JP5272720B2 - 鋼の連続鋳造方法 - Google Patents

Description

本発明は、未凝固部を含む状態の鋳片の表面を打撃して、鋳片に振動を付与しつつ鋳造する鋼の連続鋳造方法に関する。

連続鋳造より鋳造された鋳片の厚さ方向の中心部およびその近傍には、中心偏析やＶ偏析、逆Ｖ偏析と呼ばれるマクロ偏析である内部欠陥が発生しやすい。中心偏析は、鋳片の最終凝固部にＣ、Ｓ、Ｐ、Ｍｎなどの偏析しやすい溶質成分（以下、「偏析成分」ともいう）が濃化して現れる内部欠陥であり、Ｖ偏析および逆Ｖ偏析は、鋳片の最終凝固部の近傍に、これらの偏析成分がそれぞれＶ字状または逆Ｖ字状に濃化して現れる内部欠陥である。

これらのマクロ偏析が発生した鋳片を素材として熱間加工を行った製品では、靭性の低下や水素誘起割れなどが発生しやすく、また、これらの製品を冷間で最終製品に加工する際に、割れが発生しやすくなる。

鋳片における偏析の生成機構は、以下のように考えられている。すなわち、凝固が進行するにつれて、凝固組織である柱状晶の樹間に偏析成分が濃化する。その偏析成分の濃化した溶鋼（以下、「濃化溶鋼」ともいう）が、凝固時の鋳片の収縮、またはバルジングと呼ばれる鋳片の膨れなどにより、柱状晶の樹間から流出する。流出した濃化溶鋼は、最終凝固部の凝固完了点に向かって流動し、そのまま凝固して偏析成分の濃化帯が形成される。このようにして形成した偏析成分の濃化帯が偏析である。

鋳片の偏析防止対策としては、柱状晶の樹間に残った濃化溶鋼の移動を防止すること、およびこれらの濃化溶鋼が局所的に集積するのを防止することなどが効果的であり、従来から種々の方法が提案されている。

そして、本発明者らは、特許文献１において、横断面形状が矩形の鋳片を鋳造する際に、未凝固部を含む鋳片の短辺面側の少なくとも１箇所に配置した打撃振動装置により、中心固相率が０．１〜０．９である未凝固部を含む鋳片の短辺面を連続して打撃することにより、鋳片に振動を付与しつつ鋳造する鋼の連続鋳造方法を提案した。

また、本発明者らは、特許文献２において、矩形の横断面形状を有する鋳片の未凝固部を含む鋳造方向の位置を、複数の圧下用ガイドロール対により圧下する際に、鋳造方向における圧下領域の範囲内において、鋳片表面の少なくとも１箇所を連続して打撃することにより、鋳片に振動を付与しつつ鋳造する鋼の連続鋳造方法を提案した。

これらの方法によれば、鋳片の打撃振動により、成長途中の柱状晶を破断させ、柱状晶の成長を抑制することができる。さらに、生成した等軸晶がブリッジングすると空間部が形成され、その空間部内で偏析が生じるが、この空間部は打撃により破壊される。そのため、等軸晶を高密度に充填させ、結晶粒間へ濃化溶鋼を微細に分散させることができ、中心偏析、Ｖ偏析、逆Ｖ偏析などの偏析の低減された、内部品質の良好な鋳片を得ることができる。
特許３８３５１８５号公報（特許請求の範囲、段落［００１８］〜［００２０］） 特開２００３−３３４６４１号公報（特許請求の範囲、段落［００１３］〜［００１５］）

偏析とならぶ内部欠陥として、中心ポロシティがある。中心ポロシティは、連続鋳造において溶鋼が凝固する際の凝固収縮や凝固後の冷却による熱収縮によって、最終凝固位置である厚さ方向の中心付近に発生する小さな空孔である。鋳片の内部品質を向上させるため、偏析とともに中心ポロシティも、低減させることが求められている。また、打撃による鋳片の振動条件と鋳片中心部の品質との詳細な関係を究明して適正な振動条件を確立し、連続鋳造の効率を向上させることが求められている。

本発明は、上記の問題に鑑みてなされたものであり、その課題は鋳片を適正な条件で打撃し、振動させることにより、偏析や中心ポロシティのない、内部品質の良好な鋳片を効率良く得ることができる鋼の連続鋳造方法を提供することにある。

本発明者らは、偏析や中心ポロシティのない内部品質の良好な鋳片を効率良く得るための鋼の連続鋳造方法について検討し、下記の（Ａ）および（Ｂ）の知見を得た。

（Ａ）未凝固部を有する鋳片の一方の短辺面を打撃した際に生じる、鋳片の厚さ方向の変位が０．１０ｍｍ以上となる領域の、鋳片短辺面の打撃位置から短辺面に垂直な方向に距離の最大値を２００ｍｍ以上とすれば、鋳片内部における偏析を低減させることができる。

（Ｂ）打撃によって生じる鋳片の厚さ方向の変位は、ガイドロールの軸間距離、打撃エネルギーおよび鋳片の打撃位置における未凝固部の厚さによって変化する。

本発明は、上記の知見に基づいて完成されたものであり、下記（１）および（２）の鋼の連続鋳造方法を要旨としている。

（１）横断面が矩形の鋳片を鋳造する際に、未凝固部を含む鋳片の短辺面の両側に、打撃振動装置を少なくとも一対配置し、前記鋳片の短辺面を連続して打撃することにより、前記鋳片に振動を付与しつつ鋳造する鋼の連続鋳造方法であって、前記短辺面の打撃により、下記（１）式および（２）式で定義される前記鋳片の長辺面の鋳片厚さ方向の変位曲線δ（ｘ）と直線δ（ｘ）＝０．１０ｍｍとの交点が２箇所発生し、前記交点のうち、原点から遠いほうの交点の前記鋳片短辺面の打撃位置から鋳片幅方向の距離が２００ｍｍ以上となるように、振動エネルギー、ガイドロールの軸間距離および未凝固厚さを調整して、短辺面を打撃することを特徴とする鋼の連続鋳造方法。
δ（ｘ）＝ｅｘｐ［−１．５×｛ｌｎ（ｘ／（２００×（ΔＲ／ΔＲ₀）^0.587））｝²］×δ_max ・・・（１）
δ_max＝Ｌ₀×（Ｅ／Ｅ₀）^0.5×（ΔＲ／ΔＲ₀）×（ｔ／ｔ₀）^0.446 ・・・（２）
ここで、上記（１）式および（２）式中の各記号は下記の諸量を意味する。
ｘ：鋳片短辺面の打撃位置を０とする、鋳片幅方向の距離（ｍｍ）、
δ（ｘ）：位置ｘにおける鋳片厚さ方向の変位（ｍｍ）、
δ_max：鋳片厚さ方向の最大変位（ｍｍ）、
ΔＲ：短辺面を打撃する位置のガイドロールの軸間距離（ｍｍ）、
Ｅ：１セグメント片側当たりの打撃エネルギー（Ｊ）、
ｔ：鋳片短辺面の打撃位置における鋳片の未凝固厚さ（ｍｍ）、
ただし、Ｅ₀＝３９（Ｊ）、ΔＲ₀＝２４５（ｍｍ）、ｔ₀＝２６（ｍｍ）、Ｌ₀＝０．１１４（ｍｍ）である。

（２）前記鋳片の相対する左右の短辺面を周期的に打撃する時間の位相を同一とすることにより、前記左右の短辺面それぞれにおける打撃によって発生する前記変位δ（ｘ）を互いに重畳させ、該重畳された変位δ（ｘ）を打撃位置の幅方向全体に亘って０．１０ｍｍ以上とすることを特徴とする上記（１）の鋼の連続鋳造方法。

本発明の方法によれば、鋳片短辺面の打撃によって生じる、鋳片長辺面の変位が０．１０ｍｍ以上の振動を、鋳片の広い範囲に亘って付与することができるため、偏析や中心ポロシティを低減させ、内部品質に優れた鋳片を得ることができる。

以下に、本発明の方法を上述のとおり規定した理由および本発明の方法の好ましい態様について説明する。

本発明者らは、鋳片に打撃による振動を付与しながらの連続鋳造試験を行って、振動の効果について解析を進め、以下に説明するように、鋳片の内部品質への振動の影響を調査した。

〈１．鋳片内部品質と打撃エネルギーの関係について〉
（１−１．鋳造試験条件）
図１は、本発明の連続鋳造方法を適用可能な連続鋳造機と打撃振動装置の配置を示す図であり、同図（ａ）は、連続鋳造機の側面図を示し、同図（ｂ）は、連続鋳造機の打撃振動装置を設置した部分の平面図を示す。同図に示す連続鋳造機は、垂直曲げ型であり、鋳片の打撃振動装置を備える。

タンディッシュ（図示せず）から浸漬ノズル１を経て鋳型３に注入された溶鋼４は、鋳型３およびその下方の二次冷却スプレーノズル群（図示せず）から噴射されるスプレー水によって冷却され、凝固シェル５が形成されて鋳片７となる。鋳片７は、その内部に未凝固部を保持したまま、ガイドロール６群に支持されながら引き抜かれる。図１の鋳型３内には、溶鋼４の湯面２であるメニスカスが示される。ガイドロール６は、複数のセグメント（図示せず）に分けて配置されている。

そして、ガイドロール６群の鋳造方向下流部に二対の打撃振動装置８が、それぞれセグメントごとに設置され、鋳片７の短辺面を打撃する。打撃振動装置８は、駆動部１０およびその先端部に取り付けられた打撃用の金型９を有する。

本連続鋳造試験では、鋳型３として厚さ３００ｍｍの鋳片用のものを用いた。打撃振動の幅方向への影響を調査するため、鋳片７として２３００ｍｍの広幅のスラブを用いた。

鋳造試験には、厚鋼板用として用いられている下記の成分組成の鋼種を採用した。すなわち、Ｃ：０．０５〜１．００質量％、Ｓｉ：０．０４〜０．６０質量％、Ｍｎ：０．５０〜２．００質量％、Ｐ：０．０２０質量％以下、Ｓ：０．００６質量％以下を含有し、残部がＦｅおよび不可避的不純物からなる鋼種である。

鋳造速度は、０．５８〜０．６１ｍ／ｍｉｎ、二次冷却水量は、０．６２〜０．７３Ｌ／ｋｇ−ｓｔｅｅｌとした。タンディッシュ内の溶鋼の平均温度は、溶鋼過熱度ΔＴ＝３０〜５０℃の範囲でほぼ一定とした。ΔＴは、実際の溶鋼温度と当該溶鋼の液相線温度との差である。

二対の打撃振動装置８は、それぞれ金型９の鋳造方向中央を基準として、鋳型３内のメニスカス２から鋳造方向において下流側の２２．５ｍの位置および２４．０ｍの位置に配置した。打撃振動装置８の金型９は、打撃面の鋳造方向の長さが１１５５ｍｍ、鉛直方向の高さが１３５ｍｍであり、質量が５００ｋｇであった。打撃振動装置８の駆動部１０には、エアシリンダ装置を用いた。鋳片７の短辺面の打撃振動の周波数は４〜６Ｈｚ、すなわち１秒当たりの打撃数は４〜６回とした。

鋳片短辺面の打撃により、成長途中の柱状晶を破断させ、柱状晶の成長を抑制することができる。さらに、生成した等軸晶がブリッジングすると、空間部が形成され、その空間部内で偏析が生じるが、この空間部は打撃により破壊される。そのため、等軸晶を高密度に充填させ、結晶粒間へ濃化溶鋼を微細に分散させることができ、偏析や中心ポロシティを低減させることができる。

鋳片７の中心固相率は、主に鋳造速度と、二次冷却水量を変数として一次元の伝熱計算により算出し、その結果に基づいて、打撃位置における所定の中心固相率となる条件を求めた。そして、鋳片の短辺面を打撃しながら当該条件での連続鋳造を行った。

（１−２．鋳片の内部品質の評価）
鋳片の短辺面を打撃しながら行った連続鋳造によって得られた鋳片の内部品質の評価を、中心ポロシティの発生状況を評価することにより行った。

（１−２−１．中心ポロシティの発生状況の評価方法）
中心ポロシティの発生状況は下記の方法により評価した。鋳片から採取した中心ポロシティの比体積算出用の試料は、比重測定の精度を勘案し、長さ（鋳片の厚さ方向）５０ｍｍ、幅（鋳片の幅方向）１００ｍｍ、厚さ（鋳片の鋳造方向）７ｍｍの直方体とし、表面の加工精度はＪＩＳに基づく上仕上げ（三角記号▽▽▽：最大表面粗さ３．２μｍ）とした。中心ポロシティの発生がほとんどないとみられる鋳片の表面から厚さ方向に厚さの１／４の位置（以下、「１／４厚さ位置」ともいう）の密度を基準とし、厚さ中心部の密度から算出した中心ポロシティの比体積により中心ポロシティの発生状況を評価した。中心ポロシティ比体積Ｖｐは、１／４厚さ位置の平均密度ρ₀と、厚さ方向の中心の平均密度ρにより、下記（１）式で定義した。
Ｖｐ≡１／ρ−１／ρ₀ ・・・（１）

図２は、中心ポロシティ比体積算出用の試料の採取位置を示す鋳片の横断面図である。図２には、鋳片の鋳造方向に垂直な断面の、幅方向の一端側の領域を示す。鋳片の１／４厚さ位置の平均密度ρ₀は、鋳片の幅方向の両端からそれぞれ１箇所ずつ合計２個の試料７ａを採取し、それぞれの密度を平均して算出した。厚さ方向の中心の平均密度ρは、鋳片の幅方向の両端からそれぞれ３箇所ずつ合計６個の試料７ｂ、７ｃ、７ｄを採取し、それぞれの密度を平均して算出した。試料７ａ〜７ｄを採取した位置は、試料の中心を基準として、試料７ａおよび７ｂは鋳片短辺面から１９０ｍｍ、試料７ｂは鋳片短辺面から３２０ｍｍ、試料７ｄは鋳片短辺面から４２５ｍｍとした。

そして、打撃を行わなかった鋳片の中心ポロシティ比体積Ｖｐ₀および打撃を行った鋳片の中心ポロシティ比体積Ｖｐ₁に基づいて中心ポロシティ比体積減少量−ΔＶｐを下記（２）式で定義した。
−ΔＶｐ≡Ｖｐ₀−Ｖｐ₁ ・・・（２）

（１−２−２．中心ポロシティ発生状況の評価結果）
図３は、１セグメント片側当たりの打撃エネルギーと中心ポロシティ比体積の減少量との関係を示すグラフである。同グラフは、異なる打撃エネルギーで打撃を行った各鋳片について、中心ポロシティ比体積の減少量−ΔＶｐを算出し、整理したものである。同グラフに示される関係から、１セグメント片側当たりの打撃エネルギーＥが２５Ｊを超えると、鋳片幅方向の端部において、中心ポロシティ比体積が減少する関係が確認された。同グラフにおける、１セグメント片側当たりの打撃エネルギーＥと中心ポロシティ比体積の減少量−ΔＶｐとの関係について回帰式を算出すると、下記（３）式となる。
−ΔＶｐ［ｃｍ³／ｇ］＝０．００４９３４７×Ｅ［Ｊ］−１．２９７４８７ ・・・（３）

そして、図３から、打撃エネルギーＥ＝３９Ｊのとき、中心ポロシティ比体積の減少量−ΔＶｐ＝０．５７×１０^-4ｃｍ³／ｇ程度の中心ポロシティの低減効果が得られるとの知見を得た。また、マクロ観察の結果、打撃を行った鋳片の方が打撃を行わなかった鋳片よりも粒状偏析が少ない傾向が認められた。

〈２．鋳片内部品質と打撃エネルギーの関係の一般化〉
上記の知見を基に、さらに本発明者らは、鋳片短辺の打撃に関する上記結果の一般化を検討した。

図４は、未凝固部分を有する鋳片の打撃による振動モデルの模式図である。同図において、鋳片７の凝固シェル５はガイドロール６により拘束された状態にある。この状態で、鋳片７の短辺面は打撃振動装置８により打撃される。

打撃振動装置８の金型９の形状は、鋳造方向の長さａが１２００〜１６００ｍｍ、厚さｂが１４０ｍｍ、鋳片厚さ方向の幅ｃが２００ｍｍの直方体とした。また鋳片７は幅２３００ｍｍ、厚さ３００ｍｍとした。このような３次元モデルを用いて、鋳片７の振動による表面（長辺面）の変位について数値解析を行った。

本発明者らは、鋳片７における打撃振動による表面変位の数値解析結果から、鋳片厚さ方向の最大変位δ_maxは、短辺面の打撃位置から短辺面に垂直な方向（鋳片幅方向）に２００ｍｍの位置における値δ_x=200mmとほぼ等しいことを見出した。

また、本発明者らは、固液界面位置における変位変動幅Ｌとそれに影響を及ぼす諸因子との関係についてのこれまでの検討により、振動領域内の変位変動幅Ｌは、打撃ヘッドの有する衝撃エネルギーＥで整理され、その関係は下記（ａ）式で記述できることを知見した。以下、下付きの０を付した各記号は代表条件を示す。
Ｌ／Ｌ₀＝（Ｅ／Ｅ₀）^0.5 ・・・（ａ）

さらに、短辺面を打撃する位置のガイドロールの軸間距離ΔＲ、および鋳片短辺面の打撃位置における鋳片の未凝固厚さｔが変位変動幅に及ぼす影響は独立して整理でき、短辺面の打撃位置から短辺面に垂直な方向に２００ｍｍの位置における長辺板厚方向の変位変動幅は、ΔＲに対してほぼ正比例で変化することを知見した。これらの知見を踏まえ、変位変動幅Ｌの推算式として式（ａ）を拡張した下記（ｂ）式が得られた。
Ｌ／Ｌ₀＝（Ｅ／Ｅ₀）^0.5×（ΔＲ／ΔＲ₀）×ｆ（ｔ，ｔ₀） ・・・（ｂ）
ここで、ｆ（ｔ，ｔ₀）は鋳片の未凝固厚さの影響項を表す。ｆ（ｔ，ｔ₀）が無次元量ｔ／ｔ₀の累乗に比例すると仮定すると、実験シミュレーション結果からｆの一例として下記（ｃ）式が得られた。
ｆ（ｔ，ｔ₀）＝（ｔ／ｔ₀）^0.446 ・・・（ｃ）

そして、式（ｃ）を式（ｂ）に代入し、最終的に変位変動幅Ｌ（＝δ_max）の推算式として下記（４）式を得た。
δ_max≒δ_x=200mm＝Ｌ₀×（Ｅ／Ｅ₀）^0.5×（ΔＲ／ΔＲ₀）×（ｔ／ｔ₀）^0.446 ・・・（４）
ここで、上記（４）式中の各記号は下記の諸量を意味する。
Ｅ：１セグメント片側当たりの打撃エネルギー（Ｊ）、
ΔＲ：短辺面を打撃する位置のガイドロールの軸間距離（ｍｍ）、
ｔ：鋳片短辺面の打撃位置における鋳片の未凝固厚さ（ｍｍ）。
また、Ｅ₀、ΔＲ₀およびｔ₀はそれぞれＥ、ΔＲおよびｔの中心ポロシティ低減効果がもっとも大きかった条件の数値、Ｌ₀は中心ポロシティ低減効果がもっとも大きかった場合の鋳片厚さ方向の最大変位の代表条件であり、それぞれ下記の定数群（５）である。以下、この条件を条件（５）ともいう。
Ｅ₀＝３９（Ｊ）、ΔＲ₀＝２４５（ｍｍ）、ｔ₀＝２６（ｍｍ）、Ｌ₀＝０．１１４（ｍｍ） ・・・（５）

本発明者らは、数値解析によって算出した、鋳片短辺面の打撃位置から短辺面に垂直な方向に距離ｘの位置における鋳片表面（長辺面）の鋳片厚さ方向の変位δ（ｘ）は、対数正規分布により近似すると、上記（４）式のδ_maxを用いて下記（６）式のように一般化できることを知見した。
δ（ｘ）＝ｅｘｐ［−１．５×｛ｌｎ（ｘ／（２００×（ΔＲ／ΔＲ₀）^0.587））｝²］×δ_max ・・・（６）

図５は、短辺面打撃位置からの距離と、鋳片厚さ方向の変位との関係を示すグラフである。同グラフの横軸は鋳片短辺面の打撃位置から短辺面に垂直な方向の距離ｘであり、縦軸は鋳片表面の鋳片厚さ方向の無次元変位（δ（ｘ）をδ_maxにより除して最大変位を１とした無次元の値）である。同グラフにおいて、○印は数値解析により算出した値を示し、●印は対数正規分布により近似した値を示す。同グラフに示される結果から、数値解析により算出した値は対数正規分布により精度良く近似されていることがわかる。

〈３．鋳片内部品質と打撃による鋳片の変位との関係について〉
図６は、鋳片厚さ方向の最大変位δ_maxと中心ポロシティ比体積の減少量−ΔＶｐとの関係を示すグラフである。同グラフに示される関係は、前記（３）式と、前記条件（５）を適用してΔＲ＝２４５（ｍｍ）、ｔ＝２６（ｍｍ）とした前記（４）式とからδ_maxと−ΔＶｐとの関係を求め、作成したものである。鋳片短辺面の打撃位置における鋳片の未凝固厚さｔについては、鋳造速度０．７ｍ／ｍｉｎの場合の伝熱凝固計算により打撃振動装置８が配置されたセグメントの入口における未凝固厚さを算出し、その値を用いた。

本発明者らは、図６の結果から、厚さ３００ｍｍ、幅２３００ｍｍの鋳片の場合には、δ_maxが０．１０ｍｍ以上であれば、中心ポロシティ比体積が減少することを知見した。

また、本発明者らは、鋳片内部品質と打撃による鋳片の変位との関係についてさらに検討を進め、δ_maxが０．１０ｍｍ以上且つδ_maxとなる位置の短辺面からの距離ｘが２００ｍｍ以上、または、δ_maxとなる位置の距離ｘが２００ｍｍ未満且つ距離ｘが２００ｍｍの位置における変位δ（ｘ）が０．１０ｍｍ以上であれば、鋳片内部の広い範囲に亘って偏析や中心ポロシティを低減させることができ、鋳片の内部品質を向上させることができることを知見した。また、本連続鋳造試験は、打撃振動装置を二対設置して行ったが、打撃振動装置は一対または三対以上であっても二対の場合と同様に鋳片の内部品質を向上させる効果を得られることを確認した。

〈４．打撃エネルギーと打撃による振動到達距離との関係について〉
上記（６）式をｘについて解くと、鋳片厚さ方向の変位δおよび短辺面を打撃する位置におけるガイドロールの軸間距離ΔＲの関数として下記（７）式が得られる。
ｘ＝２００×（ΔＲ／ΔＲ₀）^0.587×ｅｘｐ［｛−ｌｎ（δ／δ_max）／１．５｝^0.5］ ・・・（７）

図７は、１セグメント片側当たりの打撃エネルギーと、振動到達距離との関係を示すグラフである。打撃による鋳片厚さ方向の変位δが０．１０ｍｍ以上となる領域の、鋳片短辺面の打撃位置から短辺面に垂直な方向の距離ｘの最大値ｘ^*を振動到達距離と定義する。同グラフ中の●印は、前記条件（５）を適用し、鋳片の厚さを３００ｍｍ、鋳片の短辺面における１セグメント片側当たりの打撃エネルギーＥを４０Ｊとして打撃した場合の結果であり、ｘ^*＝２００ｍｍである。また、図７中の曲線は、上記（７）式と●印の条件から算出した。同グラフに示される関係から、打撃エネルギーＥを増加させることにより、振動到達距離ｘ^*を増加させることが可能となることがわかる。例えば、打撃エネルギーＥを４０Ｊから６５Ｊに増加させることにより、振動到達距離ｘ^*は２００ｍｍから２５０ｍｍへ、２５％増加する。つまり、打撃エネルギーＥを増加させることにより、凝固遅れに起因して中心ポロシティが発生しやすい鋳片幅方向の端部周辺における、鋳片厚さ方向中心部の品質改善が可能である。

〈５．ガイドロールの軸間距離と打撃による振動到達距離との関係について〉
図８は、ガイドロールの軸間距離を変更した場合についての、１セグメント片側当たりの打撃エネルギーと振動到達距離との関係を示すグラフである。図８は、ガイドロールの軸間距離ΔＲが２４５ｍｍまたは４００ｍｍであること以外は、図７と同様の条件で打撃した場合についてのグラフである。同グラフに示される関係から、ガイドロールの軸間距離ΔＲを２４５ｍｍから４００ｍｍに広げると、振動到達距離ｘ^*が増大することがわかる。つまり、鋳片が、長辺長さと短辺長さの比が大きいスラブである場合には、鋳片幅が広く、ガイドロール間でのバルジングが生じやすいため、ガイドロールの軸間距離ΔＲを大きく取ることができない。一方、鋳片が、長辺長さと短辺長さの比が小さいブルームである場合には、鋳片幅が狭く、ガイドロール間でのバルジングは少ないため、ガイドロールの軸間距離ΔＲを大きく取ることができるので、打撃の効果を広い範囲で得ることができる点で有利である。

〈６．両側からの打撃の効果について〉
図９は、鋳片の幅方向両端のそれぞれの短辺面からの打撃の影響を示すグラフである。同グラフは、横軸を鋳片の幅方向中央から短辺面に垂直な方向の距離ｙとし、縦軸を鋳片厚さ方向の変位δとしている。打撃した鋳片は幅約４００ｍｍのブルームとし、ガイドロールの軸間距離ΔＲを４００ｍｍ、１セグメント片側当たりの打撃エネルギーＥを４５Ｊとして、鋳片の鋳造方向左側の短辺面のみ、または右側の短辺面のみを打撃した場合と、両側の短辺面を同時に打撃した場合とについての計算結果を示す。同グラフに示される結果から、鋳片の鋳造方向左側の短辺面のみを打撃した場合の鋳片厚さ方向の変位δ_Lおよび右側の短辺面のみを打撃した場合の鋳片厚さ方向の変位δ_Rを重畳すると、鋳片の両側の短辺面を同時に打撃した場合の鋳片厚さ方向の変位δ_Dとなることがわかる。

鋳片の鋳造方向左側の短辺面のみ、または右側の短辺面のみを打撃した場合には、鋳片厚さ方向の変位δが０．１０ｍｍ以上となる領域の、鋳片短辺面の打撃位置から短辺面に垂直な方向の距離は約３００ｍｍであり、全幅にわたって変位δを０．１０ｍｍ以上とすることはできない。しかし、両側の短辺面を同時に打撃することにより、打撃位置の全幅にわたって変位δを０．１０ｍｍ以上とすることができる。また、図９からわかるように、両側の短辺面を同時に打撃した場合には、鋳片の幅方向中央において変位δの最大値が０．４０ｍｍに達し、変位δを大幅に増加させることができ、鋳片の内部品質改善をさらに図ることができる。

本発明の方法によれば、鋳片短辺面の打撃によって生じる、鋳片長辺面の変位が０．１０ｍｍ以上の振動を、鋳片の広い範囲に亘って付与することができるため、偏析や中心ポロシティを低減させ、内部品質に優れた鋳片を得ることができる。したがって、本発明の方法は、内質の良好な鋳片の連続鋳造方法として広範に適用できる。

本発明の連続鋳造方法を適用可能な連続鋳造機と打撃振動装置の配置を示す図であり、（ａ）は、連続鋳造機の側面図を示し、（ｂ）は、連続鋳造機の打撃振動装置を設置した部分の平面図を示す。 中心ポロシティ比体積算出用の試料の採取位置を示す鋳片の横断面図である。 １セグメント片側当たりの打撃エネルギーと中心ポロシティ比体積の減少量との関係を示すグラフである。 未凝固部分を有する鋳片の打撃による振動モデルの模式図である。 短辺面打撃位置からの距離と、鋳片厚さ方向の変位との関係を示すグラフである。 鋳片厚さ方向の最大変位δ_maxと中心ポロシティ比体積の減少量−ΔＶｐとの関係を示すグラフである。 １セグメント片側当たりの打撃エネルギーと、振動到達距離との関係を示すグラフである。 １セグメント片側当たりの打撃エネルギーと、振動到達距離との関係を示し、ガイドロールの軸間距離の影響を示すグラフである。 、鋳片の幅方向両端のそれぞれの短辺面からの打撃の影響を示すグラフである。

符号の説明

１：浸漬ノズル、 ２：溶鋼湯面（メニスカス）、 ３：鋳型、 ４：溶鋼、
５：凝固シェル、 ６：ガイドロール、 ７：鋳片、
７ａ、７ｂ、７ｃ、７ｄ：鋳片試料、 ８：打撃振動装置、 ９：金型、
１０：駆動部

Claims (2)

1. 横断面が矩形の鋳片を鋳造する際に、未凝固部を含む鋳片の短辺面の両側に、打撃振動装置を少なくとも一対配置し、前記鋳片の短辺面を連続して打撃することにより、前記鋳片に振動を付与しつつ鋳造する鋼の連続鋳造方法であって、
   前記短辺面の打撃により、下記（１）式および（２）式で定義される前記鋳片の長辺面の鋳片厚さ方向の変位曲線δ（ｘ）と直線δ（ｘ）＝０．１０ｍｍとの交点が２箇所発生し、前記交点のうち、原点から遠いほうの交点の前記鋳片短辺面の打撃位置から鋳片幅方向の距離が２００ｍｍ以上となるように、振動エネルギー、ガイドロールの軸間距離および未凝固厚さを調整して、短辺面を打撃することを特徴とする鋼の連続鋳造方法。
   δ（ｘ）＝ｅｘｐ［−１．５×｛ｌｎ（ｘ／（２００×（ΔＲ／ΔＲ₀）^0.587））｝²］×δ_max ・・・（１）
   δ_max＝Ｌ₀×（Ｅ／Ｅ₀）^0.5×（ΔＲ／ΔＲ₀）×（ｔ／ｔ₀）^0.446 ・・・（２）
   ここで、上記（１）式および（２）式中の各記号は下記の諸量を意味する。
   ｘ：鋳片短辺面の打撃位置を０とする、鋳片幅方向の距離（ｍｍ）、
   δ（ｘ）：位置ｘにおける鋳片厚さ方向の変位（ｍｍ）、
   δ_max：鋳片厚さ方向の最大変位（ｍｍ）、
   ΔＲ：短辺面を打撃する位置のガイドロールの軸間距離（ｍｍ）、
   Ｅ：１セグメント片側当たりの打撃エネルギー（Ｊ）、
   ｔ：鋳片短辺面の打撃位置における鋳片の未凝固厚さ（ｍｍ）、
   ただし、Ｅ₀＝３９（Ｊ）、ΔＲ₀＝２４５（ｍｍ）、ｔ₀＝２６（ｍｍ）、Ｌ₀＝０．１１４（ｍｍ）である。
2. 前記鋳片の相対する左右の短辺面を周期的に打撃する時間の位相を同一とすることにより、前記左右の短辺面それぞれにおける打撃によって発生する前記変位δ（ｘ）を互いに重畳させ、該重畳された変位δ（ｘ）を打撃位置の幅方向全体に亘って０．１０ｍｍ以上とすることを特徴とする請求項１の鋼の連続鋳造方法。

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