JP7769211B2

JP7769211B2 - Continuous Casting Method

Info

Publication number: JP7769211B2
Application number: JP2022018185A
Authority: JP
Inventors: 友一塚口; 将中野; 信幸 ▲高▼平
Original assignee: Nippon Steel Corp
Current assignee: Nippon Steel Corp
Priority date: 2022-02-08
Filing date: 2022-02-08
Publication date: 2025-11-13
Anticipated expiration: 2042-02-08
Also published as: JP2023115783A

Description

本発明は、連続鋳造用鋳型、連続鋳造機、及び連続鋳造方法に関するもので有り、特に、モールドフラックスを用いた鋼の連続鋳造プロセスに適用する連続鋳造用鋳型、前記連続鋳造用鋳型を備えた連続鋳造機、及びこれらを用いて行う連続鋳造方法に関するものである。 The present invention relates to a continuous casting mold, a continuous casting machine, and a continuous casting method, and in particular to a continuous casting mold applied to a continuous casting process for steel using mold flux, a continuous casting machine equipped with the continuous casting mold, and a continuous casting method using these.

鋼の連続鋳造プロセスでは、中間容器であるタンディッシュからの溶鋼を、浸漬ノズルを用いて水冷銅鋳型へ供給し、鋳型内湯面に供給したモールドフラックスを鋳型内の潤滑・湯面の保温・鋳型内熱流束（鋳片表面冷却）制御に用いる方法が広く実用化されている。鋳型内熱流束（鋳片表面冷却）制御に関しては、鋳片表面割れを防止する観点から緩冷却化が指向される場合が多く、その手段として、<１>鋳型銅板の熱伝導率を下げて鋳型表面（鋳片側稼働面）温度を上げ鋳片表面との温度差を低減して伝導伝熱を緩和する方法と、<２>鋳型と鋳片の間隙に流入した溶融フラックスが形成するフラックスフィルムの結晶化を促進し、輻射伝熱遮蔽効果および微小空隙形成による伝導伝熱阻害効果を得て、熱流束を緩和する方法、の２つが知られている。 In the continuous steel casting process, molten steel from an intermediate vessel, a tundish, is supplied to a water-cooled copper mold using a submerged nozzle. The mold flux supplied to the molten steel surface in the mold is used to lubricate the mold, maintain the temperature of the molten steel surface, and control the heat flux in the mold (cooling the surface of the slab). A widely used method is to use this method to control the heat flux in the mold (cooling the surface of the slab) by slowing the cooling process to prevent cracks on the surface of the slab. Two known methods for this purpose are: (1) reducing the thermal conductivity of the copper mold plate to raise the temperature of the mold surface (the working surface on the slab side) and reduce the temperature difference with the slab surface, thereby mitigating conductive heat transfer; and (2) promoting the crystallization of the flux film formed by the molten flux that flows into the gap between the mold and the slab, thereby blocking radiative heat transfer and inhibiting conductive heat transfer by forming microvoids, thereby mitigating the heat flux.

<１>に該当する公知技術には、特許文献１（鋳型上部に低熱伝導率のシートを配置する方法）、特許文献２（鋳型上部の冷却スリットを溶鋼側表面から後退させる方法）、特許文献３（鋳型上下で冷却水系を分離し上部の冷却を緩和する方法）、特許文献４（鋳型上部に空孔を配置する方法）、特許文献５（鋳型の水平方向に複数の冷却水系を設け上部の冷却を緩和する方法）、特許文献６（鋳型上部表面に低熱伝導率の溶射層を設ける方法）、特許文献７（鋳型上部に発熱体を埋設する方法）など多くの事例がある。これらの技術は伝導伝熱だけを考慮した場合には一定の効果が期待できるものの、鋳型表面温度の上昇は、モールドフラックスの結晶化を阻害することから<２>の方法にとっては逆効果となりうる点が問題である。鋳型表面温度の上昇はさらに、鋳型表面への鋳片の焼き付きや鋳型表面の亀裂あるいは鋳型銅板の変形などの問題を誘起することから実用化には高いハードルがある。
<２>に該当する公知技術には、以下のようなものがある。特許文献８や特許文献９には、フラックスフィルム中にカスピダインを晶析出させて鋳型内熱流束を低下させる方法が開示されている。あるいは、特許文献１０には、単体の融点が高いペロヴスカイトを少量晶析出させて、それを核に用いて主な結晶であるメリライトの析出を促進する方法が開示されている。これらの方法は鋳片表面の緩冷却化および割れ防止に効果があり、幅広く実用化されている。一方、その結晶化の制御はモールドフラックスの組成設計に頼っており、鋳型表面温度の制御と組み合わせて結晶化制御の自由度を高め、その効果を最大化するという思想はなかった。 There are many examples of known technologies that fall under <1>, including Patent Document 1 (a method of placing a low-thermal-conductivity sheet on the upper part of the mold), Patent Document 2 (a method of recessing a cooling slit on the upper part of the mold from the surface on the molten steel side), Patent Document 3 (a method of separating cooling water systems for the upper and lower parts of the mold to reduce cooling in the upper part), Patent Document 4 (a method of placing holes in the upper part of the mold), Patent Document 5 (a method of providing multiple cooling water systems horizontally in the mold to reduce cooling in the upper part), Patent Document 6 (a method of providing a low-thermal-conductivity sprayed layer on the upper surface of the mold), and Patent Document 7 (a method of embedding a heating element in the upper part of the mold). While these technologies are expected to be effective to a certain extent when considering only conductive heat transfer, the problem is that an increase in the mold surface temperature inhibits mold flux crystallization, which can be counterproductive to the method described in <2>. Furthermore, an increase in the mold surface temperature can cause problems such as sticking of the cast piece to the mold surface, cracks on the mold surface, or deformation of the mold copper plate, making practical application difficult.
The following are examples of known technologies that fall under <2>. Patent Documents 8 and 9 disclose a method of reducing heat flux in the mold by crystallizing and precipitating cuspidine in a flux film. Patent Document 10 also discloses a method of crystallizing a small amount of perovskite, which has a high melting point as a single substance, and using this as a nucleus to promote the precipitation of melilite, the main crystal. These methods are effective in slowing the cooling of the slab surface and preventing cracking, and are widely used. However, the control of crystallization relies on the compositional design of the mold flux, and there has been no consideration of combining this with control of the mold surface temperature to increase the degree of freedom in crystallization control and maximize its effectiveness.

特開昭６１－１９５７４２号公報Japanese Unexamined Patent Publication No. 61-195742 特開昭６１－１９５７４６号公報Japanese Unexamined Patent Publication No. 195746/1986 特開平０１－１４３７４２号公報Japanese Patent Application Publication No. 01-143742 特開平０２－１９７３５２号公報Japanese Patent Application Publication No. 02-197352 特開平０２－２００３５３号公報Japanese Patent Application Publication No. 02-200353 特開平０８－２６７１８２号公報Japanese Patent Application Publication No. 08-267182 特開２０００－２０２５８３号公報Japanese Patent Application Laid-Open No. 2000-202583 特開平１１－３２００５８号公報Japanese Patent Application Publication No. 11-320058 特開２０００－１５８１０５号公報Japanese Patent Application Laid-Open No. 2000-158105 特開２０１０－２１４３８７号公報JP 2010-214387 A

日本機械学会編，「ＪＳＭＥテキストシリーズ伝熱工学」Edited by the Japan Society of Mechanical Engineers, "JSME Text Series Heat Transfer Engineering" 花尾ら著「亜包晶鋼スラブの高速連続鋳造用モールドフラックス」鉄と鋼Ｖｏｌ．８８（２００２）Ｎｏ．１ｐ２３－２８Hanao et al., "Mold flux for high-speed continuous casting of hypoperitectic steel slabs," Iron and Steel, Vol. 88 (2002) No. 1, pp. 23-28

上述のように、鋳型内熱流束（鋳片表面冷却）を制御することは鋳片表面割れを防止する観点から重要であり、それには上記<１>や<２>に記載の複数手段の適用が可能でありそれぞれ一定の効果が期待できるにも関わらず、従来はこれら２つの手段機構の相互作用が論じられることなくそれぞれ単体での発明にとどまっていた。 As mentioned above, controlling the heat flux in the mold (cooling the slab surface) is important from the perspective of preventing cracks on the slab surface. To achieve this, multiple methods described in <1> and <2> above can be applied, and each method is expected to have a certain degree of effectiveness. However, until now, these two methods have only been considered individually, without any discussion of their interaction.

本発明は、そのような事態から脱却し、鋳型単体の冷却機能とモールドフラックスフィルムを介した鋳型内熱流束制御の相互作用を考慮しつつ、両者を適正に組み合わせて実施することにより、従来よりも理想に近い鋳型内熱流束制御を実現するものであり、モールドフラックスを用いた鋼の連続鋳造プロセスに適用する連続鋳造用鋳型、前記連続鋳造用鋳型を備えた連続鋳造機、及びこれらを用いて行う連続鋳造方法を提供することを目的とする。 The present invention overcomes this situation by achieving closer-to-ideal heat flux control within the mold than has been possible in the past, by taking into account the interaction between the cooling function of the mold itself and heat flux control within the mold via the mold flux film, and by appropriately combining the two. The present invention aims to provide a continuous casting mold applicable to a continuous steel casting process using mold flux, a continuous casting machine equipped with the continuous casting mold, and a continuous casting method using these.

即ち、本発明の要旨とするところは以下のとおりである。
［１］モールドフラックスを用いた鋼の連続鋳造プロセスに適用する水冷銅鋳型であって、鋳型冷却水路（冷却スリット）形状（幅および深さ），鋳型冷却水路端の鋳型表面からの距離、鋳型銅板の熱伝導率、鋳型冷却水流速、鋳型冷却水温、のいずれかもしくは複数の因子を鋳型上部と鋳型下部とで異ならせることによって、鋳型上部である溶鋼湯面近傍の冷却能力を鋳型下部の冷却能力よりも高めた連続鋳造用鋳型を備えた連続鋳造機を使用した連続鋳造方法であって、
前記連続鋳造機の設定鋳造速度Ｖｃに応じて（１）式で求められる熱流束Ｑを与えたとき、（２）式によって算出される鋳型表面温度Ｔ_ｓが、鋳型上部において鋳型下部よりも２０℃以上低く、
モールドフラックスとして、溶融し１０℃／ｍｉｎの冷却速度で冷却し凝固させたときに結晶化率が面積率で２０％以上であるモールドフラックスを組み合わせて適用することを特徴とする連続鋳造方法。
Ｒｅ＝Ｖ_ｗｄ／(η／ρ) （３）
Ｐｒ＝ηＣ_Ｐ／λ_ｗ（４）
ｄ＝４Ａ／Ｌ（５）
ここで、Ｑ：熱流束［Ｗ／ｍ^２］、Ｖｃ：設定鋳造速度［ｍ／ｍｉｎ］、Ｔ_ｓ：鋳型表面温度［℃］、Ｔ_ｗ：冷却水温度［℃］、Ｘ：鋳型冷却水路端の鋳型表面からの距離［ｍ］、λ_ｍ：鋳型銅板熱伝導率［Ｗ／(ｍ・Ｋ)］、λ_ｗ：冷却水熱伝導率［Ｗ／(ｍ・Ｋ)］、Ａ：鋳型冷却水路（冷却スリット）断面積［ｍ^２］、Ｌ：鋳型冷却水路（冷却スリット）周長［ｍ］、
Ｒｅ：鋳型冷却水路（冷却スリット）内冷却水レイノルズ数［－］、
Ｐｒ：鋳型冷却水路（冷却スリット）内冷却水プラントル数［－］、
ｄ：相当直径［ｍ］、
Ｖ_ｗ：鋳型冷却水路（冷却スリット）内の冷却水流速［ｍ／ｓ］、η：水の粘度［Ｐａ・ｓ］、ρ：水の密度［ｋｇ／ｍ^３］、Ｃ_Ｐ：水の比熱［Ｊ／(ｋｇ・Ｋ)］であり、
表面温度Ｔ _ｓを算出する際に代入する変数Ｔ _ｗ、Ｘ、λ _ｍ、λ _ｗ、Ａ、Ｌ、Ｒｅ、Ｐｒ、ｄ、Ｖ _ｗ、η、ρ、Ｃ _Ｐはすべて、それぞれ、鋳型上部の表面温度Ｔ _ｓの算出の際には鋳型上部の値を使用し、鋳型下部の表面温度Ｔ _ｓの算出の際には鋳型下部の値を使用する。 That is, the gist of the present invention is as follows.
[1] A continuous casting method using a continuous casting machine equipped with a water-cooled copper mold applicable to a continuous casting process of steel using mold flux, in which the cooling capacity near the molten steel surface in the upper part of the mold is increased compared to the cooling capacity in the lower part of the mold by making one or more factors, among the mold cooling water channel (cooling slit) shape (width and depth), the distance from the mold surface to the mold surface of the mold cooling water channel end, the thermal conductivity of the mold copper plate, the mold cooling water flow rate, and the mold cooling water temperature, different between the upper part and the lower part of the mold,
When a heat flux Q calculated by the formula (1) is applied according to the set casting speed Vc of the continuous casting machine, the mold surface temperature _Ts calculated by the formula (2) is 20°C or more lower in the upper part of the mold than in the lower part of the mold,
A continuous casting method characterized by using a mold flux in combination, the mold flux having a crystallization rate of 20% or more in terms of area ratio when melted and cooled at a cooling rate of 10°C/min to solidify.
Re=V _w d/(η/ρ) (3)
Pr=ηC _P /λ _w (4)
d = 4A / L (5)
where Q: heat flux [W/m ² ], Vc: set casting speed [m/min], _Ts : mold surface temperature [°C], _Tw : cooling water temperature [°C], X: distance from mold surface to mold cooling water channel end [m], _λm : mold copper plate thermal conductivity [W/(m·K)], _λw : cooling water thermal conductivity [W/(m·K)], A: mold cooling water channel (cooling slit) cross-sectional area [m ² ], L: mold cooling water channel (cooling slit) circumferential length [m],
Re: Reynolds number of cooling water in the mold cooling water channel (cooling slit) [-],
Pr: cooling water Prandtl number in the mold cooling water channel (cooling slit) [-],
d: equivalent diameter [m],
V _w : cooling water flow velocity in the mold cooling water channel (cooling slit) [m/s], η: viscosity of water [Pa·s], ρ: density of water [kg/m ³ ], C _p : specific heat of water [J/(kg·K)] ,
For all of the variables Tw, X, λm, λw, A, L, Re, Pr, d, Vw, η, ρ, and CP substituted when calculating _the surface _temperature Ts _, the _values for _the upper _part of the mold are used when calculating the surface temperature Ts of the upper part of the mold, and the values for the lower part of the mold are used when calculating the surface temperature Ts _of the lower part of the mold _.

［２］前記凝固させたモールドフラックスの主結晶がカスピダインであり、１３００℃における粘度が１．５ｐｏｉｓｅ未満のモールドフラックスを適用することを特徴とする、［１］に記載の連続鋳造方法。 [2 ] The continuous casting method according to [ 1 ], characterized in that the solidified mold flux has a main crystal of cuspidine and a viscosity of less than 1.5 poise at 1,300°C.

本発明を実施すれば、モールドフラックスフィルムの結晶化を適正に制御し、鋳型内の熱流束を理想状態に近付け、鋳片の凝固を健全化することができる。 By implementing this invention, it is possible to properly control the crystallization of the mold flux film, bring the heat flux within the mold closer to an ideal state, and ensure healthy solidification of the cast piece.

連続鋳造用鋳型の部分断面を示す平面断面図である。FIG. 2 is a plan cross-sectional view showing a partial cross section of a continuous casting mold. 連続鋳造中の鋳型内断面を示す概略図である。FIG. 2 is a schematic view showing a cross section inside a mold during continuous casting. 連続鋳造用鋳型の部分断面を示す側面断面図である。FIG. 2 is a side cross-sectional view showing a partial cross section of a continuous casting mold. 連続鋳造用鋳型の部分断面を示す側面断面図である。FIG. 2 is a side cross-sectional view showing a partial cross section of a continuous casting mold. 連続鋳造用鋳型の部分断面を示す側面断面図である。FIG. 2 is a side cross-sectional view showing a partial cross section of a continuous casting mold. 連続鋳造用鋳型の部分断面を示す側面断面図である。FIG. 2 is a side cross-sectional view showing a partial cross section of a continuous casting mold.

本発明は、鋼の連続鋳造において、モールドフラックスを用い、鋳型と鋳片の間隙に流入した溶融フラックスが形成するフラックスフィルム中に晶析出する結晶が輻射伝熱遮蔽および微小空隙形成によって伝導伝熱を阻害する効果を最大限に引き出し、鋳片表面を緩冷却する鋳型内熱流束制御技術に関する。 This invention relates to a mold heat flux control technology for continuous steel casting, which uses mold flux to maximize the effect of crystals that precipitate in the flux film formed by molten flux flowing into the gap between the mold and the slab, blocking radiative heat transfer and forming microvoids that inhibit conductive heat transfer, thereby gently cooling the slab surface.

鋼の連続鋳造に用いる連続鋳造用鋳型１は、図１に示すように、溶鋼に接する側の材料として熱伝導に優れる銅を用いた鋳型銅板２を配置し、鋳型銅板２の背面側から水冷し、定常状態における鋳型表面温度を概ね３００℃以下に保つことにより、鋳型表面への鋳片の焼き付きや銅素材の軟化あるいは変形を防止している。スラブ連鋳機やブルーム連鋳機など比較的大断面の鋳型は、通常、鋳型銅板２の背面側に細長い上下方向の溝を形成し、この溝と鋳型銅板２の背面のバックフレーム４とによって冷却水路を形成する。この冷却水路は冷却スリット３と呼ばれる。図６の側面断面図に示すように、下側給排水路９から供給された冷却水が、冷却スリット３内を流れ、上側給排水路８から排出される。図１の平面断面図に示すように、冷却スリット３を幅方向に多数配置して冷却水に接する表面積を高め、十分な冷却能力を得ている。公知技術に記したように、鋳片表面割れを防止する観点から、鋳型上下方向に冷却能力を異ならせる発想は従前から数多くあり、いずれも鋳型上部の冷却能力を鋳型下部よりも低くすることによって鋳型上部の初期凝固シェルを緩冷却化しようとしている。その目的のため、前述のとおり、<１>鋳型銅板の熱伝導率を下げて鋳型表面（鋳片側稼働面）温度を上げ鋳片表面との温度差を低減して伝導伝熱を緩和する方法と、<２>鋳型と鋳片の間隙に流入した溶融フラックスが形成するフラックスフィルムの結晶化を促進し、輻射伝熱遮蔽効果および微小空隙形成による伝導伝熱阻害効果を得て、熱流束を緩和する方法、の２つの方向で対策が講じられていた。 As shown in Figure 1, a continuous casting mold 1 used for continuous casting of steel has a mold copper plate 2 made of copper, which has excellent thermal conductivity, as the material in contact with molten steel. The backside of the mold copper plate 2 is water-cooled, maintaining the mold surface temperature at approximately 300°C or below in a steady state to prevent the cast piece from sticking to the mold surface and the copper material from softening or deforming. Molds with relatively large cross sections, such as those in continuous slab and bloom casters, typically have elongated vertical grooves on the backside of the mold copper plate 2. These grooves, together with a back frame 4 on the backside of the mold copper plate 2, form cooling water channels. These cooling water channels are called cooling slits 3. As shown in the side cross-sectional view of Figure 6, cooling water supplied from the lower water supply and drainage channel 9 flows through the cooling slits 3 and is discharged through the upper water supply and drainage channel 8. As shown in the top cross-sectional view of Figure 1, multiple cooling slits 3 are arranged widthwise to increase the surface area in contact with the cooling water, thereby achieving sufficient cooling capacity. As noted in the section on known technology, there have long been many ideas for varying the cooling capacity above and below the mold in order to prevent slab surface cracks, all of which aim to slow the cooling of the initially solidified shell in the upper part of the mold by lowering the cooling capacity in the upper part of the mold compared to the lower part. To achieve this, as mentioned above, two countermeasures have been taken: (1) reducing the thermal conductivity of the mold copper plate to raise the temperature of the mold surface (the working surface on the slab side) and reduce the temperature difference with the slab surface, thereby mitigating conductive heat transfer; and (2) promoting the crystallization of the flux film formed by the molten flux that flows into the gap between the mold and the slab, thereby achieving a radiative heat transfer shielding effect and a conductive heat transfer inhibition effect by forming microvoids, thereby mitigating heat flux.

ところが、連続鋳造中において初期凝固シェルの成長速度や鋳型内での熱流束を実測したところ、モールドフラックスとして結晶化しやすいものを用い、かつ鋳型上部の冷却能力を下げて鋳型表面温度を上げると、狙いとは逆に初期凝固シェルを強冷却してしまう場合があることがわかった。鋳型－鋳片間隙のモールドフラックスフィルムの結晶化が阻害されたものと推定される。また逆に、鋳型上部の冷却能力を上げて鋳型表面温度を下げると、初期凝固シェルを緩冷却できる場合があることがわかった。鋳型－鋳片間隙のモールドフラックスフィルムの結晶化が促進されたものと推定される。本発明者は、この冷却のパラドックスとも言うべき現象を見出し、その現象を利用することによって、従来技術の問題点を解消しつつ、より理想に近い鋳型内熱流束制御を実現する方法を考案した。 However, when measurements were made of the growth rate of the initial solidified shell and the heat flux within the mold during continuous casting, it was found that using a mold flux that is prone to crystallization and lowering the cooling capacity of the upper mold to raise the mold surface temperature can result in strong cooling of the initial solidified shell, contrary to the intended purpose. It is believed that this inhibits crystallization of the mold flux film in the mold-slab gap. Conversely, it was found that increasing the cooling capacity of the upper mold to lower the mold surface temperature can sometimes result in gentle cooling of the initial solidified shell. It is believed that this promotes crystallization of the mold flux film in the mold-slab gap. The inventors discovered this cooling paradox and, by utilizing this phenomenon, have devised a method that achieves more ideal heat flux control within the mold while resolving the problems of conventional technology.

以下に、前記した本発明の構成にそって本発明の特徴を説明する。
まず、連続鋳造鋳型における鋳型上部と鋳型下部について説明する。鋳型上部とは鋳型Ｃｕ板上端から２００ｍｍもしくは３００ｍｍまでの範囲、を意味する。鋳型下部とは、鋳型上部よりも下の鋳型Ｃｕ板下端までの範囲の内、少なくとも鋳型Ｃｕ板上端から６００ｍｍよりも下の範囲を意味する。 The features of the present invention will be described below in accordance with the above-described configuration of the present invention.
First, the upper and lower parts of the continuous casting mold will be described. The upper part of the mold refers to the range from the upper end of the copper mold plate to 200 mm or 300 mm. The lower part of the mold refers to the range from the upper part of the copper mold plate to the lower end of the copper mold plate, but at least the range from the upper part of the copper mold plate to 600 mm below.

本発明の第１発明は、モールドフラックスを用いた鋼の連続鋳造プロセスに適用する水冷銅鋳型であって、鋳型冷却水路（スリット）形状（幅および深さ），鋳型冷却水流路前面の鋳型表面からの距離、鋳型銅板の熱伝導率、鋳型冷却水流速、鋳型冷却水温、のいずれかもしくは複数の因子を鋳型上部と鋳型下部とで異ならせることによって、鋳型上部である溶鋼湯面近傍の冷却能力を鋳型下部の冷却能力よりも高めたことを特徴とする、連続鋳造用鋳型、である。 The first invention of the present invention is a water-cooled copper mold used in a continuous casting process for steel using mold flux. This mold is characterized by having one or more factors, namely, the mold cooling water channel (slit) shape (width and depth), the distance from the mold surface to the front of the mold cooling water channel, the thermal conductivity of the mold copper plate, the mold cooling water flow rate, and the mold cooling water temperature, which are different between the upper and lower parts of the mold, thereby increasing the cooling capacity near the molten steel surface in the upper part of the mold compared to the cooling capacity in the lower part of the mold.

第１の発明に係る連続鋳造用鋳型においては、モールドフラックスフィルムが結晶化することによって生じる緩冷却すなわち鋳片から鋳型への熱流束を低減する効果を最大限に引き出すことを目的に、鋳型上部溶鋼湯面近傍の冷却能力を鋳型下部の冷却能力よりも高めるのである。 In the continuous casting mold according to the first invention, the cooling capacity near the molten steel surface in the upper part of the mold is increased more than the cooling capacity in the lower part of the mold in order to maximize the effect of slow cooling, which occurs due to the crystallization of the mold flux film, i.e., reducing the heat flux from the slab to the mold.

従来、前記定めた鋳型上部と鋳型下部を含めて鋳型の上下方向全体に渡ってモールドフラックスフィルムの結晶化に伴う緩冷却効果を享受したいのであれば、鋳型上部から鋳型下部まで全体の冷却能力を引き上げればよいのである。それに対して本発明において、鋳型上部の冷却能力を鋳型下部の冷却能力よりも高めるのは以下の理由による。 Conventionally, if one wanted to enjoy the gradual cooling effect associated with the crystallization of the mold flux film throughout the entire vertical direction of the mold, including the upper and lower mold sections defined above, it was sufficient to increase the overall cooling capacity from the upper to lower mold sections. In contrast, in the present invention, the cooling capacity of the upper mold section is increased more than that of the lower mold section for the following reasons.

鋳型は、溶鋼を冷やし固めて鋳片を形成する場であることから、元来強冷却が要求されるのである。ゆえに鋳片表面割れ防止のために緩冷却が必要といっても、無限の緩冷却化は元来の鋳型機能を否定することに繋がり、その意味で緩冷却化は必要最小限にとどめるべきである。鋳片表面割れ防止に求められる緩冷却化は鋳型上部の溶鋼湯面近傍、具体的には溶鋼湯面から下方向に５０ｍｍないし２００ｍｍよりも上部でのみ求められるものである。それよりも下部ではむしろ過度な緩冷却化を避けることを指向するべきである。 Since the mold is where molten steel is cooled and solidified to form the slab, strong cooling is inherently required. Therefore, even if slow cooling is necessary to prevent slab surface cracks, infinite slow cooling would negate the mold's original function, and in that sense slow cooling should be kept to a minimum. The slow cooling required to prevent slab surface cracks is only required near the molten steel surface at the top of the mold, specifically more than 50 to 200 mm below the molten steel surface. Rather, excessive slow cooling should be avoided below that point.

上記モールドフラックスフィルムを介した冷却のパラドックス現象から、鋳型上部溶鋼湯面近傍の冷却能力を高めることによってモールドフラックスフィルムの結晶化が促進され、かえって凝固シェルからの抜熱量を低減できる可能性が見いだされた。その一方、鋳型下部の冷却能力は低下させることによってモールドフラックスフィルムの過度の結晶化を抑制することにより、かえって凝固シェルからの抜熱量を増大できる可能性がある。このような現象が実現できるのであれば、鋳型上部溶鋼湯面近傍における適度な緩冷却化と鋳型下部における十分な熱流束の維持に繋がる。そこで、上記第１の発明に係る連続鋳造用鋳型を用い、モールドフラックスとして結晶化しやすいものを用いて鋼の連続鋳造を行ったところ、従来の連続鋳造鋳型を用いた場合と比較し、鋳型上部における鋳片の冷却を緩和し、鋳型下部における鋳片の冷却を増大できることが判明した。詳細は後述の実施例で詳述する。本発明の第１の発明に係る連続鋳造用鋳型を用いた連続鋳造方法によれば、鋳型上部溶鋼湯面近傍の銅板表面温度が低く抑えられるので、鋳型表面への鋳片の焼き付きや鋳型表面の亀裂ならびに鋳型銅板の変形が抑制されるという副次的な効果も生じる。 Based on the paradox of cooling through the mold flux film, we discovered that increasing the cooling capacity near the molten steel surface in the upper part of the mold promotes crystallization of the mold flux film, potentially reducing the amount of heat removed from the solidified shell. On the other hand, reducing the cooling capacity in the lower part of the mold may prevent excessive crystallization of the mold flux film, potentially increasing the amount of heat removed from the solidified shell. If this phenomenon could be achieved, it would lead to moderate cooling near the molten steel surface in the upper part of the mold and maintaining sufficient heat flux in the lower part of the mold. Therefore, when continuous casting of steel was performed using the continuous casting mold of the first invention and a mold flux that is easily crystallized, it was found that cooling of the slab in the upper part of the mold could be reduced and cooling of the slab in the lower part of the mold could be increased compared to when a conventional continuous casting mold was used. Details are provided in the examples below. According to the continuous casting method using the continuous casting mold of the first aspect of the present invention, the surface temperature of the copper plate near the molten steel surface at the top of the mold is kept low, which has the secondary effect of suppressing sticking of the slab to the mold surface, cracks on the mold surface, and deformation of the mold copper plate.

本発明では、鋳型冷却水路（冷却スリット）形状（幅および深さ），鋳型冷却水流路前面の鋳型表面からの距離、鋳型銅板の熱伝導率、鋳型冷却水流速、鋳型冷却水温、のいずれかもしくは複数の因子を鋳型上部と鋳型下部とで異ならせることによって、鋳型上部である溶鋼湯面近傍の冷却能力を鋳型下部の冷却能力よりも高めるものとする。これらの手段は、低コストで実現可能であり、かつ本発明にとって十分な効果を有することが、その理由である。 In this invention, by varying one or more of the following factors between the upper and lower parts of the mold: mold cooling water channel (cooling slit) shape (width and depth), the distance from the mold surface to the front of the mold cooling water channel, the thermal conductivity of the mold copper plate, the mold cooling water flow rate, and the mold cooling water temperature, the cooling capacity near the molten steel surface in the upper part of the mold is increased compared to the cooling capacity in the lower part of the mold. This is because these methods can be implemented at low cost and are sufficiently effective for this invention.

本発明が上記モールドフラックスフィルムを介した冷却のパラドックス現象を利用する観点から、本発明はモールドフラックスを用いる連続鋳造に限って適用される。 Because the present invention utilizes the paradox phenomenon of cooling through a mold flux film, it is applicable only to continuous casting using mold flux.

本発明の第２発明は、連続鋳造機の設定鋳造速度Ｖｃに応じて前記（１）式で求められる熱流束Ｑを与えたとき、前記（２）式によって算出される鋳型表面温度Ｔ_ｓが鋳型上部において鋳型下部よりも２０℃以上低いことを特徴とする、第１発明に記載の連続鋳造用鋳型を備えた連続鋳造機、である。 A second aspect of the present invention is a continuous casting machine equipped with the continuous casting mold according to the first aspect, characterized in that when a heat flux Q calculated by the formula (1) is applied in accordance with the set casting speed Vc of the continuous casting machine, the mold surface temperature _Ts calculated by the formula (2) is 20°C or more lower in the upper part of the mold than in the lower part of the mold.

第２発明では、上記第１発明の連続鋳造用鋳型を備えた連続鋳造機であって、第１発明に記した発明の内容を、より具体的に規定する。本発明において、モールドフラックスの結晶化に影響を及ぼすのは、鋳型表面温度である。鋳型表面から冷却水にかけての熱伝導および熱伝達の挙動については、以下のように計算することができる。 The second invention is a continuous casting machine equipped with the continuous casting mold of the first invention, and more specifically defines the content of the invention described in the first invention. In this invention, the mold surface temperature affects the crystallization of mold flux. The behavior of heat conduction and heat transfer from the mold surface to the cooling water can be calculated as follows:

図１に示すように、連続鋳造用鋳型１は通常、鋳型銅板２の背面側に幅Ｗ，深さＤの冷却スリット３を有し、冷却スリット３内に５～１０ｍ／ｓの速度で冷却水を流す。図６に示すように、一般的には冷却スリット３は上下方向に延び、冷却水は下から上へと流される。鋳型幅方向のスリット間隔はここでは特に規定しないが、鋳型表面温度ムラが許容できる程度に密に配置するのが常識である。具体的には、スリット幅Ｗの３倍を超えない範囲である。構造上の制約から部分的に上記範囲を超える場合もあるが、全体の冷却能力に対する影響は小さい。 As shown in Figure 1, a continuous casting mold 1 typically has cooling slits 3 with width W and depth D on the back side of the mold copper plate 2, with cooling water flowing through the cooling slits 3 at a speed of 5 to 10 m/s. As shown in Figure 6, the cooling slits 3 generally extend vertically, with cooling water flowing from bottom to top. The slit spacing across the mold width is not specified here, but it is common practice to arrange them closely enough to allow for uneven mold surface temperature. Specifically, the spacing should not exceed three times the slit width W. Structural constraints may cause the spacing to exceed this range in some areas, but this has little effect on overall cooling capacity.

鋳型表面から冷却水路に接する面までの間の熱伝達は、鋳型銅板材質の有する熱伝導率によって支配される。ここで、鋳型表面に薄い（通常、数１０μｍ～１００μｍ程度）メッキ層が存在する場合もあるが、その影響は無視することができる。このとき、下記（６）式で定める鋳型表面から冷却水路に接する面までの間の熱伝達係数ｈ_ｍは、下記（７）式となる。
Ｔ_ｓ＝（１／ｈ_ｍ）Ｑ＋Ｔ_ｆ（６）
ｈ_ｍ＝λ_ｍ／Ｘ（７）
ここで、Ｔ_ｓ：鋳型表面温度、Ｑ：熱流束、Ｔ_ｆ：冷却水流路に接する鋳型表面温度、λ_ｍ：鋳型銅板熱伝導率，Ｘ：鋳型冷却水路端７（冷却スリット３端）から鋳型表面６までの距離（図１参照）である。 Heat transfer from the mold surface to the surface in contact with the cooling water channel is governed by the thermal conductivity of the mold copper plate material. Although a thin plating layer (usually several tens to hundreds of microns thick) may exist on the mold surface, its influence can be ignored. In this case, the heat transfer coefficient _hm from the mold surface to the surface in contact with the cooling water channel, as determined by the following equation (6), is expressed by the following equation (7):
T _s = (1/ _hm )Q+T _f (6)
h _m =λ _m /X (7)
where _Ts is the mold surface temperature, Q is the heat flux, _Tf is the mold surface temperature in contact with the cooling water flow path, _λm is the thermal conductivity of the mold copper plate, and X is the distance from the mold cooling water path end 7 (the end of the cooling slit 3) to the mold surface 6 (see Figure 1).

鋳型冷却水と鋳型銅板との間の熱伝達（下記（８）式で定める鋳型－冷却水間の熱伝達係数ｈ_ｗ）は、Ｎｕ：ヌッセルト数を用いて、
Ｔ_ｆ＝（１／ｈ_ｗ）Ｑ＋Ｔ_ｗ（８）
ｈ_ｗ＝Ｎｕ×λ_ｗ／ｄ（９）
と定義される。このヌッセルト数の定め方として、管内乱流熱伝達に関する多くの実験式がある。連続鋳造鋳型の冷却挙動について実験を行ったところ、種々の実験式の中で、Ｄｉｔｔｕｓ－Ｂｏｅｌｔｅｒの実験式
Ｎｕ＝０．０２３Ｒｅ^０．８Ｐｒ^０．４（１０）
（例えば非特許文献１参照）を用いて上記（９）式に代入して鋳型－冷却水間の熱伝達係数ｈ_ｗを求めることで精度よく計算できることがわかった。ここで、Ｒｅ：レイノルズ数は前述の（３）式、Ｐｒ：プラントル数は前述の（４）式で定義される。（８）式のλ_ｗ：水の熱伝導率である。（３）式（９）式のｄ：相当直径については、前記（５）式で相当直径ｄを定めた。なお、ヌッセルト数は伝導熱伝達に対する対流熱伝達の大きさ、レイノルズ数は乱流の激しさ、プラントル数は速度境界層厚さと温度境界層厚さの比を示す無次元数である。 The heat transfer coefficient h _w between the mold cooling water and the mold copper plate (the heat transfer coefficient between the mold and the cooling water defined by the following formula (8)) is expressed as follows, using Nu: Nusselt number:
T _f = (1/h _w )Q+T _w (8)
h _w =Nu×λ _w /d (9)
There are many empirical formulas for determining the Nusselt number related to turbulent heat transfer in pipes. When experiments were conducted on the cooling behavior of continuous casting molds, the Dittus-Boelter empirical formula Nu = 0.023Re ^0.8 Pr ^0.4 (10) was selected as the empirical formula for determining the Nusselt number.
(For example, see Non-Patent Document 1) and substitute it into the above equation (9) to find the heat transfer coefficient _hw between the mold and the cooling water, and it has been found that this can be calculated with high accuracy. Here, Re: Reynolds number, and Pr: Prandtl number are defined by the above equation (3), and the above equation (4), respectively. _λw in equation (8) is the thermal conductivity of water. Regarding d: equivalent diameter in equations (3) and (9), the equivalent diameter d was determined by the above equation (5). Note that the Nusselt number is a dimensionless number that indicates the magnitude of convective heat transfer relative to conductive heat transfer, the Reynolds number is the intensity of turbulence, and the Prandtl number is a dimensionless number that indicates the ratio of the velocity boundary layer thickness to the temperature boundary layer thickness.

（３）式で定めるレイノルズ数において、Ｖ_ｗ：スリット内の冷却水流速、ｄ：相当直径、ν：水の動粘度、さらにν＝η／ρ、η：水の粘度、ρ：水の密度であり、（４）式で定めるプラントル数において、η：水の粘度、λ_ｗ：水の熱伝導率、Ｃ_Ｐ：水の比熱である。また、（５）式で定める相当直径ｄについては、Ａ：冷却流路（スリット）の面積、Ｌ：冷却流路（スリット）周長＝２（Ｗ＋Ｄ）のように冷却水路断面形状によらず求められる。このとき、鋳型冷却水と鋳型銅板との間の熱伝達係数ｈ_ｗは、（９）式に（５）式を代入して、
ｈ_ｗ＝Ｎｕ×λ_ｗ／（４Ａ／Ｌ）（１１）
となる。 In the Reynolds number defined by equation (3), _Vw is the cooling water flow velocity in the slit, d is the equivalent diameter, v is the kinetic viscosity of water, and further v = η/ρ, η is the viscosity of water, and ρ is the density of water. In the Prandtl number defined by equation (4), η is the viscosity of water, _λw is the thermal conductivity of water, and _Cp is the specific heat of water. Furthermore, the equivalent diameter d defined by equation (5) can be calculated independently of the cross-sectional shape of the cooling water channel, as follows: A is the area of the cooling channel (slit), and L is the perimeter of the cooling channel (slit) = 2(W + D). In this case, the heat transfer coefficient _hw between the mold cooling water and the mold copper plate can be obtained by substituting equation (5) into equation (9):
h _w = Nu×λ _w / (4A/L) (11)
This becomes:

鋳型表面から鋳型冷却水までの熱伝達は下記（１２）式で表される。熱伝達係数ｈ_ｍ－ｗは、上記鋳型表面から冷却水路に接する面までの間の熱伝達係数ｈ_ｍと鋳型－冷却水間の熱伝達係数ｈ_ｗを用いて、（８）式を（６）式に代入してＴ_ｓを消去することにより、下記（１３）式のように求めることができる。
Ｔ_ｓ＝（１／ｈ_ｍ－ｗ）Ｑ＋Ｔ_ｗ（１２）
１／ｈ_ｍ－ｗ＝１／ｈ_ｍ＋１／ｈ_ｗ（１３） The heat transfer from the mold surface to the mold cooling water is expressed by the following formula (12): The heat transfer coefficient hm _- _w can be calculated as shown in the following formula (13) by substituting formula (8) into formula (6) and eliminating _Ts , using the heat transfer coefficient _hm from the mold surface to the surface in contact with the cooling water channel and the heat transfer coefficient hw between the mold and the cooling water.
T _s = (1/h _m−w )Q+T _w (12)
1/h _m-w = 1/h _m +1/h _w (13)

これらの関係を用い、上記（１２）式に（１３）式を代入し、（１２）式のｈ_ｍに（７）式を代入し、（１２）式のｈ_ｗに（９）式、（１１）式を代入すると、鋳片から冷却水へ移動する熱量すなわち熱流束Ｑに対して、鋳型表面温度Ｔ_ｓが前記（２）式のように求まる。 Using these relationships, substituting equation (13) into equation (12), substituting equation (7) for _hm in equation (12), and substituting equations (9) and (11) for _hw in equation (12), the mold surface temperature _Ts can be calculated as shown in equation (2) for the amount of heat transferred from the slab to the cooling water, i.e., the heat flux Q.

（２）式中の熱流束Ｑには、鋳造速度に対する経験式である前記（１）式を用いる。（１）式のＱは、鋳型のメニスカス部分から鋳型下端までの平均熱流束を意味する。鋳造中の鋳型内熱流束は鋳型上部と下部とで異なる（鋳片表面温度が高い鋳型上部において熱流束が大きい）が、ここでは鋳型上部と鋳型下部との冷却能力の差異を評価するので、Ｑは鋳型部位によらず鋳造速度のみに依存する（１）式の値を用いる。 For the heat flux Q in equation (2), equation (1), an empirical formula for casting speed, is used. Q in equation (1) refers to the average heat flux from the meniscus of the mold to the bottom of the mold. The heat flux in the mold during casting differs between the upper and lower parts (the heat flux is greater in the upper part of the mold where the surface temperature of the slab is higher), but since we are evaluating the difference in cooling capacity between the upper and lower parts of the mold, we use the value of equation (1) for Q, which depends only on the casting speed and is not dependent on the mold part.

（１）式の設定鋳造速度Ｖｃには、連続鋳造機の設計鋳造速度範囲内の値を用いて評価する。ここで設計鋳造速度範囲内の値とは、使用する連続鋳造機の代表的な鋳造速度であり、鋳片厚みと連続鋳造機の機長から計算される最大鋳造速度の０．７～０．８倍の鋳造速度を意味している。 The set casting speed Vc in equation (1) is evaluated using a value within the design casting speed range of the continuous casting machine. Here, a value within the design casting speed range refers to a typical casting speed of the continuous casting machine being used, and means a casting speed that is 0.7 to 0.8 times the maximum casting speed calculated from the thickness of the cast slab and the length of the continuous casting machine.

上記第２発明においては、連続鋳造用鋳型を備えた連続鋳造機であって、（２）式によって算出される鋳型表面温度Ｔ_ｓが、鋳型上部において鋳型下部よりも２０℃以上低いことを特徴とする。その条件が満たされるとき、モールドフラックスとして結晶化しやすいものを用いて鋼の連続鋳造を行った場合、鋳型上部においてモールドフラックスフィルムの結晶化が促進され鋳片表面を緩冷却化できる。同時に鋳型下部におけるモールドフラックスフィルムの過度な結晶化が抑制され凝固シェルの成長を促進することができる。加えて、鋳型表面への鋳片の焼き付き防止、鋳型表面の亀裂防止、ならびに鋳型銅板の変形抑制といった効果が得られる。 The second invention is a continuous casting machine equipped with a continuous casting mold, characterized in that the mold surface temperature _Ts calculated by equation (2) is at least 20°C lower at the upper part of the mold than at the lower part of the mold. When this condition is met, when continuous casting of steel is performed using a mold flux that is easily crystallized, crystallization of the mold flux film at the upper part of the mold is promoted, allowing for slow cooling of the slab surface. At the same time, excessive crystallization of the mold flux film at the lower part of the mold is suppressed, promoting the growth of the solidified shell. In addition, the invention provides the effects of preventing sticking of the slab to the mold surface, preventing cracks on the mold surface, and suppressing deformation of the mold copper plate.

本発明の第３発明は、上記本発明の第１発明に示した連続鋳造用鋳型あるいは第２発明に示した連続鋳造機に、モールドフラックスとして、溶融し１０℃／ｍｉｎの冷却速度で冷却し凝固させたときに結晶化率が面積率で２０％以上であるモールドフラックスを組み合わせて適用することを特徴とする連続鋳造方法、である。 The third aspect of the present invention is a continuous casting method characterized by using a mold flux that has a crystallization rate of 20% or more in terms of area ratio when melted and cooled at a cooling rate of 10°C/min and solidified in the continuous casting mold described in the first aspect of the present invention or the continuous casting machine described in the second aspect of the present invention.

図２に示すように、浸漬ノズル５から連続鋳造用鋳型１内に溶鋼１０が供給される。連続鋳造用鋳型１内の溶鋼１０表面に供給したモールドフラックス１１は、溶鋼１０の表面で溶融してフラックス溶融層１２を形成し、連続鋳造用鋳型１と凝固シェル１３との間に流入してモールドフラックスフィルム１４となり、モールドフラックスフィルム１４は、鋳片と鋳型との間隙に存在し、全体の厚みが０．１～１ｍｍ程度であり、鋳型側が凝固した固相フィルム１５、鋳片側は液相フィルム１６という２層構造である。固相フィルム１５中には結晶が晶析出する場合と、ガラス状に固化している場合がある。 As shown in Figure 2, molten steel 10 is supplied into a continuous casting mold 1 through an immersion nozzle 5. Mold flux 11 supplied to the surface of the molten steel 10 in the continuous casting mold 1 melts on the surface of the molten steel 10, forming a molten flux layer 12. This layer then flows between the continuous casting mold 1 and the solidified shell 13 to become a mold flux film 14. The mold flux film 14 exists in the gap between the slab and the mold, has a total thickness of approximately 0.1 to 1 mm, and has a two-layer structure consisting of a solidified solid film 15 on the mold side and a liquid film 16 on the slab side. Crystals may precipitate within the solid film 15, or it may solidify into a glass-like state.

本発明は、モールドフラックスフィルムの結晶化が輻射伝熱の遮蔽効果と伝導伝熱の抑制効果を有することから生じる、本発明者らが見いだした冷却のパラドックス現象を利用したものである。そのため、モールドフラックスフィルム中に結晶が晶析出するものを用いることでその効果が発揮される。そこで、モールドフラックスとして、溶融し１０℃／ｍｉｎの冷却速度で冷却し凝固させたときに結晶化率が面積率で２０％以上であるモールドフラックスを用いることとした。同条件で凝固させたときに結晶化率が面積率で５０％以上であるとより好ましい。凝固させた試料についてＳＥＭ－ＥＤＳによって結晶粒ごとに結晶の種類を定め、合計の結晶面積率％を結晶化率とした。
モールドフラックスの塩基度（ＣａＯ／ＳｉＯ_２）質量比が１．０前後の所定の値よりも高ければ、結晶化率を上記本発明の好適範囲とすることができる。 The present invention utilizes the cooling paradox phenomenon discovered by the inventors, which arises from the fact that the crystallization of a mold flux film has the effect of shielding radiative heat transfer and suppressing conductive heat transfer. Therefore, this effect is achieved by using a mold flux film that crystallizes and precipitates. Therefore, we decided to use a mold flux that has a crystallization rate of 20% or more in area percentage when melted and cooled at a cooling rate of 10°C/min and solidified. It is more preferable that the crystallization rate is 50% or more in area percentage when solidified under the same conditions. The type of crystal was determined for each crystal grain in the solidified sample using SEM-EDS, and the total crystal area percentage (%) was taken as the crystallization rate.
If the basicity (CaO/SiO ₂ ) mass ratio of the mold flux is higher than a predetermined value of about 1.0, the crystallization rate can be set within the preferred range of the present invention.

一方、モールドフラックスとして結晶化温度が高いものを用いると、鋳片表面温度が下がる鋳型下部において、モールドフラックスフィルム中に液相部分が残存せず、モールドフラックスフィルム全体が結晶化した固相フィルム１層という状態になる場合がある。このような場合、モールドフラックスフィルム全体の流動性や空隙充填性が失われ、鋳片の冷却が不安定になるおそれがある。そのため、モールドフラックスとして、結晶化温度が鋳型下端部における鋳片表面温度よりも低いものを用いると好ましい。これにより、全体が結晶化した固相フィルム１層という状態になるのを避けるという意味である。鋳型下端部における鋳片表面温度は鋳造速度によって変化する。連続鋳造中の定常状態における鋳造速度をＶｃ’としたとき、モールドフラックスの結晶化温度が１２５０℃以下かつ下記（１４）式
結晶化温度の上限値（℃）＝１１７０＋Ｖｃ’（ｍ／ｍｉｎ）×５０（１４）
より好ましくは１２００℃以下かつ下記（１５）式
結晶化温度の上限値（℃）＝１１５０＋Ｖｃ’（ｍ／ｍｉｎ）×３０（１５）
を満たすこととするとよい。
ここで結晶化温度（凝固温度と同じ温度）は、溶融状態から１０℃／ｍｉｎで冷却した際に溶融フラックスが結晶化（凝固）する温度であり、粘度測定の場合は粘度の急激な上昇（凝固温度を表記する場合が多い）、熱分析の場合は結晶化に伴う発熱ピーク（結晶化温度と表記する場合が多い）、を指標に定めることができる。
モールドフラックスの結晶化率を上記本発明の好適範囲とするように調整することに加え、モールドフラックス中のアルカリ金属元素やフッ素の含有量等を増大することにより、モールドフラックスの結晶化温度を上記好適範囲に調整することができる。 On the other hand, if a mold flux with a high crystallization temperature is used, the liquid phase portion of the mold flux film may not remain in the lower part of the mold where the surface temperature of the slab drops, and the entire mold flux film may crystallize into a single layer of solid film. In such a case, the fluidity and void-filling ability of the entire mold flux film may be lost, which may cause unstable cooling of the slab. Therefore, it is preferable to use a mold flux with a crystallization temperature lower than the surface temperature of the slab at the lower end of the mold. This means that the entire mold flux film may not crystallize into a single layer of solid film. The surface temperature of the slab at the lower end of the mold varies depending on the casting speed. When the casting speed in the steady state during continuous casting is Vc', the crystallization temperature of the mold flux must be 1250°C or lower and satisfy the following formula (14): Upper limit of crystallization temperature (°C) = 1170 + Vc' (m/min) × 50 (14)
More preferably, the crystallization temperature is 1200° C. or less and is expressed by the following formula (15): Upper limit of crystallization temperature (° C.)=1150+Vc′(m/min)×30 (15)
It is advisable to satisfy the following.
Here, the crystallization temperature (the same temperature as the solidification temperature) is the temperature at which the molten flux crystallizes (solidifies) when cooled from a molten state at 10°C/min. In the case of viscosity measurement, the crystallization temperature can be determined as an index, which is often expressed as the solidification temperature, and in the case of thermal analysis, the crystallization temperature can be determined as an index, which is often expressed as the heat generation peak accompanying crystallization (which is often expressed as the crystallization temperature).
In addition to adjusting the crystallization rate of the mold flux to fall within the preferred range of the present invention, the crystallization temperature of the mold flux can be adjusted to fall within the preferred range by increasing the contents of alkali metal elements and fluorine in the mold flux.

本発明の第４発明は、上記本発明の第３発明の連続鋳造方法において、前記凝固させたモールドフラックスの主結晶がカスピダインであり、１３００℃における粘度が１．５ｐｏｉｓｅ未満のモールドフラックスを適用することを特徴とする。 The fourth aspect of the present invention is characterized in that, in the continuous casting method of the third aspect of the present invention, the solidified mold flux contains cuspidine as its main crystal and has a viscosity of less than 1.5 poise at 1,300°C.

本発明は、モールドフラックスとして結晶化しやすいものを用い、鋳型上部の鋳型表面温度を下げてフラックスフィルムの結晶化を促進しようとするものであるから、鋳型内湯面上で溶融した後、鋳片と鋳型との間隙に流入したフラックスフィルムは急冷却される。そのとき、フラックスフィルムの結晶化速度が遅いと、結晶化しやすいモールドフラックスを使用しているとはいえ、ガラス状に固化して結晶化が遅れるので、本発明の目的を十分には達することができない。モールドフラックスが溶融状態から凝固して生成する結晶のうち、カスピダイン（３ＣａＯ・２ＳｉＯ_２・ＣａＦ_２）が結晶化速度の速い結晶として知られている。そこで好ましくは、カスピダインを主結晶とするモールドフラックスを適用する。ここで、モールドフラックスを溶融し１０℃／ｍｉｎの冷却速度で冷却し凝固させた試料についてＸ線回折評価を行い、最もピーク高さが高い結晶を主結晶として定める。かつ溶融モールドフラックスの粘度を小さくして（具体的には１３００℃における粘度が１．５ｐｏｉｓｅ未満）拡散速度を高めることが望ましい。それが第４の発明の意味である。１３００℃における粘度は１．０ｐｏｉｓｅ未満であるとさらに好ましい。第４の発明の要件を満たすことによって、本発明の効果が確実に発揮される。
モールドフラックスの塩基度（ＣａＯ／ＳｉＯ_２）質量比が１．０前後の所定の値よりも高く、かつモールドフラックス中のＦ含有量が５質量％以上であれば、結晶化率を上記本発明の好適範囲とした上でカスピダインを主結晶とすることができる。 The present invention uses a mold flux that is easily crystallized and aims to promote the crystallization of the flux film by lowering the mold surface temperature above the mold. Therefore, after melting on the molten metal surface in the mold, the flux film flows into the gap between the slab and the mold and is rapidly cooled. If the flux film crystallizes slowly, it solidifies into a glass-like state, delaying crystallization, even though a mold flux that is easily crystallized is used. This prevents the objective of the present invention from being fully achieved. Among the crystals formed by solidifying mold flux from a molten state, cuspidine (3CaO·2SiO ₂ ·CaF ₂ ) is known to have a fast crystallization rate. Therefore, a mold flux containing cuspidine as the primary crystal is preferably used. Here, a mold flux sample is melted, cooled at a cooling rate of 10°C/min, and solidified. X-ray diffraction analysis is performed, and the crystal with the highest peak height is defined as the primary crystal. Furthermore, it is desirable to reduce the viscosity of the molten mold flux (specifically, a viscosity of less than 1.5 poise at 1300°C) to increase the diffusion rate. This is the meaning of the fourth invention. It is even more preferable that the viscosity at 1300°C be less than 1.0 poise. By satisfying the requirements of the fourth invention, the effects of the present invention can be reliably achieved.
When the basicity (CaO/ _SiO2 ) mass ratio of the mold flux is higher than a predetermined value of about 1.0 and the F content in the mold flux is 5 mass% or more, cuspidine can be the main crystal while keeping the crystallization rate within the preferred range of the present invention.

なお、本発明では、上記本発明の第１発明に示した連続鋳造用鋳型あるいは第２発明に示した連続鋳造機を用い、フラックスフィルムとして、溶融し１０℃／ｍｉｎの冷却速度で冷却し凝固させたときに結晶を晶析出しないか、もしくは晶析出する結晶量が少ないモールドフラックスを用いることによって、緩冷却化の必要がない鋼種を鋳型上部における凝固シェルの成長を促進して鋳造することも可能である。あるいは本発明を応用して、同じモールドフラックスを用いる場合にも、鋳型の冷却状態を変えることによってフラックスフィルムの結晶化程度を制御して、１銘柄のモールドフラックスを幅広い鋼種や鋳造条件に適合されることも可能である。このように、本発明は、鋳型冷却能とモールドフラックスの組合せによって鋳型内熱流束のバリエーションを増やして幅広い鋼種や鋳造条件に適合した操業を可能とする。 In addition, in this invention, using the continuous casting mold described in the first aspect of the present invention or the continuous casting machine described in the second aspect of the present invention, and using a mold flux that does not crystallize or that crystallizes only a small amount when melted and cooled and solidified at a cooling rate of 10°C/min as the flux film, it is possible to cast steel types that do not require slow cooling by promoting the growth of a solidified shell in the upper part of the mold. Alternatively, by applying this invention, even when using the same mold flux, the degree of flux film crystallization can be controlled by changing the cooling condition of the mold, making it possible to adapt a single brand of mold flux to a wide range of steel types and casting conditions. In this way, the present invention increases the variation in heat flux in the mold by combining mold cooling capacity and mold flux, enabling operations that are suitable for a wide range of steel types and casting conditions.

以下に鋳型の実施例および比較例を示して、本発明の形態を具体的に説明する。 The following mold examples and comparative examples will be used to specifically explain the present invention.

＜実施例１＞
図１に示すように、銅板の背面側に上下方向に延びる冷却スリットを有する連続鋳造用鋳型を用い、冷却スリットの形状や冷却条件を種々変更し、（１）式で定める熱流束Ｑが与えられたときの、（２）式で定める鋳型表面温度Ｔ_ｓを算出した。ここで、鋳型上部と鋳型下部とで条件を異ならせた。算出に用いた鋳型の条件、鋳造条件について、表１、表２に示す。なお、表１、表２の実施例Ａ～比較例Ｆで用いた鋳型を、それぞれ「鋳型Ａ」～「鋳型Ｆ」と呼ぶ。 Example 1
As shown in Figure 1, a continuous casting mold having cooling slits extending in the vertical direction on the back side of the copper plate was used, and the shape of the cooling slits and cooling conditions were variously changed to calculate the mold surface temperature _Ts defined by equation (2) when the heat flux Q defined by equation (1) was given. Here, different conditions were set for the upper and lower mold sections. The mold conditions and casting conditions used in the calculations are shown in Tables 1 and 2. The molds used in Examples A to Comparative Examples F in Tables 1 and 2 are referred to as "Mold A" to "Mold F," respectively.

実施例Ａは、図３に示すように、銅板の鋳造方向長さ０．９０ｍの鋳型を用い、鋳型銅板の上端から湯面高さまでの距離を０．１０ｍとなるよう設計した連続鋳造機を用いている。そして、冷却水路前面から鋳型表面までの距離Ｘを、鋳型上部（鋳型銅板上端から０．０５ｍ～０．２０ｍの間）ではＸ_Ｕ＝０．０１１ｍ，鋳型下部（鋳型銅板上端から０．５０ｍ～０．９０ｍの間）ではＸ_Ｌ＝０．０１８ｍと異ならせている。その結果、鋳造速度１．６ｍ／ｍｉｎとして（１）式で定める鋳型内熱流束Ｑを与えた場合に（２）式で算出する鋳型表面温度Ｔ_ｓが、鋳型上部で１４１．３℃，鋳型下部で１７２．０℃となり、３１℃の差であり、本発明の第１発明および第２発明の要件を満たす実施例である。実施例Ａにおいては、鋳型冷却水を鋳型の下から上に流しているので、鋳型冷却水温は鋳型上部の平均値が３７℃，鋳型下部の平均値が３２℃と鋳型上部の方が高い条件となる。なお、鋳型銅板上端からの距離が０．２０ｍ～０．５０ｍの範囲においては、冷却水路前面から鋳型表面までの距離Ｘが０．０１１ｍ～０．０１８ｍへとなだらかに変化する設計としている。 In Example A, as shown in Figure 3, a mold with a copper plate length of 0.90 m in the casting direction was used, and a continuous casting machine was used with a distance from the top of the mold copper plate to the molten metal surface of 0.10 m. The distance X from the front of the cooling channel to the mold surface was set to X _U = 0.011 m at the upper part of the mold (between 0.05 m and 0.20 m from the top of the mold copper plate) and X _L = 0.018 m at the lower part of the mold (between 0.50 m and 0.90 m from the top of the mold copper plate). As a result, when the casting speed was 1.6 m/min and the heat flux Q in the mold defined by equation (1) was given, the mold surface temperature _Ts calculated by equation (2) was 141.3 °C at the upper part of the mold and 172.0 °C at the lower part of the mold, a difference of 31 °C. This example satisfies the requirements of the first and second inventions of the present invention. In Example A, the mold cooling water flows from the bottom to the top of the mold, so the mold cooling water temperature is higher at the top of the mold, with an average value of 37°C and an average value of 32°C at the bottom of the mold. Note that the design is such that the distance X from the front surface of the cooling water channel to the mold surface changes gradually from 0.011m to 0.018m when the distance from the top end of the mold copper plate is in the range of 0.20m to 0.50m.

実施例Ｂは、図４に示すように、銅板の鋳造方向長さ０．９０ｍの鋳型を用い、鋳型銅板の上端から湯面高さまでの距離を０．１２ｍとなるよう設計した連続鋳造機を用いている。そして、冷却水路であるスリットの深さＤを、鋳型上部（鋳型銅板上端から０．０４ｍ～０．２５ｍの間）ではＤ_Ｕ＝０．０１４ｍ、と鋳型下部（鋳型銅板上端から０．６０ｍ～０．９０ｍの間）ではＤ_Ｌ＝０．０２８ｍとし、鋳型上部は鋳型下部の半分とすることで流路断面積を半減し、冷却水の流速Ｖ_ｗが倍増する設計とした。その結果、鋳造速度２．１ｍ／ｍｉｎとして（１）式で定める鋳型内熱流束Ｑを与えた場合に（２）式で算出する鋳型表面温度Ｔ_ｓが、鋳型上部で１７４．８℃，鋳型下部で２１５．０℃となり、４０℃の差であり、本発明の第１発明および第２発明の要件を満たす実施例である。実施例Ｂにおいては、鋳型冷却水を鋳型の下から上に流しているので、鋳型冷却水温は鋳型上部の平均値が３７℃，鋳型下部の平均値が３０℃と鋳型上部の方が高い条件となる。なお、鋳型銅板上端からの距離が０．２５ｍ～０．６０ｍの範囲においては、冷却水路であるスリットの深さＤが０．０１４ｍ～０．０２８ｍへとなだらかに変化する設計としている。 Example B uses a mold with a copper plate length of 0.90 m in the casting direction, and a continuous casting machine designed so that the distance from the top of the mold copper plate to the molten metal surface is 0.12 m, as shown in Figure 4. The depth D of the slits serving as cooling water channels was set to D _U = 0.014 m in the upper part of the mold (between 0.04 m and 0.25 m from the top of the mold copper plate) and D _L = 0.028 m in the lower part of the mold (between 0.60 m and 0.90 m from the top of the mold copper plate), with the upper part being half the depth of the lower part of the mold, thereby halving the cross-sectional area of the flow path and doubling the cooling water flow velocity _Vw . As a result, when the casting speed is 2.1 m/min and the heat flux Q in the mold defined by equation (1) is given, the mold surface temperature _Ts calculated by equation (2) is 174.8°C at the upper part of the mold and 215.0°C at the lower part of the mold, a difference of 40°C, and this example satisfies the requirements of the first and second inventions of the present invention. In Example B, mold cooling water flows from bottom to top of the mold, so the mold cooling water temperature is higher at the upper part of the mold, with an average value of 37°C at the upper part and 30°C at the lower part. Furthermore, the depth D of the slits, which serve as cooling water channels, is designed to change gradually from 0.014 m to 0.028 m when the distance from the top end of the mold copper plate is in the range of 0.25 m to 0.60 m.

実施例Ｃは、図５に示すように、銅板の鋳造方向長さ１．１０ｍの鋳型を用い、鋳型銅板の上端から湯面高さまでの距離を０．１０ｍとなるよう設計した連続鋳造機を用いている。そして、鋳型銅板の熱伝導率λ_ｍを、図５の境界位置１７をはさんで、鋳型上部（鋳型銅板上端から０．０５ｍ～０．２０ｍの間）と鋳型下部（鋳型銅板上端から０．２０ｍ～１．１０ｍの間）との間で異ならせ、鋳型銅板の熱伝導率λ_ｍが鋳型下部に対し鋳型上部の方が大きくなる設計とした。その結果、鋳造速度２．５ｍ／ｍｉｎとして（１）式で定める鋳型内熱流束Ｑを与えた場合に（２）式で算出する鋳型表面温度Ｔ_ｓが、鋳型上部で１７２．８℃，鋳型下部で２２０．９℃となり、４８℃の差であり、本発明の第１発明および第２発明の要件を満たす実施例である。実施例Ｃにおいては、鋳型冷却水を鋳型の上から下に流す設計（図５参照）とすることによって、鋳型冷却水温は鋳型上部の平均値が３１℃，鋳型下部の平均値が３９℃と鋳型上部の方が低い条件となることも、鋳型上部の表面温度を鋳型下部の表面温度に対して下げるのに有効に作用する。 Example C, as shown in Figure 5, uses a mold with a copper plate length of 1.10 m in the casting direction, and a continuous casting machine designed so that the distance from the top of the mold copper plate to the molten metal surface is 0.10 m. The thermal conductivity λ _m of the mold copper plate was varied between the upper mold portion (between 0.05 m and 0.20 m from the top of the mold copper plate) and the lower mold portion (between 0.20 m and 1.10 m from the top of the mold copper plate) across boundary position 17 in Figure 5, so that the thermal conductivity λ _m of the mold copper plate was higher in the upper mold portion than in the lower mold portion. As a result, when a casting speed of 2.5 m/min and a heat flux Q in the mold defined by equation (1) were applied, the mold surface temperature T _s calculated by equation (2) was 172.8 ° C at the upper mold portion and 220.9 ° C at the lower mold portion, a difference of 48 ° C. This example satisfies the requirements of the first and second inventions of the present invention. In Example C, the mold cooling water is designed to flow from the top to the bottom of the mold (see Figure 5), so that the mold cooling water temperature is lower in the upper part of the mold, with an average value of 31°C and an average value of 39°C in the lower part, which is also effective in lowering the surface temperature of the upper part of the mold compared to the surface temperature of the lower part of the mold.

比較例Ｄおよび比較例Ｅは、図６に示すように、鋳型の冷却に関わる構造（鋳型冷却水路形状，鋳型冷却水流路前面の鋳型表面からの距離、鋳型銅板の熱伝導率、鋳型冷却水流速）が鋳型上部から鋳型下部まで同じである、通常の鋳型を示す比較例である。比較例Ｄおよび比較例Ｅにおいて、冷却水温に関しては、鋳型冷却水を鋳型の下から上に流す通常の設計であり、その影響で、鋳型冷却水温は鋳型上部の平均値が鋳型下部の平均値に対し高くなっている。その結果、鋳造速度１．６ｍ／ｍｉｎ相当の鋳型内熱流束Ｑを与えた場合の鋳型表面温度計算値は、鋳型上部の値が鋳型下部の値よりも若干ではあるが大きくなっている。 As shown in Figure 6, Comparative Examples D and E are comparative examples representing a normal mold in which the mold cooling structure (mold cooling water channel shape, distance from the mold surface to the front of the mold cooling water channel, thermal conductivity of the mold copper plate, and mold cooling water flow rate) is the same from the top to the bottom of the mold. In Comparative Examples D and E, the cooling water temperature is a normal design in which mold cooling water flows from the bottom to the top of the mold, and as a result, the average mold cooling water temperature in the upper mold is higher than the average mold temperature in the lower mold. As a result, when a heat flux Q within the mold equivalent to a casting speed of 1.6 m/min is applied, the calculated mold surface temperature in the upper mold is slightly higher than the value in the lower mold.

比較例Ｆは、銅板の鋳造方向長さ１．１０ｍの鋳型を用い、鋳型銅板の上端から湯面高さまでの距離を０．１０ｍとなるよう設計した連続鋳造機を用いている。そして、鋳型銅板の熱伝導率λ_ｍについて、鋳型上部（鋳型銅板上端から０．０５ｍ～０．２０ｍの間）を鋳型下部（鋳型銅板上端から０．２０ｍ～１．１０ｍの間）に比較して小さくする設計とする比較例である。その結果、鋳造速度２．５ｍ／ｍｉｎとして（１）式で定める鋳型内熱流束Ｑを与えた場合に（２）式で算出する鋳型表面温度Ｔ_ｓは、鋳型上部の値が鋳型下部の値よりも大きくなる。比較例Ｆおいては、鋳型冷却水を鋳型の下から上に流す通常の設計であり、鋳型冷却水温は鋳型上部の平均値が鋳型下部の平均値よりも高い条件となる。そのことも、鋳型上部の表面温度を鋳型下部の表面温度に対して上げるのに寄与している。比較例Ｆのような鋳型は、鋳型上部の鋳型表面温度が過度に高くなりやすく、鋳型表面への鋳片の焼き付き、鋳型表面の亀裂発生、および鋳型銅板の変形に対し不利である。 Comparative Example F uses a mold with a copper plate length of 1.10 m in the casting direction, and a continuous casting machine designed so that the distance from the top of the mold copper plate to the molten metal surface height is 0.10 m. Furthermore, this comparative example is designed so that the thermal conductivity λ _m of the mold copper plate is smaller in the upper part of the mold (between 0.05 m and 0.20 m from the top of the mold copper plate) than in the lower part of the mold (between 0.20 m and 1.10 m from the top of the mold copper plate). As a result, when the casting speed is 2.5 m/min and the heat flux Q in the mold defined by equation (1) is given, the mold surface temperature T _s calculated by equation (2) is higher in the upper part of the mold than in the lower part of the mold. Comparative Example F uses a conventional design in which mold cooling water flows from the bottom to the top of the mold, resulting in a condition in which the average mold cooling water temperature in the upper part of the mold is higher than that in the lower part of the mold. This also contributes to raising the surface temperature of the upper part of the mold relative to the surface temperature of the lower part of the mold. A mold such as Comparative Example F is prone to excessively high mold surface temperatures at the top of the mold, which is disadvantageous in that the cast piece will stick to the mold surface, cracks will occur on the mold surface, and the copper plate of the mold will be deformed.

＜実施例２＞
次に、実際に連続鋳造機を用いて連続鋳造を行った結果を示す。 Example 2
Next, the results of actual continuous casting using a continuous casting machine are shown.

組成を表３に示す溶鋼を、鋳型に関わる鋳造条件が前記表１の実施例Ａ（鋳型Ａ使用），比較例Ｄ（鋳型Ｄ使用）およびＥ（鋳型Ｅ使用）である連続鋳造機を用いて鋳造した。鋳型断面寸法は、幅１２５０ｍｍ，厚み２５０ｍｍ、溶鋼過熱度は鋳型注入直前で２５℃、鋳造速度は１．６ｍ／ｍｉｎという条件である。それぞれの実施例および比較例を表５のＡ－２、Ｄ－２、Ｅ－２、表６のＡ－３、Ａ－４、Ｄ－３とする。 The molten steel whose composition is shown in Table 3 was cast using a continuous casting machine whose mold-related casting conditions were those of Example A (using mold A), Comparative Examples D (using mold D), and E (using mold E) in Table 1 above. The mold cross-sectional dimensions were 1250 mm wide and 250 mm thick, the molten steel superheat was 25°C immediately before pouring into the mold, and the casting speed was 1.6 m/min. The respective Examples and Comparative Examples are A-2, D-2, and E-2 in Table 5, and A-3, A-4, and D-3 in Table 6.

モールドフラックスには、表４の仕様のものを用いた。表４に示す化学組成は、溶融時に燃焼または熱分解により失われる炭素や酸化炭素を除いた組成であり、溶融後の組成を代表する値である。分析で得られたＣａ分がすべてＣａＯであり、分析で得られたＮａ分がすべてＮａ_２Ｏであるとして表４に示している。表４中における結晶化温度は、炉内の黒鉛ルツボ内で一旦溶融したモールドフラックスを、１０℃／ｍｉｎの冷却速度で炉内雰囲気温度を下げながら凝固させた際に、結晶化に伴う発熱が最大となる温度（温度低下の傾きが最も小さくなる温度、もしくは発熱による温度上昇の傾きが最も大きくなる温度）をモールドフラックス温度の測定結果から読み取って定めた。モールドフラックスを上記条件で凝固させ、凝固させた試料についてＳＥＭ－ＥＤＳによって結晶粒ごとに結晶の種類を定め、合計の結晶面積率％を結晶化率とした。また凝固させた試料についてＸ線回折評価を行い、最もピーク高さが高い結晶を主結晶として定め、表４に記載した。 The mold flux used had the specifications shown in Table 4. The chemical composition shown in Table 4 excludes carbon and carbon oxides lost through combustion or thermal decomposition during melting and represents the composition after melting. The analytical results are shown in Table 4 assuming that all Ca content is CaO and all Na content is Na ₂ O. The crystallization temperature in Table 4 was determined by measuring the mold flux temperature. The mold flux was melted in a graphite crucible in a furnace and solidified while the furnace ambient temperature was lowered at a cooling rate of 10°C/min. The crystallization temperature was determined by reading the mold flux temperature measurement results and determining the temperature at which the heat generated by crystallization reached its maximum (the temperature at which the temperature decrease slope was smallest or the temperature increase slope due to heat generation was greatest). The mold flux was solidified under the above conditions, and the type of crystal was determined for each crystal grain in the solidified sample using SEM-EDS. The total crystal area percentage (%) was used as the crystallization rate. The solidified sample was also subjected to X-ray diffraction analysis. The crystal with the highest peak height was determined as the main crystal, and this is listed in Table 4.

表４のＦｌｕｘ－１は第３発明、第４発明の要件を満たし、Ｆｌｕｘ－２は第３発明の要件を満たしている。 Flux-1 in Table 4 meets the requirements of the third and fourth inventions, and Flux-2 meets the requirements of the third invention.

熱流束は、鋳型内に設置した、高さ方向に複数点、深さ方向に２点の熱電対の測温値から、該当する鋳型領域の平均熱流束を見積もった値を用いた。その熱流束の比較例Ｄ－２の鋳型上部における値を１００として指数化して、表５の「鋳型熱流束指数」に示している。熱電対を用いた熱流束の測定値が時間変動する場合には、その変動曲線の極大点の値を結んで平均値とした。熱流束の測定値が時間変動する場合、その変動要因は、凝固シェルの異常収縮によって鋳型と鋳片との距離が離れることや、モールドフラックスフィルムの固相と鋳型との間に空隙が生じることである。それらの変動要因は熱流束を低下させる方向に作用するので、鋳型－モールドフラックスフィルム系本来の熱流束を評価するには、変動曲線の極大値で評価するのがよいのである。また、熱流束を評価する領域は、鋳型内の湯面高さよりも下の実効領域とした。具体的には、鋳型上部では湯面高さである鋳型銅板上端から０．１０ｍを起点に鋳型銅板上端から０．２０ｍまでとした。 The heat flux was estimated as the average heat flux in the corresponding mold region from temperature measurements taken by thermocouples installed at multiple points along the height and two points along the depth within the mold. The heat flux at the top of the mold for Comparative Example D-2 was indexed, with the value at 100, and is shown in the "Mold Heat Flux Index" in Table 5. When the heat flux measured using thermocouples fluctuated over time, the average value was calculated by connecting the maximum values on the fluctuation curve. The fluctuations in the heat flux measurements over time can be attributed to factors such as abnormal shrinkage of the solidified shell, which increases the distance between the mold and the slab, or the formation of voids between the solid phase of the mold flux film and the mold. Because these factors reduce the heat flux, it is best to evaluate the true heat flux of the mold-mold flux film system using the maximum value on the fluctuation curve. The region for evaluating the heat flux was the effective region below the height of the molten metal surface in the mold. Specifically, in the upper part of the mold, the height was set from 0.10 m above the top of the mold copper plate, which is the height of the molten metal surface, to 0.20 m above the top of the mold copper plate.

表面の凹凸の大きさをレーザー距離計で計測し、計測距離の標準偏差を凝固不均一度とした。比較例Ｄ－２における凝固不均一度を１００として指数化したものを表５の「凝固不均一度指数」に示している。 The size of the surface irregularities was measured using a laser distance meter, and the standard deviation of the measured distance was taken as the degree of solidification heterogeneity. The degree of solidification heterogeneity in Comparative Example D-2 was set at 100, and the index is shown in the "Solidification Heterogeneity Index" in Table 5.

ここでは、まず通常の鋳型とモールドフラックスの組み合わせである比較例Ｄ－２から説明する。Ｄ－２は鋳型構造上の冷却能力は鋳型上部から下部まで一定である鋳型Ｄを用い、カスピダインを主結晶としてフラックスフィルム中に晶析出する表４のＦｌｕｘ－１に示すモールドフラックスを用い、表３に示す組成の亜包晶鋼を鋳造した比較例である。比較例Ｄ－２においては、鋳型内熱流束は凝固シェル表面温度の高い鋳型上部において大きく、凝固シェル表面温度が低下する鋳型下部において小さい、通常の熱流束分布を示した。 Here, we will first explain Comparative Example D-2, which is a combination of a conventional mold and mold flux. D-2 is a comparative example in which hypoperitectic steel with the composition shown in Table 3 was cast using Mold D, whose structural cooling capacity is constant from the top to the bottom of the mold, and mold flux shown as Flux-1 in Table 4, which crystallizes and precipitates cuspidine as the main crystal in the flux film. Comparative Example D-2 showed a typical heat flux distribution in the mold, with the heat flux in the mold being high in the upper part of the mold where the surface temperature of the solidified shell is high and low in the lower part of the mold where the surface temperature of the solidified shell is low.

比較例Ｄ－２では、得られた鋳片の表面に亜包晶鋼特有の凝固収縮の大きさに起因する凹凸が見られた。比較例Ｄ－２で見られた凝固の不均一は、モールドフラックスフィルムの結晶化が不十分で鋳型上部における熱流束が十分に低下しなかったことに起因すると考えた。 In Comparative Example D-2, unevenness was observed on the surface of the resulting slab due to the large solidification shrinkage characteristic of hypoperitectic steel. The non-uniform solidification observed in Comparative Example D-2 was thought to be due to insufficient crystallization of the mold flux film, resulting in an insufficient reduction in the heat flux above the mold.

それに対し、本発明の第３発明および第４発明の要件を満たす鋳型ＡとＦｌｕｘ－１を用いた実施例Ａ－２では、鋳型上部の冷却能力を強化してモールドフラックスフィルムの結晶化を促進した結果、鋳型上部の鋳型熱流束指数は８６まで低下し、凝固不均一度指数は３１まで改善した。鋳型下部の冷却能力は比較例Ｄ－２と同じではあるものの、鋳型上部で結晶化を促進したモールドフラックスフィルムの影響で、鋳型下部の鋳型熱流束指数は比較例Ｄ－２に対して若干低下した。 In contrast, in Example A-2, which used Mold A and Flux-1, which satisfy the requirements of the third and fourth inventions of the present invention, the cooling capacity in the upper part of the mold was strengthened to promote crystallization of the mold flux film, resulting in a decrease in the mold heat flux index in the upper part of the mold to 86 and an improvement in the solidification non-uniformity index to 31. Although the cooling capacity in the lower part of the mold was the same as in Comparative Example D-2, the mold heat flux index in the lower part of the mold was slightly lower than in Comparative Example D-2 due to the influence of the mold flux film, which promoted crystallization in the upper part of the mold.

また、第３発明の要件を満たす鋳型ＡとＦｌｕｘ－２を用いた実施例Ａ－３では、実施例Ａ－２と同様の作用が生じたものの、モールドフラックスの粘度が高く結晶化率が小さいことから、鋳型上部の鋳型熱流束指数が実施例Ａ－２に比べるとやや高く、凝固不均一度は比較例Ｄ－２に比べると改善されたものの実施例Ａ－２には及ばない結果となった。なお、モールドフラックスの粘度が高く結晶化率が小さくとも鋳型下部までフラックスフィルムが移動する間には結晶化が進行し、Ｆｌｕｘ－１とＦｌｕｘ－２の結晶化温度が同程度であることが相まって、鋳型下部については実施例Ａ－２と同程度の鋳型熱流束指数となった。 In addition, in Example A-3, which used mold A and Flux-2 that satisfied the requirements of the third invention, the same effect as Example A-2 was achieved; however, due to the high viscosity of the mold flux and the low crystallization rate, the mold heat flux index in the upper part of the mold was slightly higher than in Example A-2, and although the degree of solidification non-uniformity was improved compared to Comparative Example D-2, it was not as good as Example A-2. Furthermore, even though the mold flux had a high viscosity and a low crystallization rate, crystallization progressed as the flux film moved to the lower part of the mold. Combined with the fact that the crystallization temperatures of Flux-1 and Flux-2 were similar, the mold heat flux index in the lower part of the mold was approximately the same as in Example A-2.

比較例Ｅ－２は、鋳型Ａの鋳型上部の冷却構造を鋳型下部まで延長して適用した全面強冷却の鋳型Ｅを用いた比較例である。その結果、鋳型上部の鋳型熱流束指数は８６と実施例Ａ－２と同じであった。一方、鋳型下部ではフラックスフィルムの結晶化が過度に進行し鋳型熱流束指数が２７まで低下した。このとき、鋳型下部では熱流束の変動も大きくなった。これは、フラックスフィルムの過度の結晶化に起因してフラックスフィルムと鋳型の間に時折空隙が発生したと推定した。比較例Ｅ－２の凝固不均一度指数は６７と実施例Ａ－２に比べると改善効果が不十分であった。これは、鋳型下部におけるフラックスフィルムの過度の結晶化が熱流束の低下を招いたことによって凝固シェルの成長が妨げられたことや、フラックスフィルムの過度の結晶化に起因すると思われる熱流束の変動が凝固シェルの均一な成長を阻害したことに起因すると考えた。 Comparative Example E-2 was a comparative example using Mold E, which had the cooling structure of the upper part of Mold A extended to the lower part of the mold, providing strong cooling throughout. As a result, the mold heat flux index in the upper part of the mold was 86, the same as in Example A-2. Meanwhile, in the lower part of the mold, excessive crystallization of the flux film progressed, causing the mold heat flux index to drop to 27. At this time, the heat flux fluctuations in the lower part of the mold also increased. This was presumably due to the occasional occurrence of voids between the flux film and the mold due to excessive crystallization of the flux film. The solidification non-uniformity index in Comparative Example E-2 was 67, an insufficient improvement compared to Example A-2. This was thought to be due to the excessive crystallization of the flux film in the lower part of the mold, which reduced the heat flux, thereby hindering the growth of the solidified shell, and the heat flux fluctuations, likely due to excessive crystallization of the flux film, inhibiting the uniform growth of the solidified shell.

比較例Ａ－４およびＤ－３においては、モールドフラックスとして、本発明の第３発明の要件を満たさないＦｌｕｘ－３を用いている。このため、鋳型単体の冷却特性がそのまま鋳片を冷却する特性として表れ、鋳型上部の冷却能が高い鋳型Ａを用いた場合（比較例Ａ－４）が、鋳型上部の冷却能が鋳型Ａよりも低い鋳型Ｄを用いた場合（比較例Ｄ－３）に比べて鋳型上部の熱流束が大きく、その結果として、凝固不均一度指数も大きくなっている。また、第３発明の要件を満たさないＦｌｕｘ－３を用いたことにより、比較例Ｄ－３の鋳型上部から下部に渡る全体の熱流束は比較例Ｄ－２に対して大きくなっており、そのこともまた、不均一凝固を促進する要因となっている。 In Comparative Examples A-4 and D-3, Flux-3, which does not satisfy the requirements of the third aspect of the present invention, is used as the mold flux. As a result, the cooling characteristics of the mold itself are directly reflected in the cooling characteristics of the slab. When Mold A, which has a high cooling capacity in the upper part of the mold, is used (Comparative Example A-4), the heat flux in the upper part of the mold is greater than when Mold D, whose cooling capacity in the upper part of the mold is lower than that of Mold A, is used (Comparative Example D-3). As a result, the solidification non-uniformity index is also greater. Furthermore, because Flux-3, which does not satisfy the requirements of the third aspect of the present invention, is used, the overall heat flux from the upper to lower part of the mold in Comparative Example D-3 is greater than that in Comparative Example D-2, which also contributes to promoting non-uniform solidification.

本発明の第４発明の要件を満たすモールドフラックスは、表４のＦｌｕｘ－１に記載のものに限定されるわけではなく、例えば非特許文献２に記載のようなモールドフラックスを用いても構わない。あるいは同様の効果は、特許文献１０に記載のような、本発明の第４発明の要件を満たさないが第３発明の要件を満たすモールドフラックス（例えば表４のＦｌｕｘ－２）を用いても発揮され得る。ただし、なるべく結晶化率が高いフラックスであって、できれば結晶化速度が大きい（冷却速度増大時の結晶化温度低下が小さい）モールドフラックスを用いるのが好ましい。 The mold flux that satisfies the requirements of the fourth invention of the present invention is not limited to that described in Flux-1 in Table 4; for example, a mold flux such as that described in Non-Patent Document 2 may also be used. Alternatively, a similar effect can be achieved by using a mold flux that does not satisfy the requirements of the fourth invention of the present invention but satisfies the requirements of the third invention (for example, Flux-2 in Table 4), such as that described in Patent Document 10. However, it is preferable to use a mold flux that has as high a crystallization rate as possible, and preferably a high crystallization rate (small decrease in crystallization temperature when the cooling rate increases).

１連続鋳造用鋳型
２鋳型銅板
３冷却スリット
４バックフレーム
５浸漬ノズル
６鋳型表面
７鋳型冷却水路端
８上側給排水路
９下側給排水路
１０溶鋼
１１モールドフラックス
１２フラックス溶融層
１３凝固シェル
１４モールドフラックスフィルム
１５固相フィルム
１６液相フィルム
１７境界位置 REFERENCE SIGNS LIST 1 continuous casting mold 2 mold copper plate 3 cooling slit 4 back frame 5 submerged nozzle 6 mold surface 7 mold cooling water channel end 8 upper water supply and drainage channel 9 lower water supply and drainage channel 10 molten steel 11 mold flux 12 flux molten layer 13 solidified shell 14 mold flux film 15 solid film 16 liquid film 17 boundary position

Claims

A continuous casting method using a continuous casting machine equipped with a water-cooled copper mold applicable to a continuous casting process of steel using mold flux, in which the cooling capacity in the vicinity of the molten steel surface in the upper part of the mold is increased compared to the cooling capacity in the lower part of the mold by making different one or more factors between the upper part and the lower part of the mold, the factors being the shape (width and depth) of the mold cooling water passages (cooling slits), the distance of the ends of the mold cooling water passages from the mold surface, the thermal conductivity of the mold copper plate , the mold cooling water flow rate, and the mold cooling water temperature,
When a heat flux Q calculated by the formula (1) is applied according to the set casting speed Vc of the continuous casting machine, the mold surface temperature _Ts calculated by the formula (2) is 20°C or more lower in the upper part of the mold than in the lower part of the mold,
A continuous casting method characterized by using a mold flux in combination, the mold flux having a crystallization rate of 20% or more in terms of area ratio when melted and cooled at a cooling rate of 10°C/min to solidify.
Re=V _w d/(η/ρ) (3)
Pr=ηC _P /λ _w (4)
d = 4A / L (5)
where Q: heat flux [W/m ² ], Vc: set casting speed [m/min], _Ts : mold surface temperature [°C], _Tw : cooling water temperature [°C], X: distance from mold surface to mold cooling water channel end [m], _λm : mold copper plate thermal conductivity [W/(m·K)], _λw : cooling water thermal conductivity [W/(m·K)], A: mold cooling water channel (cooling slit) cross-sectional area [m ² ], L: mold cooling water channel (cooling slit) circumferential length [m],
Re: Reynolds number of cooling water in the mold cooling water channel (cooling slit) [-],
Pr: cooling water Prandtl number in the mold cooling water channel (cooling slit) [-],
d: equivalent diameter [m],
V _w : cooling water flow velocity in the mold cooling water channel (cooling slit) [m/s], η: viscosity of water [Pa·s], ρ: density of water [kg/m ³ ], C _p : specific heat of water [J/(kg·K)] ,
For all of the variables Tw, X, λm, λw, A, L, Re, Pr, d, Vw, η, ρ, and CP substituted when calculating _the surface _temperature Ts _, the _values for _the upper _part of the mold are used when calculating the surface temperature Ts of the upper part of the mold, and the values for the lower part of the mold are used when calculating the surface temperature Ts _of the lower part of the mold _.

2. The continuous casting method according to claim 1 , wherein the solidified mold flux has a main crystal of cuspidine and a viscosity of less than 1.5 poise at 1300°C.