配置した場合
（▲）、５）溶鋼中にＣａを添加（溶鋼中のＣａ濃度１
０ｐｐｍ以上）すると共に、溶鋼中のＳを低減（溶鋼中
のＳ濃度０．０１５ｗｔ％以下）した場合（☆）につい
て検討した結果、いずれも、鋳造速度が速くなるほど、
エッジ割れ指数が低減することが確認された。(5) Relationship between edge crack and casting speed As shown in FIG. 14, 1) no measures were taken (x), 2) water injection width cutting (spray width cutting) (○), 3) When split rolls are placed on the long side of the slab (●), 4) When edge air blow equipment is placed (▲), 5) Ca is added to molten steel (Ca in molten steel) Concentration 1
0 ppm or more), and when S in molten steel was reduced (S concentration in molten steel was 0.015 wt% or less) (☆), the results were examined.
It was confirmed that the edge cracking index was reduced.

【００４０】ところが、前記２）の場合、鋳造速度が速
くなるほど、鋳片温度が高くなって、割れ感受性が低下
するため、エッジ割れ指数は減少するが、その発生率が
高いことが確認された。従って、エッジ割れに対して、
前記３）の如く鋳片の長辺側に分割ロールを配置するこ
とが有効で、特に、鋳造速度０．８ｍ／ｍｉｎ以上のと
き、その効果は大きくなって、エッジ割れ指数は大幅に
減少することが確認された。However, in the case of the above 2), it was confirmed that the edge cracking index decreases although the slab temperature increases and the cracking susceptibility decreases as the casting speed increases, but the occurrence rate is high. . Therefore, for edge cracks,
It is effective to arrange the split rolls on the long side of the slab as described in 3) above. Especially, when the casting speed is 0.8 m / min or more, the effect becomes large and the edge cracking index is greatly reduced. It was confirmed.

【００４１】そして、前記４）の如くエッジエアーブロ
ー設備を配置すると、ロールに沿って流れる冷却水の垂
れ水による鋳片コーナー部の冷却水が軽減され、エッジ
部の鋳片温度が上昇し、エッジ割れ指数は更に低減する
ことも確認された。また、溶鋼中にＣａを添加すると共
に、溶鋼中のＳを低減すると、前記（５）と同様、溶鋼
中の硫化物がＣａＳとなって粒内に析出して、従来のよ
うな割れ感受性の悪化を防止できることも確認された。When the edge air blow equipment is arranged as described in 4) above, the cooling water at the corners of the cast slab due to the dripping of the cooling water flowing along the roll is reduced, and the slab temperature at the edge rises. It was also confirmed that the edge cracking index was further reduced. Further, when Ca is added to the molten steel and S in the molten steel is reduced, the sulfide in the molten steel becomes CaS and precipitates in the grains, similar to the above (5), and the crack susceptibility as in the conventional case is reduced. It was also confirmed that the deterioration could be prevented.

【００４２】この結果、前記（４）、（５）より、鋳片
の短辺側をサポートロール等で支持すると共に、鋳片の
長辺側を分割ロールで支持することにより、鋳片のコー
ナー縦割れ及びエッジ割れを防止することができること
が確認された。As a result, from the above (4) and (5), by supporting the short side of the slab with a support roll or the like and supporting the long side of the slab with a split roll, the corner of the slab is It was confirmed that vertical cracks and edge cracks can be prevented.

【００４３】（６）内部割れと鋳造速度との関係につい
て 図１５に示すように、１）何も対策をしなかった場合
（×）、２）鋳片の長辺側に分割ロールを配置した場合
（●）、３）溶鋼中にＣａを添加（溶鋼中のＣａ濃度１
０ｐｐｍ以上）すると共に、溶鋼中のＳを低減（溶鋼中
のＳ濃度０．０１５ｗｔ％以下）した場合（☆）につい
て検討した結果、いずれも、鋳造速度が速くなるほど、
内部割れ指数が増加することが確認された。(6) Relationship between internal cracking and casting speed As shown in FIG. 15, 1) no measures were taken (x), 2) split rolls were arranged on the long side of the slab. Case (●), 3) Add Ca to molten steel (Ca concentration in molten steel 1
0 ppm or more), and when S in molten steel was reduced (S concentration in molten steel was 0.015 wt% or less) (☆), the results were examined.
It was confirmed that the internal cracking index increased.

【００４４】ところが、前記１）の場合、鋳造速度が速
くなるほど、鋳片温度が高くなって、凝固シェルの形成
速度が遅くなって、割れ感受性が上昇するため、内部割
れ指数が増加し、発生率が極めて高いことが確認され
た。従って、内部割れに対して、前記２）の如く鋳片の
長辺側に分割ロールを配置することが有効で、特に、鋳
造速度１．６ｍ／ｍｉｎ以下のとき、その効果は大きく
なって、内部割れ指数は大幅に減少することが確認され
た。However, in the case of 1), the higher the casting speed, the higher the slab temperature, the slower the solidified shell formation rate, and the higher the cracking susceptibility. It was confirmed that the rate was extremely high. Therefore, it is effective to arrange the split rolls on the long side of the slab for internal cracking as in the above 2), and particularly when the casting speed is 1.6 m / min or less, the effect becomes large. It was confirmed that the internal cracking index decreased significantly.

【００４５】また、溶鋼中にＣａを添加すると共に、溶
鋼中のＳを低減すると、前記（５）と同様、溶鋼中の硫
化物がＣａＳとなって粒内に析出して、従来のような割
れ感受性の悪化を防止できることも確認された。When Ca is added to the molten steel and S in the molten steel is reduced, the sulfide in the molten steel becomes CaS and precipitates in the grains as in the case of the above (5). It was also confirmed that deterioration of cracking susceptibility could be prevented.

【００４６】（７）内部割れとロール間隔絞り率につい
て 図１６に示すように、鋳型下端から鋳片の完全凝固位置
までのロール間隔を１．３％以上狭くすることにより、
内部割れ（中心割れ）の発生を防止することができるこ
とが確認された。(7) Internal cracking and roll interval drawing ratio As shown in FIG. 16, by narrowing the roll interval from the lower end of the mold to the completely solidified position of the cast by 1.3% or more,
It was confirmed that the occurrence of internal cracks (central cracks) could be prevented.

【００４７】以上の結果、前記（１）〜（７）より、図
１７に示すように、浸漬ノズルを介して鋳型内へ吹き込
まれる不活性ガスの流量を２０Ｌ／ｍｉｎ以下とすると
共に、鋳片の長辺側の少なくとも一部領域を分割ロー
ル、短辺側をサポートロール等で支持しつつ、鋳片の板
厚を鋳型の下端から鋳片の完全凝固位置までの少なくと
も一部領域を１．３％以上狭めながら、鋳造速度０．８
ｍ／ｍｉｎ以上、かつ鋳造量１．２Ｔ／ｍｉｎ以上で連
続鋳造することにより、表面欠陥及び内部欠陥を低減で
きることが確認された。As a result of the above, from the above (1) to (7), as shown in FIG. 17, the flow rate of the inert gas blown into the mold through the immersion nozzle was set to 20 L / min or less, and the slab was cast. 1. While supporting at least a part of the long side of the cast roll with a split roll and supporting the short side of the cast roll with a support roll or the like, the thickness of the cast slab is at least a partial region from the lower end of the mold to the completely solidified position of the cast slab. Casting speed 0.8 while narrowing more than 3%
It was confirmed that surface defects and internal defects can be reduced by continuous casting at m / min or more and a casting amount of 1.2 T / min or more.

【００４８】そして、この結果、図１８中、斜線枠内で
示すように、高炭素鋼の手入れ負荷軽減率を約６５％以
上と高くすることができると共に、生産性指数を約１１
以上と高くすることができ、高品質な高炭素鋼を普通鋼
並みの高い生産性でかつ高い製品歩留りで製造すること
ができることが確認された。As a result, as shown in the shaded frame in FIG. 18, the maintenance load reduction rate of the high carbon steel can be increased to about 65% or more, and the productivity index is set to about 11%.
It has been confirmed that it is possible to increase the above, and high-quality high-carbon steel can be produced with high productivity comparable to ordinary steel and with high product yield.

【００４９】なお、前述した表層介在物指数とは、鋳造
速度０．５ｍ／ｍｉｎで連続鋳造を行ったときの鋳片の
表層直下１０ｍｍ以内の表層介在物を基準８として指数
化したもの、内部介在物指数とは、鋳造速度１．４ｍ／
ｍｉｎで連続鋳造を行ったときの鋳片の中心部の内部介
在物を基準８として指数化したものである。The above-mentioned surface layer inclusion index is an index obtained by indexing the surface layer inclusions within 10 mm immediately below the surface layer of the slab when continuous casting is performed at a casting speed of 0.5 m / min, as an index. Inclusion index is a casting speed of 1.4 m /
It is an index based on the internal inclusions in the central portion of the slab when continuous casting is performed for min as reference 8.

【００５０】また、コーナー縦割れ指数とは、鋳造速度
１．６ｍ／ｍｉｎで連続鋳造を行ったときの鋳片のコー
ナー縦割れを基準８として指数化したもの、エッジ割れ
指数とは、鋳造速度０．５ｍ／ｍｉｎで連続鋳造を行っ
たときの鋳片のエッジ割れを基準８として指数化したも
のである。The corner vertical cracking index is an index based on the corner vertical cracking of the slab when continuous casting is performed at a casting speed of 1.6 m / min, and the edge cracking index is the casting speed. This is an indexed value with reference to the edge crack of the slab when continuous casting was performed at 0.5 m / min.

【００５１】また、内部割れ指数とは、鋳造速度１．４
ｍ／ｍｉｎで連続鋳造を行ったときの鋳片の内部割れを
基準８として指数化したもの、手入れ負荷軽減率とは、
普通鋼で手入れがなかった場合を１００％として指数化
したもの、生産性指数とは、所定の連鋳機で普通鋼を大
量生産するときの最大生産能力を２４として指数化した
ものである。The internal crack index is a casting speed of 1.4.
What is indexed with reference to internal cracking of the slab when performing continuous casting at m / min, and the maintenance load reduction rate is
The productivity index is an index of 100% in the case where ordinary steel is not maintained, and the productivity index is an index in which the maximum production capacity when mass-producing ordinary steel in a predetermined continuous casting machine is 24.

【００５２】[0052]

【発明の実施の形態】続いて、添付した図面を参照しつ
つ、本発明を具体化した実施の形態につき説明し、本発
明の理解に供する。BEST MODE FOR CARRYING OUT THE INVENTION Next, referring to the attached drawings, an embodiment in which the present invention is embodied will be described to provide an understanding of the present invention.

【００５３】まず、図１〜図４を参照して、本発明の一
実施の形態に係る高炭素鋼の連続鋳造方法に好適に用い
ることができる湾曲型連鋳機Ａの全体構成について説明
する。First, with reference to FIGS. 1 to 4, a description will be given of the overall configuration of a curved continuous casting machine A that can be suitably used in the continuous casting method for high carbon steel according to one embodiment of the present invention. .

【００５４】図１及び図２に示すように、図示しない建
屋内には、図示しない鋳床が立設されており、この鋳床
上には、回転可能なレードルターレット１１が配設さ
れ、更に、このレードルターレット１１上に、取鍋１２
が載置されている。また、上述した鋳床上には、一対の
レール（図示せず）が敷設されており、この一対のレー
ル上には、図示しない移動可能な走行台車が配設され、
更に、この走行台車上に、タンディッシュ１３が配設さ
れている。As shown in FIGS. 1 and 2, a cast floor (not shown) is erected in a building (not shown), and a rotatable ladle turret 11 is arranged on the cast floor. On this ladle turret 11, ladle 12
Is placed. Further, a pair of rails (not shown) are laid on the above-mentioned cast floor, and a movable traveling carriage (not shown) is arranged on the pair of rails.
Further, a tundish 13 is arranged on the traveling carriage.

【００５５】また、上述した建屋の床面上には、図示し
ない架台が立設されており、この架台上には、図示しな
いオッシレーション装置が配設され、更に、このオッシ
レーション装置の先部に配設された支持台上に、鋳型１
４が上、下動可能に支持されている。また、上述した床
面上には、図示しない複数のローラエプロン架台が適宜
角度で配設されており、このローラエプロン架台上に、
複数（本実施の形態では２５）のロールセグメント１５
Ａ〜１５ＺＺが配設されることによって、二次冷却帯１
９が構成されている。Further, on the floor surface of the above-mentioned building, a stand (not shown) is erected, and an oscillation device (not shown) is arranged on this stand, and further, a front portion of this oscillation device. The mold 1 is placed on the support table arranged in
4 is supported so that it can move up and down. Further, on the floor surface described above, a plurality of roller apron mounts (not shown) are arranged at appropriate angles, and on the roller apron mounts,
A plurality of (25 in the present embodiment) roll segments 15
By disposing A to 15ZZ, the secondary cooling zone 1
9 are configured.

【００５６】また、ロールセグメント１５ＺＺの下流側
（図では右側）には、上記した鋳型１４からこの二次冷
却帯１９を介して鋳片１８を引き抜くための上、下一対
のピンチロール２８が配設されており、このピンチロー
ル２８の下流側には、鋳片１８を所望の長さで切断する
図示しないカッティング装置へ鋳片１８を搬送する図示
しないローラテーブルが配設されている。A pair of upper and lower pinch rolls 28 for pulling out the slab 18 from the above-mentioned mold 14 through the secondary cooling zone 19 are arranged on the downstream side (right side in the figure) of the roll segment 15ZZ. A roller table (not shown) that conveys the slab 18 to a cutting device (not shown) that cuts the slab 18 into a desired length is disposed downstream of the pinch roll 28.

【００５７】次に、上記した構成を有する湾曲型連鋳機
Ａの各部の構成について説明する。まず、図２を参照し
て、鋳型１４の具体的構成について説明する。Next, the structure of each part of the curved continuous casting machine A having the above structure will be described. First, a specific configuration of the mold 14 will be described with reference to FIG.

【００５８】図示するように、オッシレーション装置の
支持台上には、一対の鋳型長辺２１ａ、２１ｂが平行間
隔を開けて配設されており、この一対の鋳型長辺２１
ａ、２１ｂ間に、一対の鋳型短辺２２ａ、２２ｂが、各
鋳型長辺２１ａ、２１ｂの長手方向に沿って進退可能に
配設されている。また、各鋳型長辺２１ａ、２１ｂの稼
働面は、二次冷却帯１９の湾曲半径Ｒに合わせた曲面に
なっている。As shown in the figure, a pair of mold long sides 21a and 21b are arranged at parallel intervals on the support base of the oscillation device.
A pair of mold short sides 22a, 22b are arranged between a and 21b so as to be movable back and forth along the longitudinal direction of the mold long sides 21a, 21b. The working surfaces of the long sides 21 a and 21 b of each mold are curved surfaces that match the curvature radius R of the secondary cooling zone 19.

【００５９】また、これに合わせて、各鋳型短辺２２
ａ、２２ｂは、それぞれ正面視弧字状に形成されてい
る。また、一対の鋳型長辺２１ａ、２１ｂの下部間の幅
（即ち、一方の鋳型長辺２１ａの稼働面下端から、他方
の鋳型長辺２１ｂの稼働面迄の、法線方向の幅）ｂは、
一対の鋳型長辺２１ａ、２１ｂ、１ｍ当たり、各鋳型長
辺２１ａ、２１ｂの上端間の幅ａより、１．１〜１．４
％縮幅されている。In accordance with this, each mold short side 22
Each of a and 22b is formed in an arc shape when viewed from the front. Further, the width b between the lower parts of the pair of mold long sides 21a and 21b (that is, the width in the normal direction from the lower end of the operating surface of one mold long side 21a to the operating surface of the other mold long side 21b) is ,
From the width a between the upper ends of the mold long sides 21a, 21b per pair of the mold long sides 21a, 21b, 1m, 1.1 to 1.4.
% Has been reduced.

【００６０】同様に、一対の鋳型短辺２２ａ、２２ｂの
下端間の幅ｄは、この一対の鋳型短辺２２ａ、２２ｂを
それぞれ上、下１対（又は２対）の駆動手段によって鋳
型長辺２１ａ、２１ｂの長手方向に沿って駆動すること
により、一対の鋳型短辺２２ａ、２２ｂ、１ｍ当たり、
各鋳型短辺２２ａ、２２ｂの上端間の幅ｃより、１．１
〜１．４％縮幅されている。Similarly, the width d between the lower ends of the pair of mold short sides 22a and 22b is determined by the pair of mold short sides 22a and 22b above and below the pair of mold short sides 22a and 22b by the driving means. By driving along the longitudinal direction of 21a, 21b, per pair of mold short sides 22a, 22b, 1m,
From the width c between the upper ends of the mold short sides 22a and 22b, 1.1
Reduced by ~ 1.4%.

【００６１】従って、鋳型１４の稼働面と鋳片１８との
間にエアーギャップが発生するのを防止することができ
るので、常に強固な（厚さの厚い）凝固シェルを形成す
ることができ、鋳片１８のバルジング、及び、このバル
ジングに伴う表面欠陥及び内部欠陥を防止できるように
なっている。Therefore, since it is possible to prevent an air gap from being generated between the working surface of the mold 14 and the cast piece 18, it is possible to always form a solid (thick) solidified shell, It is possible to prevent bulging of the slab 18 and surface defects and internal defects associated with this bulging.

【００６２】次に、図１〜図３を参照して、二次冷却帯
１９について説明する。まず、ロールセグメント１５Ａ
の具体的構成について説明する。Next, the secondary cooling zone 19 will be described with reference to FIGS. First, roll segment 15A
The specific configuration of will be described.

【００６３】図１、図２及び図３（ａ）に示すように、
鋳片１８を挟んで対向する一対の小径の分割ロール２５
が、湾曲半径Ｒに沿って平行間隔を開けて３組配設され
ている。また、この分割ロール２５間には、鋳片１８の
板幅方向に沿って、適当間隔を開けて、複数のスプレー
ノズル２６が配設されている（図３（ａ）参照）。As shown in FIGS. 1, 2 and 3 (a),
A pair of small-diameter split rolls 25 facing each other with the slab 18 in between.
However, three sets are arranged along the radius of curvature R at parallel intervals. In addition, a plurality of spray nozzles 26 are arranged between the split rolls 25 at appropriate intervals along the plate width direction of the slab 18 (see FIG. 3A).

【００６４】なお、この分割ロール２５が小径ロールか
らなると共に、分割ロール２５間の間隔を、スプレーノ
ズル２６が収まるだけの狭い隙間を開けて配設している
ため、鋳片１８のバルジング、及び、このバルジングに
伴う表面欠陥及び内部欠陥を防止することができる構造
となっている。Since the dividing rolls 25 are small-diameter rolls and the gaps between the dividing rolls 25 are arranged with a narrow gap enough to accommodate the spray nozzle 26, bulging of the slab 18 and The structure is capable of preventing surface defects and internal defects due to this bulging.

【００６５】また、鋳片１８の板幅方向に配設されたス
プレーノズル２６は、幅切り注水（注水幅切り、スプレ
ー幅切り）が可能となっている（図３（ｂ）参照）と共
に、鋳片１８の引き抜き方向に隣り合う分割ロール２５
間でかつ鋳片１８の板幅方向の両端部近傍には、鋳片１
８の両端部に向かって（即ち両端部から外側に向かっ
て）エアーを吹き付けるエアーノズル２７を備えた図示
しないエッジエアーブロー装置が配設されている。Further, the spray nozzles 26 arranged in the plate width direction of the cast slab 18 are capable of width cutting water injection (water injection width cutting, spray width cutting) (see FIG. 3B). Dividing rolls 25 adjacent to each other in the drawing direction of the slab 18
In the vicinity of both ends of the slab 18 in the plate width direction, the slab 1
An edge air blower (not shown) having an air nozzle 27 that blows air toward both ends (i.e., from both ends toward the outside) of 8 is provided.

【００６６】従って、鋳片１８のコーナー部が過冷却さ
れてコーナー縦割れやエッジ割れが発生するのを防止す
ることができると共に、図３（ｃ）に示すように、鋳片
１８の上面を伝って冷却水が鋳片１８の両端部へ流れて
いって、鋳片１８の両端部が過冷却されてコーナー縦割
れやエッジ割れが発生するのを確実に防止できる。Therefore, it is possible to prevent the corner portion of the cast slab 18 from being overcooled to cause vertical corner cracks and edge cracks, and as shown in FIG. It is possible to reliably prevent the cooling water from flowing to both end portions of the cast slab 18 and supercooling both end portions of the cast slab 18 to cause vertical corner cracks or edge cracks.

【００６７】そして、上記した構成を有するロールセグ
メント１５Ａの下流側には、ロールセグメント１５Ｂが
配設されている。A roll segment 15B is arranged on the downstream side of the roll segment 15A having the above structure.

【００６８】次に、このロールセグメント１５Ｂの具体
的構成について説明する。図１に示すように、鋳片１８
を挟んで対向する一対の小径の分割ロール２５が、湾曲
半径Ｒに沿って平行間隔を開けて３組配設されていると
共に、その下流側に、鋳片１８を挟んで対向する一対の
分割ロール２５ａ（分割ロール２５より大径）が、４組
配設されている。Next, the specific structure of the roll segment 15B will be described. As shown in FIG.
A pair of small-diameter split rolls 25 that face each other with a slab in between are arranged along the radius of curvature R with three parallel intervals, and a pair of split rolls that face each other with the slab 18 sandwiched downstream thereof. Four sets of rolls 25a (having a larger diameter than the split roll 25) are provided.

【００６９】また、このロールセグメント１５Ｂには、
上記したロールセグメント１５Ａと同様、分割ロール２
５、２５ａ間に、図示しない複数のスプレーノズルが配
設されていると共に、鋳片１８の板幅方向の両端部近傍
に、エアーを吹き付ける図示しないエッジエアーブロー
装置が配設されている。Further, the roll segment 15B includes
Similar to the roll segment 15A described above, the split roll 2
A plurality of spray nozzles (not shown) are provided between the nozzles 5 and 25a, and an edge air blow device (not shown) for blowing air is provided near both ends of the cast slab 18 in the plate width direction.

【００７０】次に、上記した構成を有するロールセグメ
ント１５Ｂの下流側に配設されたロールセグメント１５
Ｃの具体的構成について説明する。Next, the roll segment 15 disposed on the downstream side of the roll segment 15B having the above-mentioned structure.
A specific configuration of C will be described.

【００７１】図１に示すように、このロールセグメント
１５Ｃには、鋳片１８を挟んで対向する一対の小径の分
割ロール２５ａが、湾曲半径Ｒに沿って平行間隔を開け
て６組配設されていると共に、この分割ロール２５ａ間
に、複数のスプレーノズル（図示せず）、及び、鋳片１
８の板幅方向の両端部近傍に、エアーを吹き付けるエッ
ジエアーブロー装置（図示せず）が配設されている。As shown in FIG. 1, in this roll segment 15C, a pair of small-diameter split rolls 25a facing each other with the slab 18 sandwiched therebetween are arranged along the radius of curvature R in parallel at six intervals. In addition, a plurality of spray nozzles (not shown) and the slab 1 are provided between the split rolls 25a.
Edge air blowers (not shown) for blowing air are disposed near both ends of the plate 8 in the plate width direction.

【００７２】次に、上記した構成を有するロールセグメ
ント１５Ｃの下流側に配設されたロールセグメント１５
Ｄの具体的構成について説明する。Next, the roll segment 15 disposed on the downstream side of the roll segment 15C having the above-described structure.
A specific configuration of D will be described.

【００７３】図１に示すように、このロールセグメント
１５Ｄには、鋳片１８を挟んで対向する一対の小径の分
割ロール２５ｂ（分割ロール２５ａより大径）が、湾曲
半径Ｒに沿って平行間隔を開けて５組配設されていると
共に、この分割ロール２５ｂ間には、複数のスプレーノ
ズル（図示せず）、及び、鋳片１８の板幅方向の両端部
近傍に、エアーを吹き付けるエッジエアーブロー装置
（図示せず）が配設されている。As shown in FIG. 1, in the roll segment 15D, a pair of small-diameter split rolls 25b (larger than the split roll 25a) facing each other with the slab 18 interposed therebetween are arranged at parallel intervals along the curvature radius R. There are five sets of open nozzles, and a plurality of spray nozzles (not shown) between the split rolls 25b and edge air for blowing air near both ends of the slab 18 in the plate width direction. A blowing device (not shown) is provided.

【００７４】次に、上記した構成を有するロールセグメ
ント１５Ｄの下流側に配設されたロールセグメント１５
Ｅ、１５Ｆの具体的構成について説明する。Next, the roll segment 15 disposed on the downstream side of the roll segment 15D having the above-mentioned structure.
Specific configurations of E and 15F will be described.

【００７５】図１に示すように、このロールセグメント
１５Ｅ、１５Ｆには、それぞれ、鋳片１８を挟んで対向
する一対の分割ロール２５ｃ（分割ロール２５ｂより大
径）が、湾曲半径Ｒに沿って平行間隔を開けて５組配設
されていると共に、この分割ロール２５ｃ間には、複数
のスプレーノズル（図示せず）、及び、鋳片１８の板幅
方向の両端部近傍に、エアーを吹き付けるエッジエアー
ブロー装置（図示せず）が配設されている。As shown in FIG. 1, a pair of split rolls 25c (having a larger diameter than the split roll 25b), which face each other with the cast piece 18 in between, are provided along the radius of curvature R in the roll segments 15E and 15F. Five sets are arranged at parallel intervals, and a plurality of spray nozzles (not shown) and air are blown between the divided rolls 25c in the vicinity of both ends of the cast piece 18 in the plate width direction. An edge air blow device (not shown) is provided.

【００７６】次に、上記した構成を有するロールセグメ
ント１５Ｆの下流側に配設されたロールセグメント１５
Ｇ、１５Ｈの具体的構成について説明する。Next, the roll segment 15 arranged on the downstream side of the roll segment 15F having the above-mentioned structure.
A specific configuration of G and 15H will be described.

【００７７】図１に示すように、このロールセグメント
１５Ｇ、１５Ｈには、それぞれ、鋳片１８を挟んで対向
する一対の小径の分割ロール２５ｄ（分割ロール２５ｃ
より大径）が、湾曲半径Ｒに沿って平行間隔を開けて５
組配設されていると共に、この分割ロール２５ｄ間に
は、複数のスプレーノズル（図示せず）、及び、鋳片１
８の板幅方向の両端部近傍に、エアーを吹き付けるエッ
ジエアーブロー装置（図示せず）が配設されている。As shown in FIG. 1, each of the roll segments 15G and 15H has a pair of small-diameter split rolls 25d (split rolls 25c) which face each other with the cast piece 18 in between.
Larger diameter), with a parallel spacing along the radius of curvature R 5
A plurality of spray nozzles (not shown) and the slab 1 are arranged between the split rolls 25d as a set.
Edge air blowers (not shown) for blowing air are disposed near both ends of the plate 8 in the plate width direction.

【００７８】次に、上記した構成を有するロールセグメ
ント１５Ｈの下流側に配設されたロールセグメント１５
Ｊの具体的構成について説明する。Next, the roll segment 15 disposed on the downstream side of the roll segment 15H having the above structure.
A specific configuration of J will be described.

【００７９】図１に示すように、このロールセグメント
１５Ｊには、鋳片１８を挟んで対向する一対の大径のロ
ール２５ｅ（分割ロール２５ｄより大径）が、湾曲半径
Ｒに沿って平行間隔を開けて３組配設されていると共
に、このロール２５ｅ間に、複数のスプレーノズル（図
示せず）、及び、鋳片１８の板幅方向の両端部近傍に、
エアーを吹き付けるエッジエアーブロー装置（図示せ
ず）が配設されている。As shown in FIG. 1, in the roll segment 15J, a pair of large-diameter rolls 25e (larger than the split roll 25d) facing each other with the slab 18 interposed therebetween are arranged at parallel intervals along the curvature radius R. And three spray nozzles (not shown) are provided between the rolls 25e in the vicinity of both ends of the slab 18 in the plate width direction.
An edge air blow device (not shown) for blowing air is provided.

【００８０】そして、上記した構成を有するロールセグ
メント１５Ｊの下流側に、ロールセグメント１５Ｋが配
設されているが、このロールセグメント１５Ｋは、鋳片
１８の引き抜き方向中央部に位置する下方のロール２５
ｅが大径のバックアップロール１７によって押圧支持さ
れている（このため、ロールセグメント１５Ｋの鋳片１
８の引き抜き方向中央部に位置する一対のロール２５ｅ
を矯正ロールともいう）以外、上記したロールセグメン
ト１５Ｊと同様なものなので、その説明を省略する。A roll segment 15K is arranged on the downstream side of the roll segment 15J having the above-mentioned structure. The roll segment 15K is located below the roll 25 located at the center of the cast slab 18 in the drawing direction.
e is pressed and supported by the backup roll 17 having a large diameter (for this reason, the slab 1 of the roll segment 15K is
A pair of rolls 25e positioned at the central portion in the drawing direction of 8
Is also the same as the above-mentioned roll segment 15J except for the straightening roll) and its description is omitted.

【００８１】次に、上記した構成を有するロールセグメ
ント１５Ｋの下流側に配設されたロールセグメント１５
Ｌ〜１５ＺＺの具体的構成について説明する。Next, the roll segment 15 disposed on the downstream side of the roll segment 15K having the above-mentioned structure.
A specific configuration of L to 15ZZ will be described.

【００８２】図１に示すように、このロールセグメント
１５Ｌ〜１５ＺＺは、それぞれ、鋳片１８を挟んで対向
する上、下一対の大径のロール２５ｅが、平行間隔を開
けて３組配設されていると共に、このロール２５ｅ間に
は、複数のスプレーノズル（図示せず）が配設されてい
る。As shown in FIG. 1, the roll segments 15L to 15ZZ are opposed to each other with the cast piece 18 in between, and a pair of upper and lower rolls 25e each having a large diameter are arranged in parallel at three intervals. In addition, a plurality of spray nozzles (not shown) are arranged between the rolls 25e.

【００８３】そして、ロールセグメント１５Ａにより第
１の冷却ゾーン１６Ａ、ロールセグメント１５Ｂにより
第２の冷却ゾーン１６Ｂ、ロールセグメント１５Ｃによ
り第３の冷却ゾーン１６Ｃ、ロールセグメント１５Ｄに
より第４の冷却ゾーン１６Ｄ、ロールセグメント１５
Ｅ、１５Ｆにより第５の冷却ゾーン１６Ｅが構成されて
いる。The roll segment 15A forms the first cooling zone 16A, the roll segment 15B forms the second cooling zone 16B, the roll segment 15C forms the third cooling zone 16C, and the roll segment 15D forms the fourth cooling zone 16D. Segment 15
A fifth cooling zone 16E is constituted by E and 15F.

【００８４】また、ロールセグメント１５Ｇ、１５Ｈに
より第６の冷却ゾーン１６Ｆ、ロールセグメント１５Ｊ
〜１５Ｈにより第７の冷却ゾーン１６Ｇ、ロールセグメ
ント１５Ｍ〜１５Ｐにより第８の冷却ゾーン１６Ｈ、ロ
ールセグメント１５Ｑ〜１５Ｔにより第９の冷却ゾーン
１６Ｊ、ロールセグメント１５Ｕ〜１５ＺＺにより第１
０の冷却ゾーン１６Ｋが構成されている。Further, the roll segments 15G and 15H form the sixth cooling zone 16F and the roll segment 15J.
15H to the seventh cooling zone 16G, roll segments 15M to 15P to the eighth cooling zone 16H, roll segments 15Q to 15T to the ninth cooling zone 16J, roll segments 15U to 15ZZ to the first.
0 cooling zone 16K is configured.

【００８５】更に、ロールセグメント１５Ａ〜１５Ｋに
より湾曲部１９Ａ、ロールセグメント１５Ｌ〜１５ＺＺ
により水平部１９Ｂが構成されている。Further, by the roll segments 15A to 15K, the curved portion 19A and the roll segments 15L to 15ZZ are formed.
The horizontal portion 19B is configured by.

【００８６】なお、上記した湾曲部１９Ａにおいて、鋳
片１８を挟んで対向する分割ロール２５〜２５ｄ及びロ
ール２５ｅの間隔は、この二次冷却帯１９の上流側から
下流側に向かって縮幅されていると共に、この湾曲部１
９Ａトータルで約１．３％程度縮幅されている。In the above-mentioned curved portion 19A, the interval between the divided rolls 25 to 25d and the roll 25e which face each other with the slab 18 in between is reduced from the upstream side to the downstream side of the secondary cooling zone 19. Along with this curved part 1
The total width of 9A is reduced by about 1.3%.

【００８７】従って、通常、高炭素鋼を連続鋳造する
際、鋳片１８内溶鋼が完全に凝固するまでのロール間隔
絞り率は約１％程度であるが、それより更に約０．３％
程度絞り込むので、鋳片１８を押圧することができ、こ
の結果、内部割れを防止することができる。Therefore, normally, when continuously casting high carbon steel, the roll interval drawing ratio until the molten steel in the slab 18 is completely solidified is about 1%, but further about 0.3%.
Since the slab 18 is narrowed down to some extent, the cast piece 18 can be pressed, and as a result, internal cracking can be prevented.

【００８８】また、冷却ゾーン１６Ｇより上流側の冷却
ゾーン１６Ｅ、１６Ｆを構成する分割ロール２５ｃ、２
５ｄ、及び、冷却ゾーン１６Ｇより下流側の冷却ゾーン
１６Ｈ〜１６Ｋを構成するロール２５ｅは駆動ロール
（図１中、◎で示す）となっている。Further, the dividing rolls 25c and 2 which constitute the cooling zones 16E and 16F on the upstream side of the cooling zone 16G.
5d and the rolls 25e constituting the cooling zones 16H to 16K on the downstream side of the cooling zone 16G are drive rolls (indicated by ⊚ in FIG. 1).

【００８９】従って、この駆動ロールを駆動することに
よって、鋳片１８を円滑に引き抜くことができると共
に、冷却ゾーン１６Ｇの矯正ロールより上流側の駆動ロ
ールと、下流側の駆動ロールの回転速度を適宜変更する
ことにより、従来、鋳片１８の矯正部に発生する内部割
れを防止することができる。Therefore, by driving this drive roll, the slab 18 can be smoothly pulled out, and the rotational speeds of the drive roll upstream and the drive roll downstream of the straightening roll in the cooling zone 16G can be adjusted appropriately. By making the change, it is possible to prevent internal cracks that conventionally occur in the straightening portion of the cast slab 18.

【００９０】また、図示の実施の形態におけるその他の
構成について説明すると、以下の通りである。The other structure of the illustrated embodiment will be described below.

【００９１】図２に示すように、湾曲部１９Ａを通過す
る鋳片１８に沿って、鋳型１４の下端から少なくとも
０．６ｍ以上の範囲内には、鋳片１８の短辺側を支持す
る複数のサポートロール３０が設けられていると共に、
この鋳片１８の引き抜き方向に隣り合うサポートロール
３０間には、図示しないスプレーノズルが配設されてい
る。As shown in FIG. 2, along the cast piece 18 passing through the curved portion 19A, a plurality of short side sides of the cast piece 18 are supported within a range of at least 0.6 m from the lower end of the mold 14. With the support roll 30 of
A spray nozzle (not shown) is arranged between the support rolls 30 adjacent to each other in the drawing direction of the cast slab 18.

【００９２】従って、鋳片１８の短辺側が丸く膨らむバ
ルジングを防止できると共に、鋳片１８のコーナー部が
過冷却されることに起因するコーナー縦割れやエッジ割
れといった表面欠陥が発生するのを防止することができ
る。Therefore, it is possible to prevent bulging in which the short side of the slab 18 bulges in a round shape and to prevent surface defects such as vertical corner cracks and edge cracks due to supercooling of the corners of the slab 18. can do.

【００９３】また、図４（ａ）、（ｂ）に示すように、
タンディッシュ１３の吐出口１３ｂには、円環状のポー
ラスプラグからなるタンディッシュノズル３３が配設さ
れ、このタンディッシュノズル３３には図示しないＡｒ
ガス送給手段に連通するＡｒガス供給管３４が接続され
ている。Further, as shown in FIGS. 4 (a) and 4 (b),
At the discharge port 13b of the tundish 13, a tundish nozzle 33 made of an annular porous plug is arranged. The tundish nozzle 33 has an Ar (not shown).
An Ar gas supply pipe 34 communicating with the gas supply means is connected.

【００９４】また、浸漬ノズル１３ａの内壁の所定部に
は、薄肉円環状のポーラスプラグ３５が配設され、この
ポーラスプラグ３５に連通するスリット３６が、浸漬ノ
ズル１３ａの壁内に形成されている。そして、このスリ
ット３６には図示しないＡｒガス送給手段に連通するＡ
ｒガス供給管３７が接続されている。A thin-walled annular porous plug 35 is provided at a predetermined portion of the inner wall of the immersion nozzle 13a, and a slit 36 communicating with the porous plug 35 is formed in the wall of the immersion nozzle 13a. . Then, the slit 36 is connected to an Ar gas feeding means (not shown).
The r gas supply pipe 37 is connected.

【００９５】更に、タンディッシュ１３のストッパー３
８の軸心部には、ストッパーノズル３８ａが形成され、
このストッパーノズル３８ａには図示しないＡｒガス送
給手段に連通するＡｒガス供給管（図示せず）が接続さ
れている。Furthermore, the stopper 3 of the tundish 13
A stopper nozzle 38a is formed in the axial center portion of 8,
An Ar gas supply pipe (not shown) communicating with an Ar gas supply means (not shown) is connected to the stopper nozzle 38a.

【００９６】従って、タンディッシュノズル３３、ポー
ラスプラグ３５、及び、ストッパーノズル３８ａから浸
漬ノズル１３ａを介して鋳型１４内へＡｒガスを吹き込
むことができ、浸漬ノズル１３ａの内壁に酸化物系非鉄
介在物が付着するのを防止できる構造となっている。Therefore, Ar gas can be blown into the mold 14 through the immersion nozzle 13a from the tundish nozzle 33, the porous plug 35, and the stopper nozzle 38a, and the oxide-based non-ferrous inclusions are formed on the inner wall of the immersion nozzle 13a. It has a structure that can prevent the adherence.

【００９７】なお、浸漬ノズル１３ａの吐出口１３ｃの
傾き角度は、図４（ａ）、（ｂ）に示すように、水平面
に対し上向き角度（α）を１５°以下、水平面に対し下
向き角度（β）を３５°以下になっている。従って、表
層介在物や内部介在物が発生するのを防止することがで
きる。The inclination angle of the discharge port 13c of the immersion nozzle 13a is, as shown in FIGS. 4 (a) and 4 (b), an upward angle (α) of 15 ° or less with respect to the horizontal plane and a downward angle (α) with respect to the horizontal plane. β) is less than 35 °. Therefore, it is possible to prevent generation of surface layer inclusions and internal inclusions.

【００９８】次に、上記構成を有する湾曲型連鋳機Ａを
用いる本実施の形態に係る高炭素鋼の連続鋳造方法につ
いて説明する。Next, a method of continuously casting high carbon steel according to the present embodiment using the curved type continuous casting machine A having the above structure will be described.

【００９９】まずレードルターレット１１に支持された
取鍋１２からロングノズル１２ａを介してタンディッシ
ュ１３にＣ濃度０．３ｗｔ％以上、Ｃａ濃度１０ｐｐｍ
〜２５ｐｐｍ、Ｓ濃度０．００３〜０．０１５ｗｔ％の
溶鋼を注湯すると共に、このタンディッシュ１３から浸
漬ノズル１３ａを介して鋳型１４内に溶鋼を鋳造量１．
２〜４．５Ｔ／ｍｉｎで注湯する。First, from the ladle 12 supported by the ladle turret 11 to the tundish 13 via the long nozzle 12a, the C concentration is 0.3 wt% or more and the Ca concentration is 10 ppm.
.About.25 ppm and S concentration of 0.003 to 0.015 wt% are poured, and the molten steel is cast into the mold 14 from the tundish 13 through the immersion nozzle 13a.
Pouring at 2-4.5 T / min.

【０１００】この際、タンディッシュノズル３３、ポー
ラスプラグ３５、及び、ストッパーノズル３８ａから浸
漬ノズル１３ａを介して鋳型１４内へ２０Ｌ／ｍｉｎ以
下の流量でＡｒガスを吹き込みながら、鋳型１４内で冷
却凝固された鋳片１８を、二次冷却帯１９を介して鋳造
速度０．８ｍ／ｍｉｎ〜１．６ｍ／ｍｉｎで引き抜きな
がら鋳造する。At this time, the Ar gas is blown into the mold 14 from the tundish nozzle 33, the porous plug 35, and the stopper nozzle 38a through the immersion nozzle 13a at a flow rate of 20 L / min or less, while cooling and solidifying in the mold 14. The cast slab 18 is cast while being drawn through the secondary cooling zone 19 at a casting speed of 0.8 m / min to 1.6 m / min.

【０１０１】この場合、溶鋼中のＣａ濃度が１０ｐｐｍ
〜２５ｐｐｍ、Ｓ濃度が０．００３〜０．０１５ｗｔ
％、更にＡｒガスを吹き込むことによって、浸漬ノズル
１３ａの内壁に酸化物系非鉄介在物が付着したり、断続
的に剥離したりすることによって、高炭素鋼の連鋳操業
が不安定になるのを防止することができる。In this case, the concentration of Ca in the molten steel is 10 ppm.
~ 25ppm, S concentration 0.003 ~ 0.015wt
%, Further blowing Ar gas causes oxide non-ferrous inclusions to adhere to the inner wall of the dipping nozzle 13a or intermittently peel off, which makes the continuous casting operation of high carbon steel unstable. Can be prevented.

【０１０２】また、この際、二次冷却帯１９に沿って鋳
型１４の下端から４ｍ内の冷却水量を、全冷却水量の４
０〜６５％とすることにより、鋳片１８を強冷却するこ
とができ、鋳片１８のバルジング、及びこのバルジング
に起因する内部割れを防止することができる。At this time, the cooling water amount within 4 m from the lower end of the mold 14 along the secondary cooling zone 19 is equal to 4% of the total cooling water amount.
By setting the content to 0 to 65%, the slab 18 can be strongly cooled, and bulging of the slab 18 and internal cracks due to this bulging can be prevented.

【０１０３】また、湾曲部１９Ａの少なくとも１つの冷
却ゾーン１６Ａ〜１６Ｇで鋳片１８の板幅方向の両端部
への注水を停止すると共に、この鋳片１８の板幅方向の
両端部へエアーを吹き付けることにより、この鋳片１８
の板幅方向の両端部の過冷却を防止することができ、矯
正部におけるエッジ割れを防止することができる。Further, in at least one cooling zone 16A to 16G of the curved portion 19A, water injection to both ends of the slab 18 in the plate width direction is stopped, and air is supplied to both ends of the slab 18 in the plate width direction. This slab 18 by spraying
It is possible to prevent both ends of the sheet in the plate width direction from being excessively cooled, and it is possible to prevent edge cracks in the straightening portion.

【０１０４】そして、冷却ゾーン１６Ａ〜１６Ｆを経た
鋳片１８は冷却ゾーン１６Ｇの矯正ロールで矯正され
る。この際、この矯正ロールより上流側の図示しない駆
動ロールと、この矯正ロールより下流側の駆動ロールの
回転速度を変更させることで、矯正部付近の鋳片１８に
圧縮力を付与させる圧縮鋳造を行うことにより、鋳片１
８の内部割れを防止することができる。The slab 18 that has passed through the cooling zones 16A to 16F is straightened by the straightening rolls in the cooling zone 16G. At this time, by changing the rotational speeds of a drive roll (not shown) upstream of the straightening roll and a drive roll downstream of the straightening roll, compression casting for applying a compressive force to the slab 18 near the straightening portion is performed. By performing the slab 1
8 can be prevented from internal cracking.

【０１０５】以上のように本実施の形態に係る高炭素鋼
の連続鋳造方法によれば、以下の効果を奏することがで
きる。 (1) 浸漬ノズル１３ａを介して鋳型１４内へＡｒガスを
２０Ｌ／ｍｉｎ以下の流量で吹き込むことにより、浸漬
ノズル１３ａ内に酸化物系非鉄介在物が付着するのを防
止することができる。 (2) 鋳片１８の長辺側を分割ロール２５〜２５ｄ、短辺
側を二次冷却帯１９に沿って鋳型１４の下端から少なく
とも０．６ｍ以上の範囲内をサポートロール３０で支持
することにより、鋳片１８の短辺側バルジング、及びこ
のバルジングに起因するコーナー縦割れやエッジ割れ等
の表面欠陥を防止することができる。As described above, according to the continuous casting method for high carbon steel according to the present embodiment, the following effects can be obtained. (1) By blowing Ar gas into the mold 14 through the immersion nozzle 13a at a flow rate of 20 L / min or less, it is possible to prevent oxide-based non-ferrous inclusions from adhering to the immersion nozzle 13a. (2) Supporting the long side of the slab 18 along the split rolls 25 to 25d and the short side along the secondary cooling zone 19 within the range of at least 0.6 m or more from the lower end of the mold 14 by the support roll 30. This makes it possible to prevent bulging on the short side of the slab 18 and surface defects such as vertical corner cracks and edge cracks caused by this bulging.

【０１０６】(3) 鋳片１８の板厚を、鋳型１４の下端か
らこの鋳片１８の完全凝固位置まで１．３％以上狭めな
がら、この鋳片１８を引き抜くことにより、鋳片１８の
内部割れを防止することができる。 (4) 湾曲部１９Ａの少なくとも１つの冷却ゾーン１６Ａ
〜１６Ｇで幅切り注水を行うことにより、鋳片１８のコ
ーナー部の過冷却を防止することができ、エッジ割れを
防止することができる。 (5) 鋳型１４の稼働面に、鋳型１４、１ｍ当たり１．１
〜１．４％のテーパーを設けることにより、エアーギャ
ップの発生を防止して、強固な初期凝固シェルを形成す
ることができ、バルジング、及びこのバルジングに起因
する表面欠陥及び内部欠陥を防止できる。(3) The thickness of the cast piece 18 is reduced by 1.3% or more from the lower end of the mold 14 to the position where the cast piece 18 is completely solidified. It is possible to prevent cracking. (4) At least one cooling zone 16A of the curved portion 19A
By performing width cutting water injection at ˜16 G, it is possible to prevent supercooling of the corner portion of the cast slab 18 and prevent edge cracking. (5) On the working surface of the mold 14, the mold 14 is 1.1 m per 1 m.
By providing a taper of up to 1.4%, it is possible to prevent the occurrence of air gaps, form a strong initial solidified shell, and prevent bulging and surface defects and internal defects due to this bulging.

【０１０７】(6) 鋳型１４の下端から４ｍ以内を通過す
る鋳片１８に、湾曲部１９Ａの全冷却水量の４０％以上
の冷却水を吹き付けることにより、鋳片１８の強冷却を
行って、強固な初期凝固シェルを形成することができ、
バルジング、及びこのバルジングに起因する表面欠陥及
び内部欠陥を防止できる。 (7) 湾曲部１９Ａを通過する鋳片１８の板幅方向の両端
部にエアーを吹き付けることにより、たとえ、鋳片１８
を伝った冷却水があっても、鋳片１８の両端部が過冷却
されるのを防止でき、エッジ割れを防止できる。 (8) 二次冷却帯１９の矯正部（又は矯正ロール）を通過
する鋳片１８を圧縮鋳造することにより、矯正に伴う内
部割れ及びエッジ割れの発生を防止することができる。(6) The slab 18 is strongly cooled by spraying 40% or more of the total cooling water amount of the curved portion 19A onto the slab 18 which passes within 4 m from the lower end of the mold 14, Can form a strong initial solidified shell,
It is possible to prevent bulging and surface defects and internal defects caused by this bulging. (7) By blowing air to both ends of the slab 18 passing through the curved portion 19A in the plate width direction,
Even if there is cooling water that has passed through, it is possible to prevent both ends of the cast slab 18 from being overcooled and prevent edge cracks. (8) By compression-casting the slab 18 that passes through the straightening portion (or straightening roll) of the secondary cooling zone 19, it is possible to prevent the occurrence of internal cracks and edge cracks due to straightening.

【０１０８】(9) 高炭素鋼のＣａ濃度を１０ｐｐｍ以上
とすると共に、Ｓ濃度を０．０１５ｗｔ％以下とするこ
とにより、酸化物系非鉄介在物の浸漬ノズル１３ａへの
付着や、生成を防止して、また、鋳片の割れ感受性を改
善し、鋳片１８の表面欠陥や内部欠陥を防止できる。 (10)湾曲型連鋳機Ａを使用することにより、垂直曲げ型
の連鋳機では、曲げ部を有することに起因する表面割れ
や内部割れが発生していたが、これを防止することがで
きる。(9) The Ca concentration of the high carbon steel is set to 10 ppm or more and the S concentration is set to 0.015 wt% or less to prevent the oxide-based non-ferrous inclusions from adhering to the immersion nozzle 13a and generating. Moreover, the susceptibility of the slab to cracking can be improved, and surface defects and internal defects of the slab 18 can be prevented. (10) By using the curved type continuous casting machine A, in the vertical bending type continuous casting machine, surface cracks and internal cracks caused by having a bent portion were generated, but this can be prevented. it can.

【０１０９】従って、Ｃ濃度０．３ｗｔ％以上の割れ感
受性の高い高炭素鋼を連続鋳造する際、表面欠陥及び内
部欠陥の無い高品質な高炭素鋼を、鋳造速度０．８ｍ／
ｍｉｎ以上、かつ鋳造量１．２Ｔ／ｍｉｎ以上で連続鋳
造することができ、この結果鋳片１８の無手入れ化を促
進することができると共に、普通鋼並みの高い生産性を
得ることができる。Therefore, when continuously casting a high carbon steel having a C concentration of 0.3 wt% or more and having a high cracking susceptibility, a high quality high carbon steel having no surface defects and internal defects can be obtained at a casting speed of 0.8 m /
Continuous casting can be performed at min or more and a casting amount of 1.2 T / min or more. As a result, maintenance of the cast slab 18 can be promoted and high productivity comparable to that of ordinary steel can be obtained.

【０１１０】[0110]

【実施例】続いて、本発明の一実施の形態に係る高炭素
鋼の連続鋳造方法の確認試験を行った結果について説明
する。EXAMPLES Next, the results of the confirmation test of the continuous casting method for high carbon steel according to one embodiment of the present invention will be described.

【０１１１】（実施例１〜３、比較例１） 表１に示す操業条件で高炭素鋼の連続鋳造を行った。そ
の結果、表２のような結果を得た。なお、鋳片の短辺側
を支持するサポートロールは二次冷却帯に沿って鋳型の
下端から１ｍを越えた所に設置した。また、鋳片の長辺
側を支持する分割ロールは、ロールセグメント１５Ｅ〜
１５Ｈに設置するものとした（図１参照）。(Examples 1 to 3, Comparative Example 1) High carbon steel was continuously cast under the operating conditions shown in Table 1. As a result, the results shown in Table 2 were obtained. The support roll that supports the short side of the slab was installed along the secondary cooling zone at a position more than 1 m from the lower end of the mold. In addition, the split rolls supporting the long side of the slab include roll segments 15E to
It was installed at 15H (see FIG. 1).

【０１１２】[0112]

【表１】 [Table 1]

【０１１３】[0113]

【表２】 [Table 2]

【０１１４】（実施例４〜６、比較例２） 表３に示す操業条件で高炭素鋼の連続鋳造を行った。そ
の結果、表４のような結果を得た。また、前記と同様、
鋳片の短辺側を支持するサポートロールは二次冷却帯に
沿って鋳型の下端から１ｍを越えた所に設置し、鋳片の
長辺側を支持する分割ロールは、ロールセグメント１５
Ｅ〜１５Ｈに設置するものとした。(Examples 4 to 6 and Comparative Example 2) High carbon steel was continuously cast under the operating conditions shown in Table 3. As a result, the results shown in Table 4 were obtained. Also, similar to the above
The support roll supporting the short side of the slab is installed along the secondary cooling zone at a position exceeding 1 m from the lower end of the mold, and the split roll supporting the long side of the slab is roll segment 15
It should be installed at E to 15H.

【０１１５】[0115]

【表３】 [Table 3]

【０１１６】[0116]

【表４】 [Table 4]

【０１１７】この表１、表２、表３及び表４から明らか
なように、Ｃ濃度０．３ｗｔ％以上の割れ感受性の高い
高炭素鋼の連続鋳造方法において、鋳片の表面欠陥及び
内部欠陥を低減することができ、鋳片の無手入れ化を促
進することができると共に、普通鋼並みの高い生産性を
得ることができることが確認された。As is clear from Table 1, Table 2, Table 3 and Table 4, in the continuous casting method of high carbon steel having a C concentration of 0.3 wt% or more and high cracking susceptibility, surface defects and internal defects of the slab were obtained. It has been confirmed that it is possible to reduce the slab, promote the maintenance of the cast slab, and obtain high productivity comparable to that of ordinary steel.

【０１１８】なお、表２及び表４中、「評価」の項目
は、生産性指数及び手入れ負荷軽減率のより高いものを
「◎」、生産性指数及び手入れ負荷軽減率の高いものを
「○」、生産性指数及び手入れ負荷軽減率の低いものを
「×」で評価した。In Tables 2 and 4, the item of "evaluation" is "A" when the productivity index and the maintenance load reduction rate are higher, and "○" when the productivity index and the maintenance load reduction rate are high. "," Those with low productivity index and maintenance load reduction rate were evaluated as "x".

【０１１９】以上、本発明の実施の形態を説明したが、
本発明はこれらの実施の形態に限定されるものではな
く、要旨を逸脱しない条件の変更等は全て本発明の適用
範囲である。例えば、本実施の形態では、２分割状の分
割ロール２５を使用したが、３分割又はそれ以上分割さ
れたものを使用することもできる。また、本実施の形態
では、鋳片１８の短辺支持のため、サポートロール３０
を使用したが、その他一般に用いられているグリッドや
シュープレートであってもよい。The embodiment of the present invention has been described above.
The present invention is not limited to these embodiments, and changes in conditions and the like without departing from the spirit are all within the scope of application of the present invention. For example, in the present embodiment, the split roll 25 having a two-division shape is used, but a roll divided into three or more may be used. In addition, in the present embodiment, the support roll 30 is used for supporting the short side of the slab 18.
However, other commonly used grids or shoe plates may be used.

【０１２０】また、図５（ａ）〜（ｂ）に示すように、
鋳型１４内に電磁力を付与し、鋳型１４内の溶鋼流動を
制御し、下向きの溶鋼流並びに上向きの溶鋼流の適正化
を図ることにより表面及び内部介在物の増加を防止する
ことができる。また、図９中、破線で示すように、二次
冷却帯１９の湾曲部を通過する鋳片１８中の未完全凝固
の溶鋼を電磁攪拌してもよい。また、図６に示すよう
に、二次冷却帯の水平部を通過する鋳片１８に対し、該
水平部の少なくとも１つの冷却ゾーンで冷却水の注水の
停止を行う際にロールの変形を防止するためにロール冷
却してもよい。Further, as shown in FIGS. 5 (a) and 5 (b),
An electromagnetic force is applied to the mold 14 to control the molten steel flow in the mold 14 to optimize the downward molten steel flow and the upward molten steel flow to prevent an increase in surface and internal inclusions. Further, as shown by a broken line in FIG. 9, the incompletely solidified molten steel in the cast piece 18 passing through the curved portion of the secondary cooling zone 19 may be electromagnetically stirred. Further, as shown in FIG. 6, with respect to the cast piece 18 passing through the horizontal portion of the secondary cooling zone, the deformation of the roll is prevented when the cooling water injection is stopped in at least one cooling zone of the horizontal portion. The roll may be cooled for this purpose.

【０１２１】なお、ロール冷却とは、図示するように、
内部に冷却水通路４５ａを有するロール４５によって、
鋳片１８を引き抜きながら、冷却することである。ま
た、図７（ａ）、（ｂ）に示すように、連鋳機を経た鋳
片１８の板幅方向の両端部を保温及び／又は加熱しても
よい。即ち、図７（ａ）に示すように、保温装置の一例
である鋳片１８の板幅方向の両端部を覆う断面視コ字状
の筐体４６を設けることによって、鋳片１８の板幅方向
の両端部を保温してもよく、また、図７（ｂ）に示すよ
うに、鋳片１８の板幅方向の両端部に向かって炎を吹き
付ける加熱装置の一例であるバーナー４７を設けること
によって、鋳片１８の板幅方向の両端部を加熱してもよ
い。The roll cooling is, as shown in the figure,
By the roll 45 having the cooling water passage 45a inside,
Cooling while pulling out the slab 18. Further, as shown in FIGS. 7A and 7B, both ends in the plate width direction of the cast piece 18 that has passed through the continuous casting machine may be kept warm and / or heated. That is, as shown in FIG. 7 (a), the plate width of the cast slab 18 is provided by providing the casing 46 having a U-shaped cross-section to cover both ends in the plate width direction of the cast slab 18, which is an example of the heat retaining device. 7B may be kept warm, and as shown in FIG. 7B, a burner 47, which is an example of a heating device for blowing a flame toward both ends of the slab 18 in the plate width direction, is provided. The both ends of the slab 18 in the plate width direction may be heated by.

【０１２２】[0122]

【発明の効果】以上の説明から明らかなように、請求項
１〜１０記載の高炭素鋼の連続鋳造方法においては、Ｃ
濃度０．３ｗｔ％以上の高炭素鋼を、二次冷却帯を備え
た連鋳機で製造する方法であって、タンディッシュから
浸漬ノズルを介して鋳型内へ溶鋼を注湯しつつ、浸漬ノ
ズルを介して鋳型内へ不活性ガスを２〜２０Ｌ／ｍｉｎ
の流量で吹き込むと共に、鋳型から引き抜かれる鋳片の
長辺側の少なくとも一部領域を分割ロール、短辺側を二
次冷却帯に沿って鋳型の下端から少なくとも０．６ｍ以
上の範囲内でグリッド及び／又はサポートロールにより
支持しつつ、鋳片の板厚を、鋳型の下端から鋳片の完全
凝固位置までの少なくとも一部領域を１．３％以上狭め
ながら、鋳造速度０．８ｍ／ｍｉｎ以上、かつ鋳造量
１．２Ｔ／ｍｉｎ以上で連続鋳造するので、Ｃ濃度０．
３ｗｔ％以上の割れ感受性の高い高炭素鋼を連続鋳造す
る際、鋳片の表面欠陥及び内部欠陥を低減した手入れ化
の少ない高品質な高炭素鋼を普通鋼並みの高い生産性で
かつ高い製品歩留りで製造することができる。As is clear from the above description, in the continuous casting method for high carbon steel according to claims 1 to 10 , C
A method for producing high carbon steel having a concentration of 0.3 wt% or more by a continuous casting machine equipped with a secondary cooling zone, in which molten steel is poured from a tundish into a mold through an immersion nozzle while the immersion nozzle is being used. 2 to 20 L / min of inert gas into the mold via
At the same time as blowing at a flow rate of at least a part of the long side of the slab that is pulled out from the mold, the roll is divided, and the short side of the slab is gridd along the secondary cooling zone within at least 0.6 m from the lower end of the mold. And / or while supporting by a support roll, the plate thickness of the slab is 0.8 m / min or more at a casting speed while narrowing at least a part of the region from the lower end of the mold to the completely solidified position of the slab by 1.3% or more. Since the continuous casting is performed at a casting rate of 1.2 T / min or more, the C concentration is 0.
When continuously casting high carbon steel with high crack susceptibility of 3 wt% or more, high quality high carbon steel with reduced surface defects and internal defects of the slab and low maintenance is produced with high productivity as high as ordinary steel and high product. It can be manufactured with a yield.

【０１２３】また、二次冷却帯の少なくとも１つの冷却
ゾーンで鋳片の板幅方向の両端部への注水を停止するの
で、鋳片のコーナー部の過冷却を防止することができ、
製品歩留りを高くすることができる。特に、二次冷却帯
の湾曲部を通過する鋳片に対し、該湾曲部の少なくとも
１つの冷却ゾーンで鋳片の板幅方向両端部への注水を停
止すると、鋳片を強冷却して、バルジング及びバルジン
グに伴う表面欠陥や内部欠陥を防止することができる。
そして、二次冷却帯の矯正部及び／又はその近傍を通過
する鋳片を圧縮鋳造するので、矯正に伴う内部割れの発
生を防止することができる。請求項２記載の高炭素鋼の
連続鋳造方法においては、鋳型の稼働面に鋳型１ｍ当た
り１．１〜１．４％のテーパーを設けるので、エアーギ
ャップの発生を防止して、強固な初期凝固シェルを形成
することができ、バルジング、及びこのバルジングに起
因する表面欠陥及び内部欠陥を防止できる。[0123] Further, since the stop water injection into at least one of the ends of the plate width direction of the cooling zone slab of the secondary cooling zone, it is possible to prevent excessive cooling of the corners of the slab,
Product yield can be increased. In particular, with respect to the slab passing through the curved portion of the secondary cooling zone, when water injection to the plate width direction both ends of the slab is stopped in at least one cooling zone of the curved portion, the slab is strongly cooled, It is possible to prevent bulging and surface defects and internal defects associated with bulging.
Then, it passes through the correction section of the secondary cooling zone and / or its vicinity.
Since the cast slab is compressed and cast, internal cracks are generated during straightening.
Can prevent life. In the continuous casting method of high carbon steel according to claim 2, since a taper of 1.1 to 1.4% per 1 m of the mold is provided on the operating surface of the mold, the occurrence of an air gap is prevented and a strong initial solidification is achieved. A shell can be formed and bulging and surface and internal defects due to this bulging can be prevented.

【０１２４】請求項３記載の高炭素鋼の連続鋳造方法に
おいては、二次冷却帯に沿って鋳型の下端から４ｍ以内
を通過する鋳片に、二次冷却帯の湾曲部の全冷却水量の
４０％以上の冷却水を吹き付けるので、鋳片の強冷却を
行って、強固な初期凝固シェルを形成することができ、
バルジング、及びこのバルジングに起因する表面欠陥及
び内部欠陥を防止できる。請求項４記載の高炭素鋼の連
続鋳造方法においては、二次冷却帯を通過する鋳片の板
幅方向の両端部にエアーを吹き付けるので、たとえ、鋳
片を伝った冷却水によって、鋳片の両端部が過冷却され
るのを防止でき、コーナー縦割れを防止できる。この結
果、鋳片表層で発生するコーナー縦割れに起因するブレ
ークアウトを防止することができ、このブレークアウト
に起因する地金処理及び復旧作業にによる生産性の低下
を防止することができる。In the continuous casting method for high carbon steel according to claim 3, in the slab that passes within 4 m from the lower end of the mold along the secondary cooling zone, the total cooling water amount of the curved portion of the secondary cooling zone is Since 40% or more of cooling water is sprayed, the slab can be strongly cooled to form a strong initial solidified shell,
It is possible to prevent bulging and surface defects and internal defects caused by this bulging. In the continuous casting method for high carbon steel according to claim 4, since air is blown to both ends in the plate width direction of the slab passing through the secondary cooling zone, even if the cooling water transmitted through the slab is used, Both ends of can be prevented from being overcooled, and vertical corner cracks can be prevented. As a result, it is possible to prevent breakouts caused by vertical corner cracks occurring in the surface layer of the cast slab, and it is possible to prevent a decrease in productivity due to the metal processing and the restoration work due to the breakouts.

【０１２５】請求項５記載の高炭素鋼の連続鋳造方法に
おいては、鋳型内の溶鋼及び／又は二次冷却帯の湾曲部
を通過する鋳片内の未完全凝固の溶鋼を電磁攪拌するの
で、鋳片の未凝固部分を攪拌して鋳片の中心部に不純物
が偏析するのを防止することができると共に、柱状晶の
生成を防いで均質な結晶粒を有する鋳片を製造すること
ができる。請求項６記載の高炭素鋼の連続鋳造方法にお
いては、二次冷却帯の水平部を通過する鋳片に対し、水
平部の少なくとも１つの冷却ゾーンの注水を停止するの
で、鋳片の輻熱を利用して、鋳片の板幅方向及び板厚方
向の温度差を小さくすることができ、この結果、コーナ
ー縦割れやエッジ割れ等の表面欠陥等を防止することが
できる。In the continuous casting method for high carbon steel according to claim 5 , since the molten steel in the mold and / or the incompletely solidified molten steel in the slab passing through the curved portion of the secondary cooling zone is electromagnetically stirred, It is possible to stir the unsolidified portion of the slab to prevent impurities from being segregated in the central part of the slab, and to prevent columnar crystals from being produced to produce a slab having a uniform crystal grain. . In the continuous casting method for high carbon steel according to claim 6, since the water injection in at least one cooling zone of the horizontal portion is stopped for the slab that passes through the horizontal portion of the secondary cooling zone, the radiant heat of the slab is stopped. Can be used to reduce the temperature difference between the plate width direction and the plate thickness direction of the slab, and as a result, surface defects such as vertical corner cracks and edge cracks can be prevented.

【０１２６】請求項７記載の高炭素鋼の連続鋳造方法に
おいては、連鋳機を経た鋳片の板幅方向の両端部を保温
及び／又は加熱するので、鋳片の板幅方向の温度差を少
なくすることができ、この結果、表面割れなどを防止す
ることができる。請求項８記載の高炭素鋼の連続鋳造方
法においては、高炭素鋼のＣａ濃度を１０ｐｐｍ以上と
するので、酸化物系非鉄介在物の浸漬ノズルへの付着
や、生成を防止して、鋳片の表面欠陥や内部欠陥を防止
できる。請求項９記載の高炭素鋼の連続鋳造方法におい
ては、高炭素鋼のＳ濃度を０．０１５ｗｔ％以下とする
ので、酸化物系非鉄介在物の浸漬ノズルへの付着や、生
成を防止して、鋳片の表面欠陥や内部欠陥を防止でき
る。請求項１０記載の高炭素鋼の連続鋳造方法において
は、連鋳機を湾曲型連鋳機とするので、垂直曲げ型の連
鋳機では、曲げ部を有することに起因する表面欠陥や内
部割れが発生していたが、これを防止することができ
る。In the continuous casting method for high carbon steel according to claim 7 , since both ends in the plate width direction of the slab that have passed through the continuous casting machine are kept warm and / or heated, the temperature difference in the plate width direction of the slab is obtained. Can be reduced, and as a result, surface cracks and the like can be prevented. In the continuous casting method for high-carbon steel according to claim 8, since the Ca concentration of the high-carbon steel is set to 10 ppm or more, adhesion of oxide-based non-ferrous inclusions to the immersion nozzle and formation of the cast slab are prevented. It is possible to prevent surface defects and internal defects. In the continuous casting method for high carbon steel according to claim 9, since the S concentration of the high carbon steel is set to 0.015 wt% or less, adhesion of oxide-based non-ferrous inclusions to the immersion nozzle and generation thereof are prevented. It is possible to prevent surface defects and internal defects of the slab. In the continuous casting method for high carbon steel according to claim 10 , since the continuous casting machine is a curved continuous casting machine, the vertical bending type continuous casting machine has surface defects and internal cracks caused by having a bent portion. Occurred, but this can be prevented.

【図面の簡単な説明】[Brief description of drawings]

【図１】本発明の一実施の形態に係る高炭素鋼の連続鋳
造方法に好適に用いる湾曲型連鋳機の説明図である。FIG. 1 is an explanatory view of a curved type continuous casting machine suitably used for a continuous casting method for high carbon steel according to an embodiment of the present invention.

【図２】鋳型近辺の要部斜視図である。FIG. 2 is a perspective view of a main part near a mold.

【図３】（ａ）は二次冷却帯の一冷却ゾーンの要部斜視
図である。 （ｂ）は二次冷却帯の一冷却ゾーンの幅切り注水の要部
説明図である。 （ｂ）は従来例の二次冷却帯の要部説明図である。FIG. 3A is a perspective view of a main part of one cooling zone of the secondary cooling zone. (B) is a principal part explanatory view of width cutting water in one cooling zone of the secondary cooling zone. (B) is a principal part explanatory view of the secondary cooling zone of the conventional example.

【図４】（ａ）はタンディッシュの要部断面図である。 （ｂ）は他のタンディッシュの要部断面図である。FIG. 4A is a sectional view of a main part of a tundish. (B) is a principal part sectional view of another tundish.

【図５】（ａ）、（ｂ）は電磁攪拌の説明図である。5A and 5B are explanatory views of electromagnetic stirring.

【図６】ロール冷却の説明図である。FIG. 6 is an explanatory diagram of roll cooling.

【図７】（ａ）は鋳片の保温装置の説明図である。 （ｂ）は鋳片の加熱装置の説明図である。FIG. 7 (a) is an explanatory diagram of a slab heat insulating device. (B) is explanatory drawing of the heating device of a cast piece.

【図８】垂直曲げ型連鋳機の説明図である。FIG. 8 is an explanatory view of a vertical bending type continuous casting machine.

【図９】湾曲型連鋳機の説明図である。FIG. 9 is an explanatory diagram of a curved continuous casting machine.

【図１０】鋳造速度と表層介在物指数との関係を示す特
性図である。FIG. 10 is a characteristic diagram showing a relationship between a casting speed and a surface layer inclusion index.

【図１１】鋳造量と鋳片の全体欠陥指数との関係を示す
特性図である。FIG. 11 is a characteristic diagram showing the relationship between the casting amount and the overall defect index of the slab.

【図１２】鋳造速度と内部介在物指数との関係を示す特
性図である。FIG. 12 is a characteristic diagram showing the relationship between casting speed and index of internal inclusions.

【図１３】鋳造速度とコーナー縦割れ指数との関係を示
す特性図である。FIG. 13 is a characteristic diagram showing the relationship between casting speed and corner vertical cracking index.

【図１４】鋳造速度とエッジ割れ指数との関係を示す特
性図である。FIG. 14 is a characteristic diagram showing the relationship between casting speed and edge cracking index.

【図１５】鋳造速度と内部割れ指数との関係を示す特性
図である。FIG. 15 is a characteristic diagram showing a relationship between a casting speed and an internal crack index.

【図１６】ロール間隔絞り率と内部割れ指数との関係を
示す特性図である。FIG. 16 is a characteristic diagram showing the relationship between roll interval drawing ratio and internal crack index.

【図１７】鋳造速度と、表層介在物指数、内部介在物指
数、コーナー縦割れ指数、エッジ割れ指数及び内部割れ
指数との関係を示す特性図である。FIG. 17 is a characteristic diagram showing the relationship between the casting rate and the surface layer inclusion index, internal inclusion index, corner vertical crack index, edge crack index and internal crack index.

【図１８】生産性指数と手入れ負荷軽減率との関係を示
す特性図である。FIG. 18 is a characteristic diagram showing a relationship between a productivity index and a maintenance load reduction rate.

【図１９】従来の垂直曲げ型連鋳機の鋳型近辺の要部説
明図である。FIG. 19 is an explanatory view of a main part near a mold of a conventional vertical bending type continuous casting machine.

【図２０】図１９におけるＡ部拡大部である。FIG. 20 is an enlarged view of part A in FIG.

【図２１】従来の垂直曲げ型連鋳機の二次冷却帯の要部
説明図である。FIG. 21 is an explanatory view of a main part of a secondary cooling zone of a conventional vertical bending type continuous casting machine.

【図２２】鋳片の短辺側のバルジング、コーナー縦割れ
及びエッジ割れの説明図である。FIG. 22 is an explanatory diagram of bulging, vertical corner cracks, and edge cracks on the short side of the cast slab.

【図２３】鋳片の内部割れの説明図である。FIG. 23 is an explanatory diagram of internal cracking of a cast slab.

【図２４】エアーギャップの説明図である。FIG. 24 is an explanatory diagram of an air gap.

【符号の説明】[Explanation of symbols]

Ａ 湾曲型連鋳機 １１ レードル
ターレット １２ 取鍋 １２ａ ロング
ノズル １３ タンディッシュ １３ａ 浸漬ノ
ズル １３ｂ 吐出口 １３ｃ 吐出口 １４ 鋳型 １５Ａ ロール
セグメント １５Ｂ ロールセグメント １５Ｃ ロール
セグメント １５Ｄ ロールセグメント １５Ｅ ロール
セグメント １５Ｆ ロールセグメント １５Ｇ ロール
セグメント １５Ｈ ロールセグメント １５Ｊ ロール
セグメント １５Ｋ ロールセグメント １５Ｌ ロール
セグメント １５Ｍ ロールセグメント １５Ｎ ロール
セグメント １５Ｐ ロールセグメント １５Ｑ ロール
セグメント １５Ｒ ロールセグメント １５Ｓ ロール
セグメント １５Ｔ ロールセグメント １５Ｕ ロール
セグメント １５Ｖ ロールセグメント １５Ｗ ロール
セグメント １５Ｘ ロールセグメント １５Ｙ ロール
セグメント １５Ｚ ロールセグメント １５ＺＺ ロー
ルセグメント １６Ａ 第１の冷却ゾーン １６Ｂ 第２の
冷却ゾーン １６Ｃ 第３の冷却ゾーン １６Ｄ 第４の
冷却ゾーン １６Ｅ 第５の冷却ゾーン １６Ｆ 第６の
冷却ゾーン １６Ｇ 第７の冷却ゾーン １６Ｈ 第８の
冷却ゾーン １６Ｊ 第９の冷却ゾーン １６Ｋ 第１０
の冷却ゾーン １７ バックアップロール １８ 鋳片 １９ 二次冷却帯 １９Ａ 湾曲部
（湾曲冷却帯） １９Ｂ 水平部（水平冷却帯） ２１ａ 鋳型長
辺 ２１ｂ 鋳型長辺 ２２ａ 鋳型短
辺 ２２ｂ 鋳型短辺 ２５ 分割ロー
ル ２５ａ 分割ロール ２５ｂ 分割ロ
ール ２５ｃ 分割ロール ２５ｃ 分割ロ
ール ２５ｄ 分割ロール ２５ｅ ロール ２６ スプレーノズル ２７ エアーノ
ズル ２８ ピンチロール ３０ サポート
ロール ３３ タンディッシュノズル ３４ Ａｒガス
供給管 ３５ ポーラスプラグ ３６ スリット ３７ Ａｒガス供給管 ３８ ストッパ
ー ３８ａ ストッパーノズル ４５ ロール ４５ａ 冷却水通路 ４６ 筐体（保
温装置） ４７ バーナー（加熱装置）A curved type continuous casting machine 11 ladle turret 12 ladle 12a long nozzle 13 tundish 13a dipping nozzle 13b discharge port 13c discharge port 14 mold 15A roll segment 15B roll segment 15C roll segment 15D roll segment 15E roll segment 15F roll segment 15G roll segment 15H Roll segment 15J Roll segment 15K Roll segment 15L Roll segment 15M Roll segment 15N Roll segment 15P Roll segment 15Q Roll segment 15R Roll segment 15S Roll segment 15T Roll segment 15U Roll segment 15V Roll segment 15W Roll segment 15X Roll segment 15Y Roll segment 5Z roll segment 15ZZ roll segment 16A 1st cooling zone 16B 2nd cooling zone 16C 3rd cooling zone 16D 4th cooling zone 16E 5th cooling zone 16F 6th cooling zone 16G 7th cooling zone 16H 6th cooling zone 16H 8th cooling zone 16J 9th cooling zone 16K 10th
Cooling zone 17 Backup roll 18 Cast piece 19 Secondary cooling zone 19A Curved part (curved cooling zone) 19B Horizontal part (horizontal cooling zone) 21a Mold long side 21b Mold long side 22a Mold short side 22b Mold short side 25 Divided roll 25a Split roll 25b Split roll 25c Split roll 25c Split roll 25d Split roll 25e Roll 26 Spray nozzle 27 Air nozzle 28 Pinch roll 30 Support roll 33 Tundish nozzle 34 Ar gas supply pipe 35 Porous plug 36 Slit 37 Ar gas supply pipe 38 Stopper 38a Stopper nozzle 45 Roll 45a Cooling water passage 46 Enclosure (heat retention device) 47 Burner (heating device)

───────────────────────────────────────────────────── フロントページの続き (51)Int.Cl.⁷ 識別記号 ＦＩ Ｂ２２Ｄ 11/12 Ｂ２２Ｄ 11/12 Ｃ Ｄ Ｆ 11/124 11/124 Ｋ Ｎ 11/128 ３５０ 11/128 ３５０Ａ ３５０Ｂ 11/20 11/20 Ａ (58)調査した分野(Int.Cl.⁷，ＤＢ名) B22D 11/00 B22D 11/04 311 B22D 11/10 360 B22D 11/115 B22D 11/12 B22D 11/124 B22D 11/128 350 B22D 11/20 ─────────────────────────────────────────────────── ─── Continuation of front page (51) Int.Cl. ⁷ Identification code FI B22D 11/12 B22D 11/12 CDF F 11/124 11/124 K N 11/128 350 11/128 350A 350B 11/20 11 / 20 A (58) Fields surveyed (Int.Cl. ⁷ , DB name) B22D 11/00 B22D 11/04 311 B22D 11/10 360 B22D 11/115 B22D 11/12 B22D 11/124 B22D 11/128 350 B22D 11/20

Claims (10)

(57)【特許請求の範囲】(57) [Claims] 【請求項１】 Ｃ濃度０．３ｗｔ％以上の高炭素鋼を、
二次冷却帯を備えた連鋳機で製造する方法であって、 タンディッシュから浸漬ノズルを介して鋳型内へ溶鋼を
注湯しつつ、前記浸漬ノズルを介して前記鋳型内へ不活
性ガスを２〜２０Ｌ／ｍｉｎの流量で吹き込むと共に、
前記鋳型から引き抜かれる鋳片の長辺側の少なくとも一
部領域を分割ロール、短辺側を前記二次冷却帯に沿って
前記鋳型の下端から少なくとも０．６ｍ以上の範囲内で
グリッド及び／又はサポートロールにより支持しつつ、
前記鋳片の板厚を、前記鋳型の下端から前記鋳片の完全
凝固位置までの少なくとも一部領域を１．３％以上狭め
ながら、前記二次冷却帯の少なくとも１つの冷却ゾーン
で前記鋳片の板幅方向両端部への注水を停止し、前記二
次冷却帯の矯正部及び／又はその近傍を通過する前記鋳
片を圧縮鋳造し、鋳造速度０．８ｍ／ｍｉｎ以上、かつ
鋳造量１．２Ｔ／ｍｉｎ以上で連続鋳造することを特徴
とする高炭素鋼の連続鋳造方法。1. A high carbon steel having a C concentration of 0.3 wt% or more,
A method of manufacturing in a continuous casting machine equipped with a secondary cooling zone, while pouring molten steel into the mold from a tundish through a dipping nozzle, an inert gas into the mold through the dipping nozzle. While blowing at a flow rate of 2 to 20 L / min ,
At least a part of the long side of the slab drawn from the mold is divided into rolls, and the short side is along the secondary cooling zone from the lower end of the mold within a range of at least 0.6 m or more and / or a grid. While supporting by the support roll,
At least one cooling zone of the secondary cooling zone while reducing the plate thickness of the slab by 1.3% or more in at least a partial region from the lower end of the mold to the completely solidified position of the slab.
Stop water injection to both ends of the slab in the plate width direction.
The casting that passes through the straightening section of the next cooling zone and / or its vicinity
A continuous casting method for high carbon steel, characterized in that a piece is compression-cast and continuously cast at a casting speed of 0.8 m / min or more and a casting amount of 1.2 T / min or more. 【請求項２】 前記鋳型の稼働面に該鋳型１ｍ当たり
１．１〜１．４％のテーパーを設けることを特徴とする
請求項１記載の高炭素鋼の連続鋳造方法。2. A continuous casting method of high-carbon steel according to claim 1, characterized by providing a taper of 1.1 to 1.4% per the template 1m in the operational surface of the mold. 【請求項３】 前記二次冷却帯に沿って前記鋳型の下端
から４ｍ以内を通過する前記鋳片に、前記二次冷却帯の
湾曲部の全冷却水量の４０％以上の冷却水を吹き付ける
ことを特徴とする請求項１又は２記載の高炭素鋼の連続
鋳造方法。3. Spraying cooling water of 40% or more of the total cooling water amount of the curved portion of the secondary cooling zone onto the slab that passes along the secondary cooling zone within 4 m from the lower end of the mold. The continuous casting method for high carbon steel according to claim 1 or 2 . 【請求項４】 前記二次冷却帯を通過する前記鋳片の板
幅方向両端部にエアーを吹き付けることを特徴とする請
求項１〜３のいずれか１項に記載の高炭素鋼の連続鋳造
方法。4. A continuous casting high-carbon steel according to any one of claims 1 to 3, characterized in that blow air in the plate width direction both end portions of the cast piece that passes through the secondary cooling zone Method. 【請求項５】 前記鋳型内の溶鋼及び／又は前記二次冷
却帯の湾曲部を通過する前記鋳片内の未完全凝固の溶鋼
を電磁攪拌することを特徴とする請求項１〜４のいずれ
か１項に記載の高炭素鋼の連続鋳造方法。5. Any of the preceding claims, characterized in that the electromagnetic stirring a molten steel incomplete solidification of the cast piece in passing through the curved portion of the molten steel in said mold and / or the secondary cooling zone The method for continuously casting high carbon steel according to item 1. 【請求項６】 前記二次冷却帯の水平部を通過する前記
鋳片に対し、該水平部の少なくとも１つの冷却ゾーンの
注水を停止することを特徴とする請求項１〜５のいずれ
か１項に記載の高炭素鋼の連続鋳造方法。To wherein said slab passes through the horizontal portion of the secondary cooling zone, any one of the preceding claims, characterized in that to stop the water injection of at least one cooling zone of the horizontal portion 1 The method for continuous casting of high carbon steel according to item. 【請求項７】 前記連鋳機を経た前記鋳片の板幅方向両
端部を保温及び／又は加熱することを特徴とする請求項
１〜６のいずれか１項に記載の高炭素鋼の連続鋳造方
法。7. The heat retention and / or heating of both ends in the plate width direction of the cast slab that has passed through the continuous casting machine.
The continuous casting method for high carbon steel according to any one of 1 to 6 . 【請求項８】 前記高炭素鋼のＣａ濃度を１０ｐｐｍ以
上とすることを特徴とする請求項１〜７のいずれか１項
に記載の高炭素鋼の連続鋳造方法。8. The continuous casting method for high carbon steel according to claim 1 , wherein the Ca concentration of the high carbon steel is 10 ppm or more. 【請求項９】 前記高炭素鋼のＳ濃度を０．０１５ｗｔ
％以下とすることを特徴とする請求項１〜８のいずれか
１項に記載の高炭素鋼の連続鋳造方法。9. The S concentration of the high carbon steel is 0.015 wt.
% Or less, The continuous casting method for high carbon steel according to any one of claims 1 to 8 , wherein 【請求項１０】 前記連鋳機を湾曲型連鋳機とすること
を特徴とする請求項１〜９のいずれか１項に記載の高炭
素鋼の連続鋳造方法。10. The continuous casting method for high carbon steel according to claim 1 , wherein the continuous casting machine is a curved type continuous casting machine.