JP4896599B2 - Continuous casting method of low carbon steel using dipping nozzle with dimple - Google Patents
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Abstract
Description
本発明は、炭素含有量C[wt%]が０．００１〜０．０７である低炭素鋼の連続鋳造方法に関する。 The present invention relates to a continuous casting method for low carbon steel having a carbon content C [wt%] of 0.001 to 0.07.
従来の浸漬ノズルでは、鋳造開始時において当該浸漬ノズルに注湯された溶鋼がその底面（ノズル内側底面）に勢いよく当たることで跳ね上がるように吐出される所謂スプラッシュ現象を抑制することを目的として、当該浸漬ノズルの下部に穿孔される吐出孔は前記底面より若干上方へ設けられ、所謂湯溜り部が形成されている。
しかし、鋳型厚み方向の速度勾配を有する溶鋼がこの浸漬ノズルに注湯されると、又は、この浸漬ノズルに注湯された溶鋼に鋳型厚み方向の速度勾配が生じると、前記湯溜り部内における溶鋼の圧力差に起因して、当該湯溜り部を鋳型厚み方向へ横切る溶鋼流れが生じてしまう（図６（ａ）参照）。この横切る溶鋼流れは、鋳型幅方向と平行な軸を有する回転流を誘起し（図６（ｂ）参照）、その結果、前記浸漬ノズルの吐出孔からの溶鋼吐出流に鋳型厚み方向の偏流が生じてしまう。
そして、この溶鋼吐出流の偏流により、既に凝固して形成された鋳型コーナ部近傍のシェルが再融解してしまい、その結果、シェル成長の不均一さである所謂凝固遅れ（本明細書中、「凝固遅れ」とはコーナ部における凝固遅れを主として指す。）を発生させてしまう。
この凝固遅れが著しい場合には、シェルが破れて溶鋼が当該シェルの外部へ流れ出る所謂ブレークアウトが懸念されるし、凝固遅れの程度の如何に関わらず、鋳片の品質に相当の悪影響を及ぼすという別の問題もある。即ち、溶鋼吐出流が鋳型厚み方向に偏流することにより凝固シェルに対する溶鋼吐出流の供給（流速）が大きい部分と小さい部分とが生じ、当該小さい部分では後述する洗浄効果が十分には発揮され得ず、所謂スリバー疵（詳しくは後述する。）を引き起こしてしまう。
なお、上記の溶鋼吐出流の偏流は、浸漬ノズルに注湯される溶鋼の流量を調節するためのスライドプレートの開閉方向には依存しないことが既に明らかとなっている（非特許文献１及び非特許文献２）。
In the conventional immersion nozzle, for the purpose of suppressing the so-called splash phenomenon that the molten steel poured into the immersion nozzle at the start of casting is ejected so as to jump up by vigorously hitting the bottom surface (nozzle inner bottom surface), A discharge hole drilled in the lower part of the immersion nozzle is provided slightly above the bottom surface to form a so-called hot water reservoir.
However, when molten steel having a velocity gradient in the mold thickness direction is poured into the immersion nozzle, or when a velocity gradient in the mold thickness direction is generated in the molten steel poured into the immersion nozzle, the molten steel in the pool portion due to a pressure difference, the molten steel flow across the basin portion to the mold thickness direction occurs (see FIG. 6 (a)). The transverse molten steel flow (refer to FIG. 6 (b)) to induce a rotational flow with axis parallel to the mold width direction, as a result, the drift of the mold thickness direction of molten steel discharge flow from the discharge hole of the immersion nozzle It will occur.
Then, due to the drift of the molten steel discharge flow, the shell in the vicinity of the mold corner portion already formed by solidification is remelted, and as a result, the so-called solidification delay (in this specification, which is non-uniform shell growth) The “solidification delay” mainly refers to the solidification delay in the corner portion.
When this solidification delay is significant, there is a concern about so-called breakout in which the shell breaks and the molten steel flows out of the shell, and has a considerable adverse effect on the quality of the slab regardless of the degree of solidification delay. There is another problem. That is, when the molten steel discharge flow drifts in the mold thickness direction, a portion where the supply (flow velocity) of the molten steel discharge flow to the solidified shell is large and a small portion occur, and the cleaning effect described later can be sufficiently exhibited in the small portion. In other words, a so-called sliver wrinkle (details will be described later) is caused.
In addition, it has already been clarified that the drift of the molten steel discharge flow does not depend on the opening / closing direction of the slide plate for adjusting the flow rate of the molten steel poured into the immersion nozzle (Non-Patent Document 1 and Non-Patent Document 1). Patent Document 2).
上記の溶鋼吐出流の鋳型厚み方向の偏流を防止することを目的として、例えば、浸漬ノズルの内壁をモーグル状（凹凸状）に形成し、当該浸漬ノズル内の溶鋼流を強乱流場とする技術が提案されている。しかし、本技術によれば、浸漬ノズルの製造コストが大幅に増大してしまうし、また、溶鋼流を強乱流場とせしめる効果も、内壁への付着物により比較的短期間で失われてしまうとされる。 For the purpose of preventing the drift of the molten steel discharge flow in the mold thickness direction, for example, the inner wall of the immersion nozzle is formed in a mogul shape (uneven shape), and the molten steel flow in the immersion nozzle is used as a strong turbulent flow field. Technology has been proposed. However, according to the present technology, the manufacturing cost of the immersion nozzle is greatly increased, and the effect of making the molten steel flow a strong turbulent flow field is lost in a relatively short period of time due to deposits on the inner wall. It is supposed to end up.
以上の問題を解決するために、本願発明の発明者（吉田、三村）は、本願に先行して、鋳造開始時におけるスプラッシュ現象の抑制効果を妨げることなく、溶鋼吐出流の鋳型厚み方向の偏流を軽減可能な連続鋳造用の浸漬ノズルを発明した（特願２００６−０４０９３３号）。
この発明は、端的に言えば、浸漬ノズルのノズル内側底面にノズル径方向に延在する凹部を設け、この凹部の形状等を様々に限定するものである。
In order to solve the above problems, the inventors of the present invention (Yoshida, Mimura), prior to the present application, drifted in the mold thickness direction of the molten steel discharge flow without disturbing the effect of suppressing the splash phenomenon at the start of casting. Has been invented a continuous casting immersion nozzle (Japanese Patent Application No. 2006-040933).
In short, the present invention provides a recess extending in the nozzle diameter direction on the inner bottom surface of the nozzle of the immersion nozzle, and variously limits the shape of the recess.
ところで、炭素含有量C[wt%]が０．００１〜０．０７である低炭素鋼は、他の炭素鋼（例えば、炭素含有量C[wt%]が０．０８〜０．１９である中炭素鋼など）と比較して特に凝固開始温度が高いので、図１６に示すように、凝固シェルがメニスカスの極近傍から凝固形成され、その結果、凝固シェルの上端には、溶鋼中の気泡（白抜き丸印でイメージ）や介在物（黒塗り丸印でイメージ）などの不純物が捕捉され易い湾曲状の爪部が形成されてしまう。そして、溶鋼がこれらの不純物を包含したまま凝固されてしまうと、鋳造後の鋳片を圧延したときに、圧延された鋳片の表面に、線状の疵である所謂スリバー疵が発現してしまう。 By the way, the low carbon steel whose carbon content C [wt%] is 0.001 to 0.07 is another carbon steel (for example, the carbon content C [wt%] is 0.08 to 0.19). As shown in FIG. 16 , the solidification shell is solidified from the very vicinity of the meniscus, and as a result, bubbles in the molten steel are formed at the upper end of the solidification shell. A curved nail portion that easily traps impurities such as (images with white circles) and inclusions (images with black circles) is formed. And when the molten steel is solidified while including these impurities, when the cast slab is rolled, a so-called sliver ridge, which is a linear ridge, appears on the surface of the rolled slab. End up.
要するに、低炭素鋼の連続鋳造においては、上記爪部の存在により、溶鋼吐出流の偏流に起因する洗浄効果のムラの影響が、極めて顕著に現れるのである。 In short, in continuous casting of low carbon steel, due to the presence of the claw portion, the influence of unevenness in the cleaning effect due to the drift of the molten steel discharge flow appears very remarkably.
このような鋳片の品質に係る技術として、特許文献１には、凝固組成と鋳片内介在物個数との因果関係について記載されている。そして、鋳片断面において凝固組成（具体的には、１次デンドライトの偏向角）を計測し、この凝固組成を指標として、電磁攪拌や電磁ブレーキなどにより溶鋼に対して作用される電磁力の条件やその他の鋳造条件を求め、これにより介在物残存量の少ない鋳片としようとするものである。
また、特許文献２には、鋳型内で移動磁界が水平方向に移動するように電磁攪拌用コイルを設置し、移動磁界を所定の周期で反転するように前記電磁攪拌用コイルに電圧／電流を印加することを特徴とする鋳型内溶鋼の攪拌方法が記載されている。これによれば、凝固シェルの不均一成長を短い時間で解消させ、鋳造方向に凝固シェルの不均一成長を分断することによって、割れにまで達することを防止できる、とされる。
As a technique relating to the quality of such a slab, Patent Document 1 describes a causal relationship between the solidification composition and the number of inclusions in the slab. Then, the solidification composition (specifically, the deflection angle of the primary dendrite) is measured in the cross section of the slab, and the condition of electromagnetic force applied to the molten steel by electromagnetic stirring, electromagnetic braking, or the like using this solidification composition as an index. And other casting conditions are sought, thereby trying to make a slab with a small amount of inclusions remaining.
In Patent Document 2, an electromagnetic stirring coil is installed so that the moving magnetic field moves in the horizontal direction in the mold, and a voltage / current is applied to the electromagnetic stirring coil so as to reverse the moving magnetic field at a predetermined cycle. A method of stirring molten steel in a mold characterized by applying is described. According to this, the non-uniform growth of the solidified shell is eliminated in a short time and the non-uniform growth of the solidified shell is divided in the casting direction, so that it is possible to prevent reaching the crack.
上記の特許文献１及び特許文献２に夫々記載されている方法等は何れも独創的な観点からなされている点で有益である。
そこで、本願発明の主な目的は、これらの先行技術とは異なる視点で、即ち浸漬ノズルからの溶鋼吐出流の偏流に着目し、この視点から鋳片（低炭素鋼）の品質（特にスリバー疵に係る品質）を改善せんとするものである。そのために、本願発明は、上述した極めて有用な偏流低減効果を奏する浸漬ノズル（特願２００６−０４０９３３号）を使用することを前提としている。
The methods and the like described in Patent Document 1 and Patent Document 2 are advantageous from the point of view of originality.
Therefore, the main object of the present invention is to focus on the drift of the molten steel discharge flow from the immersion nozzle from a viewpoint different from these prior arts, and from this viewpoint, the quality of the slab (low carbon steel) (especially the sliver steel) Quality). Therefore, this invention presupposes using the immersion nozzle (Japanese Patent Application No. 2006-040933) which has the extremely useful drift reduction effect mentioned above.
本発明の解決しようとする課題は以上の如くであり、次にこの課題を解決するための手段とその効果を説明する。 The problems to be solved by the present invention are as described above. Next, means for solving the problems and the effects thereof will be described.
本発明の観点によれば、炭素含有量C[wt%]が０．００１〜０．０７である低炭素鋼の連続鋳造は、以下のような方法で行われる。
即ち、ノズル内側底面の近傍に一対の対向する吐出孔が穿孔されるとともに、前記ノズル内側底面にはノズル径方向に延在する凹部が凹設される、連続鋳造用の浸漬ノズルであって、以下の特徴を有する浸漬ノズルを用いる。
・前記凹部の長手方向の垂直断面は、長方形又は台形である。
・前記凹部の長手方向の垂直断面の側辺は、前記浸漬ノズルの長手方向に平行であり又は前記浸漬ノズルの長手方向を基準として０度を越え５０度以下外側へ傾斜している。
・前記凹部は、その長手方向の垂直断面の内角であって、ノズル内側底面に対して遠い側のものが９０度以上１４０度以下となるように形成されている。
・前記凹部の長手方向の垂直断面の深さｈと、前記浸漬ノズルの内径Ｄと、の比であるｈ／Ｄは、０．１≦ｈ／Ｄ≦１．０の範囲内である。
・前記凹部の長手方向の垂直断面の下辺の幅ｙと、前記吐出孔の内周側開口端の開口幅Ｙと、の比であるｙ／Ｙは、０．４≦ｙ／Ｙ≦１．０の範囲内である。
・平面視においてノズル内径の中心点と吐出孔の開口中心とを結ぶ方向である前記吐出孔の方向と、前記凹部の長手方向と、が成す角度θ２と、前記吐出孔の方向と、前記吐出孔の内周側開口端の側辺と前記浸漬ノズルの軸心とを結ぶ面と、が成す角度θ３と、の比であるθ２／θ３は、０≦θ２／θ３≦１．０の範囲内である。
・前記吐出孔の内周側開口端の開口面積Na[cm2]が３５〜１１５である。
・前記浸漬ノズルの軸線と、前記吐出孔の方向と、を含む断面に一対で現れる前記吐出孔の輪郭線のうち前記浸漬ノズルの先端側の輪郭線と、前記浸漬ノズルの軸線に垂直な面と、の成す角度θ4[deg]が３０〜５５である。
また、溶鋼を冷却し所定形状の凝固シェルを形成するための鋳型であって、以下の特徴を有する鋳型を用いる。
・その鋳型の上端における鋳型幅W[mm]が８００〜２１００である。
・その鋳型の上端における鋳型厚P[mm]が２００〜３２０である。
また、鋳造速度Vc[m/min]を１．０〜２．４とし、過熱度ΔT[℃]を２０〜４５とする。
更に、鋳型内電磁攪拌強度M-EMS[gauss]を０〜１２００として連続鋳造する。
なお、上記の鋳型内電磁攪拌強度M-EMS[gauss]は、前記鋳型の幅方向中央であって、鋳型の上端を基準とし下端へ向かって２５０ｍｍだけ離れ、且つ、鋳型の広面側内壁面から１５ｍｍだけ離れた地点において適宜のガウスメータにより測定される値（単位は[gauss]とする。）とする。
According to an aspect of the present invention, continuous casting of low carbon steel having a carbon content C [wt%] of 0.001 to 0.07 is performed by the following method.
That is, a continuous casting immersion nozzle in which a pair of opposed discharge holes are perforated in the vicinity of the nozzle inner bottom surface, and a recess extending in the nozzle radial direction is formed in the nozzle inner bottom surface, An immersion nozzle having the following characteristics is used.
-The vertical cross section of the said recessed part in the longitudinal direction is a rectangle or a trapezoid.
The side of the vertical cross section of the concave portion in the longitudinal direction is parallel to the longitudinal direction of the immersion nozzle or is inclined more than 0 degree and less than 50 degrees with respect to the longitudinal direction of the immersion nozzle .
-The said recessed part is an internal angle of the vertical cross section of the longitudinal direction, Comprising: The thing of the side far from a nozzle inner bottom face is formed so that it may be 90 degree | times or more and 140 degrees or less.
H / D, which is the ratio of the depth h of the vertical cross section in the longitudinal direction of the recess to the inner diameter D of the immersion nozzle, is in the range of 0.1 ≦ h / D ≦ 1.0.
Y / Y, which is a ratio of the width y of the lower side of the vertical section of the concave portion in the longitudinal direction and the opening width Y of the inner circumferential side opening end of the discharge hole, is 0.4 ≦ y / Y ≦ 1. It is in the range of 0.
And direction toward said discharge port is a direction connecting the opening center of the center point and the discharge hole of the nozzle inner diameter in a plan view, a longitudinal direction of the recess, the angle θ2 formed by the the direction of the discharge hole, Θ2 / θ3, which is the ratio of the angle θ3 formed by the surface connecting the side of the inner circumferential opening end of the discharge hole and the axis of the immersion nozzle, is 0 ≦ θ2 / θ3 ≦ 1.0. Within range.
-Opening area Na [cm < 2 >] of the inner peripheral side opening end of the said discharge hole is 35-115.
- the axis of said immersion nozzle, perpendicular to the person and direction of discharge hole, and the contour line of the front end side of the immersion nozzle of the contour of the discharge holes appearing in the pair in the cross section including the axis of said immersion nozzle The angle θ4 [deg] formed by the surface is 30 to 55.
Also, a mold for cooling molten steel to form a solidified shell having a predetermined shape, which has the following characteristics, is used.
The mold width W [mm] at the upper end of the mold is 800-2100.
The mold thickness P [mm] at the upper end of the mold is 200 to 320.
Further, the casting speed Vc [m / min] is set to 1.0 to 2.4, and the degree of superheat ΔT [° C.] is set to 20 to 45.
Additionally, the mold in the electromagnetic stirring intensity M-EMS [gauss] to continuous casting and 0-1200.
The above-mentioned electromagnetic stirring strength M-EMS [gauss] in the mold is the center in the width direction of the mold, is separated from the upper end of the mold by 250 mm toward the lower end, and from the inner surface on the wide surface side of the mold. A value measured by an appropriate gauss meter at a point 15 mm away (the unit is [gauss]).
これによれば、鋳造開始時におけるスプラッシュ現象の抑制効果を妨げることなく、溶鋼吐出流の鋳型厚み方向の偏流が軽減され、且つ、凝固遅れが抑制されると共に、高品質な低炭素鋼を連続鋳造できる。 According to this, without disturbing the effect of suppressing the splash phenomenon at the start of casting, the drift of the molten steel discharge flow in the mold thickness direction is reduced, the solidification delay is suppressed, and high quality low carbon steel is continuously used. Can be cast.
また、前記鋳型内電磁攪拌強度M-EMS[gauss]を６５０〜１２００とすることが好ましい。これによれば、より高品質な低炭素鋼を連続鋳造できる。 The in-mold electromagnetic stirring intensity M-EMS [gauss] is preferably 650 to 1200. According to this, higher quality low carbon steel can be continuously cast.
先ず、本願発明の発明者（吉田、三村）が発明した上述の浸漬ノズルに係る先行出願（特願２００６−０４０９３３号明細書等）において開示し、本願発明において採用する浸漬ノズルに関して、その構成と優れた効果（技術的効果を確認するために実施された複数の試験を含む。）を詳細に説明する。
なお、浸漬ノズルとは、例えば連続鋳造機において、図示しないタンディッシュに一時的に貯められた溶鋼を、鋳片のシェルを形成するための鋳型へスムーズに注湯するためのガイドとして用いられるものである。
First, regarding the immersion nozzle disclosed in the prior application (Japanese Patent Application No. 2006-040933, etc.) relating to the above-mentioned immersion nozzle invented by the inventors of the present invention (Yoshida, Mimura), the configuration and The excellent effects (including multiple tests conducted to confirm the technical effects) will be described in detail.
The immersion nozzle is, for example, used in a continuous casting machine as a guide for smoothly pouring molten steel temporarily stored in a tundish (not shown) into a mold for forming a slab shell. It is.
図１は、本発明の一実施形態に係る浸漬ノズルの縦断面図であり、図２は図１における２−２線矢視断面図である。また、図３は図１におけるＡ部拡大図であり、図４は図１における４−４線矢視断面図である。また、図５は図２に類似する図である。 FIG. 1 is a longitudinal sectional view of an immersion nozzle according to an embodiment of the present invention, and FIG. 2 is a sectional view taken along line 2-2 in FIG. 3 is an enlarged view of portion A in FIG. 1, and FIG. 4 is a cross-sectional view taken along line 4-4 in FIG. FIG. 5 is a view similar to FIG.
本実施形態において連続鋳造用浸漬ノズル（以下、単に浸漬ノズルと称する。）１００は、図１及び図２に示すように有底の略円筒状に形成されており、その周壁には、ノズル内側底面１の近傍に一対の対向する吐出孔２・２が穿孔されている（図４も併せて参照）。本実施形態において吐出孔２・２は、図１に示す如くその穿孔方向の垂直断面が略矩形に形成されている。 In this embodiment, a continuous casting immersion nozzle (hereinafter simply referred to as an immersion nozzle) 100 is formed in a substantially cylindrical shape with a bottom as shown in FIGS. A pair of opposed discharge holes 2 and 2 are perforated in the vicinity of the bottom surface 1 (see also FIG. 4). In the present embodiment, as shown in FIG. 1, the discharge holes 2 and 2 are formed so that the vertical cross section in the drilling direction is substantially rectangular.
前記吐出孔２・２は、図２に示す如く前記浸漬ノズル１００の軸心から離れるにつれて扇状に広がるように、また、図４に示す如く若干斜め下向きに形成されている。
また本実施形態において前記浸漬ノズル１００は、図１に示す如く前記吐出孔２・２の内周側開口端２ａ・２ａの下辺と、前記ノズル内側底面１と、が前記浸漬ノズル１００の軸心方向において一致するように構成されている。
As shown in FIG. 2, the discharge holes 2 and 2 are formed so as to expand in a fan shape with increasing distance from the axis of the immersion nozzle 100, and are formed slightly obliquely downward as shown in FIG.
Further, in the present embodiment, the immersion nozzle 100 is configured such that the lower side of the inner peripheral side opening ends 2a and 2a of the discharge holes 2 and 2 and the nozzle inner bottom surface 1 are the axis of the immersion nozzle 100 as shown in FIG. It is comprised so that it may correspond in a direction.
前記ノズル内側底面１には、図１〜図４などに示す如く、前記浸漬ノズル１００の直径方向（ノズル径方向）に延在し、且つその長手方向長さ(図２及び図４参照）が前記浸漬ノズル１００の内径Ｄと略一致する凹部４が凹設されている。 As shown in FIGS. 1 to 4, etc., the nozzle inner bottom surface 1 extends in the diameter direction (nozzle radial direction) of the immersion nozzle 100 and has a longitudinal length (see FIGS. 2 and 4). A recess 4 that substantially matches the inner diameter D of the immersion nozzle 100 is provided.
前記凹部４の長手方向の垂直断面は、図１及び図３に示す如く、長方形又は台形に形成されている（本実施形態においては図示の如く略台形）。なお、この「長方形又は台形」は、図１及び図３に示す如く、その角部に円弧が形成されているものも含むものとする。 The vertical section of the concave portion 4 in the longitudinal direction is formed in a rectangular or trapezoidal shape as shown in FIGS. 1 and 3 (in this embodiment, a substantially trapezoidal shape as shown). The “rectangular shape or trapezoidal shape” includes those in which arcs are formed at the corners as shown in FIGS. 1 and 3.
前記凹部４の長手方向の垂直断面の側辺４ａは、図３に示す如く、前記浸漬ノズル１００の長手方向（即ち鉛直方向）に平行であり又は前記浸漬ノズル１００の長手方向を基準として０度を越え５０度以下外側へ傾斜して形成されている。換言すれば、前記側辺４ａの外側傾斜角θ１は０度以上５０度以下であって、当該外側傾斜角θ１が０度の場合（前記凹部４の長手方向の垂直断面の側辺４ａが、前記浸漬ノズル１００の長手方向に平行である場合）は、前記凹部４の長手方向の垂直断面は長方形であるともいえる。更に換言すれば、前記凹部４は、その長手方向の垂直断面の内角であって前記ノズル内側底面１に対して遠い側のものが９０度以上１４０度以下となるように形成されている。 As shown in FIG. 3, the side 4a of the vertical section of the concave portion 4 in the longitudinal direction is parallel to the longitudinal direction of the immersion nozzle 100 (that is, the vertical direction) or 0 degrees with respect to the longitudinal direction of the immersion nozzle 100. And is inclined to the outside by 50 degrees or less. In other words, when the outer side inclination angle θ1 of the side edge 4a is not less than 0 degrees and not more than 50 degrees and the outer side inclination angle θ1 is 0 degree (the side edge 4a in the vertical section of the longitudinal direction of the recess 4 is In the case of being parallel to the longitudinal direction of the immersion nozzle 100) , it can be said that the vertical cross section of the concave portion 4 is rectangular. In other words, the recess 4 is formed so that the inner corner of the vertical cross section in the longitudinal direction and the far side with respect to the nozzle inner bottom surface 1 is 90 degrees or more and 140 degrees or less.
また本図に示す如く、前記凹部４の長手方向の垂直断面の深さｈと、前記浸漬ノズル１００の内径Ｄと、の比であるｈ／Ｄは、０．１≦ｈ／Ｄ≦１．０の範囲内となるように構成されている。なお、本図の場合、前記比ｈ／Ｄは約０．３９である。 Further, as shown in the figure, h / D which is a ratio of the depth h of the vertical cross section in the longitudinal direction of the recess 4 and the inner diameter D of the immersion nozzle 100 is 0.1 ≦ h / D ≦ 1. It is comprised so that it may become in the range of 0. In the case of this figure, the ratio h / D is about 0.39.
また本図に示す如く、前記凹部４の長手方向の垂直断面の下辺の幅ｙと、前記吐出孔２・２の内周側開口端２ａ・２ａの開口幅Ｙと、の比であるｙ／Ｙは、０．４≦ｙ／Ｙ≦１．０の範囲内となるように構成されている。なお、本図において前記比ｙ／Ｙは、約０．３である。 Further, as shown in this figure, y / is the ratio of the width y of the lower side of the vertical section of the recess 4 in the longitudinal direction and the opening width Y of the inner peripheral side opening ends 2a and 2a of the discharge holes 2 and 2. Y is configured to be within a range of 0.4 ≦ y / Y ≦ 1.0. In the figure, the ratio y / Y is about 0.3.
なお、本図に示す如く本実施形態において、前記凹部４の長手方向の垂直断面の角部には、０≦Ｒ１≦ｙ／２の範囲内である半径Ｒ１の円弧が形成されていてもよい。例えば前記凹部４の長手方向の垂直断面の下辺は、平坦状な部分のない完全な円弧状であってもよい（このとき、Ｒ１は約ｙ／２）。なお、本実施形態において前記半径Ｒ１は図３に示す如く約ｙ／３である。
なお前述の如く符号ｙは前記凹部４の長手方向の垂直断面の下辺の幅であるとしたが、本図に示す如く当該垂直断面の角部が円弧状に形成されている場合は、前記幅ｙを、当該下辺と一の前記側辺４ａとの第１仮想交点と、同じく当該下辺と他の前記側辺４ａとの第２仮想交点と、の間の距離として観念するものとする。
In the present embodiment, as shown in the figure, an arc having a radius R1 within the range of 0 ≦ R1 ≦ y / 2 may be formed at the corner of the vertical section of the recess 4 in the longitudinal direction. . For example, the lower side of the vertical cross section in the longitudinal direction of the concave portion 4 may be a complete arc without a flat portion (in this case, R1 is about y / 2). In the present embodiment, the radius R1 is about y / 3 as shown in FIG.
Note that, as described above, the symbol y is the width of the lower side of the vertical section of the recess 4 in the longitudinal direction. However, when the corner of the vertical section is formed in an arc shape as shown in FIG. Let y be considered as the distance between the first virtual intersection of the lower side and the one side 4a and the second virtual intersection of the lower side and the other side 4a.
また例えば図５に示す如く、前記浸漬ノズル１００をその軸線方向に垂直な断面でみたときに、平面視において前記浸漬ノズル１００の内径の中心点と前記吐出孔２・２の開口中心とを結ぶ方向である前記吐出孔２・２の方向（孔の中心たる線が延在する方向）と、前記凹部４の長手方向と、が成す角度θ２と、前記吐出孔２・２の方向と、前記吐出孔２・２の内周側開口端２ａ・２ａの側辺と前記浸漬ノズル１００の軸心とを結ぶ面と、が成す角度θ３と、の比であるθ２／θ３は、０≦θ２／θ３≦１．０の範囲内となるように構成されている。本実施形態において前記比θ２／θ３は図２に示す如く略ゼロである。 For example, as shown in FIG. 5, when the immersion nozzle 100 is viewed in a cross section perpendicular to the axial direction, the center point of the inner diameter of the immersion nozzle 100 and the opening center of the discharge holes 2 and 2 are connected in a plan view. direction towards the discharge hole 2, 2 is a direction (direction of the center serving line hole extends), a longitudinal direction of the recess 4, the angle θ2 formed by the direction toward said discharge port 2.2 .Theta.2 / .theta.3, which is the ratio of the angle .theta.3 formed by the surface connecting the sides of the inner peripheral opening ends 2a and 2a of the discharge holes 2 and 2 and the axis of the immersion nozzle 100, is 0.ltoreq. The configuration is such that θ2 / θ3 ≦ 1.0. In the present embodiment, the ratio θ2 / θ3 is substantially zero as shown in FIG.
以下、本実施形態に係る前記浸漬ノズル１００内の溶鋼流を、比較例と対比させながら説明する。図６は従来の浸漬ノズルの縦断面図であって、そのノズル内の溶鋼流が模式的に表されているものであり、図７は図１に類似する図であって本願発明に係り、同様に、そのノズル内の溶鋼流が模式的に表されているものである。なお、これら図６及び図７においては、説明の便宜上、図中の内周側開口端の内側に現れる、吐出孔の外周側開口端は図略されている。 Hereinafter, the molten steel flow in the immersion nozzle 100 according to the present embodiment will be described in comparison with a comparative example. FIG. 6 is a longitudinal sectional view of a conventional immersion nozzle, schematically showing a molten steel flow in the nozzle, and FIG. 7 is a view similar to FIG. Similarly, the molten steel flow in the nozzle is schematically represented. 6 and 7 , for convenience of explanation, the outer peripheral side opening end of the discharge hole that appears inside the inner peripheral side opening end in the drawing is omitted.
図６（ａ）に示す如く従来の浸漬ノズルでは、鋳型厚み方向の速度勾配を有する溶鋼が注湯されると、または何らかの原因により注湯された溶鋼に鋳型厚み方向の速度勾配が生じると、湯溜り部内に生じる溶鋼の圧力差に起因して、当該湯溜り部を鋳型厚み方向へ横切る溶鋼流れが生じてしまう。そして、図６（ｂ）に示す如く、この横切る溶鋼流れは、鋳型幅方向と平行な軸を有する回転流を誘起し、その結果、前記浸漬ノズルの吐出孔からの溶鋼吐出流に鋳型厚み方向の偏流が生じてしまう。
一方、図７に示す如く本実施形態に係る浸漬ノズル１００には、上記比較例のようには湯溜り部は形成されておらず、その代わりに、前述した如く前記ノズル内側底面１に径方向に延在する凹部４であって、その幅（ｙ）が少なくとも前記吐出孔２・２の内周側開口端２ａ・２ａの開口幅Ｙよりも小さいものが凹設されている（図３も併せて参照）。従って、例え、鋳型厚み方向の速度勾配を有する溶鋼が注湯されたとしても、または何らかの原因により注湯された溶鋼に鋳型厚み方向の速度勾配が生じたとしても、前記の回転流を誘起する前記の横切る溶鋼流れが極めて発生し難くなっており、溶鋼吐出流が前記吐出孔２・２の穿孔方向に沿ったかたちで吐出されるようになっている。これにより、上記従来の浸漬ノズルと比較して、本実施形態に係る浸漬ノズル１００は、溶鋼吐出流の鋳型厚み方向の偏流を大幅に軽減できるのである。併せて、前記凹部４が前記ノズル内側底面１に適宜に凹設されることにより、前述した鋳造開始時におけるスプラッシュ現象も抑制できるようになっている。
In the conventional immersion nozzle as shown in FIG. 6 (a), when molten steel having a velocity gradient in the mold thickness direction is poured, or when a velocity gradient in the mold thickness direction is generated in the molten steel for some reason, Due to the pressure difference of the molten steel generated in the hot water pool portion, a molten steel flow that crosses the hot water pool portion in the mold thickness direction is generated. Then, as shown in FIG. 6 (b), this transverse molten steel flow induces a rotating flow having an axis parallel to the mold width direction, and as a result, the molten steel discharge flow from the discharge hole of the immersion nozzle has a mold thickness direction. Drift will occur.
On the other hand, as shown in FIG. 7 , the immersion nozzle 100 according to the present embodiment is not formed with a hot water reservoir as in the comparative example, and instead, the nozzle inner bottom surface 1 is radially arranged as described above. A recess 4 extending in the shape of the recess 4 is provided with a width (y) smaller than at least the opening width Y of the inner peripheral opening ends 2a and 2a of the discharge holes 2 and 2 (also in FIG. 3). See also). Therefore, even if molten steel having a velocity gradient in the mold thickness direction is poured, or even if a molten steel having a velocity gradient in the mold thickness direction is generated in the molten steel for some reason, the rotational flow is induced. The crossed molten steel flow is very difficult to generate, and the molten steel discharge flow is discharged in the form of the discharge holes 2 and 2 in the drilling direction. Thereby, compared with the said conventional immersion nozzle, the immersion nozzle 100 which concerns on this embodiment can reduce significantly the drift of the mold thickness direction of a molten steel discharge flow. In addition, the concave portion 4 is appropriately provided in the inner bottom surface 1 of the nozzle so that the splash phenomenon at the start of casting described above can be suppressed.
以下、本実施形態に係る浸漬ノズル１００の技術的効果を確認するための試験、即ち、溶鋼吐出流の鋳型厚み方向の偏流やスプラッシュ現象を評価対象とする確認試験に関して説明する。上述した各数値範囲などは、下記の確認試験により合理的に裏付けられている。 Hereinafter, a test for confirming the technical effect of the immersion nozzle 100 according to the present embodiment, that is, a confirmation test for evaluating the drift in the mold thickness direction and the splash phenomenon of the molten steel discharge flow will be described. Each numerical range described above is reasonably supported by the following confirmation test.
本試験では、下記表１に示す如く、形状や大きさの異なる様々な凹部を浸漬ノズルのノズル内側底面に設け、溶鋼の代わりに水を用いた吐出実験を行い、水吐出流の鋳型厚み方向の偏流やスプラッシュ現象を評価し、これらの評価に基づいて前記凹部の形状や大きさを総合的に評価した。 In this test, as shown in Table 1 below, various recesses with different shapes and sizes were provided on the bottom surface inside the nozzle, and a discharge experiment using water instead of molten steel was conducted. The drift and splash phenomenon were evaluated, and the shape and size of the recesses were comprehensively evaluated based on these evaluations.
（偏流の評価）
上記表１における『偏流』の評価は、具体的に、以下のように行われたものである。図８は浸漬ノズルの正面図である。
即ち、図８に示す如く浸漬ノズルの吐出孔から吐出される水流の流速を適宜の流速検出装置（例えば、電磁流速計など）を用いて碁盤状に９点、計測した。その計測結果の一例を図９及び図１０に示す。
そして、上記計測結果のうち、下行右列と下行左列との速度差を算出し（図８太線丸印参照）、当該速度差の絶対値が０．２ｍ／ｓ未満であるときを「○（鋳型厚み方向の偏流無し）」とし、同じく０．２ｍ／ｓ以上であるときを「×（鋳型厚み方向の偏流有り）」と評価した。
なお、前記の下行右列としての測定地点は、具体的には、吐出孔２・２の外周側開口端の一の側辺及び下辺から夫々１０ｍｍだけ離れた地点としている。同様に、前記の下行左列としての測定地点は、具体的には、吐出孔２・２の外周側開口端の他の側辺及び下辺から夫々１０ｍｍだけ離れた地点としている。
なお、本評価において、浸漬ノズルの吐出孔からの水の合計吐出量は、550[L/min]とした。
(Evaluation of drift)
The evaluation of “drift” in Table 1 is specifically performed as follows. FIG. 8 is a front view of the immersion nozzle.
That is, as shown in FIG. 8 , the flow rate of the water flow discharged from the discharge hole of the submerged nozzle was measured at 9 points in a checkerboard shape using an appropriate flow rate detection device (for example, an electromagnetic current meter). An example of the measurement results shown in FIGS.
And among the measurement results, the speed difference between the lower right column and the lower left column is calculated (see the thick circle in FIG. 8 ), and the absolute value of the speed difference is less than 0.2 m / s. (No drift in the mold thickness direction) ”, and when it was 0.2 m / s or more, it was evaluated as“ × (with drift in the mold thickness direction) ”.
Note that the measurement point as the lower right column is specifically a point that is 10 mm away from one side and the lower side of the outer peripheral opening end of the discharge holes 2 and 2. Similarly, the measurement point as the lower left column is specifically a point that is 10 mm away from the other side and lower side of the outer peripheral opening end of the discharge holes 2 and 2.
In this evaluation, the total discharge amount of water from the discharge hole of the immersion nozzle was 550 [L / min].
（スプラッシュ現象の評価）
ところで、上記の「スプラッシュ現象」とは、前述の如く、鋳造開始時において浸漬ノズルに注湯された溶鋼がその底面に勢いよく当たることで跳ね上がるように吐出される現象のことをいうが、それに限らず、浸漬ノズルの吐出孔から下方へ向かって溶鋼が勢いよく吐出され、その溶鋼が、鋳造開始時に予め鋳型内に挿入されているダミーバーの上端面と鋳型の狭面とを順に介して跳ね上がってしまう現象をも含むものである。
上記表１における「飛散高さ」とは前者の現象に係るものであり、同じく表１における「気泡潜り深さ」とは後者の現象に係るものである。なお、後者の現象は、吐出孔から下向きに吐出される水流の強さ（気泡潜り深さ）を評価することにより間接的に評価した。
なお、これらスプラッシュ現象は、生産性が低下するなどの理由から好ましくないとされる。
(Evaluation of splash phenomenon)
By the way, as described above, the “splash phenomenon” refers to a phenomenon in which the molten steel poured into the immersion nozzle at the start of casting is discharged so as to jump up by vigorously hitting the bottom surface. Not limited to this, the molten steel is ejected vigorously downwardly from the discharge hole of the immersion nozzle, and the molten steel jumps up sequentially through the upper end surface of the dummy bar and the narrow surface of the mold that are inserted in the mold in advance at the start of casting. It also includes the phenomenon that would
The “scattering height” in Table 1 relates to the former phenomenon, and the “bubble dive depth” in Table 1 also relates to the latter phenomenon. The latter phenomenon was indirectly evaluated by evaluating the strength of the water flow discharged downward from the discharge hole (bubble dive depth).
Note that these splash phenomena are not preferable because of a decrease in productivity.
上記表１の「飛散高さ」の評価は、具体的には以下のように行った。図１１は浸漬ノズルの側面図である。
即ち、本図に示す如く浸漬ノズルの吐出孔から上方に向かって飛散する水滴の到達高さを、当該吐出孔の外周側開口端の上辺を基準として、目視により計測し、当該到達高さを飛散高さとした。
そして、この飛散高さが１５ｃｍ未満であるときを「○（飛散高さ小）」とし、同じく１５ｃｍ以上であるときを「×（飛散高さ大）」と評価した。
なお、このとき、浸漬ノズルの吐出孔からの水の吐出量は、800[L/min]とした。
The evaluation of the “scattering height” in Table 1 was specifically performed as follows. FIG. 11 is a side view of the immersion nozzle.
That is, as shown in this figure, the arrival height of water droplets scattered upward from the discharge hole of the immersion nozzle is measured visually with reference to the upper side of the outer peripheral opening end of the discharge hole, and the arrival height is determined. The flying height.
Then, when the scattering height was less than 15 cm, it was evaluated as “◯ (small scattering height)”, and when it was 15 cm or more, it was evaluated as “× (large scattering height)”.
At this time, the discharge amount of water from the discharge hole of the immersion nozzle was set to 800 [L / min].
上記表１の「気泡潜り深さ」の評価は、具体的に、以下のように行われたものである。
即ち、本図に示す如く浸漬ノズルの下方に、当該浸漬ノズルの下端に対する鉛直方向距離が５ｃｍとなるように水面高さが調整された水槽を設置し、浸漬ノズルの吐出孔から下方へ向かって勢いよく吐出された水流が巻き込む気泡の到達深さを、当該水面を基準として、目視により測定した。
そして、この到達深さが３５ｃｍ未満であるときを「○（気泡潜り深さ小）」とし、同じく３５ｃｍ以上であるときを「×（気泡潜り深さ大）」と評価した。
なお、この到達深さを計測する際の観測対象は、水流により巻き込まれた気泡のうち、その径が５ｍｍ以上のものに限定した。
なおまた、このときも、浸漬ノズルの吐出孔からの水の吐出量は、同様に、800[L/min]とした。
Specifically, the evaluation of “bubble dive depth” in Table 1 was performed as follows.
That is, as shown in this figure, below the immersion nozzle, a water tank whose water surface height is adjusted so that the vertical distance to the lower end of the immersion nozzle is 5 cm is installed, and downward from the discharge hole of the immersion nozzle. The arrival depth of the bubbles in which the water stream ejected vigorously was taken in was measured visually with reference to the water surface.
And when this reach | attainment depth was less than 35 cm, it was set as "(circle) (bubble dive depth small)", and when it was 35 cm or more similarly, it evaluated as "* (bubble dive depth is large)."
In addition, the observation object at the time of measuring this reach | attainment depth was limited to the diameter of 5 mm or more among the bubbles entrained by the water flow.
Also at this time, the discharge amount of water from the discharge hole of the immersion nozzle was similarly set to 800 [L / min].
そして、上記表１の「総合評価」とは、上記の「偏流」及び「飛散高さ」、「気泡潜り深さ」に関する評価がすべて良好（即ち、「○」）となったか否かに基づいて判断されるものである。 The “comprehensive evaluation” in Table 1 above is based on whether or not all the evaluations regarding the “drift”, “scattering height”, and “bubble dive depth” are good (that is, “◯”). Is to be judged.
この表１によれば、以下のように構成される連続鋳造用の浸漬ノズル１００を用いれば、鋳造開始時におけるスプラッシュ現象の抑制効果を妨げることなく、溶鋼吐出流の鋳型厚み方向の偏流を大幅に軽減できることが判る。
・前記凹部４の長手方向の垂直断面は、長方形又は台形である。
・前記凹部４の長手方向の垂直断面の側辺４ａは、前記浸漬ノズル１００の長手方向に平行であり又は前記浸漬ノズル１００の長手方向を基準として０度を越え５０度以下外側へ傾斜している。
・前記凹部４は、その長手方向の垂直断面の内角であって、ノズル内側底面１に対して遠い側のものが９０度以上１４０度以下となるように形成されている。
・前記凹部４の長手方向の垂直断面の深さｈと、前記浸漬ノズルの内径Ｄと、の比であるｈ／Ｄは、０．１≦ｈ／Ｄ≦１．０の範囲内である。
・前記凹部４の長手方向の垂直断面の下辺の幅ｙと、前記吐出孔２・２の内周側開口端２ａ・２ａの開口幅Ｙと、の比であるｙ／Ｙは、０．４≦ｙ／Ｙ≦１．０の範囲内である。
・平面視においてノズル内径の中心点と吐出孔２・２の開口中心とを結ぶ方向である前記吐出孔２・２の方向と、前記凹部４の長手方向と、が成す角度θ２と、前記吐出孔２・２の方向と、前記吐出孔２・２の内周側開口端２ａ・２ａの側辺と前記浸漬ノズル１００の軸心とを結ぶ面と、が成す角度θ３と、の比であるθ２／θ３は、０≦θ２／θ３≦１．０の範囲内である。
According to this Table 1, if the immersion nozzle 100 for continuous casting constituted as follows is used, the drift in the mold thickness direction of the molten steel discharge flow is greatly reduced without hindering the effect of suppressing the splash phenomenon at the start of casting. It can be seen that it can be reduced.
-The vertical cross section of the said recessed part 4 in the longitudinal direction is a rectangle or a trapezoid.
The side 4a of the vertical cross section in the longitudinal direction of the recess 4 is parallel to the longitudinal direction of the immersion nozzle 100 or is inclined more than 0 degree and less than 50 degrees outside with respect to the longitudinal direction of the immersion nozzle 100. Yes.
The concave portion 4 is formed so that an inner angle of a vertical cross section in the longitudinal direction thereof is 90 ° or more and 140 ° or less on a side far from the nozzle inner bottom surface 1.
H / D, which is the ratio of the depth h of the vertical section in the longitudinal direction of the recess 4 to the inner diameter D of the immersion nozzle, is in the range of 0.1 ≦ h / D ≦ 1.0.
Y / Y, which is the ratio of the width y of the lower side of the vertical cross section of the recess 4 in the longitudinal direction and the opening width Y of the inner peripheral opening ends 2a and 2a of the discharge holes 2 and 2, is 0.4. ≦ y / Y ≦ 1.0.
· A direction towards the discharge hole 2, 2 is a direction connecting the opening center of the center point and the discharge hole 2.2 of the nozzle inner diameter in a plan view, a longitudinal direction of the recess 4, the angle θ2 formed by the and direction towards the discharge hole 2, 2, a surface connecting the axial center of the discharge holes 2.2 on the inner peripheral side opening end 2a-2a the immersion nozzle 100 and the sides of the angle θ3 formed by the ratio of Θ2 / θ3 is in the range of 0 ≦ θ2 / θ3 ≦ 1.0.
次に、上記の浸漬ノズルを用いて行われる、本願発明に係る低炭素鋼の連続鋳造方法の実施の形態に関して詳細に説明する。なお、本願発明が鋳造対象としている鋼種は、炭素含有量C[wt%]が０．００１〜０．０７である低炭素鋼である。 Next, an embodiment of the low carbon steel continuous casting method according to the present invention, which is performed using the above immersion nozzle, will be described in detail. In addition, the steel type which this invention makes the casting object is the low carbon steel whose carbon content C [wt%] is 0.001-0.07.
本実施形態において上記の浸漬ノズル１００は、図１２及び図１３に示す如く更に以下のように構成されている（以下のような構造上の限定を伴っている。）。図１２は図１に類似する図である。図１３は図４に類似する図である。なお、説明の便宜上、図１２においては、前記吐出孔２の外周側開口端は図略されている。 In the present embodiment, the immersion nozzle 100 is further configured as follows as shown in FIGS. 12 and 13 (with the following structural limitations). FIG. 12 is a view similar to FIG. FIG. 13 is a view similar to FIG. For convenience of explanation, in FIG. 12 , the opening end on the outer peripheral side of the discharge hole 2 is omitted.
即ち、本実施形態において図１２に示す如く前記吐出孔２の内周側開口端２ａの開口面積Na[cm2]は３５〜１１５としている。
なお、厳密に言えば前記浸漬ノズル１００の内周側壁面は環状、即ち曲面であることを踏まえ、上記の開口面積Naは以下の如く観念するものとする。即ち、図１２の紙面上に投影されている内周側開口端２ａによって囲まれる面積を開口面積Naとするものとする。端的に言えば、前記内周側開口端２ａが曲面に現れるという実際を考慮せずに、縦断面図のみに基づいて開口面積Naを求めることとするのである。この点、当該開口面積Naは、前記吐出孔２の内周側開口端２ａ近傍における断面積ということもできる。
That is, in this embodiment, as shown in FIG. 12 , the opening area Na [cm 2 ] of the inner peripheral side opening end 2 a of the discharge hole 2 is set to 35 to 115.
Strictly speaking, considering that the inner peripheral side wall surface of the immersion nozzle 100 is annular, that is, a curved surface, the opening area Na is considered as follows. That is, it is assumed that the area with the opening area Na surrounded by the inner peripheral side opening end 2a which is projected onto the plane of FIG. 12. In short, the opening area Na is obtained based only on the longitudinal sectional view without considering the fact that the inner circumferential side opening end 2a appears on the curved surface. In this respect, the opening area Na can also be referred to as a cross-sectional area in the vicinity of the inner peripheral side opening end 2a of the discharge hole 2.
また、本実施形態において図１３に示す如く前記吐出孔２・２の穿孔方向と、前記浸漬ノズル１００の軸線に垂直な面Srcと、の成す角度θ4[deg.]を３０〜５５としている。より具体的には以下の通りである。
即ち、図１３は、浸漬ノズル１００の軸線と、前記吐出孔の方向と、を断面内に同時に含む前記浸漬ノズル１００の縦断面図である。本図の断面には、一の吐出孔２について、当該吐出孔２の輪郭線は一対で現れている。そして、図１３において一対で現れる前記吐出孔２の輪郭線のうち前記浸漬ノズル１００の先端側（本図において下側）の輪郭線２ｒと、前記浸漬ノズル１００の軸線に垂直な面Srcと、の成す角度θ4[deg.]を３０〜５５としている。（なお、後述するように前記吐出孔２が断面略矩形ではなく円形などに形成されていたとしても、勿論、この輪郭線２ｒは容易に観念できよう。）
In the present embodiment, as shown in FIG. 13 , the angle θ4 [deg.] Formed by the perforating direction of the discharge holes 2 and 2 and the surface Src perpendicular to the axis of the immersion nozzle 100 is set to 30 to 55. More specifically, it is as follows.
That is, FIG. 13, the axis of the immersion nozzle 100 is a longitudinal sectional view of the immersion nozzle 100 including a the direction of the discharge hole, the inside cross-section at the same time. In the cross section of this drawing, a pair of outlines of the discharge holes 2 appear for one discharge hole 2. Then, out of the contour lines of the discharge holes 2 that appear in a pair in FIG. 13 , the contour line 2r on the tip side (lower side in the figure) of the immersion nozzle 100, a surface Src perpendicular to the axis line of the immersion nozzle 100, The angle θ4 [deg.] Formed by is set to 30 to 55. (Note that even if the discharge hole 2 is formed in a circular shape or the like instead of a substantially rectangular cross section as will be described later, of course, the outline 2r can be easily conceived.)
また、上記の浸漬ノズル１００から注湯された溶鋼を冷却し所定形状の凝固シェルを形成するための鋳型２００は、本実施形態において図１４に示す如く以下のように構成されている。図１４は、図２において示される浸漬ノズルの横断面と、この浸漬ノズル１００が挿入される鋳型とを併せて表示する図である。換言すれば、本図には、鋳型の上端面と、浸漬ノズルの断面と、が同時に表示されている。 Further, the mold 200 for forming a solidified shell having a predetermined shape and cooling the molten steel is poured from the immersion nozzle 100 is constructed as follows as shown in FIG. 14 in the present embodiment. FIG. 14 is a view showing the cross section of the immersion nozzle shown in FIG. 2 together with the mold into which the immersion nozzle 100 is inserted. In other words, in this drawing, the upper end surface of the mold and the cross section of the immersion nozzle are displayed at the same time.
即ち、図１４に示す如く本実施形態において鋳型２００の上端における鋳型幅W[mm]は８００〜２１００としている。
また、同様に鋳型２００の上端における鋳型厚P[mm]は２００〜３２０としている。
That is, as shown in FIG. 14 , in this embodiment, the mold width W [mm] at the upper end of the mold 200 is set to 800-2100.
Similarly, the mold thickness P [mm] at the upper end of the mold 200 is set to 200 to 320.
また、本実施形態における低炭素鋼の連続鋳造方法では鋳造速度Vc[m/min]は１．０〜２．４とし、連続鋳造中における過熱度（所謂スーパーヒート）ΔT[℃]は２０〜４５としている。
なお、ここでいう過熱度ΔTは、以下のように求めることとする。即ち、タンディッシュ内から、当該タンディッシュの底面に連通状態で接続されている前記の浸漬ノズル１００内へ、流入する直前の溶鋼の溶鋼温度を例えば熱電対などを用いて測定し、その測定結果に基づいて前記過熱度ΔTを算出するものとする。
Moreover, in the continuous casting method of the low carbon steel in this embodiment, the casting speed Vc [m / min] is set to 1.0 to 2.4, and the degree of superheating (so-called superheat) ΔT [° C.] during continuous casting is 20 to. 45.
Note that the degree of superheat ΔT here is obtained as follows. That is, the molten steel temperature just before flowing into the immersion nozzle 100 connected in communication with the bottom surface of the tundish is measured using, for example, a thermocouple, and the measurement result Based on the above, the degree of superheat ΔT is calculated.
また、本実施形態では、鋳型内電磁攪拌強度M-EMS[gauss]を０〜１２００とする。具体的には以下の通りである。
即ち、前記の鋳型２００に、所定の電磁攪拌装置（コイルなど）を、例えば前記浸漬ノズル１００を鋳型厚み方向で挟むように一対で設ける。そして、この電磁攪拌装置の作用により、前記浸漬ノズル１００の軸線に対して垂直な面でみたときに（即ち、図１４において）、鋳型２００内の溶鋼が浸漬ノズル１００周りに時計周り又は反時計周りに緩やかに旋回するように構成する。
なお、上記の鋳型内電磁攪拌強度M-EMS[gauss]は、前記鋳型２００の幅方向中央であって、鋳型２００の上端を基準とし下端へ向かって２５０ｍｍだけ離れ、且つ、鋳型２００の広面側内壁面から１５ｍｍだけ離れた地点において適宜のガウスメータにより測定された値（単位は[gauss]とする。）とする。
なおまた、上述したように、鋳型内電磁攪拌強度M-EMS[gauss]を０とする電磁攪拌を実施してもよい。勿論、これは電磁攪拌を実施しなくてもよいことを意味している。即ち、電磁攪拌を実施するか否かは任意である。
Further, in the present embodiment, the casting-mold electromagnetic stirring intensity M-EMS [gauss] and 0-1200. Specifically, it is as follows.
That is, a predetermined electromagnetic stirrer (such as a coil) is provided in the mold 200 as a pair so as to sandwich the immersion nozzle 100 in the mold thickness direction, for example. Then, due to the action of the electromagnetic stirring device, the molten steel in the mold 200 is clockwise or counterclockwise around the immersion nozzle 100 when viewed in a plane perpendicular to the axis of the immersion nozzle 100 (that is, in FIG. 14 ). It is configured to turn gently around.
The in-mold electromagnetic stirring intensity M-EMS [gauss] is the center in the width direction of the mold 200, separated by 250 mm toward the lower end with respect to the upper end of the mold 200, and on the wide surface side of the mold 200. It is a value (unit: [gauss]) measured by an appropriate gauss meter at a point 15 mm away from the inner wall surface.
In addition, as described above, electromagnetic stirring with the in-mold electromagnetic stirring strength M-EMS [gauss] set to 0 may be performed. Of course, this means that no electromagnetic stirring is required. That is, whether or not to perform electromagnetic stirring is arbitrary.
以上に説明した低炭素鋼の連続鋳造方法は、より具体的には以下のように実施される。 More specifically, the continuous casting method of the low carbon steel described above is performed as follows.
即ち、前記浸漬ノズル１００は、鋳造開始前に予め前記タンディッシュの槽底に着脱可能に、且つ、その吐出孔２・２が前記鋳型２００の狭面と略対面するように取り付けられる。
次に、前記浸漬ノズル１００が取り付けられた前記タンディッシュが所定位置まで降下されることで、当該浸漬ノズル１００の先端（下端）が前記鋳型２００内へ適宜の深さまで挿入される。
次いで、前記連続鋳造機内に、鋳片を引き抜くためのダミーバーが挿入される。
そして、前記タンディッシュの槽底に設けられるスライドバルブが適宜に開口され、これにより、前記タンディッシュ内に保持されている溶鋼が前記浸漬ノズル１００を介して前記鋳型２００へ注湯され始める。
次いで、鋳型２００内で冷却されて形成される鋳片（凝固シェル）は、上述範囲内の鋳造速度でダミーバーに引き抜かれていく。これにより、連続的な鋳造が開始されるようになっている。
That is, the immersion nozzle 100 is detachably attached to the tundish tank bottom in advance before starting casting, and is attached so that the discharge holes 2 and 2 substantially face the narrow surface of the mold 200.
Next, when the tundish to which the immersion nozzle 100 is attached is lowered to a predetermined position, the tip (lower end) of the immersion nozzle 100 is inserted into the mold 200 to an appropriate depth.
Next, a dummy bar for pulling out the slab is inserted into the continuous casting machine.
Then, a slide valve provided at the bottom of the tundish is appropriately opened, so that the molten steel held in the tundish starts to be poured into the mold 200 through the immersion nozzle 100.
Next, the slab (solidified shell) formed by cooling in the mold 200 is drawn out to the dummy bar at a casting speed within the above-mentioned range. Thereby, continuous casting is started.
以下、本実施形態に係る低炭素鋼の連続鋳造方法の技術的効果を確認するための試験に関して説明する。上述した各数値範囲などは、下記の確認試験により合理的に裏付けられている。 Hereinafter, the test for confirming the technical effect of the continuous casting method of the low carbon steel according to the present embodiment will be described. Each numerical range described above is reasonably supported by the following confirmation test.
先ず、各確認試験の複数の評価項目に関して説明する。即ち、(1)凝固遅れ度、(2)圧延後表面疵、の(1)〜(2)である。 First, a plurality of evaluation items of each confirmation test will be described. That is, (1) to (2) of (1) degree of solidification delay and (2) surface defects after rolling.
(1)凝固遅れ度
以下、評価項目としての凝固遅れ度に関して説明する。図１５は凝固遅れ度に関する説明図である。
上記の『凝固遅れ度』とは、以下のように測定し求めるものである。即ち、図１５に示す如く、第１に、鋳造された鋳片を長手方向に垂直な方向で切断する。そして第２に、この垂直断面に現れている白線湯模様（ホワイトバンド）と鋳片広面との距離を測定する。より具体的には、鋳片狭面から鋳片広面に沿って５cm離れた箇所と、当該白線湯模様が当該鋳片広面に最も接近して現れている箇所と、の２箇所において前記の距離を測定する。本図において、前者箇所において測定された上記距離が符号Ａに相当し、後者箇所において測定された上記距離が符号Ｂに相当する。そして第３に、距離Ａから距離Ｂを引いて求められる距離を距離Ａで除することにより、上記『凝固遅れ度』は求められる。
ここで、本願発明の発明者などが実施した他の試験の結果を紹介する。図１７は、凝固遅れ度に関する他の試験結果を示す図である。本図に示されるグラフにおいて、横軸は狭面テーパ量（端的に言えば、鋳型の内壁面（狭面）が鋳造方向に進むに連れて狭くなる程度）を示し、縦軸は上記凝固遅れ度を示している。そして、本グラフ中の複数のプロットの夫々は、各狭面テーパ量において複数回実施された試験の結果に対応しており、白抜きプロットはその試験条件においてブレークアウトが発生しなかったことを表し、塗りつぶしプロットはその試験条件においてブレークアウトが発生してしまったことを表す。本グラフによれば、ブレークアウトの発生を回避するという観点から、凝固遅れ度は少なくとも４０％以下に抑えるべきだと言える。
従って、上記の如く凝固遅れ度を求め、その値が40%以下だった場合は、良好と評価した。
(1) Degree of solidification delay The degree of solidification delay as an evaluation item will be described below. FIG. 15 is an explanatory diagram relating to the degree of solidification delay.
The “coagulation delay” is obtained by measuring as follows. That is, as shown in FIG. 15 , first, the cast slab is cut in a direction perpendicular to the longitudinal direction. Second, the distance between the white wire pattern (white band) appearing in the vertical section and the slab wide surface is measured. More specifically, the above-mentioned distance at two locations, that is, a location 5 cm away from the slab narrow surface along the slab wide surface and a location where the white wire bath pattern appears closest to the slab wide surface. Measure. In the figure, the distance measured at the former location corresponds to symbol A, and the distance measured at the latter location corresponds to symbol B. Third, by subtracting the distance B from the distance A and dividing the distance A by the distance A, the “coagulation delay” is obtained.
Here, the results of other tests conducted by the inventors of the present invention will be introduced. FIG. 17 is a diagram showing another test result regarding the degree of solidification delay. In the graph shown in this figure, the horizontal axis indicates the amount of narrow surface taper (in short, the extent to which the inner wall surface (narrow surface) of the mold becomes narrower as it advances in the casting direction), and the vertical axis indicates the solidification delay. Shows the degree. Each of the plurality of plots in this graph corresponds to the result of the test conducted multiple times for each narrow surface taper amount, and the white plot shows that no breakout occurred under the test conditions. The filled plot represents that a breakout has occurred under the test conditions. According to this graph, it can be said that the degree of solidification delay should be suppressed to at least 40% from the viewpoint of avoiding the occurrence of breakout.
Therefore, the degree of solidification delay was determined as described above, and when the value was 40% or less, it was evaluated as good.
(2)圧延後表面疵
以下、本願発明において最も重要視する評価項目としての圧延後表面疵に関して説明する。
上記の『圧延後表面疵』とは、鋳造された鋳片を圧延した後の段階において、圧延された鋳片の表面を観察することによって把握される疵の程度や有無に関するものである。即ち、溶鋼が凝固する際に溶鋼の中に気泡や介在物が混入していたり、モールドパウダーが混在していたりすると、鋳造された鋳片を圧延したときに、これらの不純物が圧延された鋳片の表面に線状の疵（所謂スリバー疵）となって現れてしまう。
従って、圧延された鋳片の表面を長手方向に１０００ｍ単位で観察し、そのときに観測されるスリバーの数に応じて各試験を評価した。
具体的には、上記観察においてスリバーが３箇所以上発見された場合は「×」の評価を、１〜２箇所発見された場合は「△」の評価を、全く発見されなかった場合は「○」の評価を下した。
(2) Surface Flaw after Rolling Hereinafter, the surface flaw after rolling as the evaluation item most important in the present invention will be described.
The above-mentioned “surface defect after rolling” relates to the degree and presence of the defect grasped by observing the surface of the rolled slab at the stage after rolling the cast slab. In other words, when bubbles or inclusions are mixed in the molten steel when the molten steel is solidified or mold powder is mixed, when the cast slab is rolled, these impurities are rolled. It appears as linear wrinkles (so-called sliver wrinkles) on the surface of the piece.
Therefore, the surface of the rolled slab was observed in units of 1000 m in the longitudinal direction, and each test was evaluated according to the number of slivers observed at that time.
Specifically, when three or more slivers are found in the above observation, an evaluation of “X” is given, an evaluation of “△” is given when one or two slivers are found, and “○” is shown when none is found. Was rated.
次に、各確認試験の試験条件と試験結果を適宜に表を参照しながら説明する。
＜試験１：吐出孔の内周側開口端の開口面積＞
本試験では、下記表２に示す如く、浸漬ノズル１００の前記吐出孔２・２の内周側開口端２ａ・２ａの開口面積Naに着目したものである。
Next, test conditions and test results of each confirmation test will be described with reference to a table as appropriate.
<Test 1: Opening area of the inner circumferential side opening end of the discharge hole>
In this test, as shown in Table 2 below, attention is paid to the opening area Na of the inner peripheral side opening ends 2a and 2a of the discharge holes 2 and 2 of the immersion nozzle 100.
上記表２には記載のない他の試験条件は、以下の通りである。
--------------------
D=85[mm]
h=25[mm], y=40[mm], Y=70[mm]
θ1=10[deg.], θ2=0[deg.], θ3=55[deg.], R1=2[mm]
h/D=0.29, y/Y=0.57, θ2/θ3=0
--------------------
θ4=35[deg.]
W=1240[mm], P=240[mm]
Vc=2.2[m/min], M-EMS=650[gauss]
--------------------
Other test conditions not described in Table 2 are as follows.
--------------------
D = 85 [mm]
h = 25 [mm], y = 40 [mm], Y = 70 [mm]
θ1 = 10 [deg.], θ2 = 0 [deg.], θ3 = 55 [deg.], R1 = 2 [mm]
h / D = 0.29, y / Y = 0.57, θ2 / θ3 = 0
--------------------
θ4 = 35 [deg.]
W = 1240 [mm], P = 240 [mm]
Vc = 2.2 [m / min], M-EMS = 650 [gauss]
--------------------
上記表２に示す如く、開口面積Na[cm2]が３５に満たない浸漬ノズルを用いた試験では、圧延後表面疵に関する評価が良好ではなかった。これは以下の理由によるものと考えられる。
即ち、所定の鋳造速度を確保するために、溶鋼の浸漬ノズルからの吐出流量は適宜に確保しなければならない。そこで、浸漬ノズルの吐出孔の開口面積Naが比して小であると、相対的に、溶鋼の浸漬ノズルからの吐出流速が大となる。その結果、(a)（浸漬ノズルから吐出される溶鋼の吐出流が狭面側鋳型内壁に衝突し、その吐出流の流れの方向が当該狭面側鋳型内壁に沿って鉛直上方（即ち、メニスカスへ向かう方向）へ変換され、やがてメニスカスに対して衝突することにより更に浸漬ノズル側へ変換され、これらの一連の方向の変換により形成される）溶鋼の反転流の勢い（流速）が大となり、(b)メニスカス近傍において溶鋼の流速が大となるから、(c)メニスカスが波立ち、(d)当該メニスカス上に浮設されているモールドパウダが溶鋼内へ巻き込まれてしまったからだと考えられる。
要するに、メニスカスの波立ちによる、モールドパウダの巻き込みが主因と考えられる。
As shown in Table 2 above, in the test using an immersion nozzle having an opening area Na [cm 2 ] of less than 35, the evaluation on surface defects after rolling was not good. This is thought to be due to the following reasons.
That is, in order to ensure a predetermined casting speed, the discharge flow rate from the immersion nozzle of molten steel must be ensured appropriately. Therefore, when the opening area Na of the discharge hole of the immersion nozzle is smaller than that of the discharge nozzle, the discharge flow rate from the immersion nozzle of the molten steel becomes relatively large. As a result, (a) (the discharge flow of the molten steel discharged from the immersion nozzle collides with the inner wall of the narrow side mold, and the flow direction of the discharge flow is vertically upward (that is, the meniscus Direction), eventually colliding against the meniscus, and further converted to the immersion nozzle side, and the momentum (flow velocity) of the reverse flow of the molten steel (formed by conversion of these series of directions) becomes large, (b) Since the flow velocity of the molten steel increases in the vicinity of the meniscus, it is considered that (c) the meniscus undulates and (d) the mold powder suspended on the meniscus is caught in the molten steel.
In short, the main cause is considered to be the entrainment of the mold powder due to the wave of meniscus.
一方、開口面積Na[cm2]が１１５を超えた浸漬ノズルを用いた試験でも、圧延後表面疵に関して良好な評価が得られなかった。これは以下の理由によるものと考えられる。
即ち、一般に、メニスカス近傍の溶鋼は、気泡やCaO、Al2O3などの介在物が留まるのを回避するために適宜の流速が確保されている必要がある（これは一般に、洗浄効果と呼ばれている。）。それなのに、浸漬ノズルの吐出孔の開口面積Naが比して大であると、相対的に、溶鋼の浸漬ノズルからの吐出流速が小となり、上述の反転流が十分に確保されないので、メニスカス近傍の溶鋼から流れが失われてしまい、その結果、メニスカス近傍の溶鋼が、気泡や介在物を含んだままの状態で凝固してしまったからだと考えられる。
要するに、メニスカス近傍の溶鋼に対する洗浄効果不足が主因と考えられる。
On the other hand, even in a test using an immersion nozzle having an opening area Na [cm 2 ] exceeding 115, good evaluation was not obtained with respect to surface defects after rolling. This is thought to be due to the following reasons.
That is, generally, the molten steel in the vicinity of the meniscus needs to have an appropriate flow rate to avoid air bubbles, inclusions such as CaO and Al 2 O 3 from staying (this is generally called a cleaning effect) ) However, if the opening area Na of the discharge hole of the immersion nozzle is larger than that, the discharge flow rate from the immersion nozzle of the molten steel becomes relatively small, and the above reversal flow is not sufficiently secured. It is considered that the flow is lost from the molten steel, and as a result, the molten steel in the vicinity of the meniscus has been solidified while containing bubbles and inclusions.
In short, the main cause is considered to be a lack of cleaning effect on the molten steel near the meniscus.
＜試験２：角度＞
本試験では、下記表３に示す如く、前記吐出孔２・２の穿孔方向と、前記浸漬ノズル１００の軸線に垂直な面Srcと、の成す角度θ4に着目したものである。
<Test 2: Angle>
In this test, as shown in Table 3 below, attention is paid to the angle θ4 formed by the perforation direction of the discharge holes 2 and 2 and the surface Src perpendicular to the axis of the immersion nozzle 100.
上記表３には記載のない他の試験条件は、以下の通りである。
--------------------
D=85[mm]
h=25[mm], y=40[mm], Y=65[mm]
θ1=10[deg.], θ2=0[deg.], θ3=50[deg.], R1=2[mm]
h/D=0.29, y/Y=0.62, θ2/θ3=0
--------------------
Na=60[cm2]
W=1240[mm], P=240[mm]
Vc=2.0[m/min], M-EMS=650[gauss]
--------------------
Other test conditions not described in Table 3 are as follows.
--------------------
D = 85 [mm]
h = 25 [mm], y = 40 [mm], Y = 65 [mm]
θ1 = 10 [deg.], θ2 = 0 [deg.], θ3 = 50 [deg.], R1 = 2 [mm]
h / D = 0.29, y / Y = 0.62, θ2 / θ3 = 0
--------------------
Na = 60 [cm 2 ]
W = 1240 [mm], P = 240 [mm]
Vc = 2.0 [m / min], M-EMS = 650 [gauss]
--------------------
上記表３に示す如く、角度θ4[deg.]が３０に満たない浸漬ノズルを用いた試験では、圧延後表面疵に関する評価が良好ではなかった。これは以下の理由によるものと考えられる。
即ち、一般に、浸漬ノズルからの溶鋼吐出流の吐出方向は水平方向ではなく、斜め下向き方向となるように設定されている。しかし、本試験では浸漬ノズルからの溶鋼吐出流の吐出方向が、斜め下向き方向というよりは寧ろ水平方向に近かったために、当該吐出方向が斜め下向きに設定されている場合と比較して、メニスカス近傍の溶鋼に対して流速を与えたり熱を供給したりする役割を担う上記の反転流が過度に形成されてしまった。その結果、メニスカス近傍の溶鋼に対して過大な流速が付与されたため、メニスカスが波立ち、メニスカス上に浮設されているモールドパウダーが溶鋼へ巻き込まれてしまったからだと考えられる。
要するに、メニスカスの波立ちによる、モールドパウダの巻き込みが主因と考えられる。
As shown in Table 3 above, in the test using the immersion nozzle having an angle θ4 [deg.] Of less than 30, the evaluation on the surface defects after rolling was not good. This is thought to be due to the following reasons.
That is, generally, the discharge direction of the molten steel discharge flow from the immersion nozzle is set to be a diagonally downward direction, not a horizontal direction. However, in this test, the discharge direction of the molten steel discharge flow from the immersion nozzle was closer to the horizontal direction rather than the diagonally downward direction, so that the vicinity of the meniscus was compared with the case where the discharge direction was set diagonally downward. The above reversal flow, which plays a role of giving a flow velocity and supplying heat to the molten steel, was excessively formed. As a result, it is considered that an excessive flow velocity was applied to the molten steel near the meniscus, so that the meniscus waved and the mold powder suspended on the meniscus was caught in the molten steel.
In short, the main cause is considered to be the entrainment of the mold powder due to the wave of meniscus.
ところで、低炭素鋼の連続鋳造が属する分野における通常の技術者であれば、一般的には、上記角度θ4[deg.]を５５を超えるように設定する場合は考え難い。しかし、上記の低炭素鋼の連続鋳造方法の技術的効果を十二分に検討すべく、念のため、表３に示すように、θ4[deg.]を６０とする浸漬ノズルを用いた試験も試みた。この場合、圧延後表面疵が観測された。これは以下の二の理由によるものだと考えられる。
即ち、第１に、一般に、タンディッシュから浸漬ノズルを介して鋳型へ供給される溶鋼に当初から含まれている介在物は、溶鋼との比重の差を利用して、鋳型内で浮上され、メニスカス上に浮設されているスラグ中へ吸収されて回収されるようになっている。それなのに、浸漬ノズルからの溶鋼の吐出流の吐出方向が相当に斜め下向き（換言すれば、より鉛直方向下向きに近い方向）に設定されていたので、溶鋼中の介在物が浮上により回収される機会が失われ、その結果、溶鋼が介在物を含んだまま凝固してしまったからだと考えられる。要するに、介在物の浮上に対する妨害が主因と考えられる。
第２に、浸漬ノズルからの溶鋼吐出流の吐出方向が相当に斜め下向きに設定されていたので、上述した反転流が形成されにくく、そのため、メニスカス近傍の溶鋼に対して十分な上記洗浄効果が発揮されなかったためだと考えられる。
また、表３に示すように、スプラッシュ現象に関する評価が好ましくはなかった。しかし、これは、上述したように一般的には設定され得ない角度に故意に上記角度θ4[deg.]を設定したからであって、特に憂慮すべきことではない。なお、一般的に、上記角度θ4[deg.]のおおよその上限は４５程度とされている。また、稀に、角度θ4[deg.]が４５以上に設定された浸漬ノズルを使用する場合も見受けられている。
By the way, if it is a normal engineer in the field to which the continuous casting of low carbon steel belongs, it is generally difficult to consider the case where the angle θ4 [deg.] Is set to exceed 55. However, in order to fully examine the technical effect of the above-mentioned continuous casting method of low-carbon steel, a test using an immersion nozzle with θ4 [deg.] Of 60 as shown in Table 3 just in case. Also tried. In this case, surface defects were observed after rolling. This is thought to be due to the following two reasons.
That is, first, generally, inclusions originally contained in the molten steel supplied from the tundish to the mold through the immersion nozzle are levitated in the mold using the difference in specific gravity from the molten steel. It is absorbed into the slag suspended on the meniscus and collected. Nevertheless, the discharge direction of the discharge flow of molten steel from the immersion nozzle was set to be obliquely downward (in other words, a direction closer to the vertical downward direction), so that the inclusions in the molten steel are recovered by levitation This is thought to be because the molten steel solidified with inclusions included. In short, the main cause is thought to be the hindrance to the rise of inclusions.
Secondly, since the discharge direction of the molten steel discharge flow from the immersion nozzle is set to be substantially obliquely downward, the above-described reversal flow is hardly formed, and therefore, the above-described cleaning effect sufficient for the molten steel near the meniscus is obtained. It is thought that it was because it was not demonstrated.
Moreover, as shown in Table 3, the evaluation regarding the splash phenomenon was not preferable. However, this is because the angle θ4 [deg.] Is intentionally set to an angle that cannot be generally set as described above, and is not particularly alarming. In general, the approximate upper limit of the angle θ4 [deg.] Is about 45. In rare cases, an immersion nozzle having an angle θ4 [deg.] Set to 45 or more is used.
＜試験３：鋳型幅＞
本試験では、下記表４に示す如く、前記鋳型幅Wに着目したものである。
<Test 3: Mold width>
In this test, as shown in Table 4 below, the mold width W was noted.
上記表４には記載のない他の試験条件は、以下の通りである。
--------------------
D=85[mm]
h=25[mm], y=40[mm], Y=70[mm]
θ1=10[deg.], θ2=0[deg.], θ3=55[deg.], R1=2[mm]
h/D=0.29, y/Y=0.57, θ2/θ3=0
--------------------
Na=50[cm2], θ4=35[deg.]
P=240[mm]
Vc=2.0[m/min], M-EMS=650[gauss]
--------------------
Other test conditions not described in Table 4 are as follows.
--------------------
D = 85 [mm]
h = 25 [mm], y = 40 [mm], Y = 70 [mm]
θ1 = 10 [deg.], θ2 = 0 [deg.], θ3 = 55 [deg.], R1 = 2 [mm]
h / D = 0.29, y / Y = 0.57, θ2 / θ3 = 0
--------------------
Na = 50 [cm 2 ], θ4 = 35 [deg.]
P = 240 [mm]
Vc = 2.0 [m / min], M-EMS = 650 [gauss]
--------------------
上記表４に示す如く、鋳型幅W[mm]が８００に満たない鋳型を用いた試験では、凝固遅れ度が40%を超えてしまった。これは以下の理由によるものだと考えられる。
即ち、一般に、浸漬ノズルに穿孔される吐出孔の穿孔方向は、若干、斜め下向きに設定されている。これにより、浸漬ノズルから吐出された極めて高温な溶鋼は、鋳型内で形成される凝固シェルの狭面に到達するまでに若干の時間を要し、それ故、溶鋼は若干冷却されてから凝固シェルの狭面に到達するようになっている。この点、本試験のように鋳型幅Wが過小である鋳型を用いると、溶鋼が十分に冷却される前に、当該鋳型内に形成された凝固シェルの狭面に到達し、即ち、凝固シェルに過大な熱が供給され、その結果として、凝固遅れが促進されてしまったものと考えられる。
As shown in Table 4 above, in the test using a mold having a mold width W [mm] less than 800, the solidification delay exceeded 40%. This is thought to be due to the following reasons.
That is, generally, the perforation direction of the discharge holes perforated in the immersion nozzle is set slightly obliquely downward. As a result, the extremely hot molten steel discharged from the immersion nozzle takes some time to reach the narrow surface of the solidified shell formed in the mold. Therefore, the molten steel is slightly cooled before it is cooled. It has come to reach the narrow side of. In this regard, when a mold having an excessively small mold width W is used as in this test, the molten steel reaches the narrow surface of the solidified shell formed in the mold before it is sufficiently cooled, that is, the solidified shell. It is considered that excessive heat was supplied to the surface, and as a result, the delay in solidification was promoted.
一方、鋳型幅W[mm]が２１００を超えた鋳型を用いた試験では、圧延後表面疵に関して良好な評価が得られなかった。これは以下の理由によるものと考えられる。
即ち、鋳型幅Wが比して大であるために、必然的に、(a)上述した略環状に形成される反転流の径が大径となるし、(b)メニスカスの面積（鋳型上方から見たときの面積）が大である。そして、少なくとも(a)又は(b)の何れか一方を原因の一つとして、メニスカスは不安定と、換言すれば波立ち易くなっている。このために、メニスカス上に浮設されているモールドパウダが溶鋼内に巻き込まれ易くなっていたからだと考えられる。要するに、メニスカスの不安定さが一因と考えられる。
On the other hand, in a test using a mold having a mold width W [mm] exceeding 2100, good evaluation was not obtained with respect to surface defects after rolling. This is thought to be due to the following reasons.
That is, since the mold width W is relatively large, inevitably, (a) the diameter of the reverse flow formed in the above-described substantially annular shape becomes large, and (b) the area of the meniscus (above the mold) The area when viewed from above is large. Then, at least one of (a) and (b) is one of the causes, the meniscus is unstable, in other words, it is easy to wave. For this reason, it is considered that the mold powder suspended on the meniscus is easily caught in the molten steel. In short, meniscus instability is thought to be a factor.
＜試験４：鋳型厚＞
本試験では、下記表５に示す如く、前記鋳型厚Pに着目したものである。
<Test 4: Mold thickness>
In this test, as shown in Table 5 below, the mold thickness P was noted.
上記表５には記載のない他の試験条件は、以下の通りである。
--------------------
D=80[mm]
h=25[mm], y=40[mm], Y=65[mm]
θ1=10[deg.], θ2=0[deg.], θ3=54[deg.], R1=2[mm]
h/D=0.31, y/Y=0.62, θ2/θ3=0
--------------------
Na=60[cm2], θ4=45[deg.]
W=1240[mm]
Vc=2.0[m/min], M-EMS=750[gauss]
--------------------
Other test conditions not described in Table 5 are as follows.
--------------------
D = 80 [mm]
h = 25 [mm], y = 40 [mm], Y = 65 [mm]
θ1 = 10 [deg.], θ2 = 0 [deg.], θ3 = 54 [deg.], R1 = 2 [mm]
h / D = 0.31, y / Y = 0.62, θ2 / θ3 = 0
--------------------
Na = 60 [cm 2 ], θ4 = 45 [deg.]
W = 1240 [mm]
Vc = 2.0 [m / min], M-EMS = 750 [gauss]
--------------------
上記表５に示す如く、鋳型厚P[mm]が２００に満たない鋳型を用いた試験では、圧延後表面疵に関して良好な評価が得られなかった。これは以下の理由によるものだと考えられる。
即ち、鋳型厚Pが比して小であったために、浸漬ノズルと広面側鋳型内壁面との間の隙間が狭くなってしまっていた。そのせいで、せっかく浸漬ノズル周囲の溶鋼に対して上記洗浄効果を奏するために前記の反転流が生成されたのにも関わらず、浸漬ノズルと広面側鋳型内壁面との間の隙間（流路）が狭く、当該隙間における溶鋼の流れが極めて滞り、結果として、浸漬ノズルと広面側鋳型内壁面との間の隙間においては溶鋼に対して十分な洗浄効果が奏し得なかったからだと考えられる。要するに、流路狭小による洗浄効果不足が主因と考えられる。
As shown in Table 5 above, in a test using a mold having a mold thickness P [mm] of less than 200, good evaluation was not obtained regarding the surface defects after rolling. This is thought to be due to the following reasons.
That is, since the mold thickness P was smaller than that of the mold, the gap between the immersion nozzle and the wide-surface mold inner wall surface was narrowed. For this reason, the gap (flow path) between the immersion nozzle and the inner wall surface of the mold on the wide surface side is generated in spite of the fact that the reverse flow is generated in order to achieve the above-described cleaning effect on the molten steel around the immersion nozzle. ) is narrow, very hitch molten steel flow in the gap, as a result, is considered gills and because he could not exert sufficient cleaning effect on the molten steel in the gap between the immersion nozzle and the broad surface side in the mold wall . In short, the main cause is considered to be a lack of cleaning effect due to narrowing of the flow path.
一方、鋳型厚P[mm]が３２０を超えた鋳型を用いた試験では、圧延後表面疵に関する評価が良好ではなかった。これは、上述した鋳型幅W[mm]が２１００を超えた鋳型を用いた試験と略同様に説明することができる。即ち、メニスカスの不安定さが一因と考えられる。 On the other hand, in the test using a mold having a mold thickness P [mm] exceeding 320, the evaluation on surface defects after rolling was not good. This can be explained in substantially the same manner as the above-described test using a mold having a mold width W [mm] exceeding 2100. That is, the instability of the meniscus is considered to be a cause.
＜試験５：鋳造速度＞
本試験では、下記表６に示す如く、前記鋳造速度に着目したものである。
<Test 5: Casting speed>
In this test, as shown in Table 6 below, attention was paid to the casting speed.
上記表６には記載のない他の試験条件は、以下の通りである。
--------------------
D=85[mm]
h=25[mm], y=40[mm], Y=70[mm]
θ1=10[deg.], θ2=0[deg.], θ3=55[deg.], R1=2[mm]
h/D=0.29, y/Y=0.57, θ2/θ3=0
--------------------
Na=60[cm2], θ4=45[deg.]
W=1240[mm], P=240[mm]
M-EMS=750[gauss]
--------------------
Other test conditions not described in Table 6 are as follows.
--------------------
D = 85 [mm]
h = 25 [mm], y = 40 [mm], Y = 70 [mm]
θ1 = 10 [deg.], θ2 = 0 [deg.], θ3 = 55 [deg.], R1 = 2 [mm]
h / D = 0.29, y / Y = 0.57, θ2 / θ3 = 0
--------------------
Na = 60 [cm 2 ], θ4 = 45 [deg.]
W = 1240 [mm], P = 240 [mm]
M-EMS = 750 [gauss]
--------------------
上記表６に示す如く、鋳造速度Vc[m/min]を１．０を満たさないように設定した試験では、圧延後表面疵に関する評価が良好ではなかった。これは以下の理由によるものと考えられる。
即ち、鋳造速度が比して小さいということは、浸漬ノズルからの溶鋼の吐出量が比して小さいということに他ならない。換言すれば浸漬ノズルからの溶鋼の吐出流速が比して小さいので、この溶鋼の吐出流に依って形成される前述の反転流が十分には形成されず、その結果、メニスカス近傍の溶鋼に対して、洗浄効果を発揮するために必要となる十分な流速が付与され得なかったからだと考えられる。要するに、洗浄効果不足が主因と考えられる。
As shown in Table 6 above, in the test in which the casting speed Vc [m / min] was set not to satisfy 1.0, the evaluation on the surface defects after rolling was not good. This is thought to be due to the following reasons.
That is to say, the fact that the casting speed is relatively low means that the discharge amount of molten steel from the immersion nozzle is relatively small. In other words, since the discharge speed of the molten steel from the immersion nozzle is relatively small, the above-described reverse flow formed by the discharge flow of the molten steel is not sufficiently formed, and as a result, the molten steel near the meniscus is compared with the molten steel. This is considered to be because a sufficient flow rate necessary for exerting the cleaning effect could not be provided. In short, the lack of cleaning effect is considered to be the main cause.
一方、鋳造速度Vc[m/min]を２．４を超えるように設定した試験でも、圧延後表面疵に関する評価が良好ではなかった。これは以下の理由によるものと考えられる。
即ち、鋳造速度が比して大きいということは、浸漬ノズルからの溶鋼の吐出量が比して大きいということに他ならない。換言すれば浸漬ノズルからの溶鋼の吐出流速が比して大きいので、上述した反転流が過度に強力に形成されてしまった。そのせいで、メニスカス近傍の溶鋼に対して過大な流速が付与されてしまったので、モールドパウダが巻き込まれてしまったからだと考えられる。
On the other hand, even in the test in which the casting speed Vc [m / min] was set to exceed 2.4, the evaluation on the surface defects after rolling was not good. This is thought to be due to the following reasons.
That is, the fact that the casting speed is relatively high means that the discharge amount of molten steel from the immersion nozzle is relatively large. In other words, since the discharge flow rate of the molten steel from the immersion nozzle is larger than that of the immersion nozzle, the above-described reversal flow is formed excessively powerfully. This is considered to be because an excessive flow velocity was given to the molten steel in the vicinity of the meniscus, and the mold powder was involved.
＜試験６：過熱度＞
本試験では、下記表７に示す如く、前記過熱度に着目したものである。
<Test 6: degree of superheat>
In this test, as shown in Table 7 below, attention is paid to the degree of superheat.
上記表７には記載のない他の試験条件は、以下の通りである。
--------------------
D=85[mm]
h=25[mm], y=40[mm], Y=70[mm]
θ1=10[deg.], θ2=0[deg.], θ3=55[deg.], R1=2[mm]
h/D=0.29, y/Y=0.57, θ2/θ3=0
--------------------
Na=60[cm2], θ4=35[deg.]
W=1240[mm], P=240[mm]
Vc=2.0[m/min], M-EMS=750[gauss]
--------------------
Other test conditions not described in Table 7 are as follows.
--------------------
D = 85 [mm]
h = 25 [mm], y = 40 [mm], Y = 70 [mm]
θ1 = 10 [deg.], θ2 = 0 [deg.], θ3 = 55 [deg.], R1 = 2 [mm]
h / D = 0.29, y / Y = 0.57, θ2 / θ3 = 0
--------------------
Na = 60 [cm 2 ], θ4 = 35 [deg.]
W = 1240 [mm], P = 240 [mm]
Vc = 2.0 [m / min], M-EMS = 750 [gauss]
--------------------
一般に、実操業上の理由から、過熱度を一定に維持することは、公知の如く極めて困難とされている。 In general, it is extremely difficult to keep the degree of superheat constant for a practical operation reason.
上記表７には示してはいないが、過熱度ΔT[℃]が２０を下回ってしまった試験（過熱度ΔT[℃]=19の試験）では、浸漬ノズル内において、溶鋼が凝固したものが当該浸漬ノズルの内壁面などに徐々に付着したりして、間もなく浸漬ノズルのノズル詰まりが発生してしまった。このように浸漬ノズルがノズル詰まりを一度起こしてしまうと、連続鋳造を一時中断しなければならないのは言うに及ばない。
また、このように過熱度ΔT[℃]が２０を下回ってしまうと、例え上記の反転流が適度に形成され生じていたとしても、メニスカスに殆ど熱が供給され得ないので、メニスカスに所謂皮張り（溶鋼が膜状に凝固して生成されたもの）が発生してしまったという別の問題も発生した。
Although not shown in Table 7 above, in a test in which the degree of superheat ΔT [° C.] was less than 20 (a test with a degree of superheat ΔT [° C.] = 19), the molten steel solidified in the immersion nozzle. Gradually adhering to the inner wall surface of the immersion nozzle, the nozzle clogging of the immersion nozzle occurred soon. Needless to say, once the immersion nozzle causes nozzle clogging, continuous casting must be temporarily suspended.
Further, when the degree of superheat ΔT [° C.] is less than 20, even if the above reversal flow is formed appropriately, almost no heat can be supplied to the meniscus, so that the so-called skin of the meniscus can be obtained. Another problem was that tension (generated by melting the molten steel into a film) had occurred.
一方、上記表７に示す如く、過熱度ΔT[℃]が４５を上回ってしまった試験では、凝固遅れ度が40%を超えてしまった。これは、浸漬ノズルから吐出される溶鋼が過度に高温となるから、鋳型内で形成されつつある凝固シェルに対する熱の供給が過大となったからだと考えられる。 On the other hand, as shown in Table 7 above, in the test in which the degree of superheat ΔT [° C.] exceeded 45, the degree of solidification delay exceeded 40%. This is probably because the molten steel discharged from the immersion nozzle becomes excessively high in temperature, and the supply of heat to the solidified shell being formed in the mold becomes excessive.
＜試験７：M-EMS＞
本試験では、下記表８に示す如く、前記鋳型内電磁攪拌強度M-EMS[gauss]に着目したものである。
<Test 7: M-EMS>
In this test, as shown in Table 8 below, the in-mold electromagnetic stirring strength M-EMS [gauss] is focused.
上記表８には記載のない他の試験条件は、以下の通りである。
--------------------
D=85[mm]
h=25[mm], y=40[mm], Y=70[mm]
θ1=10[deg.], θ2=0[deg.], θ3=55[deg.], R1=2[mm]
h/D=0.29, y/Y=0.57, θ2/θ3=0
--------------------
Na=60[cm2], θ4=35[deg.]
W=1240[mm], P=240[mm]
Vc=2.0[m/min]
--------------------
Other test conditions not described in Table 8 are as follows.
--------------------
D = 85 [mm]
h = 25 [mm], y = 40 [mm], Y = 70 [mm]
θ1 = 10 [deg.], θ2 = 0 [deg.], θ3 = 55 [deg.], R1 = 2 [mm]
h / D = 0.29, y / Y = 0.57, θ2 / θ3 = 0
--------------------
Na = 60 [cm 2 ], θ4 = 35 [deg.]
W = 1240 [mm], P = 240 [mm]
Vc = 2.0 [m / min]
--------------------
上記表８に示す如く、鋳型内電磁攪拌強度M-EMS[gauss]を６５０に満たないように設定した試験でも、圧延後表面疵に関する評価に関しては一応は及第点に達したと言えよう。 As shown in Table 8 above, even in the test in which the in-mold electromagnetic stirring strength M-EMS [gauss] was set so as not to be less than 650, it can be said that the evaluation of the surface defects after rolling reached the first point.
一方、鋳型内電磁攪拌強度M-EMS[gauss]を１２００を超えるように設定した試験では、圧延後表面疵に関して良好な評価が得られなかった。これは以下の理由によるものだと考えられる。
即ち、鋳型内電磁攪拌強度M-EMS[gauss]が比して大であったために、メニスカス近傍の溶鋼において、浸漬ノズルを軸として形成される旋回流が過大となってしまったので、メニスカスが波立ち、その結果、モールドパウダが溶鋼内に巻き込まれてしまったからだと考えられる。
On the other hand, in the test in which the in-mold electromagnetic stirring strength M-EMS [gauss] was set so as to exceed 1200, good evaluation was not obtained with respect to the surface defects after rolling. This is thought to be due to the following reasons.
That is, since the electromagnetic stirring strength M-EMS [gauss] in the mold was larger than that in the molten steel near the meniscus, the swirl flow formed around the immersion nozzle became excessive, and the meniscus was As a result, it is thought that the mold powder was caught in the molten steel.
以上説明したように、本実施形態において炭素含有量C[wt%]が０．００１〜０．０７である低炭素鋼は、以下のようにして連続鋳造される。
即ち、上述した偏流軽減効果に優れた所定形状の浸漬ノズル１００に更に構成上の限定を付加したものと、所定の鋳型幅W及び鋳型厚Pの鋳型と、を用いて、鋳造速度Vc[m/min]を１．０〜２．４とし、過熱度ΔT[℃]を２０〜４５とし、電磁攪拌を一切行わないか或いは鋳型内電磁攪拌強度M-EMS[gauss]を１２００以下として、低炭素鋼は連続鋳造される。
As described above, in the present embodiment, the low carbon steel having a carbon content C [wt%] of 0.001 to 0.07 is continuously cast as follows.
That is, the casting speed Vc [m is obtained by using the above-described immersion nozzle 100 having a predetermined shape excellent in the drift reduction effect and a mold having a predetermined mold width W and mold thickness P. / min] was a 1.0 to 2.4, the degree of superheat ΔT of [℃] and 20 to 45, for any performed without or in the mold electromagnetic stirring intensity M-EMS [gauss] of the electromagnetic stirring to 1200 or less, Low carbon steel is continuously cast.
これによれば、有用な浸漬ノズルを採用しているので、鋳造開始時におけるスプラッシュ現象の抑制効果を妨げることなく、溶鋼吐出流の鋳型厚み方向の偏流を軽減できる。
また、溶鋼吐出流の鋳型厚み方向の偏流が軽減されるので、鋳型厚み方向でみたときに、凝固シェルに対して溶鋼吐出流が略一様に供給されることとなる。従って、供給ムラがなくなることで、凝固シェルの凝固遅れを極めて効果的に防止できると共に、凝固シェルに対する洗浄効果を必要十分に確保できる。
そして、洗浄効果が十分に発揮されることにより、前述のスリバー疵が発生するのを効果的に抑制できる。即ち、圧延後の鋳片の表面品質を良好とできる。
前述したように、低炭素鋼では凝固シェルの上端に爪部（図１６参照）が形成されて、気泡や介在物などの不純物が凝固シェルに捕捉され易くなっているので、本願発明は、特に低炭素鋼に対して極めて有用であると言える。
According to this, since a useful immersion nozzle is employed, the drift of the molten steel discharge flow in the mold thickness direction can be reduced without hindering the effect of suppressing the splash phenomenon at the start of casting.
Moreover, since the drift of the molten steel discharge flow in the mold thickness direction is reduced, the molten steel discharge flow is supplied to the solidified shell substantially uniformly when viewed in the mold thickness direction. Therefore, since there is no supply unevenness, the solidification shell can be effectively prevented from being delayed in coagulation, and the cleaning effect on the solidification shell can be ensured sufficiently.
And it can suppress effectively that the above-mentioned sliver wrinkles generate | occur | produce by fully exhibiting the cleaning effect. That is, the surface quality of the slab after rolling can be made good.
As described above, in the low carbon steel, a claw portion (see FIG. 16 ) is formed at the upper end of the solidified shell, and impurities such as bubbles and inclusions are easily trapped in the solidified shell. It can be said that it is extremely useful for low carbon steel.
また、前記鋳型内電磁攪拌強度M-EMS[gauss]は、好ましくは、６５０〜１２００とするとよい。これによれば、圧延後の鋳片の表面品質（上記各試験における圧延後表面疵に相当する。表８参照。）を極めて良好とできる。 The in-mold electromagnetic stirring strength M-EMS [gauss] is preferably 650 to 1200. According to this, the surface quality of the cast slab after rolling (corresponding to the surface defect after rolling in each of the above tests, see Table 8) can be made extremely good.
以上、本願発明の好適な実施形態を説明したが、上述した浸漬ノズル１００は以下のように変更できる。 As mentioned above, although preferred embodiment of this invention was described, the immersion nozzle 100 mentioned above can be changed as follows.
即ち、浸漬ノズル１００の吐出孔２・２は、上記実施形態において略矩形に形成されているが、これに限ることはなく、例えば上記非特許文献１の図７に記載されている円形に形成されていてもよいし、楕円形や台形などに形成されていても勿論よい。 That is, the discharge holes 2 and 2 of the immersion nozzle 100 are formed in a substantially rectangular shape in the above embodiment, but are not limited thereto, and are formed in a circular shape described in FIG. Of course, it may be oval or trapezoidal.
2 吐出孔
2a 内周側開口端
100 浸漬ノズル
200 鋳型
W 鋳型幅
P 鋳型厚
θ4 角度
Vc 鋳造速度
Src 浸漬ノズルの軸線に対して垂直な面
ΔT 過熱度
M-EMS 鋳型内電磁攪拌強度
2 Discharge hole
2a Open end on the inner circumference side
100 immersion nozzle
200 molds
W Mold width
P Mold thickness θ4 angle
Vc casting speed
Src Surface perpendicular to the axis of the immersion nozzle ΔT Superheat
M-EMS electromagnetic stirring intensity in mold
Claims (2)
前記凹部の長手方向の垂直断面は、長方形又は台形であり、
前記凹部の長手方向の垂直断面の側辺は、前記浸漬ノズルの長手方向に平行であり又は前記浸漬ノズルの長手方向を基準として０度を越え５０度以下外側へ傾斜しており、
前記凹部は、その長手方向の垂直断面の内角であって、ノズル内側底面に対して遠い側のものが９０度以上１４０度以下となるように形成されており、
前記凹部の長手方向の垂直断面の深さｈと、前記浸漬ノズルの内径Ｄと、の比であるｈ／Ｄは、０．１≦ｈ／Ｄ≦１．０の範囲内であり、
前記凹部の長手方向の垂直断面の下辺の幅ｙと、前記吐出孔の内周側開口端の開口幅Ｙと、の比であるｙ／Ｙは、０．４≦ｙ／Ｙ≦１．０の範囲内であり、
平面視においてノズル内径の中心点と吐出孔の開口中心とを結ぶ方向である前記吐出孔の方向と、前記凹部の長手方向と、が成す角度θ２と、前記吐出孔の方向と、前記吐出孔の内周側開口端の側辺と前記浸漬ノズルの軸心とを結ぶ面と、が成す角度θ３と、の比であるθ２／θ３は、０≦θ２／θ３≦１．０の範囲内であり、
前記吐出孔の内周側開口端の開口面積Na[cm2]が３５〜１１５であり、
前記浸漬ノズルの軸線と、前記吐出孔の方向と、を含む断面に一対で現れる前記吐出孔の輪郭線のうち前記浸漬ノズルの先端側の輪郭線と、前記浸漬ノズルの軸線に垂直な面と、の成す角度θ4[deg]が３０〜５５である浸漬ノズルと、
溶鋼を冷却し所定形状の凝固シェルを形成するための鋳型であって、
その鋳型の上端における鋳型幅W[mm]が８００〜２１００であり、
その鋳型の上端における鋳型厚P[mm]が２００〜３２０である鋳型と、
を用い、
鋳造速度Vc[m/min]を１．０〜２．４とし、
過熱度ΔT[℃]を２０〜４５とし、
鋳型内電磁攪拌強度M-EMS[gauss]を０〜１２００として、
炭素含有量C[wt%]が０．００１〜０．０７である低炭素鋼を連続鋳造する、ことを特徴とする低炭素鋼の連続鋳造方法。 A pair of opposed discharge holes are drilled in the vicinity of the nozzle inner bottom surface, and a concave portion extending in the nozzle radial direction is formed in the nozzle inner bottom surface.
The vertical cross section in the longitudinal direction of the recess is rectangular or trapezoidal,
The side of the vertical cross section in the longitudinal direction of the recess is parallel to the longitudinal direction of the immersion nozzle or is inclined outwardly from 0 degree to 50 degrees or less with respect to the longitudinal direction of the immersion nozzle ,
The concave portion is an internal angle of a vertical cross section in the longitudinal direction, and is formed so that the one far from the inner bottom surface of the nozzle is 90 degrees or more and 140 degrees or less,
H / D, which is the ratio of the depth h of the vertical cross section in the longitudinal direction of the concave portion and the inner diameter D of the immersion nozzle, is in the range of 0.1 ≦ h / D ≦ 1.0,
Y / Y which is a ratio of the width y of the lower side of the vertical cross section in the longitudinal direction of the concave portion and the opening width Y of the inner circumferential side opening end of the discharge hole is 0.4 ≦ y / Y ≦ 1.0. Within the range of
And the direction of the discharge port is a direction connecting the opening center of the center point and the discharge hole of the nozzle inner diameter in a plan view, a longitudinal direction of the recess, the angle θ2 formed by the the direction of the discharge hole, the Θ2 / θ3, which is the ratio of the angle θ3 formed by the surface connecting the side of the inner peripheral opening end of the discharge hole and the axis of the immersion nozzle, is in the range of 0 ≦ θ2 / θ3 ≦ 1.0 Within
The opening area Na [cm 2 ] of the inner circumferential side opening end of the discharge hole is 35 to 115,
The axis of said immersion nozzle, the better the direction of the discharge hole, the contour of the front end side of the immersion nozzle of the contour of the discharge holes appearing in the pair in the cross section including the plane perpendicular to the axis of said immersion nozzle An immersion nozzle having an angle θ4 [deg] of 30 to 55;
A mold for cooling molten steel to form a solidified shell of a predetermined shape,
The mold width W [mm] at the upper end of the mold is 800-2100,
A mold having a mold thickness P [mm] at the upper end of the mold of 200 to 320;
Use
The casting speed Vc [m / min] is set to 1.0 to 2.4,
The degree of superheat ΔT [° C.] is set to 20 to 45,
Mold in electromagnetic stirring intensity M-EMS [gauss] as a 0-1200 and
A continuous casting method for low carbon steel, comprising continuously casting low carbon steel having a carbon content C [wt%] of 0.001 to 0.07.
前記鋳型内電磁攪拌強度M-EMS[gauss]を６５０〜１２００とする、ことを特徴とする低炭素鋼の連続鋳造方法。 In the continuous casting method of the low carbon steel according to claim 1,
The low carbon steel continuous casting method, wherein the in-mold electromagnetic stirring strength M-EMS [gauss] is set to 650 to 1200.
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