大断面鋳片の連続鋳造方法
【課題】表面品質および内質に優れた円形大断面を有する鋳片を、バルジングを発生させることなく、低い設備コストで連続鋳造する方法を提供する。
【解決手段】垂直型の連続鋳造装置を用い、直径が０．５ｍ以上で鋳込み長さが１５ｍ以下の円柱状の大断面鋳片の連続鋳造方法であって、鋳型から引き抜かれた直後の鋳片の直径に対するバルジングによる鋳片の直径の拡大率が４％以下となるように鋳造速度と鋳込み長さを設定して、連続鋳造を行うことを特徴とする大断面鋳片の連続鋳造方法。鋳型から引き抜かれた直後の鋳片の直径Ｄ0（ｍ）、鋳造速度Ｖ（ｍ／ｍｉｎ）、および鋳込み長さＬ（ｍ）が、下記（１）式を満足することが好ましい。
Ｄ04×Ｖ2×Ｌ1.6≦１０．５ …（１）
【解決手段】垂直型の連続鋳造装置を用い、直径が０．５ｍ以上で鋳込み長さが１５ｍ以下の円柱状の大断面鋳片の連続鋳造方法であって、鋳型から引き抜かれた直後の鋳片の直径に対するバルジングによる鋳片の直径の拡大率が４％以下となるように鋳造速度と鋳込み長さを設定して、連続鋳造を行うことを特徴とする大断面鋳片の連続鋳造方法。鋳型から引き抜かれた直後の鋳片の直径Ｄ0（ｍ）、鋳造速度Ｖ（ｍ／ｍｉｎ）、および鋳込み長さＬ（ｍ）が、下記（１）式を満足することが好ましい。
Ｄ04×Ｖ2×Ｌ1.6≦１０．５ …（１）
【発明の詳細な説明】
【技術分野】
【０００１】
本発明は、円形の大断面を有する鋳片の連続鋳造方法に関し、特に横断面が大きい鋳片の垂直式連続鋳造方法に関する。
【背景技術】
【０００２】
現在、鋼の製品は、連続鋳造により製造された鋳片を素材とし、この素材を分塊圧延し、熱間圧延等の加工により最終製品とするのが一般的である。
【０００３】
しかし、最終製品が大断面となる場合、例えば最終製品がボイラータンクや大型の鍛鋼ロールの場合には、小ロットであり、素材も大きくならざるを得ない。このため、このような場合には素材として、連続鋳造により製造された鋳片ではなく、造塊法によって鋳造した大型のインゴットを使用し、これに分塊圧延や熱間圧延を行ったものを最終製品としているのが現状である。
【０００４】
小ロットとはいえ、造塊法による大型のインゴットの製造は、連続鋳造法に比べて製造効率が大幅に悪く、鋳塊正面の押し湯の必要性、または湯道や給湯管への溶鋼の残存を考慮すると歩留りも極めて悪い。押し湯とは、溶融金属の凝固時の収縮分を補給する目的で鋳型の上部につくられる湯だまりをいう。
【０００５】
一方、連続鋳造方法は、造塊法に比べて歩留りが良好である。ただし、連続鋳造方法で大断面の鋳片を鋳造した場合、鋳型下部から排出された直後の鋳片は、凝固シェルの厚さが内部の未凝固部の厚さと比較して極めて薄く、バルジングが発生しやすいという問題がある。バルジングが発生すると、内部割れが発生する可能性があり、バルジング量が過大となると、凝固シェルが引張応力を受けて破断し、ブレイクアウトを生じる可能性もある。
【０００６】
また、大断面の鋳片の鋳造時には、鋳片の中心部まで凝固が進行しにくく、最終凝固までに濃化した溶質を含有する溶鋼が大量に鋳片の中心部から鋳造方向の上流側へ排出されることから、品質に悪影響を及ぼす程度の中心偏析が発生する可能性もある。
【０００７】
特許文献１には、鋳造速度を鋳片断面の大きさに応じて設定し、二次冷却水の水量密度を鋳造長さに応じて変化させることにより、バルジングを発生させることなく矩形の大断面を有する鋳片を製造することができる垂直型の連続鋳造方法が記載されている。
【０００８】
しかし、特許文献１に記載の方法では、断面の長辺の長さが１．５〜３ｍの大断面を有する鋳片を連続鋳造する場合には、鋳造速度の適正値が０．０５〜０．１ｍ／ｍｉｎと極めて低速となる。このような極低速の鋳造は、鋳型内の湯面（メニスカス）への熱供給に不足を生じるため、湯面の皮張り凝固や、メニスカスでの凝固シェルの収縮によって発生する鋳型内の溶鋼の鋳片収縮部へのオーバーフローに起因する二重肌の形成等、表面品質の大幅な低下を招く。
【０００９】
さらに、特許文献１に記載の方法では、バルジングの発生防止のため、鋳型直下における鋳片の水冷が必須とされている。しかし、水冷を行うと鋳片に表面割れが発生しやすくなるという問題がある。また、鋳片の表面と内部との温度差が拡大するために、割れ感受性が高い鋼種では、熱応力割れが発生しやすくなるという問題もある。
【００１０】
また、特許文献２には、直径が２２５ｍｍ程度の比較的小さい横断面を有する鋳片では、断面形状が矩形の場合よりも円形の場合の方がバルジングしにくいことが記載されている。
【００１１】
しかし、断面形状が円形であっても、直径が０．５ｍ（５００ｍｍ）以上の大断面の場合には、鋳片にバルジングが生じる可能性があり、この場合のバルジング挙動の推定は困難であった。
【先行技術文献】
【特許文献】
【００１２】
【特許文献１】特許第３１４６９０４号公報
【特許文献２】特許第３２２３９１４号公報
【発明の概要】
【発明が解決しようとする課題】
【００１３】
本発明は、上記の問題に鑑みてなされたものであり、表面品質および内質に優れた円形大断面を有する鋳片を、バルジングを発生させることなく、低い設備コストで連続鋳造する方法を提供することを目的とする。
【課題を解決するための手段】
【００１４】
本発明者らは、上記の問題について検討し、凝固シェルについての弾塑性有限要素法による力学シミュレーションにおいて、直径が０．５ｍ以上の円形大断面を有する鋳片でもバルジング挙動の推定を可能とする条件を見出した。そして、この力学シミュレーションによって、鋳片の直径および鋳造長さに対して鋳造速度を所定の範囲に設定することで、凝固シェルに溶鋼静圧に耐え得る剛性を確保でき、バルジングを発生させることなく鋳片を鋳造できることを知見した。力学シミュレーションの条件および結果については後述する。
【００１５】
また、矩形の断面を有する鋳片を鋳造する場合、鋳型直下での凝固シェルを厚くするため鋳造速度を低速に設定しなければならず、さらに凝固シェルの強度を向上させるため二次冷却により鋳片に強制冷却を施さなければならない。しかし、円形の断面を有する鋳片では、矩形の断面を有する鋳片ほど鋳型直下での凝固シェルを厚くしたり、凝固シェルの強度を向上させたりする必要がない。すなわち、円形の断面を有する鋳片では、矩形の断面を有する鋳片ほど鋳造速度を極低速に設定したり、二次冷却により鋳片の強制冷却を施したりする必要はない。
【００１６】
断面が円形の場合、鋳片にバルジングを発生させずに鋳造可能な範囲の鋳造速度は、断面が矩形の場合と比べて高速である。そのため、鋳造速度の低下に伴う溶鋼の供給量減少による鋳型内の熱供給不足の可能性は低く、メニスカス近傍での鋳片収縮部への溶鋼のオーバーフローによる二重肌の形成といった表面品質の低下も発生しにくい。
【００１７】
本発明は、以上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（１）および（２）に示す連続鋳造鋳片の製造方法にある。
【００１８】
（１）垂直型の連続鋳造装置を用い、直径が０．５ｍ以上で鋳込み長さが１５ｍ以下の円柱状の大断面鋳片を連続鋳造する方法であって、鋳型から引き抜かれた直後の鋳片の直径に対するバルジングによる鋳片の直径の拡大率が４％以下となるように鋳造速度と鋳込み長さを設定して、連続鋳造を行うことを特徴とする大断面鋳片の連続鋳造方法。
【００１９】
（２）鋳型から引き抜かれた直後の鋳片の直径Ｄ0（ｍ）、鋳造速度Ｖ（ｍ／ｍｉｎ）、および鋳込み長さＬ（ｍ）が、下記（１）式を満足することを特徴とする前記（１）に記載の大断面鋳片の連続鋳造方法。
Ｄ04×Ｖ2×Ｌ1.6≦１０．５ …（１）
【発明の効果】
【００２０】
本発明の連続鋳造方法によれば、鋳造速度と鋳込み長さを適切に設定できるため、円形大断面を有する鋳片を、バルジングを発生させることなく高い歩留りで製造することができる。バルジングが発生しないため、バルジングのサポートを目的として設置されるロール群やローラーエプロン等は不要となり、設備コストを低減することができる。また、二次冷却等、鋳型以降の強制冷却を低減することができるため、熱応力による鋳片の表面割れや内部割れの発生を低減し、表面品質および内質に優れた鋳片を得ることができる。
【図面の簡単な説明】
【００２１】
【図１】垂直型の連続鋳造装置の構成図である。
【図２】バルジング量の定義を示す図である。
【図３】凝固シェルの力学シミュレーションの結果の一例を示す図である。
【図４】鋳片の直径、鋳造速度および鋳込み長さと鋳造の安定性との関係を示す図である。
【発明を実施するための形態】
【００２２】
１．連続鋳造装置の構成および鋳片の鋳造方法
図１は、垂直型の連続鋳造装置の構成図である。同図に示すように、取鍋１から浸漬ノズル２を経て水冷式の鋳型３内に注入された溶鋼４は、鋳型３内での一次冷却により凝固して、鋳片５の表面を構成する凝固シェルが形成される。鋳片５は、ダミーヘッド６とともに鋳型３から引き抜かれながら、鋳型３の下部に設けられた図示しないスプレーによる二次冷却によって強制冷却され、凝固が促進される。
【００２３】
２．凝固シェルの力学シミュレーション
前記図１に示す連続鋳造装置を用いた鋳片の連続鋳造時におけるバルジング量を、定量的に把握するため、凝固シェルについて弾塑性有限要素法による力学シミュレーションを行った。
【００２４】
２−１．シミュレーション条件
凝固シェルの二次元軸対称の有限要素モデルにおける各節点の温度は、非定常凝固解析によってあらかじめ算出した値を用いた。固相率は、０．８に相当する等温線を固液界面として定義した。
【００２５】
鋳片のモデル内で、液相（固相率が０．８未満の部分）は、空隙として扱い、メニスカスからの深さに応じた溶鋼静圧を固液界面に内圧として与えた。力学的物性（強度）および熱的物性（熱伝導率および比熱）は、一般的なものとして中炭素低合金鋼の数値を用いた。
【００２６】
円形断面を有する鋳片は、矩形断面の鋳片と比較してバルジング量が少ない。そのため、鋳型による一次冷却以降の水スプレー等による鋳片の強制冷却の比水量は、０．１Ｌ／ｋｇ−ｓｔｅｅｌ以下で十分である。しかし、鋳片の表面割れを抑制する観点からは、一次冷却以降の強制冷却は行わないことが好ましい。これらを踏まえ、シミュレーション条件としては、一次冷却以降の強制冷却を行わなかったもの（条件１）と、スプレー帯で比水量を０．１Ｌ／ｋｇ−ｓｔｅｅｌとして二次冷却を行ったもの（条件２）の２種類を設定した。条件２では、スプレー帯は鋳型直下の長さ１ｍの領域とした。スプレー帯以降の冷却条件は、放冷として計算した。
【００２７】
バルジングの発生を抑制するには、鋳片の直径が大きいほど鋳造速度を遅くすればよい。しかし、二重肌の形成等を抑制し、鋳片の表面品質を確保する観点からは、鋳造速度は０．１ｍ／ｍｉｎ以上とするのが好ましい。そのため、シミュレーション条件としては、鋳造速度を０．１０〜０．５０ｍ／ｍｉｎとした。
【００２８】
鋳造した鋳片の直径は５００〜１２００ｍｍとした。これらの凝固解析の条件を表１に示す。
【００２９】
【表１】
【００３０】
２−２．シミュレーション結果
上述の条件で行った凝固シェルの力学シミュレーションの結果について説明する。
【００３１】
図２は、バルジング量の定義を示す図である。バルジング量δは、同図に示すように、鋳型から引き抜かれた直後の鋳片の直径（以下「初期直径」という。）をＤ0、バルジングを生じた部分の直径をＤ1とした場合に、Ｄ1＝Ｄ0＋δとして定義した。すなわちバルジング量δは、初期直径Ｄ0からの直径Ｄ1の増分と定義した。
【００３２】
バルジング量δは、δ＞０．０４×Ｄ0を満たす場合、すなわち鋳片の初期直径に対するバルジングによる鋳片の直径の拡大率が４％を超える場合に、設備の制約により鋳片の成形が困難となる。そのため、ここではδ＞０．０４×Ｄ0となった場合、すなわちバルジングによる鋳片の直径の拡大率が４％を超える場合をバルジングの発生と定義した。
【００３３】
冷却条件を条件１とした場合のシミュレーションの結果を表２に示す。同表には、Ｎｏ．２の条件および結果を複数記載している。これは、他の条件との比較を容易とするためである。Ｎｏ．１〜４によって、鋳造速度Ｖが異なる場合について比較することができる。Ｎｏ．２およびＮｏ．５〜７によって、鋳片の初期直径Ｄ0が異なる場合について比較することができる。また、Ｎｏ．２およびＮｏ．８〜１１によって、鋳込み長さＬが異なる場合について比較することができる。
【００３４】
【表２】
【００３５】
表２からわかるように、鋳片の初期直径Ｄ0、鋳造速度Ｖおよび鋳込み長さＬのいずれも値が大きいほど計算最大バルジング量δｍａｘが大きかった。そのため、Ｄ04×Ｖ2×Ｌ1.6の値が大きいほど計算最大バルジング量δｍａｘが大きかった。
【００３６】
図３は、凝固シェルの力学シミュレーションの結果の例を示す図である。同図には、表２のＮｏ．２（Ｖ＝０．２５ｍ／ｍｉｎ）およびＮｏ．４（Ｖ＝０．５０ｍ／ｍｉｎ）の結果を示す。同図では、横軸をメニスカスからの距離、縦軸をバルジング量とした。
【００３７】
図３に示すＮｏ．２およびＮｏ．４の結果および他の条件の結果から、バルジング量δが最大（計算最大バルジング量δｍａｘ）となる鋳片長手方向の位置は、鋳型の直下ではなく、鋳片の下端から０．７〜１．０ｍとなることがわかった。また、この位置は、計算精度のばらつきの範囲内で変化はあるものの、今回適用した計算メッシュでは、鋳造速度による有意な差異は見られなかった。
【００３８】
冷却条件を上述の条件２（比水量０．１Ｌ／ｋｇ−ｓｔｅｅｌ）として行った場合の計算最大バルジング量δｍａｘは、前記表２に示す条件１の場合と大きな差はなかった。
【００３９】
以上の前記表２に示す結果から、鋳片の初期直径Ｄ0（ｍ）、鋳造速度Ｖ（ｍ／ｍｉｎ）、および鋳込み長さＬ（ｍ）が、下記（１）式を満足する場合にバルジングが発生せず、安定した鋳造ができることがわかった。これは、下記（１）式を満足する場合には、凝固シェルの剛性を十分に確保できるためであると考えられる。
Ｄ04×Ｖ2×Ｌ1.6≦１０．５ …（１）
【００４０】
上記（１）式の導出過程について説明する。表２に示す鋳片の初期直径Ｄ0（ｍ）、鋳造速度Ｖ（ｍ／ｍｉｎ）、鋳込み長さＬ（ｍ）、および計算最大バルジング量δｍａｘ（ｍｍ）の値から、下記（１ａ）式の回帰式が得られる。
δｍａｘ＝３．８０×Ｄ05×Ｖ2×Ｌ1.6 …（１ａ）
上述の通り、鋳片の初期直径に対するバルジングによる鋳片の直径の拡大率が４％を超える場合をバルジングの発生と定義した。この定義によれば、バルジングの発生しない状態は、鋳片の初期直径に対するバルジングによる鋳片の直径の拡大率が４％以下となり、上記Ｄ0（ｍ）とδｍａｘ（ｍｍ）を用いて下記（１ｂ）式で表すことができる。
δｍａｘ≦４０×Ｄ0 …（１ｂ）
上記（１ａ）式のδｍａｘを（１ｂ）式に代入して、両辺を３．８×Ｄ0で割ると、下記（１ｃ）式となる。
Ｄ04×Ｖ2×Ｌ1.6≦１０．５２６ …（１ｃ）
そして、（１ｃ）式の右辺の値の有効数字を３桁とし、小数第２位を四捨五入すると、上記（１）式が得られる。
【００４１】
図４は、鋳片の初期直径、鋳造速度および鋳込み長さと鋳造の安定性との関係を示す図である。同図には、Ｄ04×Ｖ2×Ｌ1.6＝１０．５の曲線を、鋳込み長さＬ＝５．０ｍ、１０．０ｍおよび１５．０ｍの場合について示した。同図において、鋳片の初期直径Ｄ0（ｍ）、鋳造速度Ｖ（ｍ／ｍｉｎ）および鋳込み長さＬ（ｍ）の値を示した点が、各曲線の上側に位置する場合にはバルジングが発生し、安定した鋳造ができず、各曲線上または各曲線の下側に位置する場合には、バルジングが発生せず、安定した鋳造が可能である。
【００４２】
３．本発明の連続鋳造方法
本発明の連続鋳造方法は、以上の力学シミュレーションの結果に基づいてなされたものであり、垂直型の連続鋳造装置を用い、直径が０．５ｍ以上で鋳込み長さが１５ｍ以下の円柱状の大断面鋳片を連続鋳造する際に、鋳型から引き抜かれた直後の鋳片の直径に対するバルジングによる鋳片の直径の拡大率が４％以下となるように鋳造速度と鋳込み長さを設定して連続鋳造を行う。また、この方法において、鋳片の初期直径Ｄ0（ｍ）、鋳造速度Ｖ（ｍ／ｍｉｎ）、および鋳込み長さＬ（ｍ）が、前記（１）式を満足することが好ましい。
【００４３】
本発明の連続鋳造方法によれば、バルジングが発生せず、安定した鋳造が可能である。また、バルジングが発生しないため、バルジングのサポートを目的として設置されるロール群やローラーエプロン等は不要となり、設備コストを低減することができる。
【００４４】
また、本発明の連続鋳造方法によれば、二次冷却等の強制冷却を低減または省略してもバルジングが発生しない。そのため、熱応力による鋳片の表面割れや内部割れの発生を低減し、表面品質および内質に優れた鋳片を得ることができる。さらに、鋳片の断面が円形であり、断面が矩形の場合と比較して鋳造速度を高速とすることができるため、二重肌の形成等の表面品質の低下も発生しにくい。
【００４５】
具体的には、鋳片の初期直径Ｄ0（ｍ）、鋳造速度Ｖ（ｍ／ｍｉｎ）および鋳込み長さＬ（ｍ）は、下記（２）式を満足することがより好ましい。この場合、前記表２からわかるように、バルジングによる鋳片の直径の拡大率を０．５％以下と極めて小さくすることができる。
Ｄ04×Ｖ2×Ｌ1.6≦１．３２ …（２）
【００４６】
また、上述の通り、二重肌の形成等を抑制し、鋳片の表面品質を確保する観点からは、鋳造速度は０．１ｍ／ｍｉｎ以上が好ましい。
【００４７】
本発明の連続鋳造方法は、断面の直径が０．５ｍ以上の鋳片に限定されるわけではなく、断面の直径が０．５ｍ未満の断面を有する鋳片に適用しても構わない。
【産業上の利用可能性】
【００４８】
本発明の連続鋳造方法によれば、円形大断面を有する鋳片を、バルジングを発生させることなく高い歩留りで製造することができる。バルジングが発生しないため、バルジングのサポートを目的として設置されるロール群やローラーエプロン等は不要となり、設備コストを低減することができる。また、二次冷却等、鋳型以降の強制冷却を低減することができるため、熱応力による鋳片の表面割れや内部割れの発生を低減し、表面品質および内質に優れた鋳片を得ることができる。
【符号の説明】
【００４９】
１：取鍋、 ２：浸漬ノズル、 ３：鋳型、 ４：溶鋼、 ５：鋳片、
６：ダミーヘッド
【技術分野】
【０００１】
本発明は、円形の大断面を有する鋳片の連続鋳造方法に関し、特に横断面が大きい鋳片の垂直式連続鋳造方法に関する。
【背景技術】
【０００２】
現在、鋼の製品は、連続鋳造により製造された鋳片を素材とし、この素材を分塊圧延し、熱間圧延等の加工により最終製品とするのが一般的である。
【０００３】
しかし、最終製品が大断面となる場合、例えば最終製品がボイラータンクや大型の鍛鋼ロールの場合には、小ロットであり、素材も大きくならざるを得ない。このため、このような場合には素材として、連続鋳造により製造された鋳片ではなく、造塊法によって鋳造した大型のインゴットを使用し、これに分塊圧延や熱間圧延を行ったものを最終製品としているのが現状である。
【０００４】
小ロットとはいえ、造塊法による大型のインゴットの製造は、連続鋳造法に比べて製造効率が大幅に悪く、鋳塊正面の押し湯の必要性、または湯道や給湯管への溶鋼の残存を考慮すると歩留りも極めて悪い。押し湯とは、溶融金属の凝固時の収縮分を補給する目的で鋳型の上部につくられる湯だまりをいう。
【０００５】
一方、連続鋳造方法は、造塊法に比べて歩留りが良好である。ただし、連続鋳造方法で大断面の鋳片を鋳造した場合、鋳型下部から排出された直後の鋳片は、凝固シェルの厚さが内部の未凝固部の厚さと比較して極めて薄く、バルジングが発生しやすいという問題がある。バルジングが発生すると、内部割れが発生する可能性があり、バルジング量が過大となると、凝固シェルが引張応力を受けて破断し、ブレイクアウトを生じる可能性もある。
【０００６】
また、大断面の鋳片の鋳造時には、鋳片の中心部まで凝固が進行しにくく、最終凝固までに濃化した溶質を含有する溶鋼が大量に鋳片の中心部から鋳造方向の上流側へ排出されることから、品質に悪影響を及ぼす程度の中心偏析が発生する可能性もある。
【０００７】
特許文献１には、鋳造速度を鋳片断面の大きさに応じて設定し、二次冷却水の水量密度を鋳造長さに応じて変化させることにより、バルジングを発生させることなく矩形の大断面を有する鋳片を製造することができる垂直型の連続鋳造方法が記載されている。
【０００８】
しかし、特許文献１に記載の方法では、断面の長辺の長さが１．５〜３ｍの大断面を有する鋳片を連続鋳造する場合には、鋳造速度の適正値が０．０５〜０．１ｍ／ｍｉｎと極めて低速となる。このような極低速の鋳造は、鋳型内の湯面（メニスカス）への熱供給に不足を生じるため、湯面の皮張り凝固や、メニスカスでの凝固シェルの収縮によって発生する鋳型内の溶鋼の鋳片収縮部へのオーバーフローに起因する二重肌の形成等、表面品質の大幅な低下を招く。
【０００９】
さらに、特許文献１に記載の方法では、バルジングの発生防止のため、鋳型直下における鋳片の水冷が必須とされている。しかし、水冷を行うと鋳片に表面割れが発生しやすくなるという問題がある。また、鋳片の表面と内部との温度差が拡大するために、割れ感受性が高い鋼種では、熱応力割れが発生しやすくなるという問題もある。
【００１０】
また、特許文献２には、直径が２２５ｍｍ程度の比較的小さい横断面を有する鋳片では、断面形状が矩形の場合よりも円形の場合の方がバルジングしにくいことが記載されている。
【００１１】
しかし、断面形状が円形であっても、直径が０．５ｍ（５００ｍｍ）以上の大断面の場合には、鋳片にバルジングが生じる可能性があり、この場合のバルジング挙動の推定は困難であった。
【先行技術文献】
【特許文献】
【００１２】
【特許文献１】特許第３１４６９０４号公報
【特許文献２】特許第３２２３９１４号公報
【発明の概要】
【発明が解決しようとする課題】
【００１３】
本発明は、上記の問題に鑑みてなされたものであり、表面品質および内質に優れた円形大断面を有する鋳片を、バルジングを発生させることなく、低い設備コストで連続鋳造する方法を提供することを目的とする。
【課題を解決するための手段】
【００１４】
本発明者らは、上記の問題について検討し、凝固シェルについての弾塑性有限要素法による力学シミュレーションにおいて、直径が０．５ｍ以上の円形大断面を有する鋳片でもバルジング挙動の推定を可能とする条件を見出した。そして、この力学シミュレーションによって、鋳片の直径および鋳造長さに対して鋳造速度を所定の範囲に設定することで、凝固シェルに溶鋼静圧に耐え得る剛性を確保でき、バルジングを発生させることなく鋳片を鋳造できることを知見した。力学シミュレーションの条件および結果については後述する。
【００１５】
また、矩形の断面を有する鋳片を鋳造する場合、鋳型直下での凝固シェルを厚くするため鋳造速度を低速に設定しなければならず、さらに凝固シェルの強度を向上させるため二次冷却により鋳片に強制冷却を施さなければならない。しかし、円形の断面を有する鋳片では、矩形の断面を有する鋳片ほど鋳型直下での凝固シェルを厚くしたり、凝固シェルの強度を向上させたりする必要がない。すなわち、円形の断面を有する鋳片では、矩形の断面を有する鋳片ほど鋳造速度を極低速に設定したり、二次冷却により鋳片の強制冷却を施したりする必要はない。
【００１６】
断面が円形の場合、鋳片にバルジングを発生させずに鋳造可能な範囲の鋳造速度は、断面が矩形の場合と比べて高速である。そのため、鋳造速度の低下に伴う溶鋼の供給量減少による鋳型内の熱供給不足の可能性は低く、メニスカス近傍での鋳片収縮部への溶鋼のオーバーフローによる二重肌の形成といった表面品質の低下も発生しにくい。
【００１７】
本発明は、以上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（１）および（２）に示す連続鋳造鋳片の製造方法にある。
【００１８】
（１）垂直型の連続鋳造装置を用い、直径が０．５ｍ以上で鋳込み長さが１５ｍ以下の円柱状の大断面鋳片を連続鋳造する方法であって、鋳型から引き抜かれた直後の鋳片の直径に対するバルジングによる鋳片の直径の拡大率が４％以下となるように鋳造速度と鋳込み長さを設定して、連続鋳造を行うことを特徴とする大断面鋳片の連続鋳造方法。
【００１９】
（２）鋳型から引き抜かれた直後の鋳片の直径Ｄ0（ｍ）、鋳造速度Ｖ（ｍ／ｍｉｎ）、および鋳込み長さＬ（ｍ）が、下記（１）式を満足することを特徴とする前記（１）に記載の大断面鋳片の連続鋳造方法。
Ｄ04×Ｖ2×Ｌ1.6≦１０．５ …（１）
【発明の効果】
【００２０】
本発明の連続鋳造方法によれば、鋳造速度と鋳込み長さを適切に設定できるため、円形大断面を有する鋳片を、バルジングを発生させることなく高い歩留りで製造することができる。バルジングが発生しないため、バルジングのサポートを目的として設置されるロール群やローラーエプロン等は不要となり、設備コストを低減することができる。また、二次冷却等、鋳型以降の強制冷却を低減することができるため、熱応力による鋳片の表面割れや内部割れの発生を低減し、表面品質および内質に優れた鋳片を得ることができる。
【図面の簡単な説明】
【００２１】
【図１】垂直型の連続鋳造装置の構成図である。
【図２】バルジング量の定義を示す図である。
【図３】凝固シェルの力学シミュレーションの結果の一例を示す図である。
【図４】鋳片の直径、鋳造速度および鋳込み長さと鋳造の安定性との関係を示す図である。
【発明を実施するための形態】
【００２２】
１．連続鋳造装置の構成および鋳片の鋳造方法
図１は、垂直型の連続鋳造装置の構成図である。同図に示すように、取鍋１から浸漬ノズル２を経て水冷式の鋳型３内に注入された溶鋼４は、鋳型３内での一次冷却により凝固して、鋳片５の表面を構成する凝固シェルが形成される。鋳片５は、ダミーヘッド６とともに鋳型３から引き抜かれながら、鋳型３の下部に設けられた図示しないスプレーによる二次冷却によって強制冷却され、凝固が促進される。
【００２３】
２．凝固シェルの力学シミュレーション
前記図１に示す連続鋳造装置を用いた鋳片の連続鋳造時におけるバルジング量を、定量的に把握するため、凝固シェルについて弾塑性有限要素法による力学シミュレーションを行った。
【００２４】
２−１．シミュレーション条件
凝固シェルの二次元軸対称の有限要素モデルにおける各節点の温度は、非定常凝固解析によってあらかじめ算出した値を用いた。固相率は、０．８に相当する等温線を固液界面として定義した。
【００２５】
鋳片のモデル内で、液相（固相率が０．８未満の部分）は、空隙として扱い、メニスカスからの深さに応じた溶鋼静圧を固液界面に内圧として与えた。力学的物性（強度）および熱的物性（熱伝導率および比熱）は、一般的なものとして中炭素低合金鋼の数値を用いた。
【００２６】
円形断面を有する鋳片は、矩形断面の鋳片と比較してバルジング量が少ない。そのため、鋳型による一次冷却以降の水スプレー等による鋳片の強制冷却の比水量は、０．１Ｌ／ｋｇ−ｓｔｅｅｌ以下で十分である。しかし、鋳片の表面割れを抑制する観点からは、一次冷却以降の強制冷却は行わないことが好ましい。これらを踏まえ、シミュレーション条件としては、一次冷却以降の強制冷却を行わなかったもの（条件１）と、スプレー帯で比水量を０．１Ｌ／ｋｇ−ｓｔｅｅｌとして二次冷却を行ったもの（条件２）の２種類を設定した。条件２では、スプレー帯は鋳型直下の長さ１ｍの領域とした。スプレー帯以降の冷却条件は、放冷として計算した。
【００２７】
バルジングの発生を抑制するには、鋳片の直径が大きいほど鋳造速度を遅くすればよい。しかし、二重肌の形成等を抑制し、鋳片の表面品質を確保する観点からは、鋳造速度は０．１ｍ／ｍｉｎ以上とするのが好ましい。そのため、シミュレーション条件としては、鋳造速度を０．１０〜０．５０ｍ／ｍｉｎとした。
【００２８】
鋳造した鋳片の直径は５００〜１２００ｍｍとした。これらの凝固解析の条件を表１に示す。
【００２９】
【表１】
【００３０】
２−２．シミュレーション結果
上述の条件で行った凝固シェルの力学シミュレーションの結果について説明する。
【００３１】
図２は、バルジング量の定義を示す図である。バルジング量δは、同図に示すように、鋳型から引き抜かれた直後の鋳片の直径（以下「初期直径」という。）をＤ0、バルジングを生じた部分の直径をＤ1とした場合に、Ｄ1＝Ｄ0＋δとして定義した。すなわちバルジング量δは、初期直径Ｄ0からの直径Ｄ1の増分と定義した。
【００３２】
バルジング量δは、δ＞０．０４×Ｄ0を満たす場合、すなわち鋳片の初期直径に対するバルジングによる鋳片の直径の拡大率が４％を超える場合に、設備の制約により鋳片の成形が困難となる。そのため、ここではδ＞０．０４×Ｄ0となった場合、すなわちバルジングによる鋳片の直径の拡大率が４％を超える場合をバルジングの発生と定義した。
【００３３】
冷却条件を条件１とした場合のシミュレーションの結果を表２に示す。同表には、Ｎｏ．２の条件および結果を複数記載している。これは、他の条件との比較を容易とするためである。Ｎｏ．１〜４によって、鋳造速度Ｖが異なる場合について比較することができる。Ｎｏ．２およびＮｏ．５〜７によって、鋳片の初期直径Ｄ0が異なる場合について比較することができる。また、Ｎｏ．２およびＮｏ．８〜１１によって、鋳込み長さＬが異なる場合について比較することができる。
【００３４】
【表２】
【００３５】
表２からわかるように、鋳片の初期直径Ｄ0、鋳造速度Ｖおよび鋳込み長さＬのいずれも値が大きいほど計算最大バルジング量δｍａｘが大きかった。そのため、Ｄ04×Ｖ2×Ｌ1.6の値が大きいほど計算最大バルジング量δｍａｘが大きかった。
【００３６】
図３は、凝固シェルの力学シミュレーションの結果の例を示す図である。同図には、表２のＮｏ．２（Ｖ＝０．２５ｍ／ｍｉｎ）およびＮｏ．４（Ｖ＝０．５０ｍ／ｍｉｎ）の結果を示す。同図では、横軸をメニスカスからの距離、縦軸をバルジング量とした。
【００３７】
図３に示すＮｏ．２およびＮｏ．４の結果および他の条件の結果から、バルジング量δが最大（計算最大バルジング量δｍａｘ）となる鋳片長手方向の位置は、鋳型の直下ではなく、鋳片の下端から０．７〜１．０ｍとなることがわかった。また、この位置は、計算精度のばらつきの範囲内で変化はあるものの、今回適用した計算メッシュでは、鋳造速度による有意な差異は見られなかった。
【００３８】
冷却条件を上述の条件２（比水量０．１Ｌ／ｋｇ−ｓｔｅｅｌ）として行った場合の計算最大バルジング量δｍａｘは、前記表２に示す条件１の場合と大きな差はなかった。
【００３９】
以上の前記表２に示す結果から、鋳片の初期直径Ｄ0（ｍ）、鋳造速度Ｖ（ｍ／ｍｉｎ）、および鋳込み長さＬ（ｍ）が、下記（１）式を満足する場合にバルジングが発生せず、安定した鋳造ができることがわかった。これは、下記（１）式を満足する場合には、凝固シェルの剛性を十分に確保できるためであると考えられる。
Ｄ04×Ｖ2×Ｌ1.6≦１０．５ …（１）
【００４０】
上記（１）式の導出過程について説明する。表２に示す鋳片の初期直径Ｄ0（ｍ）、鋳造速度Ｖ（ｍ／ｍｉｎ）、鋳込み長さＬ（ｍ）、および計算最大バルジング量δｍａｘ（ｍｍ）の値から、下記（１ａ）式の回帰式が得られる。
δｍａｘ＝３．８０×Ｄ05×Ｖ2×Ｌ1.6 …（１ａ）
上述の通り、鋳片の初期直径に対するバルジングによる鋳片の直径の拡大率が４％を超える場合をバルジングの発生と定義した。この定義によれば、バルジングの発生しない状態は、鋳片の初期直径に対するバルジングによる鋳片の直径の拡大率が４％以下となり、上記Ｄ0（ｍ）とδｍａｘ（ｍｍ）を用いて下記（１ｂ）式で表すことができる。
δｍａｘ≦４０×Ｄ0 …（１ｂ）
上記（１ａ）式のδｍａｘを（１ｂ）式に代入して、両辺を３．８×Ｄ0で割ると、下記（１ｃ）式となる。
Ｄ04×Ｖ2×Ｌ1.6≦１０．５２６ …（１ｃ）
そして、（１ｃ）式の右辺の値の有効数字を３桁とし、小数第２位を四捨五入すると、上記（１）式が得られる。
【００４１】
図４は、鋳片の初期直径、鋳造速度および鋳込み長さと鋳造の安定性との関係を示す図である。同図には、Ｄ04×Ｖ2×Ｌ1.6＝１０．５の曲線を、鋳込み長さＬ＝５．０ｍ、１０．０ｍおよび１５．０ｍの場合について示した。同図において、鋳片の初期直径Ｄ0（ｍ）、鋳造速度Ｖ（ｍ／ｍｉｎ）および鋳込み長さＬ（ｍ）の値を示した点が、各曲線の上側に位置する場合にはバルジングが発生し、安定した鋳造ができず、各曲線上または各曲線の下側に位置する場合には、バルジングが発生せず、安定した鋳造が可能である。
【００４２】
３．本発明の連続鋳造方法
本発明の連続鋳造方法は、以上の力学シミュレーションの結果に基づいてなされたものであり、垂直型の連続鋳造装置を用い、直径が０．５ｍ以上で鋳込み長さが１５ｍ以下の円柱状の大断面鋳片を連続鋳造する際に、鋳型から引き抜かれた直後の鋳片の直径に対するバルジングによる鋳片の直径の拡大率が４％以下となるように鋳造速度と鋳込み長さを設定して連続鋳造を行う。また、この方法において、鋳片の初期直径Ｄ0（ｍ）、鋳造速度Ｖ（ｍ／ｍｉｎ）、および鋳込み長さＬ（ｍ）が、前記（１）式を満足することが好ましい。
【００４３】
本発明の連続鋳造方法によれば、バルジングが発生せず、安定した鋳造が可能である。また、バルジングが発生しないため、バルジングのサポートを目的として設置されるロール群やローラーエプロン等は不要となり、設備コストを低減することができる。
【００４４】
また、本発明の連続鋳造方法によれば、二次冷却等の強制冷却を低減または省略してもバルジングが発生しない。そのため、熱応力による鋳片の表面割れや内部割れの発生を低減し、表面品質および内質に優れた鋳片を得ることができる。さらに、鋳片の断面が円形であり、断面が矩形の場合と比較して鋳造速度を高速とすることができるため、二重肌の形成等の表面品質の低下も発生しにくい。
【００４５】
具体的には、鋳片の初期直径Ｄ0（ｍ）、鋳造速度Ｖ（ｍ／ｍｉｎ）および鋳込み長さＬ（ｍ）は、下記（２）式を満足することがより好ましい。この場合、前記表２からわかるように、バルジングによる鋳片の直径の拡大率を０．５％以下と極めて小さくすることができる。
Ｄ04×Ｖ2×Ｌ1.6≦１．３２ …（２）
【００４６】
また、上述の通り、二重肌の形成等を抑制し、鋳片の表面品質を確保する観点からは、鋳造速度は０．１ｍ／ｍｉｎ以上が好ましい。
【００４７】
本発明の連続鋳造方法は、断面の直径が０．５ｍ以上の鋳片に限定されるわけではなく、断面の直径が０．５ｍ未満の断面を有する鋳片に適用しても構わない。
【産業上の利用可能性】
【００４８】
本発明の連続鋳造方法によれば、円形大断面を有する鋳片を、バルジングを発生させることなく高い歩留りで製造することができる。バルジングが発生しないため、バルジングのサポートを目的として設置されるロール群やローラーエプロン等は不要となり、設備コストを低減することができる。また、二次冷却等、鋳型以降の強制冷却を低減することができるため、熱応力による鋳片の表面割れや内部割れの発生を低減し、表面品質および内質に優れた鋳片を得ることができる。
【符号の説明】
【００４９】
１：取鍋、 ２：浸漬ノズル、 ３：鋳型、 ４：溶鋼、 ５：鋳片、
６：ダミーヘッド
【特許請求の範囲】
【請求項１】
垂直型の連続鋳造装置を用い、直径が０．５ｍ以上で鋳込み長さが１５ｍ以下の円柱状の大断面鋳片を連続鋳造する方法であって、
鋳型から引き抜かれた直後の鋳片の直径に対するバルジングによる鋳片の直径の拡大率が４％以下となるように鋳造速度と鋳込み長さを設定して、連続鋳造を行うことを特徴とする大断面鋳片の連続鋳造方法。
【請求項２】
鋳型から引き抜かれた直後の鋳片の直径Ｄ0（ｍ）、鋳造速度Ｖ（ｍ／ｍｉｎ）、および鋳込み長さＬ（ｍ）が、下記（１）式を満足することを特徴とする請求項１に記載の大断面鋳片の連続鋳造方法。
Ｄ04×Ｖ2×Ｌ1.6≦１０．５ …（１）
【請求項１】
垂直型の連続鋳造装置を用い、直径が０．５ｍ以上で鋳込み長さが１５ｍ以下の円柱状の大断面鋳片を連続鋳造する方法であって、
鋳型から引き抜かれた直後の鋳片の直径に対するバルジングによる鋳片の直径の拡大率が４％以下となるように鋳造速度と鋳込み長さを設定して、連続鋳造を行うことを特徴とする大断面鋳片の連続鋳造方法。
【請求項２】
鋳型から引き抜かれた直後の鋳片の直径Ｄ0（ｍ）、鋳造速度Ｖ（ｍ／ｍｉｎ）、および鋳込み長さＬ（ｍ）が、下記（１）式を満足することを特徴とする請求項１に記載の大断面鋳片の連続鋳造方法。
Ｄ04×Ｖ2×Ｌ1.6≦１０．５ …（１）
【図１】
【図２】
【図３】
【図４】
【図２】
【図３】
【図４】
【公開番号】特開２０１３−５２４１９（Ｐ２０１３−５２４１９Ａ）
【公開日】平成２５年３月２１日（２０１３．３．２１）
【国際特許分類】
【出願番号】特願２０１１−１９２５２４（Ｐ２０１１−１９２５２４）
【出願日】平成２３年９月５日（２０１１．９．５）
【出願人】（０００００６６５５）新日鐵住金株式会社 (6,474)
【Ｆターム（参考）】
【公開日】平成２５年３月２１日（２０１３．３．２１）
【国際特許分類】
【出願日】平成２３年９月５日（２０１１．９．５）
【出願人】（０００００６６５５）新日鐵住金株式会社 (6,474)
【Ｆターム（参考）】
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