(57)【特許請求の範囲】
【請求項１】
1300℃における粘度ηが0.5 Pa・s 以上で、かつ凝固温度（ブレークポイント）Ｔm が1000℃以上の湯面被覆剤を使用して鋼を連続鋳造するに際し、垂直鋳型の長辺面の傾斜角度β（°）（但し、鋳型の出口方向に鋳型厚みが狭まる方向を正とする）と鋳型の振動ストロークＳ（mm）の関係が、次式(1)
２×10-3mm≦Ｓ sinβ≦８×10-3mm        --- (1)
の関係を満足し、かつ鋳型振動における鋳型の最大上昇速度Ｖm (m/min）と鋳造速度Ｖc (m/min）との比が、次式(2)
0.8 ≦Ｖm ／Ｖc ≦ 1.6                  --- (2)
の範囲を満足する条件下で、鋼片を鋳造することを特徴とする鋼の連続鋳造方法。
【発明の詳細な説明】
【０００１】
【発明の属する技術分野】
この発明は、鋼の連続鋳造方法に関し、粘度が0.5 Pa・ｓ（５ポアズ）以上の超高粘度モールドパウダーの使用下で、凝固初期における凝固殻拘束性ブレークアウトの発生を効果的に防止すると共に、該パウダーの巻き込み防止による鋳片性状の有利な向上を図ろうとするものである。
【０００２】
【従来の技術】
鋼鋳片を連続鋳造によって製造する場合、溶鋼を浸漬ノズルを通じて鋳型内に注入し、凝固殻（凝固シェルともいう）を形成させつつ下方に引き抜く方法が、一般的である。
かような鋼の連続鋳造において、近年、生産性の向上を目的として、鋳造速度の増加が図られているが、この場合には、次のような問題が顕在化していた。
１）注入速度の増加により、溶鋼中にパウダーが巻き込まれ、これらが鋳片内に残存することによって最終製品で欠陥となる。
２）初期凝固時の冷却速度の増加に伴い、凝固殻の不均一成長を招き、甚だしい場合には、鋳片の表面に縦割れが発生する。
このような表面縦割れが発生すると、圧延工程へ鋳片を送給するに先立って、疵や欠陥部の除去作業（以下、手入れという）が必要となる。
【０００３】
上記の問題を解決するものとして、モールドパウダーの粘度を増加してパウダーの巻き込みを減少させたり、あるいは凝固温度を高くして、鋳型・凝固シェル間の伝熱抵抗を増大させ、シェルの暖冷却化を図る、などの対策が一般的に実施されている。
しかしながら、これらの対策では、鋳型・鋳片間の潤滑性を悪化させるため、拘束性ブレークアウトが発生する危険性が増大する。
【０００４】
この対策として、特開平４−40103 号公報では、鋳型の長片テーパを 0.1％以下にすると共に、湯面被覆剤（モールドパウダー) として、CaＯ／SiO2重量比が 0.5〜1.6 、1300℃における粘度η（Poise)と鋳造速度Ｖc(m/min)の積が 6.0以上、1250℃における表面張力が 290 dyne/cm以上、ブレークポイントが1000℃以下を満足するパウダーを使用する方法を提案している。
【０００５】
【発明が解決しようとする課題】
上記特開平４−40103 号公報に開示の技術の開発により、それなりの効果が認められるに至ったものの、実際の工程に適用するには、以下に述べるような問題を残していた。
すなわち、特開平４−40103 号公報に開示の方法では、ぶりき材や自動車用鋼板（Ti−Sulc鋼：極低炭、低窒素、低ＳのTi添加鋼）を鋳造する場合には、確かに鋳片欠陥指数やブレークアウト指数および鋳片表面付着パウダーに起因した圧延疵については、減少効果が見られた。
しかしながら、この方法では、鋳片のままでは観察・発見が困難で、表面酸化スケールを酸洗・除去して初めて発見可能な、微細な表面割れ（深さ１mm以内）が鋳造速度の増加につれて増大し、特に直送圧延（ＣＣ→熱延、ＣＣ→加熱炉→熱延など）のような酸化スケール生成量の少ない工程で熱延する場合、甚だしい場合には、熱延板や冷延板において、線状疵となることが判明した。
これは、パウダーの凝固温度（ブレークポイント）が1000℃以下であるため、鋳型内抜熱量が大きくなり、その結果、鋳型内で凝固シェルに発生する熱応力が大きくなって、微細表面割れに至るものと考えられる。
【０００６】
この発明は、上記の問題を有利に解決するもので、1300℃におけるモールドパウダーの粘度ηが0.5 Pa・ｓ（５ポアズ）以上、また該パウダーの凝固温度が1000℃以上であっても、鋳型潤滑が安定し、かつ表面割れ発生のない鋳片を安定して製造することができる、鋼の連続鋳造方法を提案することを目的とする。
【０００７】
【課題を解決するための手段】
さて、発明者らは、上記の目的を達成すべく鋭意研究を重ねた結果、以下に述べる知見を得た。
(1) 従来、鋳型テーパーは、相対値である％（次式(3) ）や％／m （次式(4) ）で表現されてきたが、絶対値表現に着目することにより、鋳型・凝固シェル間の潤滑性を定量的に評価できる。
テーパー（％）＝（上記開口厚Ｔu −下端開口厚Ｔd)／長辺高さＬ×100
---(3)
テーパー（％／m ）＝（Ｔu −Ｔd ）／Ｔu ／Ｌ×100             ---(4)
(2) 粘度が0.5 Pa・ｓ（５ポアズ）以上、ブレークポイントが1000℃以上のモールドパウダーを使用しても、拘束性ブレークアウト（ＢＯ）の発生なしに、安定した鋳造を行うためには、特開平４−40103 号公報では考慮していない、鋳型振動条件と鋳型長辺傾斜角度βを特定の範囲に規制することが重要である。
この発明は、上記の知見に立脚するものである。
【０００８】
すなわち、この発明は、1300℃における粘度ηが0.5 Pa・s （５ポアズ）以上で、かつ凝固温度（ブレークポイント）Ｔm が1000℃以上の湯面被覆剤を使用して鋼を連続鋳造するに際し、垂直鋳型の長辺面の傾斜角度β（°）（但し、鋳型の出口方向に鋳型厚みが狭まる方向を正とする）と鋳型の振動ストロークＳ(mm)の関係が、次式(1)
２×10-3mm≦Ｓ sinβ≦８×10-3mm        --- (1)
の関係を満足し、かつ鋳型振動における鋳型の最大上昇速度Ｖm (m/min）と鋳造速度Ｖc (m/min）との比が、次式(2)
0.8 ≦Ｖm ／Ｖc ≦ 1.6                  --- (2)
の範囲を満足する条件下で、鋼片を鋳造することを特徴とする鋼の連続鋳造方法である。
【０００９】
【発明の実施の形態】
以下、この発明を具体的に説明する。
鋼の連続鋳造において、潤滑を保ち、かつ凝固シェルの摩擦による破断を防止するために一般的に実施されている鋳型振動（モールドオシレーションとも呼ばれる）時の鋳型壁面の動きは、鋳型に傾斜β（°）が存在するために、鋳型の上昇時には鋳型壁面は凝固シェルに近づき、下降時には離れる。つまり、鋳型壁面と凝固シェルとの間隔は周期的に変動していることになる。
この変動厚みΔｄは、鋳型傾斜角度βと振動ストロークＳを用いて、次式で表される。
Δｄ＝Ｓ sinβ
このΔｄが大きいと、例えば、潤滑不良により鋳型・凝固シェル間に液相の潤滑膜が殆ど存在しない場合、上昇してくる鋳型壁面が凝固シェルを直接摺動することになり、シェルに大きな引っ張り力が作用することになる。
【００１０】
ここに、鋳型・凝固シェル間に液相の潤滑膜が殆ど存在しない頻度は、パウダーの粘度が高くなるほど、またブレークポイントが高くなるほど、大きくなり、拘束性ブレークアウトの危険が増大する。
また、鋳型の上昇速度の最大値Ｖm （サイン振動波形の場合、Ｖm ＝πＳｆ）と鋳造速度Ｖc との比Ｖm ／Ｖc の増加も、その危険性を増大させる。
【００１１】
そこで、発明者らは、上記したΔｄとＶm ／Ｖc を特定の範囲に規制する必要があると考え、これらを種々に変化させた実験を行った。
その結果、モールドパウダーの粘度が0.5 Pa・s （５ポアズ）以上、ブレークポイントが1000℃以上においても、Ｖm ／Ｖc が適正な範囲を満足する場合、すなわち次式(2)
0.8 ≦Ｖm ／Ｖc ≦ 1.6                  --- (2)
の範囲を満足する場合には、殆ど拘束性ブレークアウトの発生なしに、鋳造できることが判明した。
【００１２】
ただし、Δｄの低下、つまりβの低下は、パウダー消費量の局所的増加とその不安定化を増大させ、鋳片表面にディプレッション（凹）や縦割れまたはコーナー近傍割れを増大させる傾向にあるので、β値を所定の範囲に制限する必要があることも判明した。
そこで、このβ値の適正範囲について検討したところ、このβ（°）を鋳型の振動ストロークＳ（mm）との関係で、次式(1)
２×10-3mm≦Ｓ sinβ≦８×10-3mm        --- (1)
の関係を満足する範囲に制御すれば、所望の効果が得られることが究明された。
【００１３】
ここに、Ｖm ／Ｖc に上限が存在するのは、鋳型上昇時のシェルに作用する引っ張り摩擦力が過大となって、拘束性ブレークアウトの増大につながるのを防止するためであり、粘度：0.5 Pa・s （５ポアズ）以上、ブレークポイント：1000℃以上で、かつΔｄが適正範囲内では、1.6 以下とするのが最適である。
一方、Ｖm ／Ｖc に下限値が存在する理由は、Ｖm が小さすぎると、鋳型振動毎に凝固シェルに作用する圧縮力が小さくなり、オシレーションマーク部の結合力が弱まり、鋳型が上昇する際にシェルの破断が発生し易くなるためである。理論的にはＶm ／Ｖc ＞1.0 で凝固開始位置シェルに圧縮力が作用するが、湯面変動速度や凝固シェル強度、鋼種、潤滑膜厚さ等の影響により、経験的には 0.8以上であれば問題がないことが見出された。
【００１４】
【実施例】
断面サイズで、鋳型下端厚みＴd が 220mm, 265mm 、長辺が1560mmの垂直鋳型を用いて、Ｃ：0.03〜0.06mass％, Si：tr, Mn：0.3 〜0.6 mass％, Ｐ：0.015〜0.035 mass％, Ｓ：0.007 〜0.020 mass％およびAl：0.025 〜0.045 mass％を含有し、残部はFeおよび不可避的不純物の組成になる低炭素鋼を連続鋳造した。この際、タンディッシュ内の溶鋼過熱度は15〜40℃、定常での鋳造速度は 1.1〜2.7 m/min 、鋳型振動の波形はサイン波、ストロークＳは４〜10mmとした。また、使用した鋳型の上端から下端までの長さ（鋳型長）は 907mmで、その状態で鋳型テーパーβを０〜0.07°に加工した。モールドパウダーは、表１に示すものを使用した。
なお、短辺テーパーは、発明鋳型および従来鋳型ともに、片面：0.58°に設定した。
【００１５】
表１および表２に示す条件で連続鋳造中の鋳型測温に基づく拘束性ブレークアウト（ＢＯ）予知システム（特公平１−143748号公報に記載される方法によった）による警報発生率（1000チャージ当たりの回数）を鋳型内潤滑性の指標として、潤滑性を評価した。
また、鋳片表面の割れを評価するために、調査用鋳片（300 mm長さ、全幅）の表面黒皮酸化膜を研磨機で 0.1〜0.2 mm除去後、過酸化水素水と塩酸の混酸腐食を施し、割れ（鋳片１m 当たりの割れ個数、個／m ）を調査した。ディプレッション（鋳片当たりの個数、個／m ）は１チャージ（スラブ８〜12本）当たり２本のスラブの両面を外観観察により評価した。その後の熱延は、鋳片表面は手入れ無しのまま、実施した。
そして、製品冷延板（厚み：0.3 mm）コイルのパウダー性欠陥率（個数／コイル長×100)についても調査した。
得られた結果を表２に併記する。
【００１６】
【表１】
0004654554.tif 000002
【００１７】
【表２】
0004654554.tif 000003
【００１８】
表２に示したとおり、この発明により、従来よりも粘度が２倍以上のパウダーを使用しても、安定した鋳型内潤滑が達成されていることが、ＢＯ警報発生回数から分かる。また、製品品質の悪化（パウダー欠陥率や表面割れ発生）もほとんどなく、良好な製品が得られていることが分かる。
【００１９】
なお、参考のため、図１に、拘束性ブレークアウトや鋳片表面割れおよびディプレッションが発生しない、安定鋳造条件を得る領域を示す。
【００２０】
【発明の効果】
かくして、この発明によれば、高速鋳造に際し、粘度ηが0.5 Pa・ｓ（５ポアズ）以上で、かつ凝固温度（ブレークポイント）が1000℃以上のモールドパウダーを使用した場合であっても、安定した鋳型内潤滑が達成できるだけでなく、縦割れやパウダー欠陥などの製品欠陥のない鋳片を安定して製造することができる。
【図面の簡単な説明】
【図１】  拘束性ブレークアウトや鋳片表面割れおよびディプレッションが発生しない、安定鋳造条件の領域を示す図である。
【図１】
0004654554.tif 000004