JP2006068747A - Method for preventing variation of level of molten metal due to bulging in continuous casting mold - Google Patents
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Abstract
Description
本発明は、スラブ鋳片の連続鋳造において、凝固シェルのロール間バルジングを原因として発生する鋳型内の湯面変動を防止する方法に関するものである。 The present invention relates to a method for preventing fluctuations in a molten metal surface in a mold caused by bulging between rolls of a solidified shell in continuous casting of a slab slab.
溶融金属の連続鋳造において長周期の鋳型内湯面変動が生じる場合がある。図１に鋼の連続鋳造における鋳型内湯面変動及び鋳造速度の例を示す。図１において、鋳造領域Ａでは鋳型内の湯面変動は少なく湯面レベルは安定しているが、鋳造領域Ｂでは周期的な湯面変動が発生しており、この周期的な湯面変動の発生に応じて鋳造速度を低下させている。この鋳型内湯面変動の周期は数秒〜十数秒であり、その振幅は数ｍｍ〜数十ｍｍに達する。このような現象が生じると、鋳型内溶湯の上下動によって鋳型に付着しているモールドパウダーを巻き込んだり、また、湯面変動量が時間に伴って増大するような条件では溶湯が鋳型からオーバーフローしたりする恐れもあるため、鋳片品質の低下のみならず鋳造そのものの続行が困難となる場合も発生する。 In continuous casting of molten metal, there may be a case where a long period of mold surface fluctuation occurs in the mold. FIG. 1 shows an example of mold surface fluctuation and casting speed in continuous casting of steel. In FIG. 1, in the casting area A, the molten metal surface level in the mold is small and the molten metal surface level is stable, but in the casting region B, the cyclic molten metal surface fluctuation occurs. The casting speed is reduced according to the occurrence. The cycle of the molten metal surface in the mold is several seconds to several tens of seconds, and the amplitude reaches several mm to several tens of mm. When such a phenomenon occurs, the molten metal overflows from the mold under the condition that the mold powder adhering to the mold is entrained by the vertical movement of the molten metal in the mold or the amount of molten metal surface fluctuation increases with time. In some cases, it is difficult not only to deteriorate the quality of the slab but also to continue the casting itself.
このような湯面変動が発生した場合には、図１に示すように鋳造速度を下げて湯面変動量が減少するのを待つことが通常行なわれているが、鋳造速度を低下させることは生産能率の低下につながる。また、鋳造速度を低下させないで鋳造が続行できたとしても、上述のようにモールドパウダーの巻き込みによる鋳片品質の悪化が発生する。 In the case where such a molten metal level fluctuation occurs, it is usual to wait for the molten metal level fluctuation amount to decrease by lowering the casting speed as shown in FIG. This leads to a decrease in production efficiency. Even if the casting can be continued without reducing the casting speed, the quality of the slab is deteriorated due to the entrainment of the mold powder as described above.
この湯面変動の発生原因は次のように考えることができる。即ち、図２に凝固シェルのバルジングと鋳型内湯面変動との関係を模式的に示すように、凝固シェル４が静鉄圧によって鋳片支持ロール２のロール間で凸状にバルジングし、このバルジング部（凸部）が鋳片の引き抜きによって次の鋳片支持ロール２に差し掛かった時に、バルジング部が鋳片支持ロール２に沿って元に戻ることなく、凝固シェル４の一部が変形することによってバルジング部を残したまま鋳片が未凝固部側に押し戻されるような現象が発生する。このようなバルジング現象は一般に「非定常バルジング」と呼ばれている。この非定常バルジングが、同一のロールピッチの連続する区間で且つ各ロール部位で一斉に生じると、鋳片の凝固シェルは広範囲に渡って一斉に未凝固部側に押し戻され、また、逆にロール間に押し出される動きが、鋳片の引抜きに伴って周期的に発生する。これによって図１に示すような長周期の湯面変動が生じると考えられている。以降、この湯面変動を「バルジング性湯面変動」と称する。尚、図２において、１は鋳型、２は鋳片支持ロール、３は溶鋼湯面、４は凝固シェル、５は未凝固部である。
The cause of the molten metal surface fluctuation can be considered as follows. That is, as schematically shown in FIG. 2, the relationship between the bulging of the solidified shell and the fluctuation of the molten metal surface in the mold, the solidified shell 4 is bulged in a convex shape between the rolls of the
バルジング性湯面変動の解決手段としては、前述したように鋳造速度を減速し、バルジングの生じている該当ロール間での凝固シェル厚みを増大させてバルジング量を低減させ、湯面変動量を小さくする方法がある。しかしながらこの方法では、鋳造速度をどこまで減速するかは鋳造操作員の経験によって行なわれることがほとんどであり、対策が定量的でない上に過度な減速は連続鋳造の生産性を下げることになる。 As described above, as a means of solving the bulging level fluctuation, the casting speed is reduced, the thickness of the solidified shell between the bulging rolls is increased, the bulging amount is reduced, and the fluctuation level is reduced. There is a way to do it. However, in this method, how much the casting speed is reduced is mostly determined by the experience of the casting operator, and the countermeasure is not quantitative, and excessive deceleration reduces the productivity of continuous casting.
また、特許文献１には、ピンチロールモーターの電流値の周期性と、湯面レベル値及び湯面制御信号値のうち何れかまたは双方の合成値の周期性とが一致したとき、非定常バルジングの発生と判断し、湯面レベル制御ゲインの変更、鋳造速度の変更、及び二次冷却条件の変更のうち、少なくとも１つの変更を行なうとしている。しかしながら、特許文献１では、これらの条件をどの程度変更すればバルジング性湯面変動を抑制できるかが明確でなく、一定量の変更を繰返し実施してバルジング性湯面変動を収束させている。 Further, Patent Document 1 discloses that when the periodicity of the current value of the pinch roll motor and the periodicity of the composite value of either or both of the molten metal surface level value and the molten metal surface control signal value coincide, Therefore, at least one of the change of the molten metal level control gain, the change of the casting speed, and the change of the secondary cooling condition is performed. However, in Patent Document 1, it is not clear how much these conditions are changed to suppress bulging hot water surface fluctuation, and a certain amount of change is repeatedly performed to converge the bulging hot water surface fluctuation.
従って、この方法では一回の変更量が少なすぎるとバルジング湯面変動量の収束までに時間を要するし、一方、一回の変更量が多すぎるとオーバーシュートを生じる可能性がある。また、この方法は実操業において非定常バルジングが生じてから対策を講ずるわけであって、バルジング性湯面変動が生じにくいような鋳造条件に予め設定する手段としては用いることができない。同様の方法は特許文献２にも開示されているが、鋳型銅板温度の温度変化の周期性を検知して非定常バルジングの発生と判断しているので、特許文献１と同様に予め鋳造条件を設計するための評価手段を提供するものではない。
Therefore, in this method, if the amount of change at one time is too small, it takes time to converge the amount of fluctuation of the bulging hot water surface. On the other hand, if the amount of change at one time is too large, overshoot may occur. In addition, this method takes measures after unsteady bulging occurs in actual operation, and cannot be used as a means for presetting the casting conditions such that fluctuations in the bulging level are unlikely to occur. Although the same method is also disclosed in
また、特許文献３には、バルジング性湯面変動を生じさせないための二次冷却の条件が数式によって提案されているが、前提条件として鋳造速度が０．５〜１．２ｍ／ｍｉｎ、また、鋳片幅が７００〜１３８０ｍｍ、鋳片厚みが１５０〜２００ｍｍなどの条件が付いているため、この範囲を外れる鋳造条件には適用が困難である。
以上説明したように、従来のバルジング性湯面変動の防止方法は、鋳造条件に基づいて予めバルジング性湯面変動を予測することが不可能であったり、予測できるものの幅広い鋳造条件には適用できないものであったりして、未だ改善の余地が十分に残されているのが現状である。 As described above, the conventional method for preventing fluctuations in the bulging hot water level cannot be predicted in advance based on the casting conditions or can be predicted but cannot be applied to a wide range of casting conditions. In reality, there is still a lot of room for improvement.
本発明は上記事情に鑑みてなされたもので、その目的とするところは、スラブ鋳片を連続鋳造するに際し、凝固シェルのロール間バルジングに起因して発生する鋳型内の湯面変動量を広範な鋳造条件であっても予測することができると同時に、鋳造条件を適宜選択することでロール間バルジングに起因して発生する鋳型内湯面変動を抑制することのできる、連続鋳造鋳型内におけるバルジング性湯面変動の防止方法を提供することである。 The present invention has been made in view of the above circumstances. The object of the present invention is to provide a wide range of variations in the molten metal surface in the mold caused by bulging between rolls of the solidified shell when continuously casting a slab slab. Bulging performance in continuous casting molds, which can be predicted even under various casting conditions, and at the same time, by appropriately selecting the casting conditions, it is possible to suppress mold surface fluctuation caused by bulging between rolls. It is to provide a method for preventing the hot water surface fluctuation.
上記課題を解決するための第１の発明に係る連続鋳造鋳型内におけるバルジング性湯面変動の防止方法は、スラブ鋳片の連続鋳造に際し、鋳型内におけるバルジング性湯面変動の最大振幅量を下記の（１）式で定め、（１）式から求められる最大振幅量が所定の値以下になるように、鋳型冷却の強度、二次冷却の強度、同一ロールピッチの連続長さ、鋳造速度のうちの１つの鋳造条件または２つ以上の鋳造条件を調整することを特徴とするものである。 According to the first aspect of the present invention for solving the above-described problem, the method for preventing fluctuation of the bulging level in the continuous casting mold is as follows. Of the mold cooling, the strength of the secondary cooling, the continuous length of the same roll pitch, and the casting speed so that the maximum amplitude obtained from the expression (1) is not more than a predetermined value. Of these, one casting condition or two or more casting conditions are adjusted.
但し、（１）式において、ΔＸM はバルジング性湯面変動量の最大振幅量（ｍｍ）、ＬC は同一ロールピッチの連続長さ（ｍｍ）、δはバルジング量（ｍｍ）、Ｗliq は鋳片未凝固部の幅（ｍｍ）、Ａは鋳型断面積（ｍｍ2 ）である。ここでδは下記の（２）式で表わされる。 However, in the equation (1), ΔX M is the maximum amplitude amount (mm) of the bulging surface level variation, L C is the continuous length (mm) of the same roll pitch, δ is the bulging amount (mm), and W liq is The width (mm) of the slab unsolidified portion and A is the mold cross-sectional area (mm 2 ). Here, δ is expressed by the following equation (2).
但し、（２）式において、Ｐは静鉄圧（ｋｇ／ｍｍ2 ）、Ｌはロールピッチ（ｍｍ）、Ｋは鋳造材の塑性係数（ｋｇ／ｍｍ2 ）、ｄは凝固シェル厚（ｍｍ）である。 However, in the formula (2), P is the static iron pressure (kg / mm 2 ), L is the roll pitch (mm), K is the plastic coefficient of the cast material (kg / mm 2 ), and d is the solidified shell thickness (mm). It is.
第２の発明に係る連続鋳造鋳型内におけるバルジング性湯面変動の防止方法は、第１の発明において、前記（１）式から求められるバルジング性湯面変動量の最大振幅量を２０ｍｍ以下に調整することを特徴とするものである。 The method for preventing fluctuations in the bulging level in the continuous casting mold according to the second aspect of the invention is the first invention, wherein the maximum amplitude of the fluctuation amount of the bulging level is calculated to be 20 mm or less. It is characterized by doing.
本発明によれば、連続鋳造鋳型内におけるバルジング性湯面変動量を、同一ロールピッチの連続長さ（ＬC ）、鋳片のバルジング量（δ）、鋳片未凝固部の幅（Ｗliq ）及び鋳型断面積（Ａ）の４つの因子から求めるので、如何なる鋳造条件であっても鋳造に先立ってバルジング性湯面変動量を予め把握することが可能となる。そして、これら４つの因子から求められるバルジング性湯面変動量が所定の値以下になるように、これら４つの因子に直接影響を及ぼす鋳造条件である、鋳型冷却の強度、二次冷却の強度、同一ロールピッチの連続長さ、鋳造速度のうちの少なくとも１つの鋳造条件を調整するので、バルジング性湯面変動を抑えた状態で鋳造することが可能となる。換言すれば、バルジング性湯面変動量を任意の所定値以下とするために必要な鋳型冷却の強度、二次冷却の強度、同一ロールピッチの連続長さ、鋳造速度の４つの鋳造条件を的確に定めることが可能となる。その結果、モールドパウダーの巻き込みのない高品質の鋳片を高生産性で安定して製造することが可能となり、工業上有益な効果がもたらされる。 According to the present invention, the amount of fluctuation of the bulging surface in the continuous casting mold is determined by the continuous length of the same roll pitch (L C ), the bulging amount of the slab (δ), the width of the slab unsolidified portion (W liq ) And the mold cross-sectional area (A), it is possible to grasp in advance the amount of fluctuation of the bulging surface level before casting under any casting condition. Then, the mold cooling strength, the secondary cooling strength, which are casting conditions that directly affect these four factors so that the amount of fluctuation of the bulging hot water surface determined from these four factors is below a predetermined value, Since at least one casting condition of the continuous length of the same roll pitch and the casting speed is adjusted, it is possible to perform casting while suppressing fluctuation of the bulging hot water surface. In other words, the four casting conditions of mold cooling strength, secondary cooling strength, continuous length of the same roll pitch, and casting speed required to make the amount of fluctuation of the bulging hot water surface below an arbitrary predetermined value are accurately determined. Can be determined. As a result, it is possible to stably produce a high-quality slab free of mold powder with high productivity, which brings about an industrially beneficial effect.
以下、本発明を具体的に説明する。 The present invention will be specifically described below.
バルジング性湯面変動の生じにくい鋳造条件を予め設定するためには、バルジング性湯面変動量を鋳造条件から予測する式を作る必要がある。そこで先ず、鋳造条件からバルジング性湯面変動量を予測する式を検討した。 In order to set in advance the casting conditions in which bulging hot water surface fluctuations are unlikely to occur, it is necessary to create an equation for predicting the bulging hot water surface fluctuation amount from the casting conditions. Therefore, firstly, an equation for predicting the bulging amount of the molten metal surface from the casting conditions was examined.
バルジング性湯面変動の発生メカニズムを前述した図２のように考えると、バルジング性湯面変動量は以下に示す溶湯のバランスで生じることになる。即ち、湯面変動による鋳型内溶湯の体積変化は、非定常バルジング起因の鋳片凝固シェルの押し戻しによって生ずる鋳片未凝固部の体積変化に一致する。 When the generation mechanism of the bulging hot water surface fluctuation is considered as shown in FIG. 2 described above, the bulging hot water surface fluctuation amount is caused by the balance of the molten metal shown below. That is, the volume change of the molten metal in the mold due to the fluctuation of the molten metal surface coincides with the volume change of the slab unsolidified portion caused by pushing back the slab solidified shell due to unsteady bulging.
このうち、湯面変動による鋳型内溶湯の体積変化は下記の（３）式で表される。但し、（３）式において、ΔＶXMは湯面変動による鋳型内溶湯の体積変化（ｍｍ3 ）、ΔＸM はバルジング性湯面変動量の最大振幅量（ｍｍ）、Ａは鋳型断面積（ｍｍ2 ）である。 Among these, the volume change of the molten metal in the mold due to the molten metal surface fluctuation is expressed by the following equation (3). However, in the equation (3), ΔV XM is the volume change (mm 3 ) of the molten metal in the mold due to the molten metal surface variation, ΔX M is the maximum amplitude (mm) of the amount of bulging molten metal surface variation, and A is the mold cross-sectional area (mm 2 ).
一方、非定常バルジング起因の鋳片凝固シェルの押し戻しによって生じる鋳片未凝固部の体積変化は下記の（４）式で表される。但し、（４）式において、ΔＶUBは非定常バルジング起因の鋳片凝固シェルの押し戻しによって生じる鋳片未凝固部の体積変化（ｍｍ3 ）、ＬC は同一ロールピッチの連続長さ（ｍｍ）、δはバルジング量（ｍｍ）、Ｗliq は鋳片未凝固部の幅（ｍｍ）である。 On the other hand, the volume change of the slab unsolidified portion caused by pushing back the slab solidified shell due to unsteady bulging is expressed by the following equation (4). However, in the equation (4), ΔV UB is the volume change (mm 3 ) of the slab unsolidified portion caused by pushing back the slab solidified shell due to unsteady bulging, and L C is the continuous length (mm) of the same roll pitch. , Δ is the bulging amount (mm), and W liq is the width (mm) of the unsolidified portion of the slab.
ここで、ΔＶXM＝ΔＶUBとしてΔＸM について解くと、前述した（１）式が得られる。即ち、バルジング性湯面変動量の最大振幅量（ΔＸM ）を、同一ロールピッチの連続長さ（ＬC ）、鋳片のバルジング量（δ）、鋳片未凝固部の幅（Ｗliq ）及び鋳型断面積（Ａ）の４つの因子から求める式を得ることができる。 Here, when ΔV M is solved with ΔV XM = ΔV UB , the above-described equation (1) is obtained. That is, the maximum amplitude amount (ΔX M ) of the amount of fluctuation of the bulging hot water surface is defined as the continuous length (L C ) of the same roll pitch, the bulging amount of the slab (δ), and the width (W liq ) of the unsolidified portion of the slab. And a formula obtained from the four factors of the mold cross-sectional area (A).
次に、バルジング性湯面変動量の最大振幅量（ΔＸM ）を算出する上で（１）式右辺の各項の値を求める方法について説明する。 Next, a method for obtaining the value of each term on the right side of the equation (1) in calculating the maximum amplitude amount (ΔX M ) of the bulging hot water surface fluctuation amount will be described.
同一ロールピッチの連続長さ（ＬC ）は、バルジング性湯面変動量の最大振幅量（ΔＸM ）の計算を行なおうとしているロール間の前後に存在する同一ロールピッチ区間の鋳込み方向長さである。従って、各々の連続鋳造機のロール配置図から求めることができる。 The continuous length (L C ) of the same roll pitch is the length in the casting direction of the same roll pitch section existing before and after the rolls about to calculate the maximum amplitude (ΔX M ) of the amount of fluctuation of the bulging level. That's it. Therefore, it can obtain | require from the roll layout drawing of each continuous casting machine.
鋳型断面積（Ａ）は、鋳型内面空間の鋳片引き抜き方向に直交する断面における長辺方向長さと短辺方向長さとの積として求めることができる。即ち、鋳片の鋳造方向と直交する断面積から求めることができる。 The mold cross-sectional area (A) can be obtained as the product of the length in the long side direction and the length in the short side direction in the cross section perpendicular to the slab drawing direction of the inner surface of the mold. That is, it can be determined from the cross-sectional area perpendicular to the casting direction of the slab.
鋳片未凝固部の幅（Ｗliq ）は、スラブ鋳片の幅から、最大振幅量（ΔＸM ）の計算を行なおうとしているロール間位置における短辺部凝固シェル厚みを差し引くことにより、求めることができる。短辺部凝固シェル厚みは、当該鋳造条件下で伝熱凝固計算を行なうことにより、或いは、一般に簡便な凝固シェル厚み計算法として用いられている「凝固時間の平方根に凝固厚みが比例」する計算式を適用することによって求めることができる。 The width (W liq ) of the slab unsolidified part is obtained by subtracting the thickness of the short side solidified shell at the position between the rolls where the maximum amplitude (ΔX M ) is to be calculated from the width of the slab slab, Can be sought. The short side solidified shell thickness is calculated by performing heat transfer solidification calculation under the casting conditions, or the “solidified thickness is proportional to the square root of solidification time”, which is generally used as a simple calculation method for solidified shell thickness. It can be determined by applying an equation.
鋳片のバルジング量（δ）は、種々の計算式で求めることができるが、本発明では両端支持梁モデルに基づく、前述した（２）式によって求めることとする。 The bulging amount (δ) of the slab can be obtained by various calculation formulas, but in the present invention, it is obtained by the above-described formula (2) based on the both-end support beam model.
このようにして定めた同一ロールピッチの連続長さ（ＬC ）、鋳片のバルジング量（δ）、鋳片未凝固部の幅（Ｗliq ）及び鋳型断面積（Ａ）の４つの因子を（１）式に代入することで、バルジング性湯面変動量の最大振幅量（ΔＸM ）を鋳造前に予め把握することが可能となる。 Four factors such as the continuous length (L C ), the bulging amount (δ) of the slab, the width (W liq ) of the unsolidified portion of the slab, and the mold cross-sectional area (A) determined in this way are as follows. By substituting into the equation (1), it becomes possible to grasp in advance the maximum amplitude (ΔX M ) of the amount of fluctuation of the bulging hot water surface before casting.
そして、求めたバルジング性湯面変動量の最大振幅量（ΔＸM ）が所定の値よりも大きくなった場合には、鋳型冷却の強度、二次冷却の強度、同一ロールピッチの連続長さ、鋳造速度のうちの１つの鋳造条件または２つ以上の鋳造条件を変更して、バルジング性湯面変動量の最大振幅量（ΔＸM ）を再度算出し、算出されるバルジング性湯面変動量の最大振幅量（ΔＸM ）が所定の値以下になるまで計算を繰り返す。算出されたバルジング性湯面変動量の最大振幅量（ΔＸM ）が所定の値以下になった鋳造条件で鋳造を実施する。バルジング性湯面変動量の最大振幅量（ΔＸM ）の目安としては、算出される最大振幅量（ΔＸM ）が２０ｍｍ以下望ましくは１５ｍｍ以下となる鋳造条件で鋳造することが好ましい。 Then, when the maximum amplitude amount (ΔX M ) of the obtained bulging hot water surface fluctuation amount is larger than a predetermined value, the strength of mold cooling, the strength of secondary cooling, the continuous length of the same roll pitch, By changing one casting condition or two or more casting conditions of the casting speed, the maximum amplitude (ΔX M ) of the bulging level fluctuation amount is calculated again, and the calculated bulging level fluctuation amount is calculated. The calculation is repeated until the maximum amplitude (ΔX M ) is equal to or less than a predetermined value. Casting is performed under casting conditions in which the calculated maximum amplitude (ΔX M ) of the amount of fluctuation of the molten bulging surface is equal to or less than a predetermined value. As a standard for the maximum amplitude (ΔX M ) of the amount of fluctuation of the bulging hot water surface, casting is preferably performed under casting conditions such that the calculated maximum amplitude (ΔX M ) is 20 mm or less, preferably 15 mm or less.
この場合、鋳型冷却の強度、二次冷却の強度、鋳造速度の鋳造条件のうちの１つでも変更すると、鋳片の凝固シェル厚が変化するので、その都度伝熱凝固計算などにより凝固シェル厚を求め、計算の精度を高める必要がある。また、鋳片表面の割れ防止などのために、一部の鋳片支持ロール帯についてはバルジング性湯面変動量の最大振幅量（ΔＸM ）を所定値以下にすることができない場合も発生するが、一部の支持ロール帯についてのみバルジング性湯面変動量の最大振幅量（ΔＸM ）を所定値以下にした場合でも、それなりに鋳型内の湯面変動は抑制されるので、このような場合が生じても構わない。 In this case, if any one of the casting cooling strength, the secondary cooling strength, and the casting speed is changed, the solidified shell thickness of the slab will change. It is necessary to improve the accuracy of calculation. In addition, in order to prevent cracks on the surface of the slab, the maximum amplitude (ΔX M ) of the amount of fluctuation of the bulging level cannot be reduced to a predetermined value or less for some slab support roll bands. However, even when the maximum amplitude amount (ΔX M ) of the bulging level fluctuation amount is set to a predetermined value or less only for a part of the support roll belt, the level fluctuation in the mold is suppressed as such. Cases may arise.
このようにして設定した鋳造条件で鋳造することにより、バルジング性湯面変動を抑えた状態で鋳造することが可能となり、モールドパウダーの巻き込みのない高品質の鋳片を高生産性で安定して製造することが達成される。 By casting under the casting conditions set in this way, it becomes possible to cast in a state in which fluctuations in the bulging level are suppressed, and high quality slabs without mold powder entrainment can be stably produced with high productivity. Manufacturing is achieved.
スラブ連続鋳造機を用いて異なる３種類の鋳造条件で溶鋼を鋳造し、そのときのバルジング性湯面変動量と鋳造条件とを対比する試験を実施した。試験を行なった連続鋳造機は、機長が４２ｍ、垂直部が２．５ｍである溶鋼用の垂直曲げ型スラブ連続鋳造機であり、厚みが２３８ｍｍ、幅が１２５０ｍｍである低炭素Ａｌキルド鋼のスラブ鋳片を、下向き２５度の２つの吐出孔を有する浸漬ノズルを用いて２．５ｍ／ｍｉｎの鋳造速度で鋳造した。表１に試験を実施した連続鋳造機の仕様を示し、表２に試験鋳造時の鋳造条件を示し、また、表３に溶鋼の代表的な成分値を示す。 Using a slab continuous casting machine, molten steel was cast under three different casting conditions, and a test was performed to compare the amount of bulging surface level fluctuation and casting conditions at that time. The tested continuous casting machine is a vertical bending slab continuous casting machine for molten steel with a machine length of 42m and a vertical part of 2.5m, a slab of low carbon Al killed steel with a thickness of 238mm and a width of 1250mm. The slab was cast at a casting speed of 2.5 m / min using an immersion nozzle having two discharge holes of 25 degrees downward. Table 1 shows the specifications of the continuous casting machine tested, Table 2 shows the casting conditions during the test casting, and Table 3 shows typical component values of the molten steel.
試験は、二次冷却強度のみを３種類（水準１〜３）に変更して実施し、その他の鋳造条件は同一とした。水準１は、バルジング性湯面変動の発生を考慮せずに、連続鋳造機の上流側から下流側に向かって徐々に冷却強度が弱くなる二次冷却パターンで行なった。水準２及び水準３は、水準１におけるバルジング性湯面変動の発生状況を把握した上でバルジング性湯面変動を抑制するために行なった試験であり、水準２では、二次冷却帯の第４ゾーンに起因するバルジング性湯面変動を抑制すべく、第３ゾーン及び第４ゾーンの冷却強度を水準１よりも高めた二次冷却パターンを採用し、水準３では、二次冷却帯の第４ゾーンに加えて更に第５ゾーンに起因するバルジング性湯面変動をも抑制すべく、第３ゾーン及び第４ゾーンの冷却強度を水準２よりも更に高めた二次冷却パターンを採用した。
The test was conducted by changing only the secondary cooling strength to three types (levels 1 to 3), and other casting conditions were the same. Level 1 was performed in a secondary cooling pattern in which the cooling strength gradually decreased from the upstream side to the downstream side of the continuous casting machine without considering the occurrence of bulging hot water level fluctuation.
先ず、水準１で鋳造した。水準１はバルジング性湯面変動を考慮した二次冷却パターンではないので、１８〜３８ｍｍの大きな振幅のバルジング性湯面変動が観察された。そこで、バルジング性湯面変動の原因となっている二次冷却帯のゾーンを特定するために、湯面レベル変動信号のスペクトル解析を行ない、バルジング性湯面変動の周波数を求めた。この周波数の逆数と鋳造速度（ｍ／ｓ）との積から相当するロールピッチが求まり、該当するロールピッチを有する冷却ゾーンを特定することができる。このケースでは、第３ゾーンから第７ゾーンまでの各ゾーンに相当するロールピッチが算出された。 First, it was cast at level 1. Since Level 1 is not a secondary cooling pattern considering bulging hot water level fluctuation, a large amplitude bulging hot water level fluctuation of 18 to 38 mm was observed. Therefore, in order to identify the zone of the secondary cooling zone that causes the bulging hot water level fluctuation, spectrum analysis of the hot water level fluctuation signal was performed to determine the frequency of the bulging hot water level fluctuation. The corresponding roll pitch is obtained from the product of the reciprocal of this frequency and the casting speed (m / s), and the cooling zone having the corresponding roll pitch can be specified. In this case, the roll pitch corresponding to each zone from the third zone to the seventh zone was calculated.
そこで、水準２及び水準３では、第３ゾーン及び第４ゾーンの冷却を強化して熱伝達係数を増大させ、凝固シェル厚を増大させてバルジング量を低減し、バルジング性湯面変動量を低減することにした。
Therefore, in
熱伝達係数を増加させる方法としては、スプレー水量を増加させる方法、また、２流体ミストスプレーではエアーの流量をスプレー水量に合わせて増加させる方法がある。また更に、他の方法としては、例えば特開２００４−１６８４６号公報及び特開２００４−５０１２１号公報に開示されている、２流体ミストスプレーノズルであってスラブ幅方向と直交する方向の噴射角度を広げたノズルを使用する方法、或いは、特開２００３−２７５８５２号公報に開示されている、一流体スプレーであって１０Ｎ／ｃｍ2 以上の衝突圧となる高圧水スプレーを使用する方法などがある。本実施例では上記の特開２００４−５０１２１号公報に開示されている方法を採用した。 As a method of increasing the heat transfer coefficient, there are a method of increasing the amount of spray water, and a method of increasing the flow rate of air in accordance with the amount of spray water in the two-fluid mist spray. Furthermore, as another method, for example, a two-fluid mist spray nozzle disclosed in Japanese Patent Application Laid-Open No. 2004-16846 and Japanese Patent Application Laid-Open No. 2004-50121, the injection angle in a direction perpendicular to the slab width direction is set. There are a method of using an expanded nozzle or a method of using a high-pressure water spray which is a one-fluid spray and has a collision pressure of 10 N / cm 2 or more, which is disclosed in JP-A-2003-275852. In this embodiment, the method disclosed in the above Japanese Patent Application Laid-Open No. 2004-50121 is adopted.
表４及び表５に、本実施例で用いたスラブ連続鋳造機における二次冷却帯の各ゾーンのうちで第３ゾーンから第７ゾーンまでの各諸元を示す。表４には、鋳型内の溶鋼湯面から各々のゾーン入口までの距離、ロールピッチ（Ｌ）、同一ロールピッチの連続長さ（ＬC ）、ゾーン入口での静鉄圧（Ｐ）をそれぞれ示した。これらは、各冷却ゾーンにおけるバルジング量及びバルジング性湯面変動量を計算する上での共通諸元である。表５には、各冷却ゾーンにおける鋳片表面での熱伝達係数を掲げた。熱伝達係数はスプレー冷却、ロールとの接触伝導伝熱、及び大気への放射伝熱を含んだゾーン内平均の熱伝達係数である。 Tables 4 and 5 show the specifications from the third zone to the seventh zone among the zones of the secondary cooling zone in the slab continuous casting machine used in this example. Table 4 shows the distance from the molten steel surface in the mold to each zone inlet, the roll pitch (L), the continuous length of the same roll pitch (L C ), and the static iron pressure (P) at the zone inlet. Indicated. These are common specifications for calculating the bulging amount and the bulging level fluctuation amount in each cooling zone. Table 5 lists the heat transfer coefficient on the slab surface in each cooling zone. The heat transfer coefficient is the average heat transfer coefficient in the zone including spray cooling, heat transfer in contact with the roll, and radiant heat transfer to the atmosphere.
次に、バルジング性湯面変動量の計算過程を順に説明する。先ず、水準１〜３の各冷却条件下において伝熱凝固計算を行なった。伝熱凝固計算の計算手順は、日本鉄鋼協会共同研究会熱経済部会，加熱炉小委員会編「連続鋼片加熱炉における伝熱実験と計算方法」（１９７１年日本鉄鋼協会発行）の６８ページ「５．伝熱計算法」に示されている手順を採用した。伝熱凝固計算結果からバルジング性湯面変動量の計算に必要な諸量を求めた。求めた諸量を表６に示す。 Next, the calculation process of the amount of bulging hot water surface fluctuation will be described in order. First, heat transfer solidification calculation was performed under each cooling condition of levels 1 to 3. The calculation procedure for heat transfer solidification calculation is page 68 of “The Heat Transfer Experiment and Calculation Method in Continuous Steel Slab Reheating Furnace” edited by the Japan Iron and Steel Institute Joint Research Group Heat Economy Subcommittee (published by the Japan Iron and Steel Institute in 1971) The procedure shown in “5. Heat transfer calculation method” was adopted. From the heat transfer solidification calculation results, various quantities required for the calculation of bulging level fluctuations were obtained. Table 6 shows the determined amounts.
表６に示す塑性係数は、上述の伝熱凝固計算によって求まる凝固シェルの厚み方向平均温度に対応する値を採用した。また、凝固シェル厚は伝熱凝固計算で求まる値である。これらの数値を用いて前述の（２）式から計算した、各冷却ゾーン入口におけるバルジング量（δ）を表６に示した。また、（１）式によってバルジング性湯面変動量を計算する際に使用する鋳片未凝固部の幅（Ｗliq ）の値についても表６に示した。鋳片未凝固部の幅（Ｗliq ）は、「（鋳片未凝固部の幅）＝（スラブ幅）−２×（シェル厚）」として求めた。 As the plastic coefficient shown in Table 6, a value corresponding to the average temperature in the thickness direction of the solidified shell obtained by the above-described heat transfer solidification calculation was adopted. The solidified shell thickness is a value obtained by heat transfer solidification calculation. Table 6 shows the bulging amount (δ) at each cooling zone inlet calculated from the above-described equation (2) using these numerical values. Table 6 also shows the value of the width (W liq ) of the unsolidified portion of the slab used for calculating the amount of fluctuation of the bulging hot water surface by the equation (1). The width (W liq ) of the unsolidified part of the slab was determined as “(width of unsolidified part of the slab) = (slab width) −2 × (shell thickness)”.
このようにして求めた値を用いて（１）式から算出されるバルジング性湯面変動量の最大振幅幅の計算値を表７に示す。 Table 7 shows calculated values of the maximum amplitude width of the amount of fluctuation of the bulging hot water surface calculated from the equation (1) using the values thus obtained.
表７に示すように、水準２及び水準３では各冷却ゾーンとも水準１と比較して最大振幅量の計算値が低下している。この実施例に示すスラブ連続鋳造機ではバルジング性湯面変動量に関して操業上・品質上問題の生じない上限値を１５ｍｍと設定している。従って、表７によれば、水準２では第４ゾーンでの最大振幅幅の計算値が１５ｍｍ以下となり、この連続鋳造機の湯面変動量上限基準値を満足している。従って、水準２の条件では第４ゾーンが原因となって発生するバルジング性湯面変動による操業上・品質上の問題は生じないはずである。
As shown in Table 7, at
ここで、前述した（１）式によるバルジング性湯面変動量の推定が妥当であるか否かを検証するために、水準１〜３の各条件における鋳造の際にバルジング性湯面変動量を実測し、前述したように湯面変動のスペクトル解析から原因となっている冷却ゾーンを割り出した。割り出した冷却ゾーン毎のバルジング性湯面変動量の実測最大値を図３に示す。また、図４では、水準１〜３において冷却ゾーン毎のバルジング性湯面変動量の（１）式に基づく計算値を横軸とし、図３に示したバルジング性湯面変動量の実測最大値を縦軸としてプロットした。図４からも明らかなように、（１）式によるバルジング性湯面変動量の計算値は、実際のバルジング性湯面変動量を良く推定していることが分かる。 Here, in order to verify whether or not the estimation of the amount of fluctuation of the bulging level due to the above-described equation (1) is appropriate, the amount of fluctuation of the bulging level is calculated during casting under each of the levels 1 to 3. As a result of actual measurement, as described above, the cause of the cooling zone was determined from the spectrum analysis of the molten metal surface fluctuation. FIG. 3 shows the measured maximum value of the amount of fluctuation of the bulging hot water surface for each calculated cooling zone. Further, in FIG. 4, the calculated maximum value of the amount of fluctuation of the bulging hot water surface shown in FIG. Is plotted on the vertical axis. As is apparent from FIG. 4, it can be seen that the calculated value of the fluctuation amount of the bulging hot water surface according to the equation (1) is a good estimate of the actual fluctuation amount of the bulging hot water surface.
水準２における第４ゾーン起因のバルジング性湯面変動量の議論に戻るが、図３においても水準２の条件下での第４ゾーン起因の湯面変動量は１４．０ｍｍとなっており、従って水準２の条件では、第４ゾーンが原因となって発生するバルジング性湯面変動による操業上・品質上の問題は生じないことが分かる。
Returning to the discussion of the bulging level fluctuation due to the fourth zone at
同様に第５ゾーンについては、水準３の二次冷却パターンを採用することで、表７に示すように、この連続鋳造機の湯面変動量上限基準値である１５ｍｍをほぼクリアしており、実測値でも、図３に示すように、１５ｍｍ以下を確保していた。即ち、水準３では、第４ゾーン及び第５ゾーンに起因するバルジング性湯面変動を抑制することができた。 Similarly, for the fifth zone, by adopting the level 3 secondary cooling pattern, as shown in Table 7, the molten steel surface fluctuation amount upper limit reference value of this continuous casting machine is almost cleared, Even in the actual measurement value, 15 mm or less was secured as shown in FIG. That is, at level 3, fluctuations in the bulging level caused by the fourth zone and the fifth zone could be suppressed.
一方、第６ゾーン及び第７ゾーンに関しては水準２及び水準３の冷却パターンでもバルジング性湯面変動量の計算値は、湯面変動量上限基準値を上回っており、実測値でも同様の傾向にある。従って、第６ゾーン及び第７ゾーンについても（１）式によりバルジング性湯面変動を良く推定できているといえる。第６ゾーン及び第７ゾーン起因のバルジング性湯面変動量を上限基準以下にするためには、第３ゾーン及び第４ゾーンの冷却強化に続いて第５ゾーン〜第７ゾーンの二次冷却を、（１）式で計算されるバルジング性湯面変動量の最大値が上限基準値よりも小さくなるように、設定することが必要であることはいうまでもない。
On the other hand, for the 6th and 7th zones, the calculated value of the bulging level fluctuation is higher than the upper limit reference value of the level fluctuation even in the cooling patterns of
本実施例では、二次冷却スプレーを調節することでバルジング性湯面変動量を低減したが、鋳型冷却の強度、同一ロールピッチの連続長さ、鋳造速度の１つを調節することでもバルジング性湯面変動量を抑制することが可能である。 In this embodiment, the amount of fluctuation of the bulging surface is reduced by adjusting the secondary cooling spray, but the bulging property can also be adjusted by adjusting one of the mold cooling strength, the continuous length of the same roll pitch, and the casting speed. It is possible to suppress the amount of hot water fluctuation.
１ 鋳型
２ 鋳片支持ロール
３ 溶鋼湯面
４ 凝固シェル
５ 未凝固部
1
Claims (2)
ΔXM=LC×δ×Wliq／A …(1)
但し、（１）式において各記号は以下を表すものである。
ΔＸM ：バルジング性湯面変動量の最大振幅量（ｍｍ）
ＬC ：同一ロールピッチの連続長さ（ｍｍ）
δ：バルジング量（ｍｍ）
Ｗliq ：鋳片未凝固部の幅（ｍｍ）
Ａ：鋳型断面積（ｍｍ2 ）
ここでδは下記の（２）式で表わされる。
δ=P×L4／(32×K×d3) …(2)
但し、（２）式において各記号は以下を表すものである。
Ｐ：静鉄圧（ｋｇ／ｍｍ2 ）
Ｌ：ロールピッチ（ｍｍ）
Ｋ：鋳造材の塑性係数（ｋｇ／ｍｍ2 ）
ｄ：凝固シェル厚（ｍｍ） In the continuous casting of the slab slab, the maximum amplitude amount of bulging level in the mold is defined by the following equation (1), and the maximum amplitude amount obtained from the equation (1) is not more than a predetermined value. Bulging in a continuous casting mold characterized by adjusting one casting condition or two or more casting conditions among mold cooling strength, secondary cooling strength, continuous length of the same roll pitch, casting speed How to prevent hot water fluctuation.
ΔX M = L C × δ × W liq / A… (1)
However, in the formula (1), each symbol represents the following.
ΔX M : Maximum amplitude of bulging level fluctuation (mm)
L C : Continuous length of the same roll pitch (mm)
δ: Bulging amount (mm)
W liq : Width of unsharded slab (mm)
A: Mold cross section (mm 2 )
Here, δ is expressed by the following equation (2).
δ = P × L 4 / (32 × K × d 3 )… (2)
However, in the formula (2), each symbol represents the following.
P: Static iron pressure (kg / mm 2 )
L: Roll pitch (mm)
K: Plasticity coefficient of cast material (kg / mm 2 )
d: Solidified shell thickness (mm)
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