JP5772767B2 - Steel continuous casting method - Google Patents
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Description
本発明は、浸漬ノズルを用いて溶鋼を注入する際に、浸漬ノズルの詰まりを防止するため溶鋼とともに不活性ガスを吹き込み、さらに鋳型内において溶鋼の電磁攪拌を行う鋼の連続鋳造方法に関し、特に、吹き込んだ不活性ガスによって鋳片の表面に発生する気泡性欠陥を抑制する方法に関する。 The present invention relates to a continuous casting method of steel in which an inert gas is blown together with molten steel in order to prevent clogging of the immersion nozzle when molten steel is injected using an immersion nozzle, and further, electromagnetic stirring of the molten steel is performed in a mold. The present invention relates to a method for suppressing bubble defects generated on the surface of a slab by the blown inert gas.
連続鋳造された鋳片の表面には、鋳型内で凝固する際に凝固シェルに取り込まれた気泡や非金属介在物により欠陥が発生することがある。この鋳片の表面欠陥は、成品における疵等の欠陥の原因となる。そのため、成品における欠陥の低減を目的として、鋳片表面の欠陥の低減が要求されている。 On the surface of a continuously cast slab, defects may occur due to bubbles or non-metallic inclusions taken into the solidified shell when solidified in the mold. This surface defect of the slab causes defects such as wrinkles in the finished product. Therefore, for the purpose of reducing defects in the finished product, it is required to reduce defects on the surface of the slab.
従来より、連続鋳造工程では、溶鋼を凝固させる鋳型内における気泡や介在物の低減が進められている。特に、鋳片の表層に近いメニスカス部においてはこの対策が進められており、電磁攪拌によってメニスカス部において積極的に溶鋼に流動を付与することは効果が大きいことが知られている。 Conventionally, in the continuous casting process, bubbles and inclusions in the mold for solidifying molten steel have been reduced. In particular, this measure is being promoted in the meniscus portion close to the surface layer of the slab, and it is known that positively imparting a flow to the molten steel in the meniscus portion by electromagnetic stirring has a great effect.
しかし、鋳型内の溶鋼に流動を付与するだけでは鋳片の表面欠陥の発生を抑制できるとは限らず、逆に、図１に示すように表面欠陥の発生を助長することがある。 However, the application of flow to the molten steel in the mold does not always suppress the occurrence of surface defects in the slab, and conversely, the occurrence of surface defects may be promoted as shown in FIG.
図１は、鋳片長辺面の幅方向中央からの距離と、単位面積当たりの鋳片表面欠陥個数との関係を示す図である。本発明者らは、電磁攪拌により鋳型内における溶鋼流速を０．０５ｍ／ｓ以上０．４ｃｍ／ｓの範囲内で同じ大きさとし、長辺面の幅が１３００ｍｍ、１４００ｍｍおよび１６００ｍｍである鋳片を連続鋳造した。ここで、「溶鋼流速」とは、鋳型内のメニスカス近傍の溶鋼を水平方向に攪拌する溶鋼の流れについて、鋳片の長辺面から厚さ方向に１０ｍｍ以内の位置における平均流速をいう。 FIG. 1 is a diagram showing the relationship between the distance from the center of the slab long side surface in the width direction and the number of slab surface defects per unit area. The inventors of the present invention have made slabs having a molten steel flow velocity in the mold of the same size within a range of 0.05 m / s or more and 0.4 cm / s by electromagnetic stirring and having a long side width of 1300 mm, 1400 mm, and 1600 mm. Continuous casting. Here, the “molten steel flow velocity” refers to the average flow velocity at a position within 10 mm in the thickness direction from the long side surface of the slab with respect to the flow of the molten steel that stirs the molten steel near the meniscus in the mold in the horizontal direction.
これらの鋳片の長辺面両面の全幅について、所定の長さにわたって表面を観察し、鋳片の長辺面幅方向中央からの欠陥の分布について調査した。その結果を図１に示す。同図の縦軸の鋳片表面欠陥個数とは、鋳片の表面の所定の領域で観察された欠陥の単位面積当たりの個数である。 About the full width of both long side surfaces of these slabs, the surface was observed over a predetermined length, and the distribution of defects from the center in the width direction of the long side surfaces was investigated. The result is shown in FIG. The number of slab surface defects on the vertical axis in the figure is the number of defects per unit area observed in a predetermined region on the surface of the slab.
図１からわかるように、長辺面の幅が１３００ｍｍおよび１６００ｍｍの鋳片では、鋳片の長辺面の幅方向中央では表面欠陥が少なく、中央から離れるに従って表面欠陥が増加していた。しかし、幅が１４００ｍｍの鋳片では、中央でも比較的表面欠陥が多く、幅方向中央から５００ｍｍの位置で減少し、７００ｍｍの位置（鋳片幅方向端部）では再び増加していた。このように、鋳片の長辺面の幅によっては、溶鋼流速を同じ大きさにしても、表面欠陥の発生を助長することがある。これは、溶鋼に流速を付与するだけでは欠陥の発生を抑制することができず、電磁攪拌を適用したときの鋳造条件によっては欠陥の発生状況が悪化する場合があることを意味する。 As can be seen from FIG. 1, in the slabs having long side surfaces of 1300 mm and 1600 mm, there were few surface defects at the center in the width direction of the long side surface of the slab, and surface defects increased as the distance from the center increased. However, in the slab having a width of 1400 mm, there were relatively many surface defects at the center, and the surface slab decreased at a position of 500 mm from the center in the width direction, and increased again at a position of 700 mm (end of the slab width direction). Thus, depending on the width of the long side surface of the slab, even if the molten steel flow velocity is the same, the occurrence of surface defects may be promoted. This means that the generation of defects cannot be suppressed only by applying a flow rate to the molten steel, and the occurrence of defects may be deteriorated depending on casting conditions when electromagnetic stirring is applied.
鋳片の表面欠陥の発生を抑制する方法としては、特許文献１〜５に提案された方法がある。
As methods for suppressing the occurrence of surface defects on the slab, there are methods proposed in
特許文献１および特許文献２では、鋳片の表面から厚さ５ｍｍの凝固層が形成されるまでの間、気泡や介在物の捕捉を防止することを目的として凝固界面の溶鋼に電磁攪拌を行い、ガス気泡のない健全な凝固層を、熱間圧延用の鋳片の加熱炉において形成されるスケールにより生じるスケールオフの厚さを超える厚さで鋳片の表面近傍に形成する方法が提案されている。
In
特許文献３では、鋳片長辺面の表層下５〜１０ｍｍの位置において形成されるデンドライトについて、電磁攪拌を適用した場合における偏向角を規定することにより、電磁攪拌による溶鋼流速を適正なものとし、表面品質に優れた鋳片を得る方法が提案されている。
In
特許文献４では、気泡や介在物の捕捉の防止を目的としてメニスカス部において電磁攪拌を行うことによって、メニスカス下１ｍ程度の距離までの部位の溶鋼に流動を付与し、鋳片表層の広い範囲（鋳片表面から厚さ方向に１００ｍｍまでの範囲）で欠陥の少ない高品質の鋳片を製造する方法が提案されている。 In Patent Document 4, by performing electromagnetic stirring at the meniscus portion for the purpose of preventing trapping of bubbles and inclusions, flow is imparted to the molten steel up to a distance of about 1 m below the meniscus, and a wide range of the slab surface layer ( There has been proposed a method for producing a high quality slab with few defects in a range from the slab surface to 100 mm in the thickness direction.
特許文献５では、浸漬ノズルの溶鋼の吐出口の角度を３５〜７５°と規定することにより、メニスカス近傍への溶鋼の吐出反転流の影響を低減するとともに、吐出口を電磁攪拌に用いる電磁石のコイルのコア下面よりも低い位置に配置することで、メニスカスにおいて淀みのない攪拌流を形成する方法が提案されている。
In
しかし、本発明者らが検討したところ、特許文献１〜５で提案されたいずれの方法によっても、鋳片の長辺面の幅によらず、鋳片表面の気泡を十分に低減することはできなかった。また、気泡や介在物に起因する成品疵の発生を防止する方法も確立されていない。 However, when the present inventors examined, by any method proposed by patent documents 1-5, regardless of the width of the long side surface of a slab, it is possible to sufficiently reduce bubbles on the slab surface. could not. In addition, a method for preventing generation of product defects caused by bubbles and inclusions has not been established.
本発明は、これらの問題に鑑みてなされたものであり、鋳片の長辺面の幅によらず、鋳片表面全体における気泡性欠陥（ピンホール欠陥）の低減が可能な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 these problems, and a continuous casting method capable of reducing bubble defects (pinhole defects) on the entire slab surface regardless of the width of the long side surface of the slab. The purpose is to provide.
本発明者らは、気泡性欠陥の低減について検討した結果、下記（１）式で定義される気泡性欠陥指数が所定の値以下となる条件で連続鋳造を行えば、鋳片の長辺面の幅によらず、鋳片表面全体における気泡性欠陥の低減が可能であることを知見した。
Ｐ＝Ｖａmax／１００×（Ｗ×Ｄ）×ｅｘｐ（−｜ｕmin｜／０．０５） …（１）
ここで、Ｐ：気泡性欠陥指数（ｍ2）、Ｖａmax：計算機シミュレーションによって求めたＡｒガスの気泡の体積率の分布の鋳型の長辺面の幅方向における最大値（％）、Ｗ：鋳型の長辺面の幅（ｍ）、Ｄ：浸漬ノズルの吐出孔の下端から鋳型内のメニスカスまでの距離（ｍ）、ｕmin：鋳片に形成されたデンドライトの偏向角度から求めた溶鋼流速の分布の鋳型の長辺面の幅方向における最小値（ｍ／ｓ）である。検討の内容、およびＡｒの気泡の体積率の分布を求めたシミュレーションについては後述する。
As a result of studying the reduction of bubble defects, the present inventors have determined that the long side surface of the slab can be obtained by performing continuous casting under the condition that the bubble defect index defined by the following equation (1) is a predetermined value or less. It was found that it is possible to reduce bubble defects on the entire slab surface regardless of the width of the slab.
P = Va max / 100 × (W × D) × exp (− | u min | /0.05) (1)
Here, P: bubble defect index (m 2 ), Va max : the maximum value (%) in the width direction of the long side surface of the mold in the distribution of the volume ratio of the bubbles of Ar gas obtained by computer simulation, W: mold The width of the long side surface (m), D: distance (m) from the lower end of the discharge hole of the immersion nozzle to the meniscus in the mold, u min : the molten steel flow velocity obtained from the deflection angle of the dendrite formed on the slab This is the minimum value (m / s) in the width direction of the long side surface of the distribution mold. Details of the examination and the simulation for obtaining the distribution of the volume ratio of the bubbles of Ar will be described later.
本発明は、この知見に基づいてなされたものであり、その要旨は下記の鋼の連続鋳造方法にある。 This invention is made | formed based on this knowledge, The summary exists in the following continuous casting method of steel.
浸漬ノズルから鋳型内に溶鋼とともに不活性ガスを注入し、鋳型の長辺面に対向するように配置された電磁攪拌装置によって鋳型内の溶鋼を水平方向に攪拌する鋼の連続鋳造方法であって、前記（１）式で規定される気泡性欠陥指数Ｐ（ｍ2）が、Ｐ≦０．３を満足する条件で連続鋳造を行うことを特徴とする鋼の連続鋳造方法。 A continuous casting method of steel in which an inert gas is injected together with molten steel from an immersion nozzle into the mold, and the molten steel in the mold is stirred in a horizontal direction by an electromagnetic stirrer arranged to face the long side surface of the mold. A continuous casting method for steel, characterized in that continuous casting is performed under a condition in which the bubble defect index P (m 2 ) defined by the formula (1) satisfies P ≦ 0.3.
本発明の鋼の連続鋳造方法によれば、鋳片の長辺面の幅によらず、鋳片表面全体における気泡性欠陥の低減が可能である。また、本発明の方法により得られた鋳片を用いることにより、成品における重篤な品質欠陥の回避が可能である。 According to the continuous casting method of steel of the present invention, it is possible to reduce bubble defects on the entire slab surface regardless of the width of the long side surface of the slab. Further, by using the slab obtained by the method of the present invention, it is possible to avoid serious quality defects in the finished product.
１．連続鋳造方法
図２は、本発明を適用可能な連続鋳造機の鋳型近傍の拡大図である。図示しないタンディッシュから浸漬ノズル１を経て、鋳型２内にメニスカス３ａを形成するように注入された溶鋼３は、鋳型２およびその下方の図示しない二次冷却スプレーノズルから噴射される冷却水により冷却され、凝固シェル４を形成して鋳片５となる。溶鋼３を注入する際には、浸漬ノズル１の詰まりを防止するために、溶鋼３とともに不活性ガスを吹き込む。不活性ガスとしては、Ａｒ、Ｎｅ等の希ガスを使用することができる。
1. Continuous Casting Method FIG. 2 is an enlarged view of the vicinity of a mold of a continuous casting machine to which the present invention can be applied. The
浸漬ノズル１の下部には、溶鋼３および不活性ガスの吐出孔１ａが設けられている。また、鋳型２の長辺面に対向するように、電磁攪拌装置として図示しない電磁石が設けられており、電磁力を印加することにより鋳型２内の溶鋼３を水平方向に流動させ、攪拌することができる。
Below the
電磁攪拌のために印加する磁場の強度は、電磁石のコイルに通電する交流電流の周波数によって規定される。交流電流の周波数が低すぎると、鋳型を構成する銅板に対する磁束の浸透深さが深くなり、対向する電磁石のコイル同士で干渉してしまうため、効率的に鋳型内の溶鋼を攪拌できない。そのため、交流電流の周波数は０．５Ｈｚ以上が好ましい。０．５Ｈｚ以上であれば、一般的なスラブの連続鋳造機に用いられる厚さ（２００〜３００ｍｍ）の鋳型の厚さ方向中央において、磁束を５０％以上確保できる。 The intensity of the magnetic field applied for electromagnetic stirring is defined by the frequency of the alternating current applied to the coil of the electromagnet. If the frequency of the alternating current is too low, the penetration depth of the magnetic flux with respect to the copper plate constituting the mold becomes deep, and the coils of the opposing electromagnets interfere with each other. Therefore, the molten steel in the mold cannot be efficiently stirred. Therefore, the frequency of the alternating current is preferably 0.5 Hz or more. If it is 0.5 Hz or more, 50% or more of the magnetic flux can be secured at the center in the thickness direction of the mold (200 to 300 mm) having a thickness (200 to 300 mm) used in a general slab continuous casting machine.
２．溶鋼の流動および攪拌が鋳片の表面欠陥の発生に及ぼす影響
図３は、鋳型内の溶鋼の流動の様子を示す図である。以下の説明では、鋳型２について「幅」とは前記図２および図３に示す長辺面の内面の幅Ｗを意味し、「厚さ」とは図３に示す短辺面の内面の幅Ｔを意味する。
2. Effect of Molten Steel Flow and Stirring on Generation of Surface Defects in Slab FIG. 3 is a diagram showing the flow of molten steel in a mold. In the following description, the “width” of the mold 2 means the width W of the inner surface of the long side surface shown in FIG. 2 and FIG. 3, and the “thickness” means the width of the inner surface of the short side surface shown in FIG. T is meant.
浸漬ノズル１の吐出孔１ａから斜め下向きに吐出された溶鋼３の一部は、鋳型２の短辺に衝突した後、上昇し、メニスカス３ａ近傍では鋳型２の短辺側から幅方向中心側に流動する（反転流）。さらに、鋳型２の近傍に設けられた電磁石により、溶鋼３に電磁力を印加して、上方から見て時計回りに溶鋼３を流動させる力を加えると、メニスカス３ａ近傍では、反転流の方向と電磁力による攪拌の方向とが同じ部分では溶鋼３の流動が加速され、逆にこれらの方向が対向する部分では溶鋼３の流動が減速され、または溶鋼３が滞留することとなる。
A part of the
図３に示すように、鋳型２の水平断面内で電磁攪拌により攪拌流を形成した場合、攪拌流への影響因子として、鋳造速度、鋳型の幅および厚さ、吐出孔１ａの位置等が存在する。鋳片表面における欠陥のうち、気泡および介在物の捕捉に起因する欠陥の発生を抑制するには、メニスカスにおいて安定した流速の分布を得る必要がある。それには、電磁攪拌による攪拌流と、浸漬ノズル１からの吐出流との相互の影響を考慮しなければならない。
As shown in FIG. 3, when the stirring flow is formed by electromagnetic stirring in the horizontal section of the mold 2, the casting speed, the width and thickness of the mold, the position of the
攪拌流と吐出流との相互の影響としては、例えば、溶鋼３の流速が過剰に加速された場合には、メニスカス３ａ上のパウダーの巻き込み等により、鋳片５の品質が悪化することがある。また、逆に、溶鋼３の流動が減速され、または溶鋼３が滞留する部分では凝固シェル４に気泡や介在物が捕捉されやすく、鋳片５の表面品質が悪化することがある。
As the mutual influence between the stirring flow and the discharge flow, for example, when the flow velocity of the
３．発明を完成させるための検討
そこで、本発明者らは、計算機を用いて鋳型内における溶鋼の流動シミュレーションを行って、鋳造条件と鋳型内の溶鋼中のＡｒガスの気泡の分布との関係について調査した。また、実機（生産規模の連続鋳造機）を用いた連続鋳造により得られた鋳片における表面欠陥の発生状況について調査した。
3. Therefore, the present inventors conducted a flow simulation of the molten steel in the mold using a computer, and investigated the relationship between the casting conditions and the distribution of Ar gas bubbles in the molten steel in the mold. did. In addition, the occurrence of surface defects in the slab obtained by continuous casting using a real machine (production-scale continuous casting machine) was investigated.
そして、これらの結果に基づいて検討した結果、浸漬ノズル１の吐出孔１ａ下端からメニスカス３ａまでの距離Ｄ、鋳型２の幅Ｗ、鋳型２内の溶鋼３におけるＡｒガスの体積率、および溶鋼流速を適正化することが、気泡性欠陥の発生を抑制するのに有効であることを見出した。
As a result of examination based on these results, the distance D from the lower end of the
３−１．溶鋼の流動シミュレーション
溶鋼の流動シミュレーションでは、溶鋼中に吹き込んだＡｒガスの気泡を直径１ｍｍとし、鋳型内のメニスカス近傍における鋳型の長辺面の壁面から鋳型の厚さ方向に３ｍｍ、鋳造方向に３ｍｍの領域における鋳型の幅方向のＡｒガスの気泡の分布を求めた。この結果に基づき、この領域の溶鋼に占めるＡｒガスの体積率Ｖａと鋳型の幅方向の位置との関係を求めた。鋳型の幅方向におけるＶａの最大値をＶａmaxとする。
3-1. Flow simulation of molten steel In the flow simulation of molten steel, Ar gas bubbles blown into the molten steel have a diameter of 1 mm, 3 mm from the wall of the long side of the mold near the meniscus in the mold, and 3 mm in the casting direction. The distribution of Ar gas bubbles in the width direction of the mold in the region was determined. Based on this result, the relationship between the volume ratio Va of Ar gas in the molten steel in this region and the position in the mold width direction was determined. Let Va max be the maximum value of Va in the width direction of the mold.
３−２．溶鋼流速の算出方法
溶鋼流速は、鋳造された鋳片の長辺面の表面から深さ方向へ３ｍｍの位置（鋳型の長辺面の壁面から鋳型の厚さ方向に３ｍｍに相当する位置）に形成されたデンドライトの偏向角度から算出した。この結果に基づき、溶鋼流速ｕと鋳型の幅方向の位置との関係を求めた。鋳型の幅方向におけるｕの最小値をｕminとする。
3-2. Method of calculating molten steel flow velocity The molten steel flow velocity is 3 mm in the depth direction from the surface of the long side surface of the cast slab (the position corresponding to 3 mm from the wall surface of the long side surface of the mold to the thickness direction of the mold). It calculated from the deflection angle of the formed dendrite. Based on this result, the relationship between the molten steel flow velocity u and the position in the mold width direction was determined. Let u min be the minimum value of u in the width direction of the mold.
溶鋼流速ｕは、下記（２）式および（３）式から算出した（岡野忍、外３名、「鉄と鋼」、１９７５年、第６１年、第１４号、ｐ．２９８２−２９９０）。（１）式および（２）式において、ｌｎは自然対数を意味する。
ｌｎ（ｕ）＝（θ＋９．７３×ｌｎ（ｆ）＋３３．７）／（１．４５×ｌｎ（ｆ）＋１２．５） （ｕ＜５０ｃｍ／ｓ） …（２）
ｌｎ（ｕ）＝（θ＋４．８３×ｌｎ（ｆ）＋７．２）／（０．１×ｌｎ（ｆ）＋５．４） （ｕ≧５０ｃｍ／ｓ） …（３）
ここで、ｕ：溶鋼流速（ｃｍ／ｓ）、ｆ：凝固速度（ｃｍ／ｓ）、θ：１次デンドライトの偏向角度である。
The molten steel flow velocity u was calculated from the following formulas (2) and (3) (Oshino Shinobu, three others, “Iron and Steel”, 1975, 61st, No. 14, p. 2982-2990). In the formulas (1) and (2), ln means a natural logarithm.
ln (u) = (θ + 9.73 × ln (f) +33.7) / (1.45 × ln (f) +12.5) (u <50 cm / s) (2)
ln (u) = (θ + 4.83 × ln (f) +7.2) / (0.1 × ln (f) +5.4) (u ≧ 50 cm / s) (3)
Here, u: molten steel flow velocity (cm / s), f: solidification rate (cm / s), θ: deflection angle of primary dendrite.
３−３．実機での連続鋳造試験
本発明者らは垂直曲げ型の連続鋳造機を用いて表１および表２に示す条件で鋳片の鋳造試験を行った。
3-3. Continuous Casting Test with Actual Machine The present inventors performed a casting test for a slab under the conditions shown in Tables 1 and 2 using a vertical bending type continuous casting machine.
表１に示すように、連続鋳造機は、鋳型直下に位置する垂直部が３．０ｍ、その後の湾曲部が曲率半径１０．５ｍであるものとした。使用した溶鋼は、炭素含有率が０．００１２〜０．００２５質量％とし、溶鋼過熱度ΔＴを２０〜３５℃とした。使用した鋳型は、幅（前記図２および３に示すＷ）１．２０ｍおよび１．４５ｍ、厚さ（前記図３に示すＴ）２７０ｍｍとし、銅板の高さを９００ｍｍとした。鋳造速度は、１．４ｍ／ｍｉｎまたは１．６ｍ／ｍｉｎとした。 As shown in Table 1, in the continuous casting machine, the vertical portion located immediately below the mold was 3.0 m, and the subsequent curved portion had a curvature radius of 10.5 m. The molten steel used had a carbon content of 0.0012 to 0.0025 mass% and a molten steel superheat degree ΔT of 20 to 35 ° C. The used molds had widths (W shown in FIGS. 2 and 3) of 1.20 m and 1.45 m, thickness (T shown in FIG. 3) of 270 mm, and a copper plate height of 900 mm. The casting speed was 1.4 m / min or 1.6 m / min.
浸漬ノズルの吐出孔の下端からメニスカスまでの距離（前記図２に示すＤ）は０．２〜０．５ｍ、電磁攪拌による攪拌流の溶鋼表面における速度は０．０５ｍ／ｓ以上とし、Ａｒガスの吹き込み量は、上記シミュレーションで求めたＡｒガスの体積率の最大値Ｖａmaxが表２に示す値となるようにした。 The distance from the lower end of the discharge hole of the immersion nozzle to the meniscus (D shown in FIG. 2) is 0.2 to 0.5 m, the speed of the stirring flow by electromagnetic stirring on the molten steel surface is 0.05 m / s or more, Ar gas The maximum amount Va max of the volume ratio of Ar gas obtained by the above simulation was set to the value shown in Table 2.
電磁石のコイルに通電する交流電流の周波数は０．５Ｈｚとした。０．５Ｈｚであれば、この試験に使用した鋳型の厚さ方向中央において、磁束を５０％以上確保できる。 The frequency of the alternating current applied to the coil of the electromagnet was 0.5 Hz. If it is 0.5 Hz, a magnetic flux of 50% or more can be secured at the center in the thickness direction of the mold used in this test.
また、作製した鋳片は、手入れとして表面を２．５ｍｍ研削してスケールを除去した。 Further, the prepared slab was ground for 2.5 mm to remove the scale.
表２には、ｃａｓｅ１〜２１について、鋳型の幅Ｗ、浸漬ノズルの吐出孔の下端から鋳型内のメニスカスまでの距離Ｄ、鋳造速度ＶｃおよびＡｒガスの体積率の最大値を示した。
Table 2 shows the maximum value of the mold width W, the distance D from the lower end of the discharge hole of the immersion nozzle to the meniscus in the mold, the casting speed Vc, and the volume ratio of Ar gas for
３−４．試験および検討の結果
鋳造試験の評価項目は単位面積当たりの鋳片表面欠陥個数とした。鋳片表面欠陥個数は、手入れを行った鋳片の表面全体においてカウントした、最大長さが０．５ｍｍ以上のピンホール欠陥の個数とした。カウントした領域は、鋳片の長辺面両面の、鋳造方向の長さ８ｍの範囲とした。
3-4. Test and examination results The evaluation item of the casting test was the number of slab surface defects per unit area. The number of slab surface defects was the number of pinhole defects having a maximum length of 0.5 mm or more counted over the entire surface of the slab that had been cleaned. The counted area was a range of 8 m in the casting direction on both long side surfaces of the slab.
さらに、本発明者らは、鋳片表面欠陥発生個数と、下記（１）式で定義される気泡性欠陥指数Ｐとの関係について調査した。前記表２には、試験条件と併せて、気泡性欠陥指数Ｐの値および単位面積当たりの鋳片表面欠陥個数を示した。また、図４はこれらの値を用いて作成した。
Ｐ＝Ｖａmax／１００×（Ｗ×Ｄ）×ｅｘｐ（−｜ｕmin｜／０．０５） …（１）
ここで、Ｐ：気泡性欠陥指数（ｍ2）、Ｖａmax：計算機シミュレーションによって求めたＡｒガスの気泡の体積率の分布の鋳型の幅方向における最大値（％）、Ｗ：鋳型の幅（ｍ）、Ｄ：浸漬ノズルの吐出孔の下端から鋳型内のメニスカスまでの距離（ｍ）、ｕmin：鋳片に形成されたデンドライトの偏向角度から求めた溶鋼流速の分布の鋳型の幅方向における最小値（ｍ／ｓ）である。
Furthermore, the inventors investigated the relationship between the number of slab surface defects and the bubble defect index P defined by the following equation (1). Table 2 shows the value of the bubble defect index P and the number of slab surface defects per unit area together with the test conditions. Also, FIG. 4 was created using these values.
P = Va max / 100 × (W × D) × exp (− | u min | /0.05) (1)
Here, P: bubble defect index (m 2 ), Va max : the maximum value (%) in the width direction of the mold in the distribution of the volume fraction of Ar gas bubbles obtained by computer simulation, W: the width of the mold (m ), D: distance (m) from the lower end of the discharge hole of the immersion nozzle to the meniscus in the mold, u min : minimum of the distribution of molten steel flow velocity obtained from the deflection angle of the dendrite formed on the slab in the mold width direction Value (m / s).
図４は、気泡性欠陥指数と単位面積当たりの鋳片表面欠陥個数との関係を示す図である。同図に示すように、気泡性欠陥指数が大きいほど鋳片表面欠陥個数が多い。また、同図から、気泡性欠陥指数が０．３以下を満足する条件で連続鋳造を行えば、単位面積当たりの鋳片表面欠陥個数を０．２個／ｍ2以下に抑制し、表面品質が良好な鋳片を得られることがわかる（表２のｃａｓｅ１〜１８）。そのため、本発明では気泡性欠陥指数を０．３以下、すなわちＰ≦０．３と規定した。これにより、ｃａｓｅ１〜１８は本発明例、ｃａｓｅ１９〜２１は比較例に該当する。
FIG. 4 is a diagram showing the relationship between the bubble defect index and the number of slab surface defects per unit area. As shown in the figure, the larger the bubble defect index, the greater the number of slab surface defects. Also, from the figure, if continuous casting is performed under the condition that the bubble defect index satisfies 0.3 or less, the number of surface defects on the slab per unit area is suppressed to 0.2 pieces / m 2 or less, and the surface quality It can be seen that a good slab can be obtained (
さらに、Ｐ≦０．１とすれば、単位面積当たりの鋳片表面欠陥個数を０．１個／ｍ2以下に抑制し、表面品質がより良好な鋳片を得ることができ、好ましい（表２のｃａｓｅ１〜１０）。 Further, if P ≦ 0.1, the number of defects on the surface of the slab per unit area can be suppressed to 0.1 / m 2 or less, and a slab having a better surface quality can be obtained. 2 case 1-10).
本発明の鋼の連続鋳造方法によれば、鋳片の幅によらず、鋳片表面全体における気泡性欠陥の低減が可能である。また、本発明の方法により得られた鋳片を用いることにより、成品における重篤な品質欠陥の回避が可能である。 According to the continuous casting method of steel of the present invention, it is possible to reduce bubble defects on the entire slab surface regardless of the width of the slab. Further, by using the slab obtained by the method of the present invention, it is possible to avoid serious quality defects in the finished product.
１：浸漬ノズル、 １ａ：吐出孔、 ２：鋳型、 ３：溶鋼、 ３ａ：メニスカス、
４：凝固シェル、 ５：鋳片
1: immersion nozzle, 1a: discharge hole, 2: mold, 3: molten steel, 3a: meniscus,
4: Solidified shell, 5: Slab
Claims (1)
下記（１）式で規定される気泡性欠陥指数Ｐ（ｍ2）が、Ｐ≦０．３を満足する条件で連続鋳造を行うことを特徴とする鋼の連続鋳造方法。
Ｐ＝Ｖａmax／１００×（Ｗ×Ｄ）×ｅｘｐ（−｜ｕmin｜／０．０５） …（１）
ここで、Ｖａmax：計算機シミュレーションによって求めたＡｒガスの気泡の体積率の分布の鋳型の長辺面の幅方向における最大値（％）、Ｗ：鋳型の長辺面の幅（ｍ）、Ｄ：浸漬ノズルの吐出孔の下端から鋳型内のメニスカスまでの距離（ｍ）、ｕmin：鋳片に形成されたデンドライトの偏向角度から求めた溶鋼流速の分布の鋳型の長辺面の幅方向における最小値（ｍ／ｓ）である。 A continuous casting method of steel in which an inert gas is injected together with molten steel from an immersion nozzle into the mold, and the molten steel in the mold is stirred in a horizontal direction by an electromagnetic stirrer arranged to face the long side surface of the mold. ,
A continuous casting method for steel, characterized in that continuous casting is performed under a condition in which a bubble defect index P (m 2 ) defined by the following formula (1) satisfies P ≦ 0.3.
P = Va max / 100 × (W × D) × exp (− | u min | /0.05) (1)
Here, Va max is the maximum value (%) in the width direction of the long side surface of the mold in the volume ratio distribution of the bubbles of Ar gas obtained by computer simulation, W is the width (m) of the long side surface of the mold, D : Distance (m) from the lower end of the discharge hole of the immersion nozzle to the meniscus in the mold, u min : Distribution of the molten steel flow velocity obtained from the deflection angle of the dendrite formed on the slab in the width direction of the long side surface of the mold The minimum value (m / s).
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