JPH0669606B2

JPH0669606B2 - 連続鋳造方法

Info

Publication number: JPH0669606B2
Application number: JP1120295A
Authority: JP
Inventors: 光雄内村; 成章荻林
Original assignee: Nippon Steel Corp
Current assignee: Nippon Steel Corp
Priority date: 1989-05-16
Filing date: 1989-05-16
Publication date: 1994-09-07
Anticipated expiration: 2009-09-07
Also published as: JPH02299754A

Description

【発明の詳細な説明】〔産業上の利用分野〕本発明は連続鋳造鋳片の厚み中心部にみられる不純物元
素、即ち鋼鋳片の場合には硫黄、燐、マンガン等の偏析
を防止し均質な金属を得ることのできる連続鋳造方法に
関するものである。

〔従来の技術、および、発明が解決しようとする問題点〕

近年、海洋構造物、貯槽、石油およびガス運搬用鋼管、
高張力線材などの材質特性に対する要求は厳しさを増し
ており、均質な鋼材を提供することが重要課題となって
いる。元来鋼材は、断面内において均質であるべきもの
であるが、鋼は一般に硫黄、燐、マンガン等の不純物元
素を含有しており、これらが鋳造過程において偏析し部
分的に濃化するため鋼が脆弱となる。特に近年生産性や
歩留の向上及び省エネルギー等の目的のために連続鋳造
法が一般に普及しているが、連続鋳造により得られる鋳
片の厚み中心部には通常顕著な成分偏析が観察される。

上記した成分偏析は最終製品の均質性を著しく損ない、
製品の使用過程や線材の線引き工程等で鋼に作用する応
力により亀裂が発生するなど重大欠陥の原因になるた
め、その低減が切望されている。かかる成分偏析は凝固
末期に残溶鋼が凝固収縮力等によって流動し、固液界面
近傍の濃化溶鋼を洗い出し、残溶鋼が累進的に濃化して
いくことによって生じる。従って成分偏析を防止するに
は、残溶鋼の流動原因を取り除くことが肝要である。

このような溶鋼流動原因としては、凝固収縮に起因する
流動のほか、ロール間の鋳片バルジングやロールアライ
メント不整に起因する流動等があるが、これらの内最も
重大な原因は凝固収縮であり、偏析を防止するには、こ
れを補償する量だけ鋳片を圧下することが必要である。

鋳片を圧下することにより偏析を改善する試みは従来よ
り行われており、連続鋳造工程において鋳片中心温度が
液相線温度から固相線温度に至るまでの間鋳片の凝固収
縮を補償する量以上の一定の割合で圧下する方法が知ら
れている。

〔発明が解決すべき課題〕

しかしながら、従来の連続鋳造方法は、条件によっては
偏析改善効果が殆ど認められなかったり、場合によって
は、偏析がかえって悪化する等の問題があり、成分偏析
を充分に改善することは困難であった。

本発明者らはかかる従来法の問題の発生原因について種
々調査した結果、従来法の場合に偏析改善効果が認めら
れなかったり、あるいは偏析がかえって悪化することが
起こるのは、基本的に圧下すべき凝固時期とその範囲が
不適切であることに起因していることを突止めた。

本発明者は、先に、特開昭62−275556号公報において、
鋳片の中心部が固相率0.1ないし0.3に相当する温度とな
る時点から流動限界固相率に相当する温度となる時点ま
での領域を単位時間当り0.5mm／分以上2.5mm／分未満の
割合で連続的に圧下し、鋳片中心部が流動限界固相率に
相当する温度となる時点から固相線温度となるまでの領
域は実質的な圧下を加えないようにした連続鋳造方法を
提案した。

さらに、本発明者は、数多くの実験結果から、幾つかの
式を仮定し、該実験結果と照合することにより、さらに
進歩した連続鋳造方法を提案するに到った。

本発明の目的は、連続鋳造鋳片の厚み中心部にみられる
不純物元素の偏析を防止して均質な金属を得ることにあ
る。

〔課題を解決するための手段〕

本発明によれば、鋳片を連続的に引き抜く溶融金属の連
続鋳造方法であって、前記鋳片の厚み中心固相率が0.35
から0.40に相当する温度範囲に１本以上のロールを設置
し、圧下処理を行い、該圧下処理は、該鋳片の中心固相
率が増大する圧下帯の下流に行くに従って圧下力値を増
大し、該鋳片を処理するようになっていることを特徴と
する連続鋳造方法が提供される。

〔作用〕

本発明の連続鋳造方法によれば、鋳片の厚み中心固相率
が0.35から0.40に相当する温度範囲に１本以上のロール
を設置し、該鋳片に対する圧下処理が行われる。この圧
下処理は、鋳片の中心固相率が増大する圧下帯の下流に
行くに従って圧下力値を増大し、該鋳片を処理するよう
になっている。

これによって、連続鋳造鋳片の厚み中心部にみられる不
純元素の偏析を防止して均質な金属を得ることができ
る。

〔実施例〕

まず、第１図を参照にして本発明に係る連続鋳造方法が
適用される連鋳機の一例を概略的に説明する。

第１図は本発明に係る連続鋳造方法が適用される連鋳機
で、具体的には、ツイン・キャスト円弧型の連鋳機の一
例を示す図である。同図に示されるように、本連鋳機に
おいて、溶金を満たした取鍋１はタンディシュ２の上方
に置かれ、取鍋１内の溶鋼が底部のスライディングノズ
ル11を経てダンディシュ２内に注がれるようになされて
いる。ここで、スライディングノズル11は、取鍋１から
注がれた溶鋼を含むタンディシュ２全体の重量に応じて
開度が制御され、メニスカス（タンディシュ内の湯面位
置）Ｍが一定となるようになされている。

タンディシュ２内の溶鋼は、該タンディシュの底部を塞
ぐストッパ21を上下方向に移動制御することにより、モ
ールド３内に一定の割合で注入されるようになされてい
る。モールド３は、その底部も開放されており、モール
ド３に注入された溶鋼は、冷却水が供給されるモールド
３の側壁で冷却されて外側から凝固（一次冷却）するよ
うになされている。モールド３により一次冷却された溶
鋼（鋳片）は、ローラで連続的に引き出されることにな
る。

モールド３から引き出された鋳片は、スプレー帯（スプ
レーロール）S.R.において、スプレー冷却され、さらに
複数（No.1〜No.5）のグループロールG.R.およびピンチ
ロールP.R.により曲げられて、圧下帯へ供給されるよう
になされている。ここで、No.2のグループロールには、
EMS（Electro Magnetic Stirrer）が設けられていて、
この位置において鋳片の電磁攪拌を行うようになされて
いる。

本発明の連続鋳造方法が適用される連鋳機では、鋳片の
厚み中心固相率が0.25〜0.50に相当する温度となる位置
が連鋳機の圧下帯（ロールR₄₃からロールR₅₃の位置）に
来るようにして、圧下処理（軽圧下）が行われる。特
に、鋳片の中心固相率が約0.35〜0.4となる位置を圧下
帯に一致させ、すなわち、鋳片の中心固相率が約0.35と
なる位置をロールR₄₃またはロールR₄₄の圧下帯の始端位
置近くとなるようにすれば、ロールR₄₃、ロールR₄₄等の
少ない数のロールだけで、しかも、小さい圧下力（油
圧）で連続鋳造鋳片の中心部における不純物の偏析を防
止することができる。

以下、本発明の連続鋳造方法を詳述する。

軽圧下はブルーム偏析改善に非常に有効である。軽圧下
により偏析を最大限低減するためには適正な圧下範囲で
圧下量を最適にする必要があることが明らかになってい
る。しかし偏析をさらに極限まで低減し偏析の無い鋳片
を得るためには各ロールごとの圧下時期や圧下量との関
係で偏析改善効果を定量的に把握する必要がある。以上
の定量化を目的に鋳造速度変更試験を実施し、そのデー
タ解析によって中心偏析定式化モデル式を作成した。

解析した試験の鋳造条件試験を実施した連鋳造機はツインキャスト円弧型（第１
図参照）で解析した試験の鋳造条件を表１に示し、得ら
れた鋳片のエッチプリントに観察される最大偏析粒径
（厚み中心部）と鋳造速度の関係を第２図に示す。

解析方法本発明者は偏析をラボ的に現出可能な異形鋳型を用いて
凝固末期にCuをトレーサーとして添加したラボ実験に基
づき、偏析の原因である濃化溶鋼の集積が激しいのは、
鋳片厚み中心部の通液抵抗が増大した後の比較的かぎら
れた凝固時期範囲であるという知見にいたった。本発明
では濃化溶鋼の集積時期と量を定量化するため以下の方
法により解析した。

１）モールドからの経過時間による凝固時期のブロック
化と物質バランス式前述した理由から凝固時期をモールドからの経過時間を
尺度に分割ブロック分けし、各ブロックの物質バランス
式を連結することにより鋳片の厚み中心部に集積する溶
質量を示すマクロ的な連結物質バランス式（以下中心溶
質集積の物質バランス式と略す）を検討した。この中心
溶質集積の物質バランス式をあてはめの式とし、重回帰
により中心偏析定式化モデル式を作成し、この結果に基
づき、各凝固時期の濃化溶鋼集積量および中心偏析にお
よぼす軽圧下の効果を評価した。なおブロック分割方法
の適正化は重回帰により以下の方法で決定し、また各項
の係数は最適分割方法における値を採用した。

２）ブロック分割方法の適正化と係数の決定方法分割方法が濃化溶鋼の集積の実態に適合した場合、実測
値と重回帰から得られた予測値との相関係数は最大と考
えられるので、ブロック分割方法は予測値と実測値の相
関係数が最大で、かつあてはめの式と矛盾しないよう決
定し係数を算出した。

中心偏析定式化モデル式の検討１）中心部溶質量決定物質バランス式ｉ）厚み中心部に集積する溶質量軽圧下帯をモールドからの経過時間を尺度に第３図の例
のごとく分割し、各ブロックの物質バランスを検討す
る。モールドからtj分（モールドからの距離がVc・tj
（ｍ）の残溶鋼断面）経過した鋳片を断面をｊ断面とす
るとｊ断面に流入する溶質の成分量は（１）式となる。
またモールドからtj＋１分経過したｊ＋１断面から流出
する溶質はｊ断面からｊ＋１断面の間で（以下ｊブロッ
クとする）凝固した凝固相と残溶鋼相に含有し、各相の
流出成分量は（２），（３）式で示すことができる。従
って各ブロックの物質バランスは（４）式となる。前ブ
ロックから流出する残溶鋼相中の成分量が次ブロックの
流入成分量となるのでこれらを連結すると、単位時間当
たり厚み中心部に集積する成分量は（５）式で示すこと
ができる。

ブロック流入成分量（残溶鋼）＝ρ_l・（Vc＋Uj）・Sj・Cj（ｇ／min）（１）ブロック流出成分量（残溶鋼）＝ρ_l・（Vc＋Uj＋１）・Sj＋１・Cj＋１（ｇ／min）
（２）ブロック流出成分量（凝固相）＝ρ_s・Vc・Ssj・▲▼・βsj（ｇ／min）（３）各ブロックの物質バランス： ρ_l・（Vc＋Uj）・Sj・Cj＝ρ_l・（Vc＋Uj＋１）・Sj＋
１・Cj＋１＋ρ_s・Vc・Ssj・▲▼（４）厚み中心部に単位時間当り集積する成分量： Vc・Se・Ce＝（Vc＋U₁）・S₁・C₁−Ｍ・Vc・ΣSsj・βs
j・▲▼（ｇ／min）（５） Vc:鋳造速度（cm／min） Uj:残溶鋼流速（cm／min） ρ_s：凝固相密度（ｇ／cm³） Sj:j断面残溶鋼面積（cm²） ρ_l：溶鋼密度（ｇ／cm³） Ssj:jブロックでの凝固面積（cm²）Ｍ＝ρ_s／ρ_l Cj＝ｊ面積残溶鋼相の平均成分濃度 ▲▼:Jブロック凝固相の平均成分濃度 βsj:Jブロック凝固相の平均固相体積率 Ce:偏析内平均成分濃度 Se:偏析のＣ断面面積（cm²）軽圧下との関係で（５）式を考えるためには▲
▼,Ssjの定量化が必要である。そこでまず▲▼に
ついて検討する。

ii）ｊブロック凝固相平均濃度（▲▼）ｊ断面の凝固相濃度（CSj）軽圧下試験の適正圧下時期や異形鋳型によるCu添加ラボ
実験結果に基づくと、濃化溶鋼の集積時期は鋳片の厚み
中心部に固相が発生する凝固末期と推定され、中心偏析
は、厚み中心部の通液抵抗が増大した後、デンドライト
樹間等の濃化溶鋼がデンドライト樹間や分岐デンドライ
ト樹間およびＶ偏析等の通液抵抗が小さい部位を流動集
積し発生したと考えられる。一方中心偏析の上下面には
第４図の如く負偏析帯の発生が認められる。この負偏析
発生原因を凝固末期における残溶鋼流動によるデンドラ
イト樹間の洗浄の結果と考え、デンドライト樹間洗浄モ
デルにより凝固末期（凝固収縮流速≒0.049cm／sec、と
凝固速度≒0.0039cm／sec）について検討すると実効分
配係数は約１となり中心近傍の負偏析は説明できない。
この中心近傍の負偏析の発生原因は前述した本発明者の
Cu添加ラボ実験結果に基づくと、凝固末期に樹間の濃化
溶鋼が凝固収縮吸引力により厚み中心に持ち去られた痕
跡と推定され、この樹間からの流出濃化溶鋼が中心部集
積量に相当すると考えられ、この濃化溶鋼の中心部集積
量は凝固収縮量が大きいほど多い。これらのことからCs
jはデンドライト樹間等を流動する濃化溶鋼量が多い場
合ほど小さくなりやすいと推定され、ｊ断面の凝固相濃
度Csjを（６）式のごとく仮定した。

Csj＝−Aj・Vj＋Csj₀ （６） Vj:j断面より下流の凝固収縮速度（cm³／min） Sj:j断面の残溶鋼面積（cm²） Uj:j断面での残溶鋼平均流速（cm／min） Csj₀:Uj＝０のｊ断面凝固濃度次に従来得られている知見が（６）式により説明できる
かどうか検討してみる。異形鋳型によるCu添加ラボ実験
結果によると濃化溶鋼は鋳片の厚み中心部の固相率が0.
15に相当する温度より低い温度で集積する。この結果に
基づくと、厚み中心固相率が0.15より小さい段階では、
たとえ残溶鋼が流動しても濃化溶鋼は集積せずCsjはCsj
₀となり（６）式のAjがゼロに近いと推定される。一方
厚み中心固相率が0.15より大きいある値以上の、デンド
ライト樹間等の濃化溶鋼は凝固収縮吸引力により流動集
積しやすくAjは大きいと考えられる。また凝固が進行し
デンドライト樹間の通液抵抗が大きくなった場合におい
ても濃化溶鋼は集積せず（６）式のAjがゼロに近いと推
定される。このように凝固時期による濃化溶鋼集積の違
いは（６）式のAjの大きさの差で与えられる。また
（６）式におけるCsj₀はｊ断面の残溶鋼の流速がゼロの
場合のCsjで、残溶鋼の流速がゼロの場合実効分配係数
は１と考えられるので、Csj₀はｊ断面の残溶鋼平均濃度
Cjと同一となる。このCjは凝固時期が非常に早い場合、
バルク濃度に等しく、濃化溶鋼が集積する凝固末期の場
合、比較的固相率の高いデンドライト樹間溶鋼の平均濃
度と推定される。各凝固時期のCsj₀は同一成分系の場合
ほぼ一定と仮定し解析した。なお（６）式におけるVjは
ｊ断面より下流の凝固収縮速度の総和で後述する。

ｊブロック凝固相平均濃度（▲▼）以上の検討に基づきｊブロックの凝固相平均濃度はブロ
ック入口と出口断面の凝固相濃度の平気とし、（８）式
のごとく仮定した。

▲▼＝（Csj＋Csj＋１）／２＝｛−（Aj・Vj＋Aj
＋１・Vj＋１）＋（Csj₀＋Csj＋１₀｝／２（８） iii）Ssjの定量化ｊブロック内での凝固面積Ssjはｊ断面とｊ＋１の未凝
固面積の差として算出できる。ｊ断面の未凝固面積Sjは
伝熱計算により算出することが可能で、回帰式化するこ
とによりモールドから経過時間の関数として示すことが
できる。

iv）軽圧下による凝固収縮速度（Vj）の低減軽圧下がない場合、ｊ断面より下流の単位時間当たりの
凝固収縮量はｊ断面の残溶鋼平均流速Ujとｊ断面面積Sj
の積と考えられるので、流動限界固相率を0.7と考え、
ｊ断面より下流の凝固収縮速度は（９）式で示すことが
できる。

Vj＝Sj・Vj・α（cm³／min）（９） Vc・α＝Uj α＝ρ_s−ρ_l）／ρ_l ρ_s＝7.3、ρ_l＝7.0（ｇ／cm³）一方軽圧下がある場合、残溶鋼流動の原因となる凝固収
縮速度はその一部が軽圧下による固液界面の移動により
すくなくなるので（10）式で示すことができる。

Vj＝（Sj・Vc・α−vj）（cm³/min）（10） vj:軽圧下によるｊ断面より下流の単位時間当たり固液
界面移動総体積（cm³／min）ここでvjはｊ断面より下流ロールにより鋳片を圧下した
ことにより発生した単位時間当りの固液界面移動体積の
総和で（11）式で示すことができる（以下実効圧下体積
と略す）。

vj＝（Σwi・ηｉ・Δhi）・Vc（cm³/min）（11） i:ロール＃ Δhi:iロールの圧下量（mm／ロール） ηi:iロールでの圧下効率 wi:iロールでの未凝固幅（mm）従って軽圧下がある場合、ｊ断面における残溶鋼流動の
原因となる凝固収縮速度は（12）式で示すことができ
る。

Vj＝Sj・Vc・α−（Σwi・ηｉ・Δhi）・Vc（cm³/mi
n）（12）以上ｉ）ii）iii）iv）の検討結果に基づき、また
（５）式のUjはVcと比べ小さいことからUjを省略すると
鋳片単位長さ当りの厚み中心に集積する成分量は（13）
式で示すことができ、Csjの値として（８）式を採用す
ると（14）式となる。

（13），（14）式において右辺第１項は入口断面を決め
れば定まる値であり右辺第２項は前述したごとく残溶鋼
流動がない場合の各凝固ブロック残溶鋼の濃度と凝固量
の積に相当する値の総和なので定数と考えられ、右辺第
１項と第２項を含め定数となる。この定数を含め、（1
2），（14）式における各項の係数が決定できれば、中
心偏析は各ロールによる鋳片の圧下量、ロール配置等の
軽圧下条件を与えることにより計算が可能となり中心偏
析定式化モデル式が完成する。（12），（14）式におい
てSsjやSjおよび未凝固幅（wi）は伝熱計算により算出
することが可能でβsjは凝固の進行時期や凝固組織が決
まれば定まる値となり、１程度と推定される。また圧下
効率（ηｉ）は、鋼の高温物性を用いて弾塑性解析によ
り算出可能で凝固が進むほど小さい。またΔhiの値は本
試験の冷片の圧下挙動より算出した（15）式により与え
ることができる。以上の結果によると（14）式において
AjとCsj₀が未知のパラメータでありそれ以外の値は鋳造
条件および軽圧下条件が定まれば計算で求められる。

Δhi＝Ｐ²／Ｒ・（Ki・Bi）² Ki・Bi＝9.06（ｌ／Vc）^1.794 （15） P:ロール反力（kg） R:ロール半径（mm） Ki:iロール位置での鋳片変形抵抗（kg／mm²） Bi:iロール位置での鋳片短辺凝固厚（mm） li:iメニスカスからｉロールまでの距離（ｍ）ここで、Ajを含めた各項の係数および定数は（14）式を
あてはめの式とし（15）式で示されるΔhiと未凝固幅
（wi）圧下効率（ηｉ）およびSj（固相率＝0.7で計
算）により計算したVjを用いて、圧下時期を種々変更し
た鋳造速度変更試験の結果を重回帰分析することにより
Vj以外の値を評価決定した。なお解析に用いた偏析は
（14）式に示される鋳片1cm当りの成分量ではなく、最
大偏析粒径とした。

なお（12），（14）式において軽圧下がない場合（vj＝
０）の中心部への成分集積量は（16）式となる。

Se・Ce＝Ｓ₁・Ｃ₁−Ｍ・ΣSsj・βsj・（CSj₀＋Csj＋１
₀）／２＋Ｍ・ΣSsj・βsj・｛Aj・Sj＋Aj＋１・Sj＋１）
・Vc・α｝／２（16）ここで各ブロックのＭ・Ssj・βsj・｛Aj・Sj＋Aj＋１
・Sj＋１）・α｝／２（16式の下線）が軽圧下が内場合
のブロックの成分集積量となる。この値をブロック時間
で割った値（以下偏析凝集指標と略す）は軽圧下がない
場合の単位鋳造速度、ｊブロック単位時間当たりの成分
集積量で、（14）式における未知のパラメータ（AjとCs
j₀）が決定できれば偏析凝集指標の大小によって各凝固
時期における偏析凝集程度も評価できる。

２）分割方法の適正化と係数の決定あてはめの式を（14）式として鋳造速度変更試験結果を
重回帰分析することにより、圧下帯の分割方法と（14）
式における各項の係数を以下に算出した。

ｉ）圧下範囲の適正な分割方法分割方法が濃化溶鋼の集積の実態に適合した場合、実測
最大偏析粒径と重回帰により得られた予測最大偏析粒径
の相関関数は最大になると考えられるので、分割方法は
最大偏析粒の実測値と予測値の相関関係が最大となるよ
う選択し、結果を表２に示す。表２の結果に基づくと、
最大偏析粒径は（17）式で示すことができる。（17）式
により計算した最大偏析粒径は後述（第５図）するごと
く、実測の最大偏析粒径と非常に良く一致している。

ここで、Ｖの添え字：モールドからの経過時間（min） E:厚み中心固相率0.7まで要した時間（分）３）圧下力、ロール配置、鋳造速度等と偏析の関係（17）式において圧下帯下流ロールによる圧下はそれよ
りも上流の残溶鋼流動にも影響をおよぼしており偏析を
ロール毎の圧下量やロール配置等との関係式として示す
ためにはVjからVcの項を分離し（18）式のごとく変形し
た方が便利であり、またモールドからの経過時間を凝固
の進行状況を示す鋳片の厚み中心固相率で示すことによ
り普遍化できる。（18），（15），（19）式を組合せる
ことにより中心偏析と鋳造速度、圧下力、ロール配置な
ど軽圧下設備条件との関係を定式化することができ、種
々の軽圧下条件における偏析の計算が可能になった。

ここで、ｖの添え字：鋳片の中心固相率（fcj） vj:vの上下fcj間の実効圧下体積（cm³／min） wi:未凝固幅（cm）、ηi:圧下効率、 Δhi:iロール圧下量（cm）、i:ロールNo ここでΔhiは前述した（15）式で、li／Vcはモールドか
らの経過時間である。

Δhi＝Pi²／Ri・（Ki・Bi）² なおKi・Bi＝9.06（li／Vc）^1.794 （15） Pi:各ロールの反力（kg） Ri:各ロールの半径（mm） Ki:iロール位置での鋳片変形抵抗（kg／mm²） Bi:iロール位置での鋳片短編凝固厚（mm） li:メニスカスからｉロールまでの距離（ｍ） li＝Lr＋（Ｎ−Nr）・Rp （19） Lr:メニスカスから軽圧下開始ロールまでの距離（ｍ） Nr:軽圧下開始ロールNo N:軽圧下ロールのNo Rp:ロールピッチ（ｍ）メニスカスから各ロールまでの距離liはロールピッチを
Rpとすると（19）式となる。式（18）の中心偏析定式化
モデル式を用いて鋳造速度変更試験における最大偏析粒
径と鋳造速度の関係を計算した結果を実測データと比べ
第５図に示す。計算値と実測値は非常に良く一致してい
ることが分かる。

４）各凝固時期のAjと濃化溶鋼の集積時期（17）式における各項の係数を用いて前述したAjおよび
偏析凝集指標を算出した。ここでAjは前述したごとく大
きいほど偏析しやすく（実効分配係数小）、また偏析凝
集指標は大きいほど単位時間当りの濃化溶鋼の凝集量が
多い。Ajと鋳片厚み中心固相率（以下fscと略す）の関
係を第６図に示し、偏析凝集指標とfscの関係を第７図
に示す。Ajは凝固が進行するにつれしだいに増大する傾
向が認められるがAjの挙動変動の理由については今後検
討が必要である。一方偏析凝集指標は厚み中心固相率
（fsc）が0.35〜0.4で大きく、fscが0.37の場合の偏析
凝集指標が最も大きい。これよりfscが小さいか、大き
い場合、偏析凝集指標は小さくfscが0.37no場合の１／
５〜１／10程度となり、濃化溶鋼の集積が激しい凝固時
期は比較的狭いことが分る。厚み中心固相率（fsc）が
0.35〜0.4より小さい場合の偏析凝集指標が小さい理由
は残溶鋼が比較的低固相率部位を流動するため濃化程度
の激しい高固相率デンドライト樹間の濃化溶鋼の流動集
積が少ないためと考えられる。またfscが0.35〜0.4前後
より大きい場合の偏析凝集指標が小さい理由は凝固の進
行につれてブロック内の凝固量が少なくなることと、ま
たデンドライト樹間の通液抵抗が増大するためと考えら
れる。

以上において、鋳片の厚み中心固相率が0.25から0.50に
相当する温度範囲に圧下ロールを設置し、行う圧下処理
としては、特に厚み中心固相率が0.35〜0.4における凝
固収縮流動を防止できるよう圧下する必要がある。これ
を効率的に実現するためには、濃化溶鋼が集積する直
後、すなわち鋳片の厚み中心固相率が0.35〜0.4近傍を
圧下するのが好ましい。また該鋳片の中心固相率が増大
する圧下帯の下流で圧下する場合、圧下効率が小さくな
るので圧下帯の下流に行くに従って圧下力値を増大し圧
下すればよい。例えば、鋳片がモールドのメニスカスか
ら各圧下ロールまでに要した時間に応じて該各圧下ロー
ルの圧下力値を増大したり、該鋳片がモールドのメニス
カスから各圧下ロールまでの位置に応じて各圧下ロール
の圧力値を増大するように構成することができる。

〔発明の効果〕

以上、詳述したように、本発明に係る連続鋳造方法は、
鋳片の厚み中心固相率が0.35から0.40に相当する温度範
囲に１本以上のロールを設置し、鋳片に対する圧下処理
を該鋳片の中心固相率が増大する圧下帯の下流に行くに
従って圧下力値を増大することによって、連続鋳造鋳片
の厚み中心部にみられる不純物元素の偏析を防止して均
質な金属を得ることができる。

【図面の簡単な説明】

第１図は本発明に係る連続鋳造方法が適用される連鋳機
の一例を示す図、第２図は鋳片における偏析と鋳造速度との関係を示す
図、第３図は連鋳機における軽圧下帯の分割方法を説明する
ための図、第４図は鋳片の厚み中心部周辺の負偏析を示す図、第５図は鋳片における計算最大偏析粒径と鋳造速度との
関係を示す図、第６図はパラメータAjと鋳片の凝固時期との関係を示す
図、第７図は鋳片における濃化溶鋼の集積時期を示す図であ
る。（符号の説明）１……取鍋、２……タンディシュ、３……モールド、 11……スライディングノズル、 21……ストッパ。

Claims

【特許請求の範囲】

【請求項１】鋳片を連続的に引き抜く溶融金属の連続鋳
造方法であって、前記鋳片の厚み中心固相率が0.35から
0.40に相当する温度範囲に１本以上のロールを設置し、
圧下処理を行い、該圧下処理は、該鋳片の中心固相率が
増大する圧下帯の下流に行くに従って圧下力値を増大
し、該鋳片を処理するようになっていることを特徴とす
る連続鋳造方法。
【請求項２】前記鋳片に対する圧下処理は、該鋳片がモ
ールドのメニスカスから各圧下ロールまでに要した時間
に応じて該各圧下ロールの圧下力値を増大するようにし
た請求項第１項に記載の連続鋳造方法。
【請求項３】前記鋳片に対する圧下処理は、該鋳片がモ
ールドのメニスカスから各圧下ロールまでの位置に応じ
て該各圧下ロールの圧下力値を増大するようにした請求
項第１項に記載の連続鋳造方法。