JPH02307656A - 連続鋳造方法 - 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〉 この発明は、鋳造パウダー巻き込みの危険を的確に予知
してこれを防止し、より健全な鋳片を安定して提供する
ことを可能にした連続鋳造方法に関するものである。

〈従来技術とその課題〉 金属の連続鋳造作業中に生じがちな“鋳造パウダーの巻
き込み”は、その結果が製品欠陥として現われることが
多いため（薄板製品の場合に著しい）製品品質を阻害す
る大きな要因の１つとなっている。そのため、従来より
パウダー巻き込み要因の解明に多大な努力が払われてき
ており、パウダー巻き込み防止に関する様々な提案がな
されてきた。

これらの中でも、特に鋳型内の流動に着目したＱ［究が
主流を占めており、パウダー巻き込みの予知方法を確立
するためにコールドモデル試験やコンピューターによる
流動解析が数多く試みられ、その結果と実機試験での製
品欠陥との対応点を見出すことによりパウダー巻き込み
を推定する手法が注目を集めるようになってきた。

例えば、パウダー巻き込みがメニスカス部の湯面変動と
表層流による削り込み及び渦発生により生じるものとし
て、鋳型最短近位置におけるメニスカス直下の上昇流速
（Ｕ値）の推定式を提案し、該式に基づいてメニスカス
部表層流速と湯面変動量との関係で導き出される“パウ
ダー巻き込みの無い条件領域″を推定する手法〔日本鉄
鋼協会第９４回製鋼部会資料（新日本製鐵大分製鉄所）
〕や、エネルギー収支式をヘ−スとし製品欠陥発生率を
パラメータとして湯面変動に関する特性値（Ｆ値）を算
出してパウダー巻き込みを予知し、これによってパウダ
ー巻き込み防止のための操業条件（浸漬ノズル形状等）
を決定する手法〔日本鉄鋼協会第９６回製鋼部会資料（
日本鋼管福山製鉄所・福山研究所）〕が提唱されている
。

しかしながら、前者の手法で・は、上昇流速推定位置が
実際のパウダー巻き込み発生位置とずれていると推測さ
れることや、該流速推定位置では実際の溶湯流速を把握
することが極めて困難である等の事情から、精度良くパ
ウダー巻き込みを予知し得る手段とは言い難く、一方、
後者の手法では、製品欠陥発生率をパラメータとしてい
ないことから算出される特性値（Ｆ値）が普遍的なもの
とは言えず、そのため各連続鋳造機毎に特性値（Ｆ値）
が変わる等の問題があった。従って、前者の手法では安
定したパウダー巻き込み防止操業が望めず、また後者の
手法では、例えば薄板向連続鋳造用に算出した特性値（
Ｆ値）が厚板間連続鋳造機にそのまま適用できなかった
り、更には同じ薄板向けの別の連続鋳造機に適用したと
しても所望の結果が得られない場合があると言うのが実
情であった。

もっとも、前記量手法が共に問題としているところのパ
鋳型内メニスカス部における湯面変動”は、パウダー巻
き込みに大きな影響を与えるだけではなく、鋳片表面に
発生する縦割れ疵の助長やスラグ噛み込みによるピンホ
ールの発生等にもかかわって製品品質上好ましくない事
態を招くことに加え、凝固シェルを不均一化してブレー
クアウト発生の原因ともなるので操業上からも極力抑制
しなければならないものである。このようなことから、
湯面変動の抑制手段自体は早くから研究され、スライデ
ィングゲートの制御精度の向上や湯面レベル検知精度の
向上（渦流レベル計の採用）を通じてメニスカスレベル
を高度に安定化する技術も実用化されるようになった。

このように、湯面変動抑制手段に限らず、品質上、操業
上の問題点に対処するための個々の技術の多くは既に研
究され実用化されているが、各々の技術が１つのプロセ
スとして構築されている例は少なく、上述したように、
パウダー巻き込み予知並びにこれと連動したパウダー巻
き込み防止技術に関しても十分に満足できるものが確立
されていないと言うのが現状であった。

そこで、これらの事情を踏まえた本発明の目的は、連続
鋳造設備を選ぶことなく共通して適用し得る的確なパウ
ダー巻き込み予知手段を見出すと共に、これに基づいて
パウダー巻き込みを効果的に回避し、品質の優れた健全
鋳片を安定して量産することのできる連続鋳造方法を提
供することに置かれた。

−へ　− く課題を解決するための手段〉 本発明者等は、上記目的を達成すべく、特に成る程度は
確立されている鋳型内湾湯の流動制御技術や湯面変動制
御技術を念頭に置いた上で、溶湯の鋳型内流動と湯面変
動との相関を更に追求し、かつ完全に確立されていなか
った連続鋳造時における鋳型内溶湯浣速の的確な把握法
をも模索しながら研究を重ねた結果、次に示すような知
見を得ることができた。即ち、 （ａ＋　　連続鋳造鋳型内のメニスカス直下最大流速は
鋳型幅方向２位置でかつ鋳型厚さ方向２位置において生
じており、しかもこのメニスカス直下最大流速は該位置
における湯面変動量と相関関係にあって、前記位置での
湯面変動量に基づいてメニスカス直下最大流速を的確に
把握することが可能であること。

第１図は、コールドモデルを使用して連続鋳造鋳型にお
けるメニスカス直下流速の幅方向分布を調査した結果を
示しているが、この第１図からもメニスカス直下流速が
最も大きい位置は鋳型の２〜６− 幅近傍であることが確認できる。

また、第２図は湯面変動量（実機換算値）とメニスカス
直下最大流速（実機換算値）との関係の調査結果を示し
たグラフあるが、この調査結果もメニスカス直下最大流
速と湯面変動とには明瞭な相関関係があり、メニスカス
直下最大流速の増加に伴い湯面変動も大きくなるごとが
確認できる。

（ｂ）　　一方、メニスカス直下最大流速とパウダー巻
き込みも相関関係にあり、かつメニスカス直下の最大流
速位置とパウダー巻き込み位置は合致するため、鋳型幅
方向Ａ位置、鋳型厚さ方向％位置でのメニスカス直下最
大流速が把握ができれば的確なパウダー巻き込みの予測
が可能となること。

第３図は、コールドモデルを使用して調査した“連続鋳
造鋳型におりるパウダー巻き込み発生状況”を模式図化
したものであるが、該第３図からは、ノズル吐出流の反
転流によるパウダーの巻き込みもメニスカス直下流速が
最も大きくなる鋳型幅方向％近傍位置で発生しているこ
とを確認することができる。

更に、第４図はコールドモデルを使用して調査した゛′
メニスカス直下最大流速（実機換算値）とパウダー巻き
込み発生頻度との関係”を示すグラフであるが、ごの第
４図からもメニスカス直下最大流速の増加に伴いパウダ
ー巻き込みの発生頻度が増力口することを確認１できる
。

（０）従って、連続鋳造型内において“鋳型幅方向Ｚ位
置、鋳型厚さ方向２位置×幅での湯面変動”を溶湯供給
ノズルを中心とした両側で測定しながら、これに基づい
て“湯面変動量とメニスカス直下最大流速との相関関係
”からメニスカス直下最大流速（２幅２％厚み地点で生
じる）を推定すれば的確なパウダー巻き込みの予知がで
き、これを連続鋳造操業条件（鋳造速度、ノズル浸漬深
さ等）に反映させることで十分且つ安定したパウダー巻
き込みの抑＋１ｉ１１が可能となること。

（ｄ＋　　また、湯面変動量に基づいた随時の連続鋳造
操業条件制御によらなくても、各種手段で鋳型内の特に
“鋳型幅方向２位置、鋳型厚さ方向Ｚ位置×幅でのメニ
スカス直下流速”をｊ１１定すると共に、上記位置にお
ＬＪる該“メニスカス直下流速の推定値”が特定の値以
下となるように連続鋳造操業条件を調整しておけば、こ
れによっても安定しタハウダー巻き込みの抑制が可能と
なること。

本発明は、上記知見等に基づいてなされたものであり、 「連続鋳造鋳型内の鋳型幅方向３／１６〜５／１６位置
（即ち１／４±１／１６位置）でかつ鋳型厚さ方向１／
２位置における湯面変動量を測定し、その値を所定値以
下に抑えるように連続鋳造操業条件を制御するごとによ
り、パウダー巻き込みを極力抑制して品質の良好な健全
鋳片を極めて安定に連続鋳造し得るよ・うにした点」 に特徴を有し、更には 「連続鋳造鋳型内の鋳型幅方向３／１６〜５／１６位置
でかつ鋳型厚さ方向Ｚ位置におけるメニスカス直下の溶
湯流速を予め推定し、その値が予め求められているパウ
ダー巻き込み限界流速基準値以下となるよ・うに連続鋳
造操業条件を調整することにより、パウダー巻き込みを
極力抑制して品質の良好Ｑ− −８＝ な健全鋳片を極めて安定に連続鋳造し得るようにした点
」 をも特徴とするものである。

ここで、「湯面変動量の所定値」とは、“メニスカス直
下最大流速と湯面変動量との相関関係”から求められる
゛パウダー巻き込みを生じないメニスカス直下最大流速
域（実際的にはその上限は２０．４ｃｍ／ｓｅｃ程度で
ある）に対応する湯面変動量範囲”の上限値のことであ
り、具体的には７，５龍に設定するのが好ましい。なお
、湯面変動量は既知の渦流レベル計等により十分測定可
能である。そして、制御又は調整する連続鋳造操業条件
とは、湯面変動制御因子として既に知られている浸漬ノ
ズルの浸漬深さや鋳造速度（吐出量）或いはノズル形状
（吐出角度等）などを指している。

また、メニスカス直下の溶湯流速を予め推定する方法と
しては、例えばコールドモデル試験等からのデータを基
にした実験式等を使用する一般的な手法等が採用でき、
何れの方法を採用するにしろ、その推定値が予め求めら
れているパウダー巻き込み限界流速基準値、具体的には
２０．４ｃｍ／ｓｅｃ以下に抑えられる連続鋳造操業条
件を設定することでパウダー巻き込みを十分に防止する
ことができる。

即ち、本発明は、連続鋳造鋳型内の特に１／４±１７１
６幅、１／２厚みの位置における湯面変動量を連続的又
は断続的に測定することにより、同位置メニスカス直下
の流速を推定して溶湯流動によるパウダー巻き込み発生
の有無を予知し、これを適時鋳造条件（鋳造速度、ノズ
ル浸漬深さ、メニスカス直下流速を小さくするための電
磁力印加の採否等）に反映させてパウダー巻き込みのな
い健全な鋳片を製造するか、或いは前記鋳型内位置にお
けるメニスカス直下の流速を予め推定し、この値が特定
の範囲内に収まるように鋳造条件（鋳造速度。

ノズル浸漬深さ２ノズル形状等）を調整しておいてパウ
ダー巻き込みのない健全な鋳片を安定に製造することを
骨子としているが、以下に、本発明方法において前記の
如き条件設定を行った理由を説明する。

く作用〉 まず、第１発明において、湯面変動量の測定位置を「連
続鋳造鋳型内の３７１６〜５７１６幅、１／２厚さの位
置」と定めたのは、前記第１図乃至４図の説明からも明
らかなように、この部位での湯面変動を測定することに
よって初めてメニスカス直下最大流速を的確に推定する
ことができ、またパウダー巻き込みを予知することが可
能となるからである。

つまり、この部位外で湯面変動量を測定してもメニスカ
ス直下最大流速の正確な推定ができず、パウダー巻き込
みの的確な予知を行うことができない。

また、第２発明において、メニスカス直下の溶湯流速を
推定する位置を同様位置に定めたのも同じ理由からであ
る。

なお、既に述べたように、鋼の連続鋳造ではパウダー巻
き込みが発生し始める限界流速と湯面変動は各々２０．
４ｃｍ／ｓｅｃ、　７．５　＋ｎである。従って、上述
したように、鋳型内の湯面変動を“ノズルを中心として
両側Ａ±１７１６幅１％厚みの位置において測定するこ
とにより同位置におけるメニスカス直下流速を推定する
ことが可能であるので、メニスカス直下流速が鋳造中に
ノズル閉塞による片流れ等の影響によって２０．４ｃｍ
／ｓｅｃ以上となった場合には、これを湯面変動が７．
５１以上となったことにより検知して警報を発し、オペ
レーターを介して状況に応じて鋳造速度、浸漬ノズルの
浸漬深さ或いはノズル内ガス吹込み量等の操業条件を変
更し最適条件に制御するようにすれば、パウダー巻き込
みのない安定した連′ｒＡ鋳造作業を維持することがで
きる。

更に、予め鋳型内Ａ±１７１６幅、Ａ厚みの位置におけ
るメニスカス直下流速を推定し、２その推定値が特定の
値になるようにノズル吐出角等を調整することでパウダ
ー巻き込みを抑える方法では、メニスカス直下流速の推
定：　２０．４ｃｍ／ｓｅｃ以下を基準とした調整を行
うが、これは、メニスカス直下流速推定手法が異なる場
合でも、その推定値が２０．４ｃｍ／ｓｅａ以下となる
ようにさえ連続鋳造操業条件を調整すれば十分にパウダ
ー巻き込みの抑制が可能＝　１２− だからである。

ところで、第５図にノズル吐出流速、ノズルの浸漬深さ
、ノズルの角度、鋳造速度、鋳型幅を因子として鋳型２
幅、２厚みにおけるメニスカス直下流速の推定を行う際
の１つの概念図を示すと共に、以下にコールドモデル実
験から得られたデータによる多重回帰式を示す（各因子
は第５図中の記号に対応する）。

Ｖｌ）−２，６６ＸＱＬ／２Ａ４−１３．３　（ｃｍ／
５ｅｃ）　　−１ｆ）Ｑ＋−０，４９θｏ　＋　１８．
７　　　　　　　　　・（２１Ｑ、−０，０７８θＧ−
１−５，９８−１３）ｄｚ＝ｄ＋　　４／ｃｏｓθ１　
　　　　　　　・・・（４）′Ｌ　＝　Ｌｃｏｓ（０，
４９θｏ＋１８．７）／４　　（ｃｍ）　−（５）Ｘ２
＝　　ＬＣＯ３（０，０８θ　ｏ　　＋　６．０）／　
　２　　　（ｃｍ）　　　　−（６）Ｖ３＝２．７　　
・Ｄ　　Ｖｏ／（ｘ＋＋ｘ２）”’　　２．７５　−（
８１そして、数多くの試験結果から、最終的には（９）
式によるメニスカス直下流速（実機換算値）ｖ４を２０
．４ｃｍ／ｓｅｃ以下とする操業因子であれば、パウダ
ー巻き込みは起ごらないごとが確認されたので、これを
パウダー巻き込みによる表面欠陥を嫌う鋼種等を鋳造す
る際の操業条件のパラメータとした訳である。また、ご
れが高速鋳造を指向する際の給湯条件を決定する指標と
なり得ることも明らかである。

続いて、本発明を実施例によって具体的に説明する。

〈実施例〉 実施例　Ｉ Ｖ−Ｂタイプ（鋳型上面よりス）・レート部を有し、そ
の後鋳片を湾曲させてから矯正によって百度ストレート
化するタイプ）の連続鋳造設備を用い、まず本発明例と
してその鋳型の騒幅、ｌＡ厚さの位置に渦流レベル計を
設置し、該位置の湯面変動を測定しながら、前記位置の
湯面変動量が７．５ｍｍを超えた場合にはノズル浸漬深
さを深くすると共に、スライディングゲー）・上部の上
ノズル閉塞防止用に流しているＡｒガス流量を少なくし
て湯面変動抑え操作を行い、低炭素鋼の連続鋳造を実施
した。なお、この操作は警報を感知したオペレータによ
って行われた。

また、その他の鋳造条件は次の通りであった。

鋳片サイズ：１２００態幅、２７０ｍ厚、ノズル形状；
下向き２０°ボツクス型及び下向き３０’ボツクス型、 ノズルザイズ：叶出孔・・・９ＱｍＪ。

内径・・・９５龍φ、 ノズルの平常浸漬深さ：３００＋＋＋ｍ。

また、比較のため、スライディングゲートによる給湯ｔ
ｌｔｌｌ　御を行うのみの従来法にて同様寸法の鋳片を
連続鋳造した。

このときのパウダー巻き込みに起因した鋳片表面欠陥発
生率の調査結果を、第５図に比較して示した。

第５図に示される結果からも明らかなように、比較例（
従来例）では連々鋳が増すに従い表面欠陥−１５〜 の発生率が増力口している（ノズル内にＩＶ　２０　、
、が付着した結果、片流れが発生して片側のメニスカス
直下流速が限界値を突破したためである）のに対して、
本発明例では、警報によるオペレーターの介入によりノ
ズル浸漬深さ及びガス吹込み量を変更して的確に湯面変
動の抑制がなされたので、パウダー巻き込みに起因した
鋳片表面欠陥発生率は０．０５％以下と極めて低い値に
抑えられたことが分かる。

実施例　２ 第７図は、高速鋳造を行う際のノズル形状を決定するた
め、前述した“コールドモデル実験から得られたデータ
（第６図に模式的に示した各因子に関するもの）を基に
した（９）式”を用いて鋳型Ｚ幅＋’Ａ厚み位置におけ
るメニスカス直下流速を求め、鋳造速度に対応して使用
可能なノズル吐出角度の範囲を明らかにしたグラフであ
る。

そして、実際に実施例１におけると同じ設備及び条件で
低炭素鋼の連続鋳造を実施したところ、上記（９）式に
よる鋳型Ａ幅５％厚み位置でのメニス−１７〜 カス直下流速推定値が２０．４ｃｍ／ｓｅｃ以下となっ
た場合には、同位置における実際の湯面変動量が７．５
鰭以下となってパウダー巻き込みによる表面欠陥が極め
て少なかったのに対して、上記メニスカス直下流速推定
値が２０．４ｃｍ／ｓｅｃを超えた場合には該位置の湯
面変動量も７．５酊を超え、許容限を超えるパウダー巻
き込み表面欠陥が発生することが確認された。

く効果の総括〉 以上に説明した如く、この発明によれば、連続鋳造にお
けるパウダー巻き込みを簡単かつ的確に防止し、パウダ
ー巻き込みによる欠陥の少ない健全な連続鋳造鋳片を極
めて安定に製造できるようになるなど、産業上有用な効
果がもたらされる。

【図面の簡単な説明】

第１図は、連続鋳造鋳型幅方向におけるメニスカス直下
溶湯流速の分布状態を示したグラフである。 第２図は、メニスカス直下最大流速と湯面変動−１８＝ 量との関係を示したグラフである。 第３図は、連続鋳造鋳型幅方向でのパウダー巻き込み発
生状況を示した模式図である。 第４図は、メニスカス直下最大流速とパウダー巻き込み
発生頻度との関係を示したグラフである。 第５図は、連続鋳造鋳型幅方向のメニスカス直下流速の
推定を行う際の概念図である。 第６図は、実施例１での試験結果を示したグラフである
。 第７図は、実施例２でのノズル形状の検討結果の１例を
図示したものである。

Claims (2)

【特許請求の範囲】
1. （１）連続鋳造鋳型内の鋳型幅方向３／１６〜５／１６
   位置でかつ鋳型厚さ方向１／２位置における湯面変動量
   を測定し、その値を所定値以下に抑えるように連続鋳造
   操業条件を制御することを特徴とする、健全鋳片の連続
   鋳造方法。
2. （２）連続鋳造鋳型内の鋳型幅方向３／１６〜５／１６
   位置でかつ鋳型厚さ方向１／２位置におけるメニスカス
   直下の溶湯流速を予め推定し、その値が予め求められて
   いるパウダー巻き込み限界流速基準値以下となるように
   連続鋳造操業条件を調整することを特徴とする、健全鋳
   片の連続鋳造方法。