JPS63128112A - 鋼鋳片のMnS生成防止方法 - Google Patents
鋼鋳片のMnS生成防止方法Info
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Classifications
-
- Y—GENERAL TAGGING OF NEW TECHNOLOGICAL DEVELOPMENTS; GENERAL TAGGING OF CROSS-SECTIONAL TECHNOLOGIES SPANNING OVER SEVERAL SECTIONS OF THE IPC; TECHNICAL SUBJECTS COVERED BY FORMER USPC CROSS-REFERENCE ART COLLECTIONS [XRACs] AND DIGESTS
- Y02—TECHNOLOGIES OR APPLICATIONS FOR MITIGATION OR ADAPTATION AGAINST CLIMATE CHANGE
- Y02P—CLIMATE CHANGE MITIGATION TECHNOLOGIES IN THE PRODUCTION OR PROCESSING OF GOODS
- Y02P10/00—Technologies related to metal processing
- Y02P10/10—Reduction of greenhouse gas [GHG] emissions
- Y02P10/143—Reduction of greenhouse gas [GHG] emissions of methane [CH4]
Landscapes
- Treatment Of Steel In Its Molten State (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
【発明の詳細な説明】
〈産業上の利用分野〉
本発明は、HxSをかなりの濃度で含む雰囲気で使用さ
れる油井管、天然ガス用ラインパイプ、海洋構造物材料
、加工性鋼板用鋼等において、割れ発生の起点となるM
nSの生成を有効かつ安定して防止するための鋼鋳片の
製造方法に関するものである。
れる油井管、天然ガス用ラインパイプ、海洋構造物材料
、加工性鋼板用鋼等において、割れ発生の起点となるM
nSの生成を有効かつ安定して防止するための鋼鋳片の
製造方法に関するものである。
〈従来の技術〉
UZSをかなりの濃度で含む雰囲気で使用されるライン
パイプ用鋼では耐水素誘起割れ特性、海洋構造物材料で
はZ方向引張り特性、加工性鋼板用鋼では伸びフランジ
特性に優れた鋼材が求められている。これら耐水素誘起
割れ特性、Z方向引張り特性、伸びフランジ特性等に優
れた鋼材を得るには、鋼材中のMnSを低減することが
重要である。
パイプ用鋼では耐水素誘起割れ特性、海洋構造物材料で
はZ方向引張り特性、加工性鋼板用鋼では伸びフランジ
特性に優れた鋼材が求められている。これら耐水素誘起
割れ特性、Z方向引張り特性、伸びフランジ特性等に優
れた鋼材を得るには、鋼材中のMnSを低減することが
重要である。
これらの課題に対して、特公昭56−13425号公報
に開示がある。この開示は、溶鋼を脱酸、脱硫した後に
Caを添加し、酸化に消費されるCa量を低減して効果
的に残存SをCaS化してMnSの生成防止を狙うと共
に、このCaをA f tO,と反応させ、この反応に
より鋼材材質上に有害なA l gos系の介在物を無
害なCaO−A 1 @0.系介在物へ変質、転化しよ
うとするものである。
に開示がある。この開示は、溶鋼を脱酸、脱硫した後に
Caを添加し、酸化に消費されるCa量を低減して効果
的に残存SをCaS化してMnSの生成防止を狙うと共
に、このCaをA f tO,と反応させ、この反応に
より鋼材材質上に有害なA l gos系の介在物を無
害なCaO−A 1 @0.系介在物へ変質、転化しよ
うとするものである。
一方、このMnSの生成防止に必要な鋼中のCa濃度に
ついては特公昭57−16184号公報および特公昭6
0−7686号公報に開示がある。これは、MnSの生
成を防止するためには、Sの全量をCaS化するに必要
なCaiがあればよく、そのために、若干の余剰Ca量
の存在を考慮することが望ましいことを開示している。
ついては特公昭57−16184号公報および特公昭6
0−7686号公報に開示がある。これは、MnSの生
成を防止するためには、Sの全量をCaS化するに必要
なCaiがあればよく、そのために、若干の余剰Ca量
の存在を考慮することが望ましいことを開示している。
〈発明が解決しようとする問題点〉
従来技術は、MnSの生成を防止するために、溶鋼段階
からCaSを優先生成させることを提案し、この際Ca
を効果的に添加するため、CaS化に優先してCaO化
する量を低減することを提案し、具体的にはCa添加に
先立って溶鋼を脱酸し、更には溶鋼中Sを低減すること
を提案している。
からCaSを優先生成させることを提案し、この際Ca
を効果的に添加するため、CaS化に優先してCaO化
する量を低減することを提案し、具体的にはCa添加に
先立って溶鋼を脱酸し、更には溶鋼中Sを低減すること
を提案している。
また、この場合に必要な鋼中のCa濃度については、溶
鋼段階ですでにCaSおよびCaOとなっているCa、
S、 O量をも含めた全Ca量を規制したもので
ある。換言すれば、全Ca量が、鋳造機内に至るまでの
溶鋼段階および鋳造機内の区別なく同様な反応過程を経
てMnS、 Cab、 CaSの生成に寄与する考え方
にもとづき規制されたものである。
鋼段階ですでにCaSおよびCaOとなっているCa、
S、 O量をも含めた全Ca量を規制したもので
ある。換言すれば、全Ca量が、鋳造機内に至るまでの
溶鋼段階および鋳造機内の区別なく同様な反応過程を経
てMnS、 Cab、 CaSの生成に寄与する考え方
にもとづき規制されたものである。
一般に、溶鋼から鋼材を得るには、鋳造機内での凝固過
程があり、ここでは成分偏析が不可避的に発生する。例
えば、連続鋳造鋳片では最終凝固位置に相当する鋳片断
面の厚み中心での成分偏析度があることは周知の通りで
ある。この部分は中心偏析部と呼ばれるところであり、
各成分の濃度が局所的に高くなる。したがってMn、
S等偏析が著しい元素の挙動が問題となるMnSの生
成を防止するためには、この偏析の影響を考慮すること
が必須である。しかも精錬技術の進歩により、鋼中S′
a度が20ppm以下の極低硫域にまで低減することが
容易となった現状では、この中心偏析部のみにMnSが
生成するため、偏析の影響を考慮することが極めて重要
な技術課題になる。
程があり、ここでは成分偏析が不可避的に発生する。例
えば、連続鋳造鋳片では最終凝固位置に相当する鋳片断
面の厚み中心での成分偏析度があることは周知の通りで
ある。この部分は中心偏析部と呼ばれるところであり、
各成分の濃度が局所的に高くなる。したがってMn、
S等偏析が著しい元素の挙動が問題となるMnSの生
成を防止するためには、この偏析の影響を考慮すること
が必須である。しかも精錬技術の進歩により、鋼中S′
a度が20ppm以下の極低硫域にまで低減することが
容易となった現状では、この中心偏析部のみにMnSが
生成するため、偏析の影響を考慮することが極めて重要
な技術課題になる。
前記した従来技術はいずれも、この偏析の存在に対して
着目しておらず、したがって、それぞれの提案通りに実
施しても、中心偏析部においては所定の効果が常に得ら
れないのが現実である。
着目しておらず、したがって、それぞれの提案通りに実
施しても、中心偏析部においては所定の効果が常に得ら
れないのが現実である。
一方、溶鋼段階で既に生成しだCa S + Ca O
fiiは精錬条件によって変化するため、全Ca量を規
制する従来技術では、製造条件が変わる毎に必要Ca量
の適正範囲が異なる。特に、全Ca中に占めるCab。
fiiは精錬条件によって変化するため、全Ca量を規
制する従来技術では、製造条件が変わる毎に必要Ca量
の適正範囲が異なる。特に、全Ca中に占めるCab。
CaSに消費されたCa1lの割合が高い場合には、仮
に従来技術の提案に上記した偏析の影響を考慮した場合
でも、鋳造機内でのMnS生成防止が図れない場合が多
々生じる。第6図には、1つの試みとして、従来技術の
1つの問題点である偏析の影響が考慮できるように、鋳
片中心偏析部のMnS個数を中心偏析の程度を示す偏析
評価指数で整理した結果を2例示した。すなわち、横軸
は偏析の良悪に対応するものであり、いずれの例も従来
技術の提案通りに全Ca、全S、全0を同じ量に制御し
ている。
に従来技術の提案に上記した偏析の影響を考慮した場合
でも、鋳造機内でのMnS生成防止が図れない場合が多
々生じる。第6図には、1つの試みとして、従来技術の
1つの問題点である偏析の影響が考慮できるように、鋳
片中心偏析部のMnS個数を中心偏析の程度を示す偏析
評価指数で整理した結果を2例示した。すなわち、横軸
は偏析の良悪に対応するものであり、いずれの例も従来
技術の提案通りに全Ca、全S、全0を同じ量に制御し
ている。
図から明らかなように、両者とも上記した偏析の影響が
見られるが、同一偏析の場合においては全Ca、全S、
全0が同じ場合でも両者のMnS生成のし易さが異なっ
ていることがわかる。特に、第6図に黒丸で示すBの結
果では偏析が極めて小さなレベルの場合でも鋳片にMn
Sが観察された。
見られるが、同一偏析の場合においては全Ca、全S、
全0が同じ場合でも両者のMnS生成のし易さが異なっ
ていることがわかる。特に、第6図に黒丸で示すBの結
果では偏析が極めて小さなレベルの場合でも鋳片にMn
Sが観察された。
本発明者等がこの理由について調査した結果、Aの場合
には溶鋼段階でCab、CaSになっていないCaが存
在していたのに対し、Bの場合には、溶鋼段階で既に全
Caが全てCab、CaSに消費され、偏析粒内のMn
Sの生成を全く防止できないことがわかった。
には溶鋼段階でCab、CaSになっていないCaが存
在していたのに対し、Bの場合には、溶鋼段階で既に全
Caが全てCab、CaSに消費され、偏析粒内のMn
Sの生成を全く防止できないことがわかった。
したがって、従来技術を用いた場合には、上記した偏析
の影響、および溶鋼段階におけるCaの好ましい存在形
態の把握がなされないhめ、鋳片の偏析部においてもM
nSの生成を完全に防止するための必要Ca添加量を決
定することができないのが現状である。
の影響、および溶鋼段階におけるCaの好ましい存在形
態の把握がなされないhめ、鋳片の偏析部においてもM
nSの生成を完全に防止するための必要Ca添加量を決
定することができないのが現状である。
本発明は、上記した問題点を解消し、経済的に効率良く
、鋼鋳片の偏析部におけるMnSの生成を安定、かつ確
実に防止することを目的とする。
、鋼鋳片の偏析部におけるMnSの生成を安定、かつ確
実に防止することを目的とする。
〈問題点を解決するための手段〉
本発明は、上記した目的を達成して問題点を解消するた
めに、溶鋼へのCa添加に関し、溶鋼中の全Ca1量か
ら溶鋼中のCaOおよびCaSに消費されているCa1
lを差引いて残Ca量を求め、一方?8鋼中の全0量お
よび全Sfiから溶鋼中のCaO及びCaSに消費され
ている0量およびS量を各々差引いて求めた残0および
残Sが鋳造機内で溶鋼が凝固するまでの間にCaOおよ
びCaS化するに必要な偏析補正必要Calを凝固偏析
率に応じて求め、前記残Ca量が前記偏析補正必要Ca
f以上となる量をCa添加量とすることを特徴とする鋼
鋳片のMnS生成防止方法を手段とするものである。
めに、溶鋼へのCa添加に関し、溶鋼中の全Ca1量か
ら溶鋼中のCaOおよびCaSに消費されているCa1
lを差引いて残Ca量を求め、一方?8鋼中の全0量お
よび全Sfiから溶鋼中のCaO及びCaSに消費され
ている0量およびS量を各々差引いて求めた残0および
残Sが鋳造機内で溶鋼が凝固するまでの間にCaOおよ
びCaS化するに必要な偏析補正必要Calを凝固偏析
率に応じて求め、前記残Ca量が前記偏析補正必要Ca
f以上となる量をCa添加量とすることを特徴とする鋼
鋳片のMnS生成防止方法を手段とするものである。
〈作 用〉
本発明者等は、前記した問題点を解決するために、種々
実験、検討を重ねた。その過程で、Ca添加を行って鋼
鋳片の凝固過程におけるMnSの生成を防止するに当た
っては、溶鋼段階で既にCaO+CaSとして存在して
いるCa、 O,Sは、鋳造機内で起こる凝固過程での
MnS生成反応に関与しないことを見いだした。すなわ
ち、鋳造機内で起こる偏析を伴わない凝固においても、
溶鋼中の全Ca量、全o1、全s量から溶鋼段階で既に
CaO1およびCaSに消費されているCa[,0量、
Siを各々差引いた残Ca量、残0量、残slが重要な
意味をもつことを知見した。
実験、検討を重ねた。その過程で、Ca添加を行って鋼
鋳片の凝固過程におけるMnSの生成を防止するに当た
っては、溶鋼段階で既にCaO+CaSとして存在して
いるCa、 O,Sは、鋳造機内で起こる凝固過程での
MnS生成反応に関与しないことを見いだした。すなわ
ち、鋳造機内で起こる偏析を伴わない凝固においても、
溶鋼中の全Ca量、全o1、全s量から溶鋼段階で既に
CaO1およびCaSに消費されているCa[,0量、
Siを各々差引いた残Ca量、残0量、残slが重要な
意味をもつことを知見した。
さらに、上記した知見にもとづき、実鋳造材を詳細に調
査研究し、凝固過程に起こるMnS、 CaS。
査研究し、凝固過程に起こるMnS、 CaS。
CaOの生成反応および、各成分の偏析による濃縮を詳
細に検討した結果、一定の残Ca、残O1残S量におけ
るMnS生成を防止できる条件が、鋼中の各成分の凝固
偏析率によって大きく変化することを知得した。
細に検討した結果、一定の残Ca、残O1残S量におけ
るMnS生成を防止できる条件が、鋼中の各成分の凝固
偏析率によって大きく変化することを知得した。
なお、ここで用いる溶鋼段階とは、鋳造機のモールドに
注入される直前、直後の溶鋼を指し、例えば連続鋳造機
においてはノズルよりモールド内に注入された直後の溶
鋼、ならびに注入容器であるタンディシュ内の溶鋼を意
図するものである。
注入される直前、直後の溶鋼を指し、例えば連続鋳造機
においてはノズルよりモールド内に注入された直後の溶
鋼、ならびに注入容器であるタンディシュ内の溶鋼を意
図するものである。
本発明は、上記した2つの知見に基づいてなされたもの
であり、溶鋼段階における残Oおよび残S量が凝固偏析
率に応じて鋳造機内でCaOおよびCaS化するに必要
な偏析補正Ca量以上に溶鋼段階における残Ca量を確
保することによって、偏析部におけるMnSの生成を防
止し得たのである。
であり、溶鋼段階における残Oおよび残S量が凝固偏析
率に応じて鋳造機内でCaOおよびCaS化するに必要
な偏析補正Ca量以上に溶鋼段階における残Ca量を確
保することによって、偏析部におけるMnSの生成を防
止し得たのである。
すなわち、第2図に連続鋳造鋳片の1例で示すように、
偏析率がある一定条件下における鋳片の・偏析部のMn
S個数は、溶鋼段階における残Ca量と、鋳造機内で残
O1残Sと反応するCa量との比と相関関係があり、(
1)式のごとく偏析率一定条件下におけるMnS生成防
止条件が成り立つ。
偏析率がある一定条件下における鋳片の・偏析部のMn
S個数は、溶鋼段階における残Ca量と、鋳造機内で残
O1残Sと反応するCa量との比と相関関係があり、(
1)式のごとく偏析率一定条件下におけるMnS生成防
止条件が成り立つ。
ここで、a、bおよびCは、鋳造機の凝固条件によって
変化する定数であるが、鋳造機の凝固条件が一定の場合
には、a、b、cは一定である。
変化する定数であるが、鋳造機の凝固条件が一定の場合
には、a、b、cは一定である。
例えば第2図に示した連続鋳造鋳片の場合にはa=0.
8.b=1.4.C=8を用いることによって、各偏析
率一定条件下におけるMnS生成量の増減と良く対応す
る。
8.b=1.4.C=8を用いることによって、各偏析
率一定条件下におけるMnS生成量の増減と良く対応す
る。
また、Kは偏析率によって変わる値であるが、(11式
をさらに(2)式のように変換することができる。
をさらに(2)式のように変換することができる。
すなわち、溶鋼段階における残0および残S量が凝固偏
析率に応じて鋳造機内でCaOおよびCaS化するに必
要な偏析補正Ca[が(2)式の左辺の分母のように表
わされ、(2)式の左辺が1以上になるように残Ca量
を制御することによって、偏析部においてもMnS生成
が防止できるのである。
析率に応じて鋳造機内でCaOおよびCaS化するに必
要な偏析補正Ca[が(2)式の左辺の分母のように表
わされ、(2)式の左辺が1以上になるように残Ca量
を制御することによって、偏析部においてもMnS生成
が防止できるのである。
以下、Kについては偏析補正係数と称して説明する。さ
らに偏析補正係数には、偏析の評価方法によって定義方
法が異なるが、偏析の評価方法が一定であればその定義
式が一義的に求められるのである。
らに偏析補正係数には、偏析の評価方法によって定義方
法が異なるが、偏析の評価方法が一定であればその定義
式が一義的に求められるのである。
通常用いられる偏析の評価方法としては、EPMAとコ
ンピュータを組合せた新X線マイクロアナライザによる
画像解析法、ピクリン酸水溶液等の腐食液を用いる鋳片
の偏析部の腐食法等によって、Mn、 S、 P、
C等の偏析濃化領域を検出し、その偏析粒径や面積率
等を求める方法があり、本発明の偏析補正係数Kを定義
するためにはいずれもが適用できる。中でも、Mn偏析
の大きさを測定する方法は、鋼中Mn?ffi度が他成
分に比べて高いこと、凝固鋼中におけるMnの拡散が遅
く凝固直後の偏析の実態を良く再現できること、MnS
の溶解度積におよぼすMnの影響をも合わせて考慮でき
る等、利点が多く、極めて高精度に上記した偏析補正係
数を定義することができるのである。
ンピュータを組合せた新X線マイクロアナライザによる
画像解析法、ピクリン酸水溶液等の腐食液を用いる鋳片
の偏析部の腐食法等によって、Mn、 S、 P、
C等の偏析濃化領域を検出し、その偏析粒径や面積率
等を求める方法があり、本発明の偏析補正係数Kを定義
するためにはいずれもが適用できる。中でも、Mn偏析
の大きさを測定する方法は、鋼中Mn?ffi度が他成
分に比べて高いこと、凝固鋼中におけるMnの拡散が遅
く凝固直後の偏析の実態を良く再現できること、MnS
の溶解度積におよぼすMnの影響をも合わせて考慮でき
る等、利点が多く、極めて高精度に上記した偏析補正係
数を定義することができるのである。
例えば、溶鋼段階のMn濃度に対してMnがある濃度以
上に濃化したMn偏析粒の円相当径をd(ms)とする
と、Mn偏析率にとdには(3)式のような関係が成立
する。
上に濃化したMn偏析粒の円相当径をd(ms)とする
と、Mn偏析率にとdには(3)式のような関係が成立
する。
K = x d + y (3)ここで
、x、yはMn偏析粒が定義されるMnの濃化度によっ
て変わる定数である。1例として溶鋼段階のMnt1度
に対してMnが1.32倍以上に濃化した部位をMn偏
析粒と定義した場合には、x=2゜y = 0.3とす
ることによって、第1図に示すように、全ての偏析状況
下において、鋳片のMnS生成が防止できるのである。
、x、yはMn偏析粒が定義されるMnの濃化度によっ
て変わる定数である。1例として溶鋼段階のMnt1度
に対してMnが1.32倍以上に濃化した部位をMn偏
析粒と定義した場合には、x=2゜y = 0.3とす
ることによって、第1図に示すように、全ての偏析状況
下において、鋳片のMnS生成が防止できるのである。
したがって、(2)、 (31式より、鋼鋳片の偏析部
においてもMnS生成を防止するための条件を(4)式
、あるいは(5)式のように表わすことができる。
においてもMnS生成を防止するための条件を(4)式
、あるいは(5)式のように表わすことができる。
残Ca≧(xD+y) (a(残0)+b (残5)−
c) (4)すなわち、(4)式の右辺、(5)式の
左辺の分母で示される偏析補正必要Ca量以上に鋳造開
始前の溶鋼中の残Ca量を確保することによって添加し
たCaがMnS生成防止のために有効に作用するのであ
る。
c) (4)すなわち、(4)式の右辺、(5)式の
左辺の分母で示される偏析補正必要Ca量以上に鋳造開
始前の溶鋼中の残Ca量を確保することによって添加し
たCaがMnS生成防止のために有効に作用するのであ
る。
したがって溶鋼段階のMn濃度に対してMnが1632
倍以上に濃化した部位をMn偏析粒と定義すると、第1
図、第2図で示す連続鋳造鋳片の場合には、第3図に示
すごとく、(6)式に示す条件を確保することによって
、中心偏析部におけるMnSの生成が防止できるのであ
る。
倍以上に濃化した部位をMn偏析粒と定義すると、第1
図、第2図で示す連続鋳造鋳片の場合には、第3図に示
すごとく、(6)式に示す条件を確保することによって
、中心偏析部におけるMnSの生成が防止できるのであ
る。
(2d+0.3) (0,8(残0)+1.4(残5)
−8)なお、MnS生成防止を目的として添加される元
素としては、上記したCaの他、REM、Ti等がある
。これらの元素を用いてMnSの生成を防止する場合に
おいても、本発明を適用することによって、同様の作用
効果が期待できる。
−8)なお、MnS生成防止を目的として添加される元
素としては、上記したCaの他、REM、Ti等がある
。これらの元素を用いてMnSの生成を防止する場合に
おいても、本発明を適用することによって、同様の作用
効果が期待できる。
〈実施例〉
実施例1
一般に耐サワーラインパイプ用鋼として用いるAl−5
tキルド鋼の成分を第1表に示す。このA1−5iキル
ド鋼に用途に応じてNi、 Cu、 Cr、 Mo。
tキルド鋼の成分を第1表に示す。このA1−5iキル
ド鋼に用途に応じてNi、 Cu、 Cr、 Mo。
V、 Nb、 Ti等の成分を適宜微量添加し、さらに
・Ca添加を行い、連続鋳造法により厚み280tm。
・Ca添加を行い、連続鋳造法により厚み280tm。
幅1900+uのスラブを製造した。
第 1 表
実施例A−Hにおいては、タンディシュ溶鋼段階での残
Ca (ppn+)、残0 (ppm)、残S (pp
m)、および溶鋼段階でのMntJ1度に対して1.3
2倍以上に濃化したMn偏析粒径d(am)が(6)式
となるようにCa添加量を調整した。
Ca (ppn+)、残0 (ppm)、残S (pp
m)、および溶鋼段階でのMntJ1度に対して1.3
2倍以上に濃化したMn偏析粒径d(am)が(6)式
となるようにCa添加量を調整した。
また実施例0〜Qにおいては、タンディシュ溶鋼段階で
の全0量が50ppa+以下、全S量が10ppm以下
になるように2次精錬でフランクス吹込みによる介在物
低減処理、および脱硫を実施した後、Ca添加を行い、
連続鋳造機を用いて鋳造した。
の全0量が50ppa+以下、全S量が10ppm以下
になるように2次精錬でフランクス吹込みによる介在物
低減処理、および脱硫を実施した後、Ca添加を行い、
連続鋳造機を用いて鋳造した。
なおこの場合には、同製造方法で得られている第4図お
よび(7)式に示す関係より全O量から推定した残0量
を用い、かつ溶鋼段階で既に生成したCaS @が極め
て小さかったので、残S量α全S量として残slを推定
した。なお、Ca添加量の調整に当たっては、(6)式
を用いた。
よび(7)式に示す関係より全O量から推定した残0量
を用い、かつ溶鋼段階で既に生成したCaS @が極め
て小さかったので、残S量α全S量として残slを推定
した。なお、Ca添加量の調整に当たっては、(6)式
を用いた。
残0 (ppm)=0.99 (全0(ppm) )
−8,0+7)一方、比較例におけるCa濃度の制御方
法としては、従来のように全Cas全S、全0を用い、
特公昭57−16184号公報、特公昭60−7686
号公報に提案されている方法を用いた。すなわち、全C
a(%)、全S(%)、全O(%)を(81,(9)式
の範囲に制御した。
−8,0+7)一方、比較例におけるCa濃度の制御方
法としては、従来のように全Cas全S、全0を用い、
特公昭57−16184号公報、特公昭60−7686
号公報に提案されている方法を用いた。すなわち、全C
a(%)、全S(%)、全O(%)を(81,(9)式
の範囲に制御した。
1.4≦全Ca (%)/全S(%)(9)以上の実施
例、比較例で得られた鋳片の断面サンプルを採取し、中
心偏析部のMnS生成の存無を調査した。
例、比較例で得られた鋳片の断面サンプルを採取し、中
心偏析部のMnS生成の存無を調査した。
さらに、実施例、比較例で得られた鋳片を同一条件下で
9〜12m■の範囲に圧延した鋼板より試験片を採取し
、水素誘起割れ試験に供した。水素誘起割れ試験はNA
CE条件(National As5ociation
of Corrosion Engineersが規定
する水素誘起割れ試験条件、pH3,2)で行った。ま
た、水素誘起割れ試験後の各試験片毎にUST調査を行
い、割れ面積率(以下CARと称す)を求めた。
9〜12m■の範囲に圧延した鋼板より試験片を採取し
、水素誘起割れ試験に供した。水素誘起割れ試験はNA
CE条件(National As5ociation
of Corrosion Engineersが規定
する水素誘起割れ試験条件、pH3,2)で行った。ま
た、水素誘起割れ試験後の各試験片毎にUST調査を行
い、割れ面積率(以下CARと称す)を求めた。
実施例および比較例のタンディシュにおける各成分、M
n偏析粒径dの最大値、鋳片でのMnS生成状況、およ
び鋼板での水素誘起割れ試験後のCARを第2表、第3
表に示す。
n偏析粒径dの最大値、鋳片でのMnS生成状況、およ
び鋼板での水素誘起割れ試験後のCARを第2表、第3
表に示す。
なお、第4図および(7)式は、製造条件が一定で、か
つ全S、全O量が限定される範囲において、残Oiが全
o1から推定され得る。ただし、この関係は経験的に得
られるものであり、全o1の分析方法、Ca添加方法、
取鍋耐火物等の種類によって変化するものである。また
、残Siと金Slの間についても、上記した残0ffi
、全Oiの関係が成り立つ場合がある。
つ全S、全O量が限定される範囲において、残Oiが全
o1から推定され得る。ただし、この関係は経験的に得
られるものであり、全o1の分析方法、Ca添加方法、
取鍋耐火物等の種類によって変化するものである。また
、残Siと金Slの間についても、上記した残0ffi
、全Oiの関係が成り立つ場合がある。
実施例2
一般に海洋構造物用鋼板として用いるA/ −5tキル
ド鋼の成分を第4表に示す。このAj! −Siキルド
鋼に、用途に応じてCu、 Nb、 V、 Ti等の成
分を適宜?Xk量添加し、さらに、Ca添加を行い、連
続鋳造法により厚280fl、幅1900寵のスラブを
製造した。
ド鋼の成分を第4表に示す。このAj! −Siキルド
鋼に、用途に応じてCu、 Nb、 V、 Ti等の成
分を適宜?Xk量添加し、さらに、Ca添加を行い、連
続鋳造法により厚280fl、幅1900寵のスラブを
製造した。
第 4 表
実施例AA、ABにおいては、タンディシュ溶鋼段階で
の残Ca (ppm)、残0 (ppm)、残S (p
pm)、および溶鋼段階でのMnf1%度に対して1.
32倍に濃化したMn偏析粒径d(m)が(6)式とな
るようにCa添加量を調整した。
の残Ca (ppm)、残0 (ppm)、残S (p
pm)、および溶鋼段階でのMnf1%度に対して1.
32倍に濃化したMn偏析粒径d(m)が(6)式とな
るようにCa添加量を調整した。
一方、比較例AC,ADにおいては、従来の全Ca、全
S、全0を用い、特公昭57−16184号公報、特公
昭60−7686号公報に提案されている方法を用いた
・すなわち、鋼材の全Ca (%)、全S(%)全0(
%)を(8)、 (9)式の範囲に制御した。
S、全0を用い、特公昭57−16184号公報、特公
昭60−7686号公報に提案されている方法を用いた
・すなわち、鋼材の全Ca (%)、全S(%)全0(
%)を(8)、 (9)式の範囲に制御した。
以上の実施例、比較例で得られた鋳片の断面サンプルを
採取し、中心偏析部のMnS生成の有無を調査した。
採取し、中心偏析部のMnS生成の有無を調査した。
さらに、実施例、比較例で得られた鋳片を同一条件下で
圧延し、板K 75 mmの鋼材を得た。その後鋼材の
板厚中心部のZ方向引張り試験片を採取し、ASTM法
にしたがって、しぼり値を求めた。
圧延し、板K 75 mmの鋼材を得た。その後鋼材の
板厚中心部のZ方向引張り試験片を採取し、ASTM法
にしたがって、しぼり値を求めた。
実施例および比較例における各成分、Mn偏析粒径dの
最大値、鋳片でのMnS生成状況、および鋼板でのZ方
向引張り時のしぼり値(%)を第5表。
最大値、鋳片でのMnS生成状況、および鋼板でのZ方
向引張り時のしぼり値(%)を第5表。
第6表に示す。
実施例3
一般に加工性鋼板用鋼として用いる^l −Siキルド
鋼の成分を第7表に示す。本例は、このA1−5iキル
ド鋼にCa添加を行い、連続鋳造法により厚み280朋
、幅190Q+nのスラブを装造した。
鋼の成分を第7表に示す。本例は、このA1−5iキル
ド鋼にCa添加を行い、連続鋳造法により厚み280朋
、幅190Q+nのスラブを装造した。
第 7 表
実施例BA、BBにおいてはタンディシュ溶鋼段階での
残Ca (ppm)、残0 (ppm)、残S (pp
n+)および溶鋼段階でのMn’lt1度に対して1.
32倍以上に濃化したMn偏析粒径d (1m)が(6
)式となるようにCa添加量を調整した。
残Ca (ppm)、残0 (ppm)、残S (pp
n+)および溶鋼段階でのMn’lt1度に対して1.
32倍以上に濃化したMn偏析粒径d (1m)が(6
)式となるようにCa添加量を調整した。
一方、比較例BC,BDにおいては、従来の全Ca、全
S、全0を用い、特公昭57−16184号公報、特公
昭60−7686号公報に提案されている方法を用いた
。すなわら鋼材の全Ca (%)、全O(%)、全S(
%)を(81,(91式の範囲に制御した。
S、全0を用い、特公昭57−16184号公報、特公
昭60−7686号公報に提案されている方法を用いた
。すなわら鋼材の全Ca (%)、全O(%)、全S(
%)を(81,(91式の範囲に制御した。
以上の実施例、比較例で得られた鋳片の断面サンプルを
採取し、中心偏析部のMnS生成の有無を調査した。
採取し、中心偏析部のMnS生成の有無を調査した。
さらに、実施例、比較例で得られた鋳片を同一条件下で
圧延し、板厚2.9 +nの鋼材を得た。その後、鋼板
から試験片を採取し、第5図に示す要領で穴拡げ性を調
査した。
圧延し、板厚2.9 +nの鋼材を得た。その後、鋼板
から試験片を採取し、第5図に示す要領で穴拡げ性を調
査した。
なお、穴拡げ性は、基準孔半径r。に対する破断直前の
孔半径rの比r / r(1で比較した。
孔半径rの比r / r(1で比較した。
実施例および比較例における各成分、Mn偏析粒径dの
最大値、鋳片でのMnS生成状況、および鋼板でのr
/ 16を第8表、第9表に示す。
最大値、鋳片でのMnS生成状況、および鋼板でのr
/ 16を第8表、第9表に示す。
〈発明の効果〉
以上に説明したように、本発明においては、溶鋼段階に
おける残0量、残S量が凝固偏析率に応じて鋳造機内で
溶鋼が凝固するまでの間にCaOおよびCaS化するに
必要な偏析補正必要Ca以上に、溶鋼段階における残C
a量を調整するものである。
おける残0量、残S量が凝固偏析率に応じて鋳造機内で
溶鋼が凝固するまでの間にCaOおよびCaS化するに
必要な偏析補正必要Ca以上に、溶鋼段階における残C
a量を調整するものである。
したがって、従来技術で問題とされた偏析および溶鋼段
階におけるCaO,Ca5liの変化に対応して、鋳片
のMnSの生成を偏析部においても経済的に、完全かつ
確実に防止することができる。このため、本発明によれ
ば鋼材の要求特性に応して、優れた耐水素誘起割れ特性
、Z方向引張り時のしぼり値、伸びフランジ性等を有す
る鋼板を製造することができる。
階におけるCaO,Ca5liの変化に対応して、鋳片
のMnSの生成を偏析部においても経済的に、完全かつ
確実に防止することができる。このため、本発明によれ
ば鋼材の要求特性に応して、優れた耐水素誘起割れ特性
、Z方向引張り時のしぼり値、伸びフランジ性等を有す
る鋼板を製造することができる。
第1図は連続鋳造鋳片中心偏析部のMnS生成におよぼ
すMn偏析径(溶鋼中のMn濃度に対して1.32倍以
上に濃化したMn偏析粒径)と残Ca/(0,8(残0
) +1.4 (残5)−8)の関係、および実線はM
nS生成が防止できるKとMn偏析径との関係を示す図
、第2図は連続鋳造鋳片においてMn偏析径(溶鋼中の
Mn濃度に対して1.32倍以上に濃化したMn偏析粒
径)が0.3,0.5.l、Q+nの場合の残Ca/
(0,8(残0) +1.4 (残S) −8)と中心
偏析部のMnS個数の関係を示す図、第3図は連続鋳造
鋳片における残Ca/ (2d + 0.3) (0,
8(残0)+1.4(残5)−8)と中心偏析部のMn
偏析粒内のMnS個数の関係を示す図、第4図は実施例
○、P、Qを実施した製造プロセスにおけるクンディシ
ュでの全Oと残○の関係を示す図、第5図は実施例3で
示した鋼板の穴拡げ性試験方法の概略を示す図、第6図
は従来技術が提案した方法で鋳造した鋳片の中心偏析部
のMnS個数を、偏析評価指数で整理した結果を示す図
である。 第1図 0 σ、26.4 (1,6θδ f、0Mn
44折誼径d 第2図 (If2J4 残Ca θθ(残0)+ 1.4 (残S)−8第3図 第4図 会0(f’Pxr) 第6図 吏□禍析言平イ面寸旨敬 −−芝 第5図
すMn偏析径(溶鋼中のMn濃度に対して1.32倍以
上に濃化したMn偏析粒径)と残Ca/(0,8(残0
) +1.4 (残5)−8)の関係、および実線はM
nS生成が防止できるKとMn偏析径との関係を示す図
、第2図は連続鋳造鋳片においてMn偏析径(溶鋼中の
Mn濃度に対して1.32倍以上に濃化したMn偏析粒
径)が0.3,0.5.l、Q+nの場合の残Ca/
(0,8(残0) +1.4 (残S) −8)と中心
偏析部のMnS個数の関係を示す図、第3図は連続鋳造
鋳片における残Ca/ (2d + 0.3) (0,
8(残0)+1.4(残5)−8)と中心偏析部のMn
偏析粒内のMnS個数の関係を示す図、第4図は実施例
○、P、Qを実施した製造プロセスにおけるクンディシ
ュでの全Oと残○の関係を示す図、第5図は実施例3で
示した鋼板の穴拡げ性試験方法の概略を示す図、第6図
は従来技術が提案した方法で鋳造した鋳片の中心偏析部
のMnS個数を、偏析評価指数で整理した結果を示す図
である。 第1図 0 σ、26.4 (1,6θδ f、0Mn
44折誼径d 第2図 (If2J4 残Ca θθ(残0)+ 1.4 (残S)−8第3図 第4図 会0(f’Pxr) 第6図 吏□禍析言平イ面寸旨敬 −−芝 第5図
Claims (1)
- 溶鋼へのCa添加に関し、溶鋼中の全Ca量から溶鋼中
のCaOおよびCaSに消費されているCa量を差引い
て残Ca量を求め、一方溶鋼中の全O量および全S量か
ら溶鋼中のCaO及びCaSに消費されているO量およ
びS量を各々差引いて求めた残Oおよび残Sが鋳造機内
で溶鋼が凝固するまでの間にCaOおよびCaS化する
に必要な偏析補正必要Ca量を凝固偏析率に応じて求め
、前記残Ca量が前記偏析補正必要Ca量以上となる量
をCa添加量とすることを特徴とする鋼鋳片のMnS生
成防止方法。
Priority Applications (1)
Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
---|---|---|---|
JP61274534A JPS63128112A (ja) | 1986-11-18 | 1986-11-18 | 鋼鋳片のMnS生成防止方法 |
Applications Claiming Priority (1)
Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
---|---|---|---|
JP61274534A JPS63128112A (ja) | 1986-11-18 | 1986-11-18 | 鋼鋳片のMnS生成防止方法 |
Publications (2)
Publication Number | Publication Date |
---|---|
JPS63128112A true JPS63128112A (ja) | 1988-05-31 |
JPH0349965B2 JPH0349965B2 (ja) | 1991-07-31 |
Family
ID=17543043
Family Applications (1)
Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
---|---|---|---|
JP61274534A Granted JPS63128112A (ja) | 1986-11-18 | 1986-11-18 | 鋼鋳片のMnS生成防止方法 |
Country Status (1)
Country | Link |
---|---|
JP (1) | JPS63128112A (ja) |
Cited By (2)
Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
---|---|---|---|---|
JP2013190319A (ja) * | 2012-03-14 | 2013-09-26 | Jfe Steel Corp | 鋼材の耐hic性の評価方法およびそれを利用したラインパイプ用高強度厚鋼板の製造方法 |
JP2013213277A (ja) * | 2012-03-08 | 2013-10-17 | Hitachi Metals Ltd | 熱間加工性に優れた高速度工具鋼素材の製造方法 |
-
1986
- 1986-11-18 JP JP61274534A patent/JPS63128112A/ja active Granted
Cited By (2)
Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
---|---|---|---|---|
JP2013213277A (ja) * | 2012-03-08 | 2013-10-17 | Hitachi Metals Ltd | 熱間加工性に優れた高速度工具鋼素材の製造方法 |
JP2013190319A (ja) * | 2012-03-14 | 2013-09-26 | Jfe Steel Corp | 鋼材の耐hic性の評価方法およびそれを利用したラインパイプ用高強度厚鋼板の製造方法 |
Also Published As
Publication number | Publication date |
---|---|
JPH0349965B2 (ja) | 1991-07-31 |
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Legal Events
Date | Code | Title | Description |
---|---|---|---|
EXPY | Cancellation because of completion of term |