JPH02281118A - 連続鋳造装置の加振力計測装置 - Google Patents

Abstract

(57)【要約】本公報は電子出願前の出願データであるた
め要約のデータは記録されません。

Description

【発明の詳細な説明】 〔産業上の利用分野〕 本発明は、溶融金属の連続鋳造装置に係り、更に詳しく
は、鋳型と鋳片との間の鉛直方向の摩擦力、スラブ板幅
方向のモーメント及び鋳型又は振動装置の加振力を精度
良く得ることのできる連続鋳造装置の加振力計測装置に
関する。

〔従来技術〕

溶融金属の連続鋳造は、周知のように溶鋼鍋を通して鋳
型に注入された溶融金属が前記鋳型の下方から鋳片とし
て連続的に所定の速度で引き抜かれることによりなされ
る。このとき、鋳型は、連結された鋳型振動装置により
波形、振動数、振幅といった所定の振動条件にて鉛直方
向に振動する。

それにより、鋳型内の溶融金属上に供給される溶融パウ
ダは、鋳型と、該鋳型からの冷却により固化した鋳片と
の間に流入し、それぞれの間の潤滑状態を良好にさせる
働きをする。ここで、鋳型と鋳片との間の摩擦力を把握
することは、溶融金属の安定した連続鋳造を行っていく
上で非常に重要なことと言える。即ち、前記摩擦力を適
当に低く保持することにより、鋳片の表面品質を良好に
保ち、且つ鋳型と鋳片との間のスティッキング（焼付き
）を極力抑えることができる。

それにより、鋳片は過大な引張り力を受けることがなく
、連続鋳造の生産性を著しく阻害させる拘束性のブレー
クアウトが発生しにくくなる。更に、前記摩擦力を常時
監視することにより拘束性のブレークアウトの出現を予
知することが可能で、それに応した対策を即座に且つ未
然に講じることができる。

上記したような摩擦力を測定する方法としては、従来よ
り数多くの開示がなされている。例えば、特開昭５７−
３２８６６号公報開示による、力の釣合い条件を用いて
鋳型の慣性力と振動伝達機構の弾性力とから鋳型と鋳片
間の摩擦力を求め、これに基づいてブレークアウトを予
知する方法。

特公昭６０−２１８１１号公報に開示された、振動駆動
装置からの振動入力と鋳型振動出力とを検出し、オンラ
インにて周波数伝達関数を求め、その変化状態から鋳型
と鋳片間の潤滑状態を判断し、その判断結果に基づいて
、前記潤滑状態が規定の範囲内になるように鋳片の引抜
き速度及び鋳型の振動周期を変更し、前記潤滑状態を制
御する方法。

特開昭６０−２３１５６１号公報に開示の、振動駆動装
置内の駆動伝達ピンに作用する振動荷重若しくは加振力
をピン型ロードセルにより測定し、空運転時の前記加振
力と鋳造時の前記加振力とから鋳型と鋳片との間に生じ
る摩擦力を測定する方法。

特開昭６１−２７９３５０号公報記載の、上記した特開
昭５７−３２８６６号公報記載の方法に加え、鋳片と接
触する鋳型の内面近傍の温度を測定し、該温度と、摩擦
力と温度のブレークアウト原因に対応して予め設定され
た基準値とを比較することによって、ブレークアウトを
予知する方法及び特開昭６２−２８６６５６号公報開示
の、非鋳造中の鋳型加振力と鋳造中の鋳型加振力とを共
に求め、前記両直流成分値の値の差に基づいて鋳型と鋳
片との間の摩擦力を算出する方法等が知られている。

Ｃ発明が解決しようとする課題〕 ところが、連続鋳造装置の加振力計測装置に係る従来の
摩擦力測定方法は、その多くが基本的に鋳造中の鋳型加
振力の振幅値から非鋳造中の鋳型加振力を差し引き、こ
の加振力差を摩擦力と仮定する方法、所謂、振幅差法で
あって、特に摩擦力の小さな領域においては実際の摩擦
力に対して大きな誤差が生じやすいものであった。又、
この場合の摩擦力として求めることができるのは鉛直方
向の成分のみであって、鋳型と鋳片間の潤滑状態に関し
最適パウダ及び最適鋳造条件の選定に役立つような詳細
情報を得ることのできるスラブ板幅方向の摩擦力成分で
あるモーメント等は計測されていなかった。更に、中で
も高精度の８１測を期待することのできるピン型ロード
セルを用いた方法によれば、振Ｖ・装置の改造を必要と
することから、大損りなも０″″となっている。そして
、鋳型と鋳片との間の潤滑４＾態の変化を振動駆動装置
がらの振動入力と鋳型からの振動出力との間の周波数伝
達関数の変化として捕らえた方法に関しては、前記潤滑
状態の変化が摩擦力そのものとして求められるものでは
なかった。

従って、本発明の目的とするところは、大規模の改造を
要することな（、鋳型と鋳片との間の潤滑状態を高精度
で測定することが可能で、摩擦力の小さいビレット連続
鋳造はもとより大きな板幅方向を有するスラブ連続鋳造
においても適用することができ、鉛直方向のみならずス
ラブ板幅方向の摩擦力をも測定することができる連続鋳
造装置の加振力測定装置を提供することにある。

〔課題を解決するための手段〕 上記目的を達成するために、本発明が採用する主たる手
段は、鋳型又は該鋳型の振動装置に設けられた少なくと
も２以上の振動量計測手段と、該振動量計測手段からの
応答値（Ｘ＞の列ベクトル。

前記鋳型又は振動装置の加振力の成分（Ｆ）の列ベクト
ル、及び予め定められた伝達関数（Ｈ）マトリックスを
用いてなる式（応答値の列ベクトル）−〔伝達関数マト
リックス〕　・　（加振力成分の列ベクトル）の関数よ
り、前記加振力の各成分を演算する手段とを具備してな
る点、及び鋳型又は該鋳型の振動装置に設けられた少な
くとも２以上の振動量計測手段と、前記振動装置に設け
られた駆動力計測手段と、該振動量計測手段からの応答
値（Ｘ）の列ベクトル、駆動力計測手段からの駆動力、
及び予め定められた伝達量Ｉ（Ｈ）マトリックスを用い
てなる式〔伝達関数？トリソクス〕（加振力の未知成分
の列ベクトル）−（応答値の列ベクトル）−〔伝達関数
マトリックス〕　・　（駆動装置の駆動力）の関数より
、加振力の未知の成分を演算する演算手段とを具備して
なる点を要旨とする連続鋳造装置の加振力計測装置であ
る。

〔作用〕

本発明に係る連続鋳造装置の加振力計測装置では、少な
くとも２以上の振動量計測手段が鋳型又は該鋳型の振動
装置に設けられ、前記振動量計測手段からの応答値（Ｘ
）が、加振力の各成分（Ｆ）、例えば前記振動装置の駆
動力、鋳型と鋳片との間の鉛直方向の摩擦力、及び鋳片
板幅方向の摩擦力等を求めろために、演算手段により演
算される。

このとき、鋳型と鋳片との間の潤滑状態を鋳型に作用す
る力の変化として捕らえ、鋳造中若しくは非鋳造中を問
わず変化することのない伝達関数（Ｈ）が、加振テスト
及び有限要素法等の数値計算法により、係数として予め
精度良く求められているので、未知数である加振力の各
成分（Ｆ）は前記伝達関数（Ｈ）マトリックス及び前記
応答値（Ｘ）から高精度に演算され得る。又、前記振動
装置に駆動力計測装置を設は振動装置の駆動力を既知と
すれば、前記それぞれの摩擦力のみが求められる。

〔実施例〕

以下添付した図面を参照して、本発明を具体化した実施
例につき説明し、本発明の理解に供する。

ここに第１図は本発明の一実施例に係る連続鋳造装置の
加振力計測装置を示す構成図、第２図　は同連続鋳造装
置の加振力計測装置に具備される振動量計測手段を示す
説明図、第３図は伝達関数の冊 精度を向上させるために作成された数学モデルの出力例
を示す説明図、第４図は本実施例において予め振動テス
ト及び数値計算法により求めた伝達関数の一例を示すグ
ラフ、第５図は鋳造時の応答値（Ｘ）の時刻歴波形を示
すグラフ、第６図は第５図において得られた時刻歴波形
を高速フーリエ変換によって周波数領域に変換したフー
リエ分析結果を示すグラフ、第７図は鋳型の上下加速度
（Ｘｌ）とコンロッドの軸力（ｘ３）の応答値を用いた
場合のフーリエ分析結果を示すグラフ、第８図は第７図
にて用いた応答値に加えコンロッド上の加速度（Ｘ２）
を用い最小二乗法を適用した場合のフーリエ分析結果を
示すグラフ、第９図は溶鋼を１チヤ一ジ分連続鋳造した
際に得られた摩擦力の経時変化を示すグラフ、第１０図
は本実施例の加振力計測装置の精度検証に用いた実験用
の連続鋳造装置を示す側面構造図、第１１図は前記実験
装置により得られた応答値（Ｘ）の時刻歴波形を示すグ
ラフ、第１２図は前記時刻歴波形を用いζ得たフーリエ
分析結果を示すグラフ、第１３図（ａ）はロードセルか
らの応答値より求めた摩擦力の経時変化を示すグラフ、
同図（１））は本実施例に係る加振力計測装置により鋳
型の上下加速度（Ｘ、）、コンロッド上の加速度（Ｘ２
）、左右の振動梁の曲げ歪（ｘ：＋　、Ｘ、）の応答値
を用いて得られた摩擦力の経時変化を示すグラフである
。尚、下記する実施例は、本発明の具体的−例に過ぎず
、本発明の技術的範囲を限定する性格のものではない。

本実施例の連続鋳造装置１は、第１図に示す如く、平断
面矩形の内輪郭ａを有する鋳型２がその垂直軸芯を鉛直
方向に保持可能に鋳型ロッド５を介して振動梁３上に支
持されている。前記振動梁３は、その一端がコンロノド
４を介してクランク機構１８に連結され、他端が振動支
点となる支点軸６に支持されている。前記鋳型２は、そ
の周囲に鋳型冷却用の給水フレーム１２（第２図）が配
設されている。このように、前記鋳型２を振動させる振
動装置は、振動梁３．コンロッド４．鋳型ロッド５．ク
ランク機構１８．該クランク機構１８に連結された駆動
用のモータ並びに減速機、モ−タの駆動を制御しその時
のモータ電流値を出力する制御盤１３．及び支点軸６か
ら構成されている。

そして、鋳型２又は該鋳型２の振動装置には、それぞれ
の振動量の応答値を計測するためのセンサが振動量計測
手段として設りられている。例えば、鋳型２の上面には
、鋳型２の上下方向の加速度を測定する鋳型加速度セン
サ１１が固設され、振動梁３の上面には、コンロッド４
接続部位の−に方にてコンロッド４の上下方向の加速度
を測定するコンロッド加速度センサ９が配設され、支点
軸６と先端との間に振動梁加速度センサ８が設けられて
いる。更に、正面から見て（矢印Ｋ）振動梁３の右部に
上下方向の曲げ歪を測定する振動梁歪ゲージ７が固設さ
れ、左部にも前記右部と同様に振動梁歪ゲージ（不図示
）が設けられている。コンロッド４には軸方向の歪を計
測するためのコンロッド歪ゲージ１０が配設されている
。又、振動装置の駆動力の測定のために、前記制御盤１
３がモータ電流値を検出する。

上記した各センサ１１．９，８，７，１０．１３から出
力された応答値信号は、それぞれアンプ１４を介してバ
ンドパスフィルタ１５により必要な周波数成分以外がカ
ットされＡＤ変換器１６を経た後に、マイクロコンピュ
ータシステム１７に入力される。該マイクロコンピュー
タシステム１７は、主としてＣＰＵ、　メモリ、入出力
インクフェイスからなる汎用のシステムであって、前記
応答値信号に基づいて、予めメモリに記憶された後述す
る関数式から加振力の成分を演算し、そのときの鋳型２
と鋳片２１との間の摩擦力を算出したり、拘束性のブレ
ークアウトを予知したりする。

即ち、演算手段である。

又、前記マイクロコンピュータシステム１７は、振動系
の解析のために汎用的に用いられる高速フーリエ変換及
び逆変換機能を具備している。

尚、詳細な実施例の説明に先立ち、本発明のポイントに
関し、以下に説明する。

鋳型２及び振動装置からの応答は、振動装置の駆動力と
鋳型２と鋳片２１との間に生じる摩擦力とからなる加振
力と、駆動装置の動特性、例えば剛性、振動減衰、質量
分布等とにより支配される。

ここで、線形のシステムを仮定すると、−船釣に前記加
振力と前記応答値との間には、周波数領域において線形
の関係の成立することがよく知られていることから、以
下、周波数領域において説明する。

今、振動装置の駆動力をＦｌとし、鋳型２と鋳片２１と
の間に生じる摩擦力の鉛直成分をＦ２とし、鋳型２及び
振動装置からの応答値の内の少なくともいずれか２個を
Ｘ＋　、Ｘ２とすると次の０式が成立する。

ここで、式■の右辺の係数マトリックスの各成分は、伝
達関数であって、加振子スト及び有限要素法等の数値計
算により予め求められる。前記伝達関数の求め方につい
ては、説明の便宜上後述する。

鋳型２及び振動装置よりなるシステｌ、では、鋳型２と
鋳片２１との間の潤滑状態の変化を鋳型２に作用する力
の変化として把えれば、各要素の力学的特性は鋳造中或
いは非鋳造中を問わず変化することがなく、従って前記
伝達関数も一定値を有することになる。そこで、前記伝
達関数を予め求めておき、さらに鋳型２若しくは振動装
置から計測された出力値を高速フーリエ変換により周波
数領域に変換して、応答値Ｘ、、Ｘ２を求めれば、Ｆ＋
、Ｆｚを未知数とする式■が解かれ、周波数領域におけ
る加振力の成分Ｆｌ、Ｆ２を算出することができる。

式■において、伝達関数Ｈ０〜Ｈ１□、応答値Ｘ１゜Ｘ
ｚ、加振力の成分Ｆ、、Ｆ２はいずれも振幅の大きさと
位相の両方の情報を周波数領域において表現している複
素数である。従って、式■は、実数領域で表わされると
４元の連立方程式となる。

弐〇を解けば駆動力Ｆ、及び摩擦力の鉛直成分Ｆ２を同
時に算出できる。

更に式■中の未知数Ｆ、、Ｆ２のうち、振動装置の駆動
力Ｆ、はモータ駆動の場合はモータ電流値から、油圧駆
動の場合はシリンダ圧力から又は強制変位入力としてコ
ンロッド下端の変位から測定可能であって（駆動力計測
手段）、それにより前記摩擦力の鉛直成分Ｆ２のみが未
知数となり、式■は次式に変形される。

の場合、式■に対応する式は、次式で表わされる。

摩擦力の鉛直成分Ｆ２は式■ａから算出することもでき
る。もちろん、鋳型２若しくは振動装置における振動量
計測手段を代表計測点１つ（Ｘｌ）に絞り、次式により
Ｆ２を求めるごともできる。

Ｈ１□・Ｆｚ　　＝Ｘ＋　　　Ｈ＋＋　−Ｆ＋　　・・
・■更に、計測誤差等の影響を少なくして、より一層精
度を向上させるためには、計測点数を増やし、未知数で
ある加振力の成分Ｆ１．．Ｆ２の数より多い点数の応答
値（Ｘ）を計測し、最小２乗法を適用すればよい。ここ
で、計測点数がｍ点（ｍ≧３）又、既知のＦｌから未知
のＦ２を求めるための前記式■ａに対応する式は、次式
で表わされる。

そして、式■に最小２乗法を適用し、両辺に左辺の係数
マトリックスの共役複素数の転置マトリックスを乗じ、
これを解けば、前記摩擦力の鉛直成分Ｆ２を求めること
ができるのは言うまでもない。

又、この場合においても、最小２乗法を適用することな
く、計測点数を代表点１つ（Ｘ、）に絞って式■に適用
することもできる。

一方、スラブ連続鋳造のように、大きな板幅方向（矢印
Ｌ）を有し、該スラブ板幅方向の摩擦力め変動をも知り
たい場合には、鉛直方向に加えスラブ板幅方向のモーメ
ント力を検出する必要がある。今、前記加振力の成分Ｆ
ｌ、Ｆ２に加え、スラブ板幅方向のモーメントをＦ、と
すると、次式が成立する。

表計測点２つ（Ｘ、、、Ｘ２）から前記Ｆ２及びＦ３を
求めることもできる。

続いて、鋳型２と鋳片２１との間の潤滑状態をより正確
に把握するために、前記加振力の成分Ｆ１Ｆ２．Ｆ３に
加え、加振力の別の成分をＦ、〜Ｆ、。

とすると、次式が成立する。

但し、ｍ≧３ このとき、スラブ板幅方向のモーメントを得ろために、
鋳型２の左右両方の応答値、例えば加速度、変位、歪等
を計測しなければならない。この場合も式■から式■を
経て摩擦力の鉛直成分Ｆ２が得られた場合と同様の手順
により摩擦力の鉛直成分Ｆ２と板幅方向のモーメントＦ
３とを算出することができる。更に、最小２乗法の適用
なしに、代但し、ｍ≧ｎ≧４ 例えば、駆動装置が２本のコンロッドを有する場合には
、駆動装置よりの加振力成分として、２本のコンロット
のそれぞれの駆動力をＦ、、Ｆ２とし、摩擦力としてＦ
３．Ｆ４を採用すればよい。

以上、式０〜式■より求められた加振力の成分Ｆ＋　、
Ｆｚ　、Ｆ３　、・・・、　　ＦＴｌは周波数領域にお
ける位相及び振幅の大きさの情報として得られているの
で、これらに高速フーリエ逆変換を行えば、それぞれ時
間領域における振動装置の駆動力、鋳型２と鋳片２１と
の間の摩擦力の鉛直成分、前記板幅方向のモーメントを
得ることができる。

上記したような応答値の計測点は求めたい加振力の成分
に対応して十分に相関のある位置を選択する必要がある
。例えば、応答値の計測点としての適当な位置と内容は
、第１図及び第２図に示すように、鋳型２あるいは振動
梁３の加速度、振動梁３の曲げ歪、コンロッド４の軸方
向歪等を選択すればよい。

以上述べたように、前記摩擦力を精度良く得るためには
、前記伝達関数が正確に決定されていなければならない
。従って、以下、伝達関数の算出方法についてのべる。

先ず、前記摩擦力の鉛直成分Ｆ２による応答値ＸＩ、Ｘ
ｚ　、Ｘ３等に関する伝達関数は、鋳型２上部の中心に
図外の加振機を設置し、正弦波加振による加振テストを
所定の周波数範囲内で行い、前記鉛直成分Ｆ２と応答値
Ｘ１．Ｘ２．Ｘ３等を同時に計測しそれぞれの値を周波
数領域に変換した後に、各応答値を鉛直成分Ｆ２で除し
て平均化処理を為すことにより決定される。次に、前記
鉛直成分Ｆ、に加えスラブ板幅方向のモーメントＦ３に
よる応答値に関する伝達関数は、鋳型２の左右両方にそ
れぞれ設置された図外の加振機により上記同様の加振テ
ストがなされ、同時に計測されたＦＩ、Ｆ２　　ＸＩ　
、Ｘ２　、Ｘ３等がそれぞれ周波数領域に変換された後
に、応答値Ｘ１．Ｘ２　、Ｘ３等が加振力の成分Ｆ、、
Ｆ、により除されて平均化処理されることによって得ら
れる。更に、振動装置の駆動力Ｆ１による応答値Ｘ＋　
、ｘ２．ｘｆｆ等に関する伝達関数は、振動装置で加振
することのできる周波数領域が限られていることから、
先ず運転可能な周波数領域で空運転時（非鋳造時）の加
振テストがなされ、駆動力Ｆ１と応答値Ｘ１゜Ｘ２．Ｘ
３等が同時に計測され、上記した摩擦力の成分Ｆ２．Ｆ
３によって求めた場合と同様の平均化処理を用いて求め
られる。次に、有限要素法を用いた数値計算により別途
に作成された振動袋置の、例えば第３図に示すような数
学モデルが先に求めた加振テスト結果と比較される。即
ち、前記数学モデルの固有振動数、振動モード、減衰特
性が加振テストにより求められた値と一致するように、
数学モデルにおける接合部の剛性やダンピング５及び境
界条件が変更され、前記数学モデルが実際の振動装置の
動特性を正確に示すもの、例えば図中実線で示すモデル
から破線で示すものに修正される。

そして、駆動力Ｆ、による応答値ＸＩ、Ｘ２Ｘ３等が前
記数学モデルにより示される動特性に基づいて周波数応
答計算を用いて求められ、前記駆動力と応答値の比から
所要の伝達関数が得られる。該伝達関数は、振動装置に
よる運転可能な周波数領域において前記空運転時の振動
テストから求められたものと一致し、十分に正確なもの
である。

引き続き、本発明のより詳細な実施例に付き説明する。

本実施例に係る連続鋳造装置ｌの加振力計測装置は、第
１図及び第２図に示すように、応答値の計測が鋳型加速
度センサ１１から得られる上下加速度（Ｘｌ）、コンロ
ッド加速度センサ９から得られる上下加速度（Ｘ２）、
コンロッド歪ゲージ１０から得られる軸力（Ｘ３）の３
点からなされている。更に、振動装置の駆動力Ｆｌはコ
ンロッド４の下端に設けられた図外の変位計から得られ
る上下変位より求められ、最終的に求める解の対象を摩
擦力の鉛直方向成分Ｆ２のみとした。

即ち、本実施例では弐〇の変形式である次式が用いられ
ている。

前記式〇はマイクロコンピュータシステム１７のメモリ
に関数として格納されている。又、上記した算出方法に
より決定された伝達関数Ｈ１ｌ〜Ｈ３□も前記メモリに
定数値データとして格納されている。前記伝達関数Ｈ１
ｌ〜Ｈ３□は、第４図のＨ１□及びＨ２□の例が示すよ
うに、周波数領域にお［Ｊる位相と振幅量の両方のデー
タとして表わされるものである。

従って、運転が開始されると、先ず前記センサ９．１１
及び歪ゲージ１０から得られた鋳型２の上下加速度、コ
ンロッド４の上下加速度、及びコンロッド４の軸力の応
答値Ｘ＋　、Ｘ２．Ｘａは、第５図に示すように、時間
の関数として表わされ、マイクロコンピュータシステム
１７に入力される。

次に前記応答値Ｘｌ、Ｘ２　、Ｘ：ｌはマイクロコンピ
ュータシステム１７により高速フーリエ変換され、第６
図に示すように、周波数領域における位相と振幅量の両
方を有する応答値Ｘ、、Ｘ２．Ｘａに変換される。続い
て、前記応答値ＸＩ、Ｘ２Ｘ３は、予め求められた伝達
関数ＨＩＩ−Ｈ３□と共に、式■及び最小２乗法が適用
され、未知の解である摩擦力の鉛直成分Ｆ２が駆動力Ｆ
１とともに第８図に示す周波数領域における位相及び振
動量として求められる。更に、前記鉛直成分Ｆ２は、マ
イクロコンピュータシステ１．１７により高速）−リエ
逆変換がなされ、時間の関数として、その摩擦力が演算
される。この時の、鋳型２と鋳片２１との間に生じた鉛
直方向の摩擦力Ｆ２は、基本振動成分が支配的であって
、２００〜３００　Ｋｇ・ｆ程度の値が得られ、ここで
は２３０Ｋｇ−ｆの値であった。この値は、比較例とし
て第７図に示す、鋳型２の上下加速度とコンロッド４の
軸力の応答値Ｘ１．Ｘａのみを用い演算された前記摩擦
力の鉛直成分Ｆ２の値（２３１Ｋｇ−ｆ）とほぼ一致し
、大きな変動のないことがわかる。更に、本実施例に係
る連続鋳造装置１による連続鋳造１チヤージ中に得られ
た前記摩擦力の鉛直成分Ｆ２の挙動を第９図に示す。そ
れによると、鋳造開始直後に摩擦力の大きな立ち上がり
が観察され、時間経過とともに３００Ｋｇ−ｆ強の値に
落ちついている。これは、連続鋳造開始直後の溶鋼の温
度は低く、そのためにパウダの溶融が不十分になること
から、大きな摩擦力が生したものと考えられる。上記し
たように、本実施例によれば、連続鋳造に関しては小さ
いとされる数百Ｋｇ−ｆの摩擦力も精度良く検出するこ
とができる。

更に、本実施例の加振力計測装置の測定精度を検証する
ために行った実験用の連続鋳造装置１３による計測結果
について説明する。

前記連続鋳造装置１ａは、第１０図に示すように、給水
フレームと一体の鋳型２．１がその上端部四角を、振動
梁３ａ上に固設された４個のロードセル２３により支持
されている。前記振動梁３ａは支点６ａを中心として油
圧駆動の振動シリンダ２４により振動する。溶鋼鍋１９
中の溶鋼２０は、鋳型２ａの内輪郭ａ′に投入された後
に冷却され、鋳片２１として鋳型２ａ下部から引き出さ
れる。

前記鋳片２１はその下端に固着された重錘２２が鋳片引
き出しの駆動源となっている。

前記連続鋳造装置１ａは、鋳型２ａの」二下加速度応答
値ｘ１．コンロッド４ａｉの」二下加速度応答値Ｘ２．
左右の振動梁の曲げ歪応答値Ｘ：ｌ、Ｘ４の４点を計測
する。前記曲げ歪応答植ｘ３．χ４は、コンロッド４ａ
の長さが短く、正確な軸力の計測が困難であることから
、前記軸力に代替して採用された。そして加振力成分の
うち、駆動力Ｆはコンコンド４ａ下端の上下変位測定値
を採用し、摩擦力の鉛直方向成分Ｆ２を算出の対象とし
た。

尚、前記応答値Ｌ　、Ｘｚ　、Ｘｘ　、Ｘａ及び上下変
位計測値を検出する加振力計測手段は、ここでは図示し
ていない。

従って、４個のロードセル２４の出力を合計した力から
、鋳型２ａの上下加速度に鋳型２ａの質量を乗じて算出
した鋳型２ａの慣性力を差し引くと、ロードセル２３に
より得た、鋳型２ａと鋳片２１との間の鉛直方向の摩擦
力を求めることができる。前記摩擦力の測定結果を第１
３図に示す。

先に述べた本実施例の算出方法に基づいて、前記応答値
Ｘ、〜ｘ４及び駆動力Ｆ１から算出された鉛直方向の摩
擦力Ｆ２の測定結果を第１３図（ｂ）に示す。尚、前記
応答値Ｘ、〜Ｘ４の時刻歴波形が第１１図に、そのフー
リエ変換結果が第１２図に示されるが、先にも述べた通
りであって詳細な説明は省く。本実施例の算出方法に基
づいて求められた摩擦力Ｆ２は、第１３図（ａ）及び同
図（ｂ）に示すように、ロードセル２３から求められた
摩擦力と比べて、その大きさ及び波形とも良く一致して
いる。即ち、使用した振動装置が油圧駆動であって、そ
の振動波に高周波を多く含み且つ摩擦力の大きさ自体も
小さいことから摩擦力の抽出が困難であるにも狗らず、
前記摩擦力精度良く算出できることが検証された。

〔発明の効果〕

本発明によれば、鋳型又は該鋳型の振動装置に設けられ
た少なくとも２以上の振動量計測手段と、該振動量計測
手段からの応答値（Ｘ）の列・＼クトル、前記鋳型又は
振動装置の加振力の成分（Ｆ）の列ベクトル、及び予め
定められた伝達関数（Ｉ４）マトリックスを用いてなる
式（応答値の列ベクトル）−〔伝達関数マトリックス〕
　・　（加振力成分の列ベクトル）の関数より、前記加
振力の各成分を演算する手段とを具備してなる連続鋳造
装置の加振力測定装置、及び鋳型又は該鋳型の振動装置
に設けられた少なくとも２以上の振動量計測手段と、前
記振動装置に設けられた駆動力計測手段と、該振動量計
測手段からの応答値（Ｘ）の列ベクトル、駆動力計測手
段からの駆動力、及び予め定められた伝達関数（Ｈ）マ
トリックスを用いてなる式〔伝達関数マトリックス〕　
・　（加振力の未知成分の列ベクトル）−（応答値の列
ベクトル）〔伝達関数マトリックス］　・　（駆動装置
の駆動力）の関数より、加振力の未知の成分を演算する
演算手段とを具備してなる連続鋳造装置の加振力計測装
置が提供され、加振力及び摩擦力の両方を同時に求める
ことが可能で、鉛直方向に加えスラブ板幅方向のモーメ
ントも求められることから、鋳型と鋳片間の潤滑状態に
関し、より詳細な情報が得られ、最適パウダ及び最適鋳
造条件の選定に寄与する。また、求めようとする摩擦力
及び加振力よりも多い点数の応答を計測することによっ
て、より精度良く摩擦力を算出することができ、拘束性
ブレークアウトのより正確な予知が可能になる。

更に振動量計測手段は容易に取付けられることから、鋳
型の振動装置の特別な改造を必要とせず、摩擦力の小さ
なビレット連続鋳造用から板幅の大きなスラブ連続鋳造
用に至るまでその駆動源を問わず、はとんどの連続鋳造
装置に適用することができる。

【図面の簡単な説明】

第１図は本発明の一実施例に係る連続鋳造装置の加振力
計測装置を示す構成図、第２図　は同連続鋳造装置の加
振力計測装置に具備される振動量計測手段を示す説明図
、第３図は伝達関数の精度を向上させるために作成され
た数学モデルの出力例を示す説明図、第４回は本実施例
において予め振動テスト及び数値計算法により求めた伝
達関数の一例を示すグラフ、第５図は鋳造時の応答値（
Ｘ）の時刻歴波形を示すグラフ、第６図は第５図におい
て得られた時刻歴波形を高速フーリエ変換によって周波
数領域に変換したフーリエ分析結果を示すグラフ、第７
図は鋳型の」皿上加速度（Ｘ、）とコンロッドの軸力（
Ｘ３）の応答値を用いた場合のフーリエ分析結果を示す
グラフ、第８図は第７図にて用いた応答値に加えコンロ
ッド上の加速度（Ｘ２）を用い最小二乗法を適用した場
合のフーリエ分析結果を示すグラフ、第９図は溶鋼を１
チヤ一ジ分連続鋳造した際に得られた摩擦力の経時変化
を示すグラフ、第１０図は本実施例の加振力計測装置の
精度検証に用いた実験用の連続鋳造装置を示す側面構造
図、第１１図は前記実験装置により得られた応答値（χ
）の時刻歴波形を示すグラフ、第１２図は前記時刻歴波
形を用いて得たフーリエ分析結果を示すグラフ、第１３
図（ａ）はロードセルからの応答値より求めた摩擦力の
経時変化を示すグラフ、同図（ｂ）は本実施例に係る加
振力計測装置により鋳型の上下加速度（Ｘ、）、コンロ
ッド上の加速度（ｘ２）、左右の振動梁の曲げ歪（Ｘ、
。 Ｘ、）の応答値を用いて得られた摩擦力の経時変化を示
すグラフである。 〔符号の説明〕 １．１ａ・・・連続鋳造装置 ２．２ａ・・・鋳型 ３　３ａ・・・振動梁 ４．４ａ・・・コンロッド ア・・・振動梁歪ゲージ（振動量測定手段）８・・・振
動梁加速度センサ（振動量測定手段）９・・・コンロッ
ド加速度センサ（振動量測定手段）１０・・・コンロッ
ド歪ゲージ（振動量測定手段）１１・・・鋳型加速度セ
ンサ（振動量測定手段）１３・・・制御盤（駆動力測定
手段） １７・・・マイクロコンピュータシステム（演算手段）
２１・・・鋳片。

Claims (8)

【特許請求の範囲】
1. （１）鋳型又は該鋳型の振動装置に設けられた少なくと
   も２以上の振動量計測手段と、 該振動量計測手段からの応答値（Ｘ）の列ベクトル、前
   記鋳型又は振動装置の加振力の成分（Ｆ）の列ベクトル
   、及び予め定められた伝達関数（Ｈ）マトリックスを用
   いてなる下記［１］式の関数より、前記加振力の各成分
   を演算する演算手段とを具備してなる連続鋳造装置の加
   振力計測装置。 ｛応答値の列ベクトル｝＝［伝達関数マトリックス〕・
   ｛加振力成分の列ベクトル｝・・［１］
2. （２）前記［１］式の関数が次式で表わされる請求項（
   １）記載の連続鋳造装置の加振力計測装置。 ▲数式、化学式、表等があります▼ 但し、Ｘ＿１、Ｘ＿２は鋳型又は振動装置の振動量Ｈ＿
   １＿１〜Ｈ＿２＿２は予め求められた伝達関数Ｆ＿１、
   Ｆ＿２は鋳型又は振動装置の加振力成分。
3. （３）前記［１］式の関数が次式で表わされる請求項（
   １）記載の連続鋳造装置の加振力計測装置。 ▲数式、化学式、表等があります▼ 但し、Ｘ＿１〜Ｍ＿ｍは鋳型又は振動装置の振動量Ｈ＿
   １＿１〜Ｈ＿ｍ＿２は予め求められた伝達関数Ｆ＿１、
   Ｆ＿２は鋳型又は振動装置の加振力成分。 ｍは振動量計測手段の個数（ｍ≧３）
4. （４）前記［１］式の関数が次式で表わされる請求項（
   １）記載の連続鋳造装置の加振力計測装置。 ▲数式、化学式、表等があります▼ 但し、Ｘ＿１〜Ｘ＿ｍは鋳型又は振動装置の振動量Ｈ＿
   １＿１〜Ｈ＿ｍ＿３は予め求められた伝達関数Ｆ＿１〜
   Ｆ＿３は鋳型又は振動装置の加振力成分 ｍは振動量計測手段の個数（ｍ≧３）
5. （５）前記［１］式の関数が次式で表わされる請求項（
   １）記載の連続鋳造装置の加振力計測装置。 ▲数式、化学式、表等があります▼ 但し、Ｘ＿１〜Ｘ＿ｍは鋳型又は振動装置の振動量Ｈ＿
   １＿１〜Ｈ＿ｍ＿ｎは予め求められた伝達関数Ｆ＿１〜
   Ｆ＿ｎは鋳型又は振動装置の加振力成分 ｍは振動量計測手段の個数 ｎは加振力の成分数（ｍ≧ｎ≧４）
6. （６）鋳型又は該鋳型の振動装置に設けられた少なくと
   も２以上の振動量計測手段と、 前記振動装置に設けられた駆動力計測手段と、該振動量
   計測手段からの応答値（Ｘ）の列ベクトル、駆動力計測
   手段からの駆動力、及び予め定められた伝達関数（Ｈ）
   マトリックスを用いてなる下記［２］式の関数より、加
   振力の未知の成分を演算する演算手段とを具備してなる
   連続鋳造装置の加振力計測装置。 〔伝達関数マトリックス〕・（加振力の未知成分の列ベ
   クトル）＝｛応答値の列ベクトル｝−〔伝達関数マトリ
   ックス〕・（駆動装置の駆動力）・・・［２］
7. （７）前記［２］式の関数が次式で表わされる請求項（
   ６）記載の連続鋳造装置の加振力計測装置。 ▲数式、化学式、表等があります▼ 但し、Ｘ＿１〜Ｘ＿ｍは鋳型又は振動装置の振動量Ｈ＿
   １＿１〜Ｈ＿ｍ＿２は予め定められた伝達関数Ｆ＿１は
   駆動装置の駆動力 Ｆ＿２は鋳型又は振動装置の加振力の未知成分 ｍは振動量計測手段の個数（ｍ≧１）
8. （８）前記［２］式の関数が次式で表わされる請求項（
   ６）記載の連続鋳造装置の加振力計測装置。 ▲数式、化学式、表等があります▼ 但し、Ｘ＿１〜Ｘ＿ｍは鋳型又は振動装置の振動量Ｈ＿
   １＿１〜Ｈ＿ｍ＿２は予め定められた伝達関数Ｆ＿１は
   駆動装置の駆動力 Ｆ＿２、Ｆ＿３は鋳型又は振動装置の加振力の未知成分 ｍは振動量計測手段の個数（ｍ≧２）