JPH04220140A - 丸ビレットまたはビームブランクの連続鋳造方法及びその連鋳鋳型 - Google Patents
丸ビレットまたはビームブランクの連続鋳造方法及びその連鋳鋳型Info
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Landscapes
- Continuous Casting (AREA)
Abstract
(57)【要約】本公報は電子出願前の出願データであるた
め要約のデータは記録されません。
め要約のデータは記録されません。
Description
【０００１】
【産業上の利用分野】本発明は断面積が円形又はビーム
ブランク形状の鋳片（丸ビレット又はビームブランク）
を得る連続鋳造方法及びそれらの連鋳鋳型に関し、表面
割れが少なく高品質の鋳片を連続鋳造する技術に関する
。
ブランク形状の鋳片（丸ビレット又はビームブランク）
を得る連続鋳造方法及びそれらの連鋳鋳型に関し、表面
割れが少なく高品質の鋳片を連続鋳造する技術に関する
。
【０００２】
【従来の技術】近年、省エネルギー、省工程の観点から
、従来はブルーム連続鋳造鋳片から圧延工程を経て丸ビ
レット又はＨ形鋼を製造していたが、より最終製品に近
似した鋳片を用いて加工工程の省略を図る目的から連続
鋳造により直接的に丸ビレット又はビームブランクを得
ることが試みられつつある。この場合従来法と同等の生
産性を得るために、丸ビレットの鋳込速度をブルームの
鋳込速度の数倍にすることが要求される。ところが包晶
組成鋼のような表面欠陥が生じ易い鋼では、この鋳込速
度の増大に伴い、表面割れ欠陥が助長され、割れに起因
したブレークアウトの発生や、不均一凝固に伴う真円度
不良等の問題が生じていた。
、従来はブルーム連続鋳造鋳片から圧延工程を経て丸ビ
レット又はＨ形鋼を製造していたが、より最終製品に近
似した鋳片を用いて加工工程の省略を図る目的から連続
鋳造により直接的に丸ビレット又はビームブランクを得
ることが試みられつつある。この場合従来法と同等の生
産性を得るために、丸ビレットの鋳込速度をブルームの
鋳込速度の数倍にすることが要求される。ところが包晶
組成鋼のような表面欠陥が生じ易い鋼では、この鋳込速
度の増大に伴い、表面割れ欠陥が助長され、割れに起因
したブレークアウトの発生や、不均一凝固に伴う真円度
不良等の問題が生じていた。
【０００３】ビームブランク鋳片はその形状が複雑であ
ることから、スラブ、ビレットブルーム等の単純な鋳造
断面鋳片に比較し、縦割れ等の表面欠陥が生じやすい欠
点があった。この種の縦割れの原因は鋳型内の不均一冷
却に起因することが報告されている（川崎製鉄技報Ｖｏ
ｌ９，Ｎｏ．３，ｐ１１）。 一般に凝固シェルの不均一化を防止する手段としては鋳
片の冷却を緩和する観点から、 （ａ） 水冷鋳型内面に溝等の加工を施す手段（特開
昭５１−５０８１９号公 報） （ｂ） 水冷銅鋳型内面にセラミックスを溶射して伝
熱を緩和する手段（特開昭５９−１５３５５０号公報）
等の提案がなされている。しかし上記（ａ）では緩冷却
効果が不充分で表面欠陥の改善にまで到らない。また（
ｂ）では銅板とセラミックスとの熱膨張差のために銅板
とセラミックス相の接合部に剥離が生じ易く、実際の使
用には堪えないものであった。
ることから、スラブ、ビレットブルーム等の単純な鋳造
断面鋳片に比較し、縦割れ等の表面欠陥が生じやすい欠
点があった。この種の縦割れの原因は鋳型内の不均一冷
却に起因することが報告されている（川崎製鉄技報Ｖｏ
ｌ９，Ｎｏ．３，ｐ１１）。 一般に凝固シェルの不均一化を防止する手段としては鋳
片の冷却を緩和する観点から、 （ａ） 水冷鋳型内面に溝等の加工を施す手段（特開
昭５１−５０８１９号公 報） （ｂ） 水冷銅鋳型内面にセラミックスを溶射して伝
熱を緩和する手段（特開昭５９−１５３５５０号公報）
等の提案がなされている。しかし上記（ａ）では緩冷却
効果が不充分で表面欠陥の改善にまで到らない。また（
ｂ）では銅板とセラミックスとの熱膨張差のために銅板
とセラミックス相の接合部に剥離が生じ易く、実際の使
用には堪えないものであった。
【０００４】本発明者は鋳型潤滑剤を用いた連続鋳造法
の冷却工程を詳細に検討した。その結果、不均一凝固の
主たる原因は以下にあることが判明した。その内容を図
２によって説明する。図２に浸漬ノズル７から鋳型２内
に連続鋳造している断面図を示した。凝固シェル４はサ
ポートロール８に導かれて下降する。メニスカス上の鋳
型潤滑剤５は鋳型２の鋳型材１と凝固シェル４との間に
流入し、鋳型材１と凝固シェル４間の鋳型潤滑剤３を形
成する。鋳型潤滑剤３の凝固温度は一般に１０００〜１
１００℃前後であり、一方従来の鋳型材１は、熱伝導率
の高い銅合金を用いているために、その高温耐力を考慮
して表面温度は４００℃以下となるよう設計されている
。このため鋳型潤滑剤３は鋳型材側では固化し、このと
き鋳型潤滑剤３と鋳型１間にエアギャップ層６を形成す
る。このエアギャップ層６が生成すると鋳型の抜熱量が
大きく低下する。このため凝固の不均一性が生じていた
。
の冷却工程を詳細に検討した。その結果、不均一凝固の
主たる原因は以下にあることが判明した。その内容を図
２によって説明する。図２に浸漬ノズル７から鋳型２内
に連続鋳造している断面図を示した。凝固シェル４はサ
ポートロール８に導かれて下降する。メニスカス上の鋳
型潤滑剤５は鋳型２の鋳型材１と凝固シェル４との間に
流入し、鋳型材１と凝固シェル４間の鋳型潤滑剤３を形
成する。鋳型潤滑剤３の凝固温度は一般に１０００〜１
１００℃前後であり、一方従来の鋳型材１は、熱伝導率
の高い銅合金を用いているために、その高温耐力を考慮
して表面温度は４００℃以下となるよう設計されている
。このため鋳型潤滑剤３は鋳型材側では固化し、このと
き鋳型潤滑剤３と鋳型１間にエアギャップ層６を形成す
る。このエアギャップ層６が生成すると鋳型の抜熱量が
大きく低下する。このため凝固の不均一性が生じていた
。
【０００５】
【発明が解決しようとする課題】包晶組成鋼は凝固時の
収縮量が大きく、エアギャップ層６が発生し易く、かつ
その生成状況が不均一であることから凝固の不均一性が
著しい。このため熱応力も加わって鋳片の表面割れやブ
レークアウト及び丸ビレット鋳片の真円度不良等の問題
が生じた。ビームブランク形状はその形状が複雑である
ことから不均一が生じ易く縦割れ欠陥が生じ易かった。
収縮量が大きく、エアギャップ層６が発生し易く、かつ
その生成状況が不均一であることから凝固の不均一性が
著しい。このため熱応力も加わって鋳片の表面割れやブ
レークアウト及び丸ビレット鋳片の真円度不良等の問題
が生じた。ビームブランク形状はその形状が複雑である
ことから不均一が生じ易く縦割れ欠陥が生じ易かった。
【０００６】本発明は上述の問題点を解決し、均一な凝
固シェルが形成され、表面欠陥がなく、高速鋳造が可能
な丸ビレット又はビームブランクの連続鋳造方法及びそ
の鋳型を提供することを課題とするものである。
固シェルが形成され、表面欠陥がなく、高速鋳造が可能
な丸ビレット又はビームブランクの連続鋳造方法及びそ
の鋳型を提供することを課題とするものである。
【０００７】
【課題を解決するための手段】本発明方法は、丸ビレッ
ト又はビームブランクを連続鋳造するに当り、鋳型の内
表面温度を、使用する鋳型潤滑剤の凝固温度以上でかつ
鋳造金属の凝固点未満に維持して鋳造することを特徴と
する。上記本発明方法を好適に実施することのできる本
発明装置は、鋳型材として高温耐力に優れたＮｉ−Ｃｒ
−Ｆｅ系合金を使用し、鋳型の背面に冷却水通路を設け
たことを特徴とする。またこの場合、鋳型材の厚みを２
ｍｍ〜１５ｍｍとすると好適である。
ト又はビームブランクを連続鋳造するに当り、鋳型の内
表面温度を、使用する鋳型潤滑剤の凝固温度以上でかつ
鋳造金属の凝固点未満に維持して鋳造することを特徴と
する。上記本発明方法を好適に実施することのできる本
発明装置は、鋳型材として高温耐力に優れたＮｉ−Ｃｒ
−Ｆｅ系合金を使用し、鋳型の背面に冷却水通路を設け
たことを特徴とする。またこの場合、鋳型材の厚みを２
ｍｍ〜１５ｍｍとすると好適である。
【０００８】
【作用】本発明は鋳型と鋳型潤滑剤間のエアギャップ層
の低減を目的としてなされたものである。本発明の特徴
は鋳型材の材質を銅合金ではなく、熱伝導率が低く（約
１／２０）、高温耐力の大きいＮｉ−Ｃｒ−Ｆｅ系合金
とし、鋳型材の表面温度を７００℃以上に保ち、かつこ
の鋳型材の表面温度以下の凝固点を有する鋳型潤滑剤を
使用することにある。このため、鋳型１と凝固シェル４
間の鋳型潤滑剤３は固相状態が消失し液相状態に保たれ
るために、凝固に伴う鋳片の収縮が生じてもエアギャッ
プ相６が従来方法に比較して著しく減少する。このため
不均一凝固による各種の不具合点の解決が可能となった
。
の低減を目的としてなされたものである。本発明の特徴
は鋳型材の材質を銅合金ではなく、熱伝導率が低く（約
１／２０）、高温耐力の大きいＮｉ−Ｃｒ−Ｆｅ系合金
とし、鋳型材の表面温度を７００℃以上に保ち、かつこ
の鋳型材の表面温度以下の凝固点を有する鋳型潤滑剤を
使用することにある。このため、鋳型１と凝固シェル４
間の鋳型潤滑剤３は固相状態が消失し液相状態に保たれ
るために、凝固に伴う鋳片の収縮が生じてもエアギャッ
プ相６が従来方法に比較して著しく減少する。このため
不均一凝固による各種の不具合点の解決が可能となった
。
【０００９】
次に、本発明の鋳型の厚みについて説明する。
鋳型材表面温度：Ｔｓ（℃）
鋳型材の厚み：ｔ（ｍ）
鋳型材熱伝導率：λ（ｋｃａｌ／ｍｈｒ℃）
冷却水と鋳型材間熱伝達係数：ｈｗ（ｋｃａｌ／
ｍｈｒ℃） 冷却水温度：Ｔｗ（℃） 熱流束：ｑ（ｋｃａｌ／ｍ２ ｈｒ）とすると Ｔｓ＝（ｔ／λ＋１／ｈｗ）ｑ＋Ｔｗここで、 Ｔｗ＝３０℃ ｈｗ＝２０，０００ｋｃａｌ／ｍ２ ｈｒ℃
λ＝１６ｋｃａｌ／ｍｈｒ℃ として鋳型材の厚みｔによる熱流束ｑと鋳型材表面温度
Ｔｓの関係を図示すると図３となる。
冷却水と鋳型材間熱伝達係数：ｈｗ（ｋｃａｌ／
ｍｈｒ℃） 冷却水温度：Ｔｗ（℃） 熱流束：ｑ（ｋｃａｌ／ｍ２ ｈｒ）とすると Ｔｓ＝（ｔ／λ＋１／ｈｗ）ｑ＋Ｔｗここで、 Ｔｗ＝３０℃ ｈｗ＝２０，０００ｋｃａｌ／ｍ２ ｈｒ℃
λ＝１６ｋｃａｌ／ｍｈｒ℃ として鋳型材の厚みｔによる熱流束ｑと鋳型材表面温度
Ｔｓの関係を図示すると図３となる。
【００１０】鋳造速度１．８ｍ／ｍｉｎでメニスカス部
における熱流速ｑは約２４０×１０４ ｋｃａｌ／ｍ２
ｈｒであり、鋳造速度４ｍ／ｍｉｎ程度の高速鋳造で
は熱流束ｑは４００×１０４ ｋｃａｌ／ｍ２ ｈｒが
予測される。また、鋳型出口部における熱流束ｑは鋳造
速度１．０ｍ／ｍｉｎで１００×１０４ ｋｃａｌ／ｍ
２ ｈｒ程度である。したがって、鋳型材表面の冷却水
通路からの距離すなわち鋳型材の厚みｔは２ｍｍ〜１５
ｍｍ程度必要となる。一般に熱流束はメニスカス近傍で
大きく鋳型の下部で小さくなっているため、鋳造方向に
均一な鋳型材表面温度を得るためには、鋳型材の厚みｔ
をメニスカス部で薄く、鋳型下部で厚くする必要がある
。
における熱流速ｑは約２４０×１０４ ｋｃａｌ／ｍ２
ｈｒであり、鋳造速度４ｍ／ｍｉｎ程度の高速鋳造で
は熱流束ｑは４００×１０４ ｋｃａｌ／ｍ２ ｈｒが
予測される。また、鋳型出口部における熱流束ｑは鋳造
速度１．０ｍ／ｍｉｎで１００×１０４ ｋｃａｌ／ｍ
２ ｈｒ程度である。したがって、鋳型材表面の冷却水
通路からの距離すなわち鋳型材の厚みｔは２ｍｍ〜１５
ｍｍ程度必要となる。一般に熱流束はメニスカス近傍で
大きく鋳型の下部で小さくなっているため、鋳造方向に
均一な鋳型材表面温度を得るためには、鋳型材の厚みｔ
をメニスカス部で薄く、鋳型下部で厚くする必要がある
。
【００１１】
【実施例】〔実施例１〕図１は本発明の鋳型の縦断面図
を示している。鋳型材１の背面とバッククレーム９との
間に冷却水通路１０を形成している。この冷却水通路１
０は冷却水供給路１２から冷却水を供給し、冷却水排水
路１３から排水する。冷却水通路はＯリング１１でシー
ルされている。鋳型材１にはインコネル７１８を使用し
た。この鋳型材を使用した場合の鋳型の温度プロフィー
ルを伝熱数値解析した結果、鋳型表面温度は最高８２５
℃となっていた。この鋳造条件では鋳型の抜熱量は従来
の銅合金の鋳型に比較して３０％の増加が認められ、前
述のようなエアギャップ層の減少が確認された。また鋳
造中のＦｅＳ添加テストにより、円周方向の凝固シェル
厚の不均一度の改善及び、丸ビレット材の真円度の向上
が認められた。
を示している。鋳型材１の背面とバッククレーム９との
間に冷却水通路１０を形成している。この冷却水通路１
０は冷却水供給路１２から冷却水を供給し、冷却水排水
路１３から排水する。冷却水通路はＯリング１１でシー
ルされている。鋳型材１にはインコネル７１８を使用し
た。この鋳型材を使用した場合の鋳型の温度プロフィー
ルを伝熱数値解析した結果、鋳型表面温度は最高８２５
℃となっていた。この鋳造条件では鋳型の抜熱量は従来
の銅合金の鋳型に比較して３０％の増加が認められ、前
述のようなエアギャップ層の減少が確認された。また鋳
造中のＦｅＳ添加テストにより、円周方向の凝固シェル
厚の不均一度の改善及び、丸ビレット材の真円度の向上
が認められた。
【００１２】鋳型材の厚みの選定は、鋳造時の熱流束に
応じて行い、鋳型表面温度が使用する鋳型潤滑剤の凝固
温度以上になるように設計することが大切である。鋳型
の熱流束値は鋳造速度、鋳型潤滑剤により変化するが、
Ｎｉ−Ｃｒ−Ｆｅ系合金の場合には２ｍｍ〜１５ｍｍが
必要となる。鋳型材にインコネル７１８を使用した場合
には７００℃における高温強度（０．２％耐力）も９５
ｋｇ／ｍｍ２ と十分大きいため、鋳造前後の熱変形も
なく長時間使用が可能であった。
応じて行い、鋳型表面温度が使用する鋳型潤滑剤の凝固
温度以上になるように設計することが大切である。鋳型
の熱流束値は鋳造速度、鋳型潤滑剤により変化するが、
Ｎｉ−Ｃｒ−Ｆｅ系合金の場合には２ｍｍ〜１５ｍｍが
必要となる。鋳型材にインコネル７１８を使用した場合
には７００℃における高温強度（０．２％耐力）も９５
ｋｇ／ｍｍ２ と十分大きいため、鋳造前後の熱変形も
なく長時間使用が可能であった。
【００１３】〔実施例２〕表１に示す鋳型材Ｍ１，Ｍ２
（以上実施例）及びＭ３（比較例）を用いて中炭素鋼（
Ｃ／０．１４％、Ｓｉ／０．２４％、Ｍｎ／１．３６％
、Ｐ／０．０１８％、Ｓ／０．００２％、Ａｌ／０．０
３７％）の丸ビレットを鋳造速度３．０ｍ／ｍｉｎで鋳
造した。丸ビレットサイズは直径２１０ｍｍである。 鋳型潤滑剤として表２に示すＰ１，Ｐ２，Ｐ３，Ｐ４を
用いオシーレーションサイクル２００ｃｐｍ、オシレー
ションストローク６ｍｍで連続鋳造を行った。結果を表
３に示した。表３において表面割れ指数は鋳片長１メー
トル当りの縦割れ総長さ（ｃｍ）、真円度指数はビレッ
ト断面の（最小直径）／（最大直径）である。本発明の
要件に合致するＮｏ．１、Ｎｏ．２、Ｎｏ．５は表面割
れ、真円度とも好成績を示している。
（以上実施例）及びＭ３（比較例）を用いて中炭素鋼（
Ｃ／０．１４％、Ｓｉ／０．２４％、Ｍｎ／１．３６％
、Ｐ／０．０１８％、Ｓ／０．００２％、Ａｌ／０．０
３７％）の丸ビレットを鋳造速度３．０ｍ／ｍｉｎで鋳
造した。丸ビレットサイズは直径２１０ｍｍである。 鋳型潤滑剤として表２に示すＰ１，Ｐ２，Ｐ３，Ｐ４を
用いオシーレーションサイクル２００ｃｐｍ、オシレー
ションストローク６ｍｍで連続鋳造を行った。結果を表
３に示した。表３において表面割れ指数は鋳片長１メー
トル当りの縦割れ総長さ（ｃｍ）、真円度指数はビレッ
ト断面の（最小直径）／（最大直径）である。本発明の
要件に合致するＮｏ．１、Ｎｏ．２、Ｎｏ．５は表面割
れ、真円度とも好成績を示している。
【００１４】〔実施例３〕表１に示した鋳型材を用い、
表２に示す鋳型潤滑剤を用いてビームブランクを鋳造し
た。鋳造は中炭素鋼（Ｃ／０．１４％、Ｓｉ／０．１５
％、Ｍｎ／１．４０％、Ｐ／０．０１０％、Ｓ／０．０
１０％、Ａｌ／０．０３５％）を鋳造速度１．２ｍ／ｍ
ｉｎで鋳造した。鋳型サイズはフランジ高さ４００ｍｍ
、幅４６０ｍｍ、ウエブ厚１２０ｍｍのビームブランク
断面形状である。オシレーション条件は１５０サイクル
／分、ストローク６ｍｍで鋳造した。表４に鋳造実験結
果を示す。表４においてウェブ縦割れは鋳片長１ｍ当り
の縦割れ長さｍｍを示す。実験Ｎｏ．１０，Ｎｏ．１１
，Ｎｏ．１４では好成績である。
表２に示す鋳型潤滑剤を用いてビームブランクを鋳造し
た。鋳造は中炭素鋼（Ｃ／０．１４％、Ｓｉ／０．１５
％、Ｍｎ／１．４０％、Ｐ／０．０１０％、Ｓ／０．０
１０％、Ａｌ／０．０３５％）を鋳造速度１．２ｍ／ｍ
ｉｎで鋳造した。鋳型サイズはフランジ高さ４００ｍｍ
、幅４６０ｍｍ、ウエブ厚１２０ｍｍのビームブランク
断面形状である。オシレーション条件は１５０サイクル
／分、ストローク６ｍｍで鋳造した。表４に鋳造実験結
果を示す。表４においてウェブ縦割れは鋳片長１ｍ当り
の縦割れ長さｍｍを示す。実験Ｎｏ．１０，Ｎｏ．１１
，Ｎｏ．１４では好成績である。
【００１５】
【表１】
【００１６】
【表２】
【００１７】
【表３】
【００１８】
【表４】
【００１９】
【発明の効果】本発明によれば、丸ビレットの連続鋳造
において、均一なシェル凝固が達成され、表面割れが少
なく真円度が高い高品質の丸ビレットをブレークアウト
することなく安定して鋳造することが可能となった。
において、均一なシェル凝固が達成され、表面割れが少
なく真円度が高い高品質の丸ビレットをブレークアウト
することなく安定して鋳造することが可能となった。
【図１】本発明の鋳型の縦断面図である。
【図２】従来の鋳型の縦断面図である。
【図３】板厚と熱流束との関係を示すグラフである。
１ 鋳型材
２ 鋳型
３ 鋳型潤滑剤
４ 凝固シェル
５ 鋳型潤滑剤
６ エアギャップ層
７ 浸漬ノズル
８ サポートロール
９ バックフレーム
１０ 冷却水通路
１１ Ｏリング
１２ 冷却水供給路
１３ 冷却水排水路
Claims (3)
- 【請求項１】 断面積が円形またはビームブランク形
状の鋳片を連続鋳造するにあたり、鋳型の内表面温度を
溶鋼の湯面を覆う鋳型潤滑剤の凝固温度以上でかつ鋳造
金属の凝固点未満の温度に維持して鋳造することを特徴
とする丸ビレットまたはビームブランクの連続鋳造方法
。 - 【請求項２】 鋳型内面の鋳型材としてＮｉ−Ｃｒ−
Ｆｅ系合金を使用し、該鋳型材の背面に冷却水通路を設
けたことを特徴とする丸ビレットまたはビームブランク
の連鋳鋳型。 - 【請求項３】 該冷却水通路から鋳型内表面までの距
離が２ｍｍ〜１５ｍｍである請求項２記載の丸ビレット
またはビームブランクの連鋳鋳型。
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP120191A JPH04220140A (ja) | 1990-06-25 | 1991-01-09 | 丸ビレットまたはビームブランクの連続鋳造方法及びその連鋳鋳型 |
Applications Claiming Priority (3)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP16426490 | 1990-06-25 | ||
| JP2-164264 | 1990-06-25 | ||
| JP120191A JPH04220140A (ja) | 1990-06-25 | 1991-01-09 | 丸ビレットまたはビームブランクの連続鋳造方法及びその連鋳鋳型 |
Publications (1)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPH04220140A true JPH04220140A (ja) | 1992-08-11 |
Family
ID=26334383
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP120191A Pending JPH04220140A (ja) | 1990-06-25 | 1991-01-09 | 丸ビレットまたはビームブランクの連続鋳造方法及びその連鋳鋳型 |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JPH04220140A (ja) |
Cited By (1)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JP2016175115A (ja) * | 2015-03-20 | 2016-10-06 | 新日鐵住金株式会社 | 連続鋳造用鋳型及び連続鋳造方法 |
-
1991
- 1991-01-09 JP JP120191A patent/JPH04220140A/ja active Pending
Cited By (1)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JP2016175115A (ja) * | 2015-03-20 | 2016-10-06 | 新日鐵住金株式会社 | 連続鋳造用鋳型及び連続鋳造方法 |
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