JP2010221283A - 連続鋳造におけるブレークアウト検出方法及び装置、該装置を用いた鋼の連続鋳造方法、ブレークアウト防止装置 - Google Patents
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Abstract
【課題】溶鋼の連続鋳造において、鋳片のブレークアウトの発生を精度良く検出する方法及び装置を提供する。
【解決手段】連続鋳造における鋳型内の溶鋼が湯面から鋳型出口に至るまでの間に凝固界面へ入熱する熱流束ｑ１を測定し、定常状態における鋳型内の溶鋼流動による定常凝固界面入熱ｑ２regを下式（１）にて求め、熱流束ｑ１と定常凝固界面入熱ｑ２regの差について溶鋼が湯面から鋳型出口に至るまでの熱流束プロファイルを求め、該熱流束プロファイルの極小点と鋳型出口での局所熱流束値とを結んだ直線よりも上の部分の面積に相当する総括熱流束Ｑ２にて演算される凝固遅れ度RSに基き、ブレークアウト発生の危険の有無を判定する、連続鋳造のブレークアウト検出方法。ｑ２reg＝ｈ・Δθ・・・（１）但し、ｑ２reg：定常凝固界面入熱(J/s・m2)ｈ：溶鋼と凝固シェルの間の熱伝達係数(J/s・m2・℃)Δθ：溶鋼の過熱度（℃）
【選択図】なし
【解決手段】連続鋳造における鋳型内の溶鋼が湯面から鋳型出口に至るまでの間に凝固界面へ入熱する熱流束ｑ１を測定し、定常状態における鋳型内の溶鋼流動による定常凝固界面入熱ｑ２regを下式（１）にて求め、熱流束ｑ１と定常凝固界面入熱ｑ２regの差について溶鋼が湯面から鋳型出口に至るまでの熱流束プロファイルを求め、該熱流束プロファイルの極小点と鋳型出口での局所熱流束値とを結んだ直線よりも上の部分の面積に相当する総括熱流束Ｑ２にて演算される凝固遅れ度RSに基き、ブレークアウト発生の危険の有無を判定する、連続鋳造のブレークアウト検出方法。ｑ２reg＝ｈ・Δθ・・・（１）但し、ｑ２reg：定常凝固界面入熱(J/s・m2)ｈ：溶鋼と凝固シェルの間の熱伝達係数(J/s・m2・℃)Δθ：溶鋼の過熱度（℃）
【選択図】なし
Description
本発明は、溶鋼の連続鋳造において、鋳片に発生するブレークアウトを精度良く検出し、さらには防止する方法及び装置に関するものである。
連続鋳造においては、鋳型に注入された溶鋼は鋳型内で冷却されることにより凝固シェルを形成して鋳型から引き抜かれるが、なんらかの原因により凝固シェルの形成が不十分になり凝固シェル厚の薄い箇所が存在すると、この凝固シェル厚の薄い部位が鋳型出口（鋳型下端）に来たときに凝固シェルが破れて溶鋼が吹き出る、いわゆるブレークアウトが発生する危険がある。
ブレークアウトが発生すると操業停止とならざるを得ず、ブレークアウトが発生しないような操業条件を選択する必要があるが、ブレークアウトの発生を恐れて鋳造速度を必要以上に遅くすることは、操業効率の悪化となり好ましくない。
このような背景から、高速鋳造を行ないながらも、ブレークアウトの危険を的確に判断できる手法の開発が望まれ、様々な方法が提案されている。
このような背景から、高速鋳造を行ないながらも、ブレークアウトの危険を的確に判断できる手法の開発が望まれ、様々な方法が提案されている。
例えば、特許文献１（特公昭６３−５３９０３号公報）においては、以下のような技術が開示されている。
鋳型の外表面に配置した薄板型の表面熱流束計により、鋳型の抜熱量に応じた熱流束を測定して、連続鋳造におけるブレークアウトを防止する方法において、
多数の熱流束計により、鋳型各部の局所的な熱流束を測定し、該熱流束の時間的変化を表した熱流束波形の波高が急激に所定値を上まわった時に鋳込み速度を低下させ、前記波高が元に戻るまで低速鋳込みを行うことにより、ブレークアウトの発生を防止することを特徴とする連続鋳造におけるブレークアウト防止方法。
鋳型の外表面に配置した薄板型の表面熱流束計により、鋳型の抜熱量に応じた熱流束を測定して、連続鋳造におけるブレークアウトを防止する方法において、
多数の熱流束計により、鋳型各部の局所的な熱流束を測定し、該熱流束の時間的変化を表した熱流束波形の波高が急激に所定値を上まわった時に鋳込み速度を低下させ、前記波高が元に戻るまで低速鋳込みを行うことにより、ブレークアウトの発生を防止することを特徴とする連続鋳造におけるブレークアウト防止方法。
特許文献１に開示された技術は熱流束計を用いて熱流束の変化を検出することによるブレークアウト防止方法である。
鋳型各部の局所的な熱流束は、鋳型からの抜熱量を意味しており、抜熱量が凝固シェルの形成に関連している。
したがって、熱流束の変化に異常があったときに凝固シェル厚の形成に異常が生じ、ブレークアウトの発生の危険があると予測することは一応合理的である。
鋳型各部の局所的な熱流束は、鋳型からの抜熱量を意味しており、抜熱量が凝固シェルの形成に関連している。
したがって、熱流束の変化に異常があったときに凝固シェル厚の形成に異常が生じ、ブレークアウトの発生の危険があると予測することは一応合理的である。
しかしながら、ブレークアウトの発生は、鋳型出口において凝固シェル厚が所定の厚みに達していないことによって起こることを考えると、熱流束の変化のみによっては正確なブレークアウトの危険性を把握するには必ずしも十分とは言えない。
なぜなら、鋳型内での凝固シェル形成過程の初期の段階において熱流束の異常があったとしても、凝固シェル形成過程のその後の段階において凝固シェルが形成され、鋳型出口において所定の厚みの凝固シェルが形成されておれば、ブレークアウト発生の危険はないと判断できる場合もあるからである。
つまり、従来例に示された局所熱流束の変化のみによって、ブレークアウト発生の危険を予測することは十分正確な指標とは言いがたいものであった。
なぜなら、鋳型内での凝固シェル形成過程の初期の段階において熱流束の異常があったとしても、凝固シェル形成過程のその後の段階において凝固シェルが形成され、鋳型出口において所定の厚みの凝固シェルが形成されておれば、ブレークアウト発生の危険はないと判断できる場合もあるからである。
つまり、従来例に示された局所熱流束の変化のみによって、ブレークアウト発生の危険を予測することは十分正確な指標とは言いがたいものであった。
本発明はかかる課題を解決するためになされたものであり、溶鋼の連続鋳造において、鋳片に発生するブレークアウトを精度良く検出し、さらにはこれを防止する方法及び装置を提供することを目的としている。
発明者は上記の課題を解決するために、鋳型出口において凝固シェル厚が所定の厚みに達していないことがブレークアウト発生の原因であるという基本的な事実に立ち返り、この事実に密接に関連する指標を見いだすべく研究を行った。
凝固シェル厚は鋳型と鋳片の間の抜熱状態に密接に関係している。すなわち、凝固シェル厚が薄いと、鋳片から鋳型への伝熱量が多くなり抜熱量が多くなるし、逆に凝固シェル厚が厚いと、鋳片から鋳型への伝熱量が少なくなり抜熱量が少なくなる。
発明者はこの事実を詳細に検討すべく実際の鋳型内における具体的な抜熱状態を調べることとした。
発明者はこの事実を詳細に検討すべく実際の鋳型内における具体的な抜熱状態を調べることとした。
抜熱状態を検知するには、鋳型の各部位における熱流束を求める必要があるが、これは以下のように行なう。
図２は鋳型１の断面図であり、タンディッシュ４０の底部に接続され、鋳型１内に設置した浸漬ノズル３から溶鋼５を吐出している（矢印）状態を示している。湯面にはモールドパウダー７（層として示す）が添加され、このモールドパウダー７が鋳型１と溶鋼５の隙間に流れ込み潤滑剤の役割をはたす。溶鋼５はこのモールドパウダー７を介して鋳型１に抜熱され凝固シェル９を形成しながら鋳型出口に向かって引き抜かれる。
図２は鋳型１の断面図であり、タンディッシュ４０の底部に接続され、鋳型１内に設置した浸漬ノズル３から溶鋼５を吐出している（矢印）状態を示している。湯面にはモールドパウダー７（層として示す）が添加され、このモールドパウダー７が鋳型１と溶鋼５の隙間に流れ込み潤滑剤の役割をはたす。溶鋼５はこのモールドパウダー７を介して鋳型１に抜熱され凝固シェル９を形成しながら鋳型出口に向かって引き抜かれる。
図３は鋳型１を形成している鋳型銅板１１の一部拡大して示す断面図である。熱流束を求めるためには鋳型銅板１１における温度勾配を検出する必要があり、これを検出するために熱電対１７が用いられるが、この熱電対１７は、図３に示すように、鋳型銅板１１の外側面に形成された冷却水通路１３の底部に孔１５をあけ、その中に深さ方向に一定の距離を離した２箇所に埋設されている。
この埋設した熱電対１７の出力から温度勾配を検出し、この温度勾配に基づいて計算により熱流束を求めることができる。
局所熱流束ｑ１(J／s・m2)の算出は、２本の熱電対１７の検出温度をＴ１（℃）、Ｔ２（℃）、埋設間隔をｄ(m)、及び鋳型１の熱伝導率をλ(J／s・m・℃)として、次式を用いて行なう。
ｑ１＝λ（Ｔ１−Ｔ２）／ｄ
この埋設した熱電対１７の出力から温度勾配を検出し、この温度勾配に基づいて計算により熱流束を求めることができる。
局所熱流束ｑ１(J／s・m2)の算出は、２本の熱電対１７の検出温度をＴ１（℃）、Ｔ２（℃）、埋設間隔をｄ(m)、及び鋳型１の熱伝導率をλ(J／s・m・℃)として、次式を用いて行なう。
ｑ１＝λ（Ｔ１−Ｔ２）／ｄ
鋳型厚み方向に設置した２本の熱電対１７からなる一対の熱電対を、例えば鋳型短片の場合は図４の黒丸印によって示すように通常の湯面位置より下方位置に、高さ40〜200mmおきに合計で８箇所設置した。
発明者の調査では、鋳型厚み方向に設置した２本の熱電対１７からなる一対の熱電対を、例えば鋳型短片（水平断面が直方体を成す鋳型において、短い方の辺）の場合は図４の黒丸印によって示すように通常の湯面位置より下方位置に、高さ40〜200mmおきに合計で８箇所設置した。これらの熱電対１７からの出力信号に基づいて、上記の式により局所熱流束を求め、この局所熱流束と湯面からの位置との関係について調査を行なった。
発明者の調査では、鋳型厚み方向に設置した２本の熱電対１７からなる一対の熱電対を、例えば鋳型短片（水平断面が直方体を成す鋳型において、短い方の辺）の場合は図４の黒丸印によって示すように通常の湯面位置より下方位置に、高さ40〜200mmおきに合計で８箇所設置した。これらの熱電対１７からの出力信号に基づいて、上記の式により局所熱流束を求め、この局所熱流束と湯面からの位置との関係について調査を行なった。
図５はこの調査結果を示すグラフであり、縦軸が局所熱流束を示し、横軸が湯面からの距離を示している。
なお、本明細書においては、縦軸を局所熱流束、横軸を湯面からの距離として、局所熱流束と湯面からの距離との関係を示したグラフの形状を熱流束プロファイルという。
図５のグラフに示すように、局所熱流束は湯面から鋳型出口方向に向かって減少し、湯面からの距離が400mmの近傍で極小値をとり、その後、一旦増加傾向を示し、その増加傾向は湯面からの距離が約600mm近傍で極大値を示し、その後再び減少している。
なお、本明細書においては、縦軸を局所熱流束、横軸を湯面からの距離として、局所熱流束と湯面からの距離との関係を示したグラフの形状を熱流束プロファイルという。
図５のグラフに示すように、局所熱流束は湯面から鋳型出口方向に向かって減少し、湯面からの距離が400mmの近傍で極小値をとり、その後、一旦増加傾向を示し、その増加傾向は湯面からの距離が約600mm近傍で極大値を示し、その後再び減少している。
発明者は、局所熱流束が鋳型出口方向に向かって減少傾向から一旦上昇傾向に転ずることに注目し、さらに検討を重ねた。
局所熱流束が極小値を示す位置は湯面からの距離が400mm近傍であり、この位置は、浸漬ノズル３の吐出口から吐出される溶鋼５の吐出流が鋳型短辺に衝突する位置と一致している（図２参照）。
このような局所熱流束の変化と溶鋼吐出流との関係は以下のことを物語っている。
局所熱流束が極小値を示す位置は湯面からの距離が400mm近傍であり、この位置は、浸漬ノズル３の吐出口から吐出される溶鋼５の吐出流が鋳型短辺に衝突する位置と一致している（図２参照）。
このような局所熱流束の変化と溶鋼吐出流との関係は以下のことを物語っている。
図５に示すように、湯面から鋳型出口方向に行くにしたがって局所熱流束が減少しているのは、熱抵抗が増したこと、すなわち、図２に示すように凝固シェル厚が徐々に厚くなっていることを示している。
そして、浸漬ノズル３から吐出される溶鋼５の吐出流が凝固シェル９に衝突する位置においては、凝固シェル９の再溶解が起こり、凝固シェル厚みが減少し、この薄くなった凝固シェル９の凝固界面に溶鋼流動による熱が加わり局所熱流束が上昇したものと考えられる。
そしてさらに鋳造方向の下流に行くにしたがって、溶鋼流動の影響がなくなり、再び局所熱流束が減少していることから凝固シェル厚が厚くなっていると考えられる。
そして、浸漬ノズル３から吐出される溶鋼５の吐出流が凝固シェル９に衝突する位置においては、凝固シェル９の再溶解が起こり、凝固シェル厚みが減少し、この薄くなった凝固シェル９の凝固界面に溶鋼流動による熱が加わり局所熱流束が上昇したものと考えられる。
そしてさらに鋳造方向の下流に行くにしたがって、溶鋼流動の影響がなくなり、再び局所熱流束が減少していることから凝固シェル厚が厚くなっていると考えられる。
以上の検討から、ある瞬間における凝固シェル９の形状は、図２に示されるように、湯面から局所熱流束の極小値の位置までは凝固シェル９の厚みが増し、また局所熱流束の極小値から極大値までは凝固シェル９の厚みが減少し、さらに局所熱流束の極大値以降は再び凝固シェル９の厚みが増していると考えられる。
鋳型内ではこのように凝固シェル厚が厚くなったり薄くなったりする過程を経て鋳型出口での凝固シェル厚が決定されるのである。
鋳型内において凝固シェル厚が成長する程度と、凝固シェル９が再溶解することによって一旦形成された凝固シェル９が薄くなる程度との関係は、鋳型出口における凝固シェル厚に直接的に関係していると考えられ、一方ブレークアウトの発生が鋳型出口における凝固シェル厚に関係することを考えると、上記の２つの程度の関係がブレークアウトの発生の有無に深く関わると考えられる。
鋳型内において凝固シェル厚が成長する程度と、凝固シェル９が再溶解することによって一旦形成された凝固シェル９が薄くなる程度との関係は、鋳型出口における凝固シェル厚に直接的に関係していると考えられ、一方ブレークアウトの発生が鋳型出口における凝固シェル厚に関係することを考えると、上記の２つの程度の関係がブレークアウトの発生の有無に深く関わると考えられる。
そこで、発明者は上記の２つの程度すなわち凝固シェル厚が成長する程度と一旦形成された凝固シェル９が薄くなる程度の関係とブレークアウト発生との関連を調べるべくさらに検討を重ねた。
仮に鋳型内で溶鋼流による凝固シェルの再溶解という現象が発生しないとした場合、例えば浸漬ノズルからの吐出がなく鋳型内の溶鋼が引き抜かれるだけの場合、凝固シェルは湯面から鋳型出口に向かって徐々にその厚みを増していくと考えられる。
このような溶鋼流による凝固シェルの再溶解という現象が発生しない状態を想定して、図５と同様に横軸を湯面からの距離、縦軸を局所熱流束としたグラフを想定すると、図５の場合に見られた途中の盛り上がりのないなだらかな減少曲線になると想定される。
そして、この場合には凝固シェルの鋳型出口での厚みは抜熱量を積算したものに比例すると考えられる。つまり、このような仮定の状況であるなら、上記グラフの熱流束プロファイルを、ブレークアウト発生の指標に容易にできると言える。
仮に鋳型内で溶鋼流による凝固シェルの再溶解という現象が発生しないとした場合、例えば浸漬ノズルからの吐出がなく鋳型内の溶鋼が引き抜かれるだけの場合、凝固シェルは湯面から鋳型出口に向かって徐々にその厚みを増していくと考えられる。
このような溶鋼流による凝固シェルの再溶解という現象が発生しない状態を想定して、図５と同様に横軸を湯面からの距離、縦軸を局所熱流束としたグラフを想定すると、図５の場合に見られた途中の盛り上がりのないなだらかな減少曲線になると想定される。
そして、この場合には凝固シェルの鋳型出口での厚みは抜熱量を積算したものに比例すると考えられる。つまり、このような仮定の状況であるなら、上記グラフの熱流束プロファイルを、ブレークアウト発生の指標に容易にできると言える。
他方、現実の鋳型内においては浸漬ノズルからの吐出流による溶鋼流（以下、単に「溶鋼流」という）の影響で凝固シェルの再溶解が生じており、この再溶解によって凝固シェル９が薄くなると共に抜熱量が増大するという現象が生じている。
したがって、溶鋼流の影響のある状態においては、凝固シェル厚の成長する程度は、単に抜熱量に比例するのではなく、実測される抜熱量から溶鋼流の影響による抜熱量を差し引いたものに比例すると考えられる。この溶鋼流の影響による抜熱量は、溶鋼流による凝固界面への入熱（以下、単に「凝固界面入熱」という。）として評価できる。
このように考えると、浸漬ノズルから溶鋼を吐出している操業状態においては、凝固シェルが薄くなる程度は凝固界面入熱で評価でき、他方、凝固シェルが成長する程度は、熱電対によって測定できる局所熱流束から凝固界面入熱を差し引いたもので評価できる。
よって、これらの２つの評価量を比較検討することで、ブレークアウト発生の指標とできる。
したがって、溶鋼流の影響のある状態においては、凝固シェル厚の成長する程度は、単に抜熱量に比例するのではなく、実測される抜熱量から溶鋼流の影響による抜熱量を差し引いたものに比例すると考えられる。この溶鋼流の影響による抜熱量は、溶鋼流による凝固界面への入熱（以下、単に「凝固界面入熱」という。）として評価できる。
このように考えると、浸漬ノズルから溶鋼を吐出している操業状態においては、凝固シェルが薄くなる程度は凝固界面入熱で評価でき、他方、凝固シェルが成長する程度は、熱電対によって測定できる局所熱流束から凝固界面入熱を差し引いたもので評価できる。
よって、これらの２つの評価量を比較検討することで、ブレークアウト発生の指標とできる。
ところで、凝固界面入熱をｑ２(J/s・m2)とすると、この凝固界面入熱ｑ２は、溶鋼から凝固界面への熱伝達係数をｈ(J/s・m2・℃）、溶鋼の過熱度をΔθ（℃）とすると、次式で表すことができる。
ｑ２＝ｈ・Δθ・・・・・・・・・・（１）
但し、ｈ＝1.22×105×Ｖ0.8
Ｖ：溶鋼流速(m/s)
Δθ＝Ｔ0−ＴS（℃）
Ｔ0：鋳型内溶鋼温度（℃）
ＴS：溶鋼固相線温度（℃）
なお、鋳型内溶鋼温度Ｔ0（℃）は、鋳型内溶鋼温度を実測してもよいし、例えばタンディッシュ（ＴＤ）内溶鋼温度（実測値）に基づいて次の鋳型内溶鋼温度推定式によって算出してもよい。
Ｔ0＝705.156＋0.544086・ＴTD−2.35053・ＶC−0.00303・Ｗ
＋18.12663・（0.1018lnFC−0.3362）
但し、ＴTD：ＴＤ内溶鋼温度（℃）（実測値）
ＶC：鋳造速度（m/min）
Ｗ：鋳造幅(m)（実測値）
ＦＣ：印加電流値(A)（実測値）
ｑ２＝ｈ・Δθ・・・・・・・・・・（１）
但し、ｈ＝1.22×105×Ｖ0.8
Ｖ：溶鋼流速(m/s)
Δθ＝Ｔ0−ＴS（℃）
Ｔ0：鋳型内溶鋼温度（℃）
ＴS：溶鋼固相線温度（℃）
なお、鋳型内溶鋼温度Ｔ0（℃）は、鋳型内溶鋼温度を実測してもよいし、例えばタンディッシュ（ＴＤ）内溶鋼温度（実測値）に基づいて次の鋳型内溶鋼温度推定式によって算出してもよい。
Ｔ0＝705.156＋0.544086・ＴTD−2.35053・ＶC−0.00303・Ｗ
＋18.12663・（0.1018lnFC−0.3362）
但し、ＴTD：ＴＤ内溶鋼温度（℃）（実測値）
ＶC：鋳造速度（m/min）
Ｗ：鋳造幅(m)（実測値）
ＦＣ：印加電流値(A)（実測値）
上記のように、凝固界面入熱ｑ２は熱伝達係数ｈに関係し、熱伝達係数ｈは溶鋼流速Ｖに関係する量である。そのため、凝固界面入熱ｑ２をオンラインで測定するには、鋳型内の溶鋼流速Ｖをオンラインで測定する必要がある。
しかしながら、溶鋼流速Ｖを操業状態においてオンラインで測定することは難しい。
そこで、発明者は、事前に種々の鋳造速度において鋳造された鋳片をサンプリングし、この鋳片におけるデンドライト傾角から各鋳造速度における溶鋼流速値を求めて、この溶鋼流速値に基づく凝固界面入熱ｑ２を求めることを考えた。ここでデンドライト傾角とは、鋳片表面に対する法線方向に対して、表面から厚み方向に伸びているデンドライトの一次枝の傾角であり、溶鋼流速値と相関することが知られている。
この事前に求めた凝固界面入熱ｑ２を「定常状態における凝固界面入熱ｑ２」と称し、定常凝固界面入熱ｑ２regと表記するものとする。なお、定常状態という文言を用いている趣旨は、浸漬ノズルに詰まりがあり溶鋼流速に偏流があるような異常状態を排除する趣旨である。
しかしながら、溶鋼流速Ｖを操業状態においてオンラインで測定することは難しい。
そこで、発明者は、事前に種々の鋳造速度において鋳造された鋳片をサンプリングし、この鋳片におけるデンドライト傾角から各鋳造速度における溶鋼流速値を求めて、この溶鋼流速値に基づく凝固界面入熱ｑ２を求めることを考えた。ここでデンドライト傾角とは、鋳片表面に対する法線方向に対して、表面から厚み方向に伸びているデンドライトの一次枝の傾角であり、溶鋼流速値と相関することが知られている。
この事前に求めた凝固界面入熱ｑ２を「定常状態における凝固界面入熱ｑ２」と称し、定常凝固界面入熱ｑ２regと表記するものとする。なお、定常状態という文言を用いている趣旨は、浸漬ノズルに詰まりがあり溶鋼流速に偏流があるような異常状態を排除する趣旨である。
そして、発明者は、ブレークアウト発生の有無を評価したい操業状態において、熱電対によって測定した局所熱流束から定常凝固界面入熱ｑ２regを差し引いた熱量について熱流束プロファイルを求め、この熱流束プロファイルに基づいてブレークアウトの発生の有無の評価をすることを考えた。このように実測された局所熱流束から定常凝固界面入熱ｑ２regを差し引くことを考えた理由は以下の通りである。
操業状態における実測された局所熱流束から定常凝固界面入熱ｑ２regを差し引いた熱量についての熱流束プロファイルがなだらかに減少する曲線となった場合には、この熱流束プロファイルが上述した浸漬ノズルからの吐出がなく鋳型内の溶鋼が引き抜かれるだけの場合の熱流速プロファイルと同じであることを意味し、このことは操業状態における凝固界面入熱ｑ２が定常凝固界面入熱ｑ２regと同じであることを意味している。つまり、この状態の場合には凝固シェルを薄くする程度は通常の浸漬ノズルからの溶鋼流によるもの、つまり定常状態と同じであり、このような状況であればあれば鋳型の冷却が通常通り行なわれており、凝固シェルが通常通り成長すればブレークアウトは発生しないと評価できる。
操業状態における実測された局所熱流束から定常凝固界面入熱ｑ２regを差し引いた熱量についての熱流束プロファイルがなだらかに減少する曲線となった場合には、この熱流束プロファイルが上述した浸漬ノズルからの吐出がなく鋳型内の溶鋼が引き抜かれるだけの場合の熱流速プロファイルと同じであることを意味し、このことは操業状態における凝固界面入熱ｑ２が定常凝固界面入熱ｑ２regと同じであることを意味している。つまり、この状態の場合には凝固シェルを薄くする程度は通常の浸漬ノズルからの溶鋼流によるもの、つまり定常状態と同じであり、このような状況であればあれば鋳型の冷却が通常通り行なわれており、凝固シェルが通常通り成長すればブレークアウトは発生しないと評価できる。
他方、熱電対によって測定した局所熱流束から定常凝固界面入熱ｑ２regを差し引いた熱量に関する熱流束プロファイルが湯面からある距離の位置で盛り上がるような場合、すなわち熱流束プロファイルが極小値を有しコブができるような場合には、定常凝固界面入熱ｑ２regよりも実際の凝固界面入熱ｑ２が大きいことを意味し、この状態では定常状態よりも凝固シェルの再溶解の程度が高いと考えられる。例えば浸漬ノズルの片詰まりなどによって鋳型内において溶鋼流に偏流が生じ、測定対象としている鋳型界面の入熱が通常よりも増大したような場合である。この場合には、コブの大きさの程度が通常の凝固界面入熱ｑ２よりも大きい入熱を表していると考えられ、このコブの大きさの程度が異常な溶鋼流による凝固シェルを再溶解させる程度であると評価でき、これが大きい場合には鋳型の冷却が通常通り行なわれていたとしても、ブレークアウト発生の危険性があると評価できる。
このように、実測された局所熱流束から定常凝固界面入熱ｑ２regを差し引いた熱量についての熱流束プロファイルを求めることで、そのコブの有無やその大きさの程度によって凝固シェルの再溶解の程度が定常状態と比べてどの程度であるかを明確に把握でき、ブレークアウト発生の危険性の評価が可能なのである。
このように、実測された局所熱流束から定常凝固界面入熱ｑ２regを差し引いた熱量についての熱流束プロファイルを求めることで、そのコブの有無やその大きさの程度によって凝固シェルの再溶解の程度が定常状態と比べてどの程度であるかを明確に把握でき、ブレークアウト発生の危険性の評価が可能なのである。
そこで、発明者は種々の鋳造速度の場合について、デンドライト傾角から溶鋼流速を求め、それぞれの場合について、定常凝固界面入熱ｑ２regを求め、この定常凝固界面入熱ｑ２regを操業状態において熱電対によって測定される抜熱量から差し引き、それについて熱流束プロファイルを求め、その熱流束プロファイルに基づいてブレークアウト発生の有無についてさらに検討した。
以下、この検討内容を具体的に説明する。
以下、この検討内容を具体的に説明する。
図６は、鋳造速度ＶC＝2.54m/minで、鋳造幅Ｗ＝1100mmの場合において、鋳片のデンドライト傾角に基づいて、溶鋼流速(m/s)と湯面からの距離(mm)の関係を求めたものを、溶鋼流速を縦軸とし、湯面からの距離を横軸としてグラフ化したものである。
このグラフから溶鋼流速Ｖ(m/s)を求め、上記（１）式に基づいて定常凝固界面入熱ｑ２regを求める。
そして、操業状態における局所熱流束を熱電対で測定し、この測定した操業状態と同じ鋳造速度における定常凝固界面入熱ｑ２regを測定値から差し引き、差し引いた熱量における熱流束プロファイルを求める。
図７は縦軸が局所熱流束を示し、横軸が湯面からの距離を示しており、またグラフにおける黒丸の値（Ｄ１）が熱電対による測定値を示し、白丸の値（Ｄ２）が熱電対による測定値から定常凝固界面入熱ｑ２regを差し引いた値を示している。
このグラフから溶鋼流速Ｖ(m/s)を求め、上記（１）式に基づいて定常凝固界面入熱ｑ２regを求める。
そして、操業状態における局所熱流束を熱電対で測定し、この測定した操業状態と同じ鋳造速度における定常凝固界面入熱ｑ２regを測定値から差し引き、差し引いた熱量における熱流束プロファイルを求める。
図７は縦軸が局所熱流束を示し、横軸が湯面からの距離を示しており、またグラフにおける黒丸の値（Ｄ１）が熱電対による測定値を示し、白丸の値（Ｄ２）が熱電対による測定値から定常凝固界面入熱ｑ２regを差し引いた値を示している。
図８は図７における白丸によって描かれたグラフを模式的に示した図であり、グラフによって囲まれた面積すなわち局所熱流束の積算値（総括熱流束）の求め方の一例を説明する説明図である。
以下、図８に基づいて総括熱流束の求め方を説明する。
まず、図８に示すようにグラフを複数の台形に分割することにより、各台形の面積（Ｑ１−１〜Ｑ１−７）を求め、それらを足し算することで全体の面積Ｑを求める。
そして、グラフにおける極小点をＡ、極大点をＢ、鋳型出口の点をＣとし、三角形ＡＢＣをコブと捉え、このコブの面積すなわち三角形ＡＢＣの面積Ｑ２を以下のようにして求める（図９参照）。
点Ａに対応する横軸上の点をＡ´、点Ｃに対応する横軸上の点をＣ´とし、台形ＡＣＣ´Ａ´の面積Ｑ１−８を求め、このＱ１―８とＱ１―１〜Ｑ１−３を足し算した面積をＱ１とすると、Ｑ２＝Ｑ−Ｑ１として求まる。
以下、図８に基づいて総括熱流束の求め方を説明する。
まず、図８に示すようにグラフを複数の台形に分割することにより、各台形の面積（Ｑ１−１〜Ｑ１−７）を求め、それらを足し算することで全体の面積Ｑを求める。
そして、グラフにおける極小点をＡ、極大点をＢ、鋳型出口の点をＣとし、三角形ＡＢＣをコブと捉え、このコブの面積すなわち三角形ＡＢＣの面積Ｑ２を以下のようにして求める（図９参照）。
点Ａに対応する横軸上の点をＡ´、点Ｃに対応する横軸上の点をＣ´とし、台形ＡＣＣ´Ａ´の面積Ｑ１−８を求め、このＱ１―８とＱ１―１〜Ｑ１−３を足し算した面積をＱ１とすると、Ｑ２＝Ｑ−Ｑ１として求まる。
このようにして求めた総括熱流束Ｑ１は、溶鋼が凝固するのに費やされる熱量であると評価でき、また総括熱流束Ｑ２は溶鋼流が凝固シェルに衝突して凝固シェルを再溶解させる熱量である溶鋼流衝突顕熱であると評価できる。
さらに、発明者は、総括熱流束Ｑ２による再溶解が生ずるとしても、総括熱流束Ｑ２の全てが凝固シェルを再溶解させるために作用するのではなく、その何割かが再溶解させるために作用すると考えた。そのように考えると、総括熱流束Ｑ１に基づいて推定される凝固シェル厚みをＤ、総括熱流束Ｑ２による再溶解を考慮した凝固シェル厚みをＤ１、Ｑ２のＸ％が再溶解として作用すると考えると、下記の比例関係が成立する。
Ｑ１：Ｄ＝（Ｑ１−Ｘ・Ｑ２）：Ｄ１
上記の比例式を整理すると、下式のようになる。
ＸＱ２／Ｑ１＝（Ｄ−Ｄ１）／Ｄ
上式における左辺の分子であるＸＱ２は、再溶解として作用する総括熱流束であり、凝固シェル厚みを薄くするように働く熱量である。また、左辺の分母であるＱ１は、溶鋼が凝固するのに費やされる熱量であり、凝固シェル厚みを厚くするように働く熱量である。
したがって、上式の左辺は、凝固シェル厚みを薄くするように働く熱量と凝固シェル厚みを厚くするように働く熱量との関係を示したものであり、これはまさにブレークアウト発生と密接に関係していると評価でき、これをブレークアウト発生の指標とすることで、ブレークアウト発生の精度よく検出できると考えられる。
さらに、発明者は、総括熱流束Ｑ２による再溶解が生ずるとしても、総括熱流束Ｑ２の全てが凝固シェルを再溶解させるために作用するのではなく、その何割かが再溶解させるために作用すると考えた。そのように考えると、総括熱流束Ｑ１に基づいて推定される凝固シェル厚みをＤ、総括熱流束Ｑ２による再溶解を考慮した凝固シェル厚みをＤ１、Ｑ２のＸ％が再溶解として作用すると考えると、下記の比例関係が成立する。
Ｑ１：Ｄ＝（Ｑ１−Ｘ・Ｑ２）：Ｄ１
上記の比例式を整理すると、下式のようになる。
ＸＱ２／Ｑ１＝（Ｄ−Ｄ１）／Ｄ
上式における左辺の分子であるＸＱ２は、再溶解として作用する総括熱流束であり、凝固シェル厚みを薄くするように働く熱量である。また、左辺の分母であるＱ１は、溶鋼が凝固するのに費やされる熱量であり、凝固シェル厚みを厚くするように働く熱量である。
したがって、上式の左辺は、凝固シェル厚みを薄くするように働く熱量と凝固シェル厚みを厚くするように働く熱量との関係を示したものであり、これはまさにブレークアウト発生と密接に関係していると評価でき、これをブレークアウト発生の指標とすることで、ブレークアウト発生の精度よく検出できると考えられる。
上式の右辺に現れた（Ｄ−Ｄ１）／Ｄの値は、凝固遅れ度RS（Retardation
of Solidification：凝固遅れ度）として、公知文献である「凝固遅れにおよぼす溶鋼流動、溶鋼過熱度の影響」（（独）日本学術振興会製鋼第１９委員会 凝固プロセス研究会提出資料）において、下記の（２）式によって求めることができることが示されている。
RS＝β×（Ｖ0.8・Δθ） ・・・・（2）
β：凝固遅れ定数（無単位）
V：溶鋼流速（m/s）
Δθ：溶鋼過熱度（℃）
RS：凝固遅れ度（無単位）
of Solidification：凝固遅れ度）として、公知文献である「凝固遅れにおよぼす溶鋼流動、溶鋼過熱度の影響」（（独）日本学術振興会製鋼第１９委員会 凝固プロセス研究会提出資料）において、下記の（２）式によって求めることができることが示されている。
RS＝β×（Ｖ0.8・Δθ） ・・・・（2）
β：凝固遅れ定数（無単位）
V：溶鋼流速（m/s）
Δθ：溶鋼過熱度（℃）
RS：凝固遅れ度（無単位）
溶鋼過熱度Δθは、前述したようにΔθ＝Ｔ0−ＴS（Ｔ0：鋳型内溶鋼温度（℃）、ＴS：溶鋼固相線温度（℃））として求めることができるので、溶鋼流速Ｖが求まればＲＳを求めることができる。
そして、溶鋼流速Ｖ(m/s)は、総括熱流束Ｑ２を用いて（３）式から求めることができる。
V＝（Q(2)／（α・t・Δθ））1.25 ・・・・（3）
α：溶鋼流速定数（無単位）
t：凝固シェルがプロファイルにおける極小点を通過してから鋳型出口に
至るまでに要する時間(S)
そして、溶鋼流速Ｖ(m/s)は、総括熱流束Ｑ２を用いて（３）式から求めることができる。
V＝（Q(2)／（α・t・Δθ））1.25 ・・・・（3）
α：溶鋼流速定数（無単位）
t：凝固シェルがプロファイルにおける極小点を通過してから鋳型出口に
至るまでに要する時間(S)
以上のように、上記（2）式に示される凝固遅れ度RSを求めることができ、ＸＱ２／Ｑ１＝（Ｄ−Ｄ１）／Ｄの式の右辺をRSに置換すると、ＸＱ２／Ｑ１＝RSとなり、凝固遅れ度RSがブレークアウト発生の指標となるのである。
発明者は、凝固遅れ度RSと、複数の鋳造条件におけるブレークアウト発生の有無との関係について検討した。その結果を表１に示す。ブレークアウトの有無については、別途モデル実験により凝固遅れ度RSとシェル厚みとの関係を求め、シェル厚みが閾値6mm以下となった場合、ブレークアウト発生「有り」と判定することにした。
発明者は、凝固遅れ度RSと、複数の鋳造条件におけるブレークアウト発生の有無との関係について検討した。その結果を表１に示す。ブレークアウトの有無については、別途モデル実験により凝固遅れ度RSとシェル厚みとの関係を求め、シェル厚みが閾値6mm以下となった場合、ブレークアウト発生「有り」と判定することにした。
表１の検討例１〜８の凝固遅れ度（％）の値は60％未満であり、これら場合の鋳造条件ではブレークアウトが発生していない。
これに対して、検討例９〜１２の凝固遅れ度（％）の値は60％以上となり、これら場合の鋳造条件ではブレークアウトが発生している。
この結果、凝固遅れ度（％）の値が60％未満の場合にはブレークアウトが発生せず、逆に凝固遅れ度（％）の値が60％以上ではブレークアウトが発生することが分かった。
これに対して、検討例９〜１２の凝固遅れ度（％）の値は60％以上となり、これら場合の鋳造条件ではブレークアウトが発生している。
この結果、凝固遅れ度（％）の値が60％未満の場合にはブレークアウトが発生せず、逆に凝固遅れ度（％）の値が60％以上ではブレークアウトが発生することが分かった。
このように、凝固遅れ度の値がブレークアウト発生に精度よく関連していることから、上記の推論が正しいことが裏付けられており、凝固遅れ度の値をブレークアウト発生の有無の指標とすることで、精度よくブレークアウト発生を検出できることを見出した。
ところで、ブレークアウト発生の危険があると判定された場合、この危険を回避するために操業条件を変更することが必要となる。
そこで、発明者はブレークアウト発生の危険があると判定された場合において、この危険を回避するために効果的な方法についても検討した。
熱流束プロファイルが求まると、凝固シェルに対する最も再溶解の大きい箇所は、熱流束プロファイルにおいて、極小点の後に現れる極大点の位置である。この位置では凝固シェルに対して溶鋼流が強くあたっていると考えられる。そこで、この極大点の位置に対して浸漬ノズルからの吐出流を弱くするような制御をすれば再溶解を緩和できる。そのためには、極大点の位置が鋳型のどの位置であるかを特定する必要があり、発明者はこの点について検討した。
そこで、発明者はブレークアウト発生の危険があると判定された場合において、この危険を回避するために効果的な方法についても検討した。
熱流束プロファイルが求まると、凝固シェルに対する最も再溶解の大きい箇所は、熱流束プロファイルにおいて、極小点の後に現れる極大点の位置である。この位置では凝固シェルに対して溶鋼流が強くあたっていると考えられる。そこで、この極大点の位置に対して浸漬ノズルからの吐出流を弱くするような制御をすれば再溶解を緩和できる。そのためには、極大点の位置が鋳型のどの位置であるかを特定する必要があり、発明者はこの点について検討した。
図１０は極大点の位置を求める求め方の説明図であり、図中に示した破線の折れ線は、図８、図９の熱流束プロファイルと同じものである。
図１０に示すように、最も下流側の熱電対の位置における熱流束の値を基点として、その上流側の熱電対の各位置における熱流束の値に直線を引き、その直線の傾き（α1、α2、α3、α4）を求め、その傾きが最も小さい熱流束の位置を極小点と認定する。そして、その極小点よりも下流側に存在する熱流束値のうちで、極小点における熱流束値との差が最も大きい熱流束値を極大点とする。その極大点に対応する熱電対の位置が再溶解の最も大きい位置である。図１０に示す例では、湯面からの距離が500mmの位置にある熱電対の位置が再溶解の最も大きい位置である。そこで、この位置に対して、浸漬ノズルから鋳型短辺に向かう溶鋼流を弱くするような制御をすればよい。
図１０に示すように、最も下流側の熱電対の位置における熱流束の値を基点として、その上流側の熱電対の各位置における熱流束の値に直線を引き、その直線の傾き（α1、α2、α3、α4）を求め、その傾きが最も小さい熱流束の位置を極小点と認定する。そして、その極小点よりも下流側に存在する熱流束値のうちで、極小点における熱流束値との差が最も大きい熱流束値を極大点とする。その極大点に対応する熱電対の位置が再溶解の最も大きい位置である。図１０に示す例では、湯面からの距離が500mmの位置にある熱電対の位置が再溶解の最も大きい位置である。そこで、この位置に対して、浸漬ノズルから鋳型短辺に向かう溶鋼流を弱くするような制御をすればよい。
本発明は以上の知見を基になされたものであり、具体的には以下の構成からなる。
（１）本発明に係るブレークアウト検出方法は、連続鋳造における鋳型内の溶鋼が湯面から鋳型出口に至るまでの間に凝固界面へ入熱する熱流束ｑ１を測定し、定常状態における鋳型内の溶鋼流動による定常凝固界面入熱ｑ２regを下式（１）に基づいて求め、これら熱流束ｑ１と定常凝固界面入熱ｑ２regの差（ｑ１−ｑ２reg）について溶鋼が湯面から鋳型出口に至るまでの熱流束プロファイルを求め、該熱流束プロファイルにおいて極小値を示す極小点が存在する場合において、該極小点と鋳型出口での局所熱流束値とを直線で結んだときにこの直線よりも上の部分の面積に相当する総括熱流束をＱ２とし、下式（２）に示す凝固遅れ度RSに基づいてブレークアウト発生の危険の有無を判定することを特徴とするものである。
ｑ２reg＝ｈ・Δθ ・・・・・・・・・・ （１）
但し、ｑ２reg：定常凝固界面入熱(J/s・m2)
ｈ：溶鋼と凝固シェルの間の熱伝達係数(J/s・m2・℃)
Δθ：溶鋼の過熱度（℃）
RS＝β×（Ｖ0.8・Δθ） ・・・・・・・・・・ （２）
β ：凝固遅れ定数（無単位）
V ：溶鋼流速(m/s)
Δθ：溶鋼過熱度（℃）
RS ：凝固遅れ度（無単位）
但し、V＝（Q2／（α・t・Δθ））1.25
Q2：総括熱流束(J/m2)
α：溶鋼流速定数（無単位）
t：凝固シェルが熱流束プロファイルにおける極小点を通過してから
鋳型出口に至るまでに要する時間(S)
ｑ２reg＝ｈ・Δθ ・・・・・・・・・・ （１）
但し、ｑ２reg：定常凝固界面入熱(J/s・m2)
ｈ：溶鋼と凝固シェルの間の熱伝達係数(J/s・m2・℃)
Δθ：溶鋼の過熱度（℃）
RS＝β×（Ｖ0.8・Δθ） ・・・・・・・・・・ （２）
β ：凝固遅れ定数（無単位）
V ：溶鋼流速(m/s)
Δθ：溶鋼過熱度（℃）
RS ：凝固遅れ度（無単位）
但し、V＝（Q2／（α・t・Δθ））1.25
Q2：総括熱流束(J/m2)
α：溶鋼流速定数（無単位）
t：凝固シェルが熱流束プロファイルにおける極小点を通過してから
鋳型出口に至るまでに要する時間(S)
（２）また、上記（１）のものにおいて、熱流束ｑ１は、鋳型内に鋳型厚み方向で埋め込み深さの異なる２点間に埋め込んだ一対の熱電対を、鋳型鋳造方向に複数設置して、前記一対の熱電対の出力に基づいて下式によって求める局所熱流束であることを特徴とするものである。
ｑ１＝λ（Ｔ１−Ｔ２）／ｄ
但し、ｑ１：熱流束(J/s・m2)
λ：鋳型の熱伝導率(J/s・m・℃)
Ｔ１、Ｔ２：熱電対の検出温度（℃）
ｄ：熱電対の埋設間隔(m)
ｑ１＝λ（Ｔ１−Ｔ２）／ｄ
但し、ｑ１：熱流束(J/s・m2)
λ：鋳型の熱伝導率(J/s・m・℃)
Ｔ１、Ｔ２：熱電対の検出温度（℃）
ｄ：熱電対の埋設間隔(m)
（３）また、上記（１）又は（２）のものにおいて、RS≧0.6のときにブレークアウトの危険があると判定することを特徴とするものである。
（４）本発明に係る鋼の連続鋳造方法は、上記（３）に記載のブレークアウト検出方法を用いた鋼の連続鋳造方法であって、
RS＜0.6となるように操業条件を制御することを特徴とするものである。
RS＜0.6となるように操業条件を制御することを特徴とするものである。
（５）本発明に係る連続鋳造におけるブレークアウト検出装置は、鋳型厚み方向に異なる深さの２点に埋め込んだ一対の熱電対を、鋳型鋳造方向に複数設置してなる熱電対群と、該熱電対群からの温度情報を入力して各熱電対設置部位における局所熱流束ｑ１を求める局所熱流束演算手段と、定常状態における鋳型内の溶鋼流動による定常凝固界面入熱ｑ２regを下式（１）に基づいて求めたデータを記憶する定常凝固界面入熱記憶手段と、これら熱流束ｑ１と定常凝固界面入熱ｑ２regの差（ｑ１−ｑ２reg）について溶鋼が湯面から鋳型出口に至るまでの熱流束プロファイルを求める熱流束プロファイル演算手段と、求められた熱流束プロファイルに基づいて凝固遅れ度RSを下式（２）に基づいて演算する凝固遅れ度演算手段と、演算された凝固遅れに基づいてブレークアウト発生の危険の有無を判定するブレークアウト判定手段とを備えたことを特徴とするものである。
ｑ２reg＝ｈ・Δθ ・・・・・・・・・・ （１）
但し、ｑ２reg：定常凝固界面入熱(J/s・m2)
ｈ：溶鋼と凝固シェルの間の熱伝達係数(J/s・m2・℃)
Δθ：溶鋼の過熱度（℃）
RS＝β×（Ｖ0.8・Δθ） ・・・・・・・・・・ （２）
β ：凝固遅れ定数（無単位）
V ：溶鋼流速(m/s)
Δθ：溶鋼過熱度（℃）
RS ：凝固遅れ度（無単位）
但し、V＝（Q2／（α・t・Δθ））1.25
Q2：総括熱流束(J/m2)
α：溶鋼流速定数（無単位）
t：凝固シェルが熱流束プロファイルにおける極小点を通過してから
鋳型出口に至るまでに要する時間(S)
ｑ２reg＝ｈ・Δθ ・・・・・・・・・・ （１）
但し、ｑ２reg：定常凝固界面入熱(J/s・m2)
ｈ：溶鋼と凝固シェルの間の熱伝達係数(J/s・m2・℃)
Δθ：溶鋼の過熱度（℃）
RS＝β×（Ｖ0.8・Δθ） ・・・・・・・・・・ （２）
β ：凝固遅れ定数（無単位）
V ：溶鋼流速(m/s)
Δθ：溶鋼過熱度（℃）
RS ：凝固遅れ度（無単位）
但し、V＝（Q2／（α・t・Δθ））1.25
Q2：総括熱流束(J/m2)
α：溶鋼流速定数（無単位）
t：凝固シェルが熱流束プロファイルにおける極小点を通過してから
鋳型出口に至るまでに要する時間(S)
（６）また、上記（５）に記載のものにおいて、ブレークアウト判定手段は、RS≧0.6のときにブレークアウトの危険があると判定することを特徴とするものである。
（７）本発明に係る連続鋳造におけるブレークアウト防止装置は、上記（５）又は（６）のブレークアウト検出装置を用いたブレークアウト防止装置であって、前記ブレークアウト判定手段の信号を入力して、該ブレークアウト判定手段がブレークアウトの危険有りと判定した場合において、鋳造速度を下げるように操業条件を制御する制御手段を備えたことを特徴とするものである。
（８）また、本発明に係る連続鋳造におけるブレークアウト防止装置は、上記（５）又は（６）のブレークアウト検出装置を用いたブレークアウト防止装置であって、前記熱流束プロファイル演算手段によって求められた熱流束プロファイルに基づいて最大局所熱流束の位置を演算する最大局所熱流束位置演算手段と、該最大局所熱流束位置演算手段の信号及び前記ブレークアウト判定手段の信号を入力して、ブレークアウト判定手段がブレークアウトの危険有りと判定した場合において、前記最大局所熱流束位置演算手段によって演算された最大局所熱流束が検出された鋳型位置に対して鋳型内の溶鋼流速を低下させる電磁ブレーキを作用させる制御を行う制御手段を備えたことを特徴とするものである。
本発明においては、連続鋳造における鋳型内の溶鋼が湯面から鋳型出口に至るまでの間に凝固界面へ入熱する熱流束ｑ１を測定し、熱流束ｑ１と定常凝固界面入熱ｑ２regの差（ｑ１−ｑ２reg）について溶鋼が湯面から鋳型出口に至るまでの熱流束プロファイルを求め、この熱流束プロファイルに基づいて凝固遅れ度を演算し、該凝固遅れ度に基づいてブレークアウト発生の危険の有無を判定するようにしたので、種々の操業条件下で、ブレークアウトの発生を、感度良く、簡単かつ確実に予知して、ブレークアウトを確実に防止することができるという優れた効果を奏する。
図１は本発明の一実施の形態に係るブレークアウト防止装置を設置した連続鋳造設備の説明図であり、図２と同一部分には同一の符号を付してある。
連続鋳造設備は、鋳型１とタンディッシュ４０の底部に接続され鋳型１内に設置されて、タンディッシュ４０からの溶鋼５を吐出する浸漬ノズル３と、鋳型１から出た鋳片１９をガイドするガイドローラ２１と、鋳片１９を引抜くためのピンチロール２３と、ピンチロール２３を回転駆動するためのモーター２５と、モーター２５を制御するためのピンチロール制御装置２７とを備えている。
このような構成の連続鋳造設備には、以下の構成からなるブレークアウト防止装置が設けられている。
連続鋳造設備は、鋳型１とタンディッシュ４０の底部に接続され鋳型１内に設置されて、タンディッシュ４０からの溶鋼５を吐出する浸漬ノズル３と、鋳型１から出た鋳片１９をガイドするガイドローラ２１と、鋳片１９を引抜くためのピンチロール２３と、ピンチロール２３を回転駆動するためのモーター２５と、モーター２５を制御するためのピンチロール制御装置２７とを備えている。
このような構成の連続鋳造設備には、以下の構成からなるブレークアウト防止装置が設けられている。
ブレークアウト防止装置は、鋳型１を形成している鋳型銅板１１に異なる深さの２点に埋め込んだ一対の熱電対１７を、鋳型幅方向および鋳造方向に複数設置してなる熱電対群と、鋳型厚み方向に該熱電対群１７からの温度情報を入力して各熱電対設置部位における局所熱流束ｑ１を演算する局所熱流束演算手段２９と、定常状態における鋳型内の溶鋼流動による定常凝固界面入熱ｑ２regを下式（１）に基づいて求めたデータを記憶する定常凝固界面入熱記憶手段３１と、これら熱流束ｑ１と定常凝固界面入熱ｑ２regの差（ｑ１−ｑ２）について溶鋼が湯面から鋳型出口に至るまでの熱流束プロファイルを求める熱流束プロファイル演算手段３２と、求められた熱流束プロファイルに基づいて凝固遅れ度RSを演算する凝固遅れ度演算手段３４と、熱流束プロファイル演算手段によって求められた熱流束プロファイルに基づいて最大局所熱流束の位置を演算する最大局所熱流束位置演算手段３６と、凝固遅れ度演算手段３４によって演算された凝固遅れ度に基づいてブレークアウト発生の危険の有無を判定するブレークアウト判定手段３３と、最大局所熱流束位置演算手段３６の信号及びブレークアウト判定手段３３の信号を入力して、ブレークアウト判定手段３３がブレークアウトの危険有りと判定した場合において、最大局所熱流束位置演算手段３６によって演算された最大局所熱流束の位置に対して鋳型内の溶鋼流速を低下させる制御を行う制御手段３５と、ブレークアウト判定手段３３がブレークアウトの危険有りと判定したときに、警報を発する警報装置３７とを備えている。
ｑ２reg＝ｈ・Δθ ・・・・・・・・・・ （１）
但し、ｑ２reg：定常凝固界面入熱(J/s・m2)
ｈ：溶鋼と凝固シェルの間の熱伝達係数(J/s・m2・℃)
Δθ：溶鋼の過熱度（℃）
以下、各構成をさらに詳細に説明する。
ｑ２reg＝ｈ・Δθ ・・・・・・・・・・ （１）
但し、ｑ２reg：定常凝固界面入熱(J/s・m2)
ｈ：溶鋼と凝固シェルの間の熱伝達係数(J/s・m2・℃)
Δθ：溶鋼の過熱度（℃）
以下、各構成をさらに詳細に説明する。
＜熱電対＞
熱電対１７は図３、図４で示したのと同様に鋳型銅板１１に埋め込まれている。すなわち、鋳型銅板１１の外側面に形成された冷却水通路の底部に孔をあけ、その中に、熱電対１７を埋め込み、深さ方向に一定の距離を離した２箇所に埋没した一対の熱電対１７を鋳型鋳造方向に８箇所計１６本設置している。
なお、熱電対１７は鋳型の短辺側及び長辺側に埋め込まれているが、本発明においては、鋳型の各辺ごとに計測して、各辺ごとの計測値に基づいてブレークアウト発生の有無を判定するものである。
熱電対１７は図３、図４で示したのと同様に鋳型銅板１１に埋め込まれている。すなわち、鋳型銅板１１の外側面に形成された冷却水通路の底部に孔をあけ、その中に、熱電対１７を埋め込み、深さ方向に一定の距離を離した２箇所に埋没した一対の熱電対１７を鋳型鋳造方向に８箇所計１６本設置している。
なお、熱電対１７は鋳型の短辺側及び長辺側に埋め込まれているが、本発明においては、鋳型の各辺ごとに計測して、各辺ごとの計測値に基づいてブレークアウト発生の有無を判定するものである。
＜局所熱流束演算手段＞
局所熱流束演算手段２９は、熱電対１７の信号を入力して局所熱流束ｑ１を演算する。局所熱流束演算手段２９はＣＰＵが所定のプログラムを実行することにより実現されるものであり、このプログラムには、前述したように、２本の熱電対１７の検出温度をＴ１、Ｔ２、埋設間隔をｄ、及び鋳型１の熱伝導率をλとして、局所熱流束を算出する次式が書き込まれている。
ｑ＝λ（Ｔ１−Ｔ２）／ｄ
局所熱流束演算手段２９は、熱電対１７の信号を入力して局所熱流束ｑ１を演算する。局所熱流束演算手段２９はＣＰＵが所定のプログラムを実行することにより実現されるものであり、このプログラムには、前述したように、２本の熱電対１７の検出温度をＴ１、Ｔ２、埋設間隔をｄ、及び鋳型１の熱伝導率をλとして、局所熱流束を算出する次式が書き込まれている。
ｑ＝λ（Ｔ１−Ｔ２）／ｄ
＜定常凝固界面入熱記憶手段＞
定常凝固界面入熱記憶手段３１は、下式（１）に基づいて求めた定常状態における鋳型内の溶鋼流動による定常凝固界面入熱ｑ２regのデータを記憶する。
ｑ２reg＝ｈ・Δθ・・・・・・・・・・（１）
但し、ｈ＝1.22×105×Ｖ0.8
Ｖ：溶鋼流速(m/s)
Δθ＝Ｔ0−ＴS（℃）
Ｔ0：鋳型内溶鋼温度（℃）
ＴS：溶鋼固相線温度（℃）
なお、定常凝固界面入熱ｑ２regを求める手法は、所定の鋳造速度で操業したときに鋳造した鋳片のデンドライト傾角から溶鋼流速を求め、この溶鋼流速をもとにして上記（１）式に基づいて定常凝固界面入熱ｑ２regを求める。
定常凝固界面入熱記憶手段３１は、下式（１）に基づいて求めた定常状態における鋳型内の溶鋼流動による定常凝固界面入熱ｑ２regのデータを記憶する。
ｑ２reg＝ｈ・Δθ・・・・・・・・・・（１）
但し、ｈ＝1.22×105×Ｖ0.8
Ｖ：溶鋼流速(m/s)
Δθ＝Ｔ0−ＴS（℃）
Ｔ0：鋳型内溶鋼温度（℃）
ＴS：溶鋼固相線温度（℃）
なお、定常凝固界面入熱ｑ２regを求める手法は、所定の鋳造速度で操業したときに鋳造した鋳片のデンドライト傾角から溶鋼流速を求め、この溶鋼流速をもとにして上記（１）式に基づいて定常凝固界面入熱ｑ２regを求める。
＜熱流束プロファイル演算手段＞
熱流束プロファイル演算手段３２は、これら熱流束ｑ１と定常凝固界面入熱ｑ２regの差（ｑ１−ｑ２reg）について溶鋼が湯面から鋳型出口に至るまでの熱流束プロファイルを求める。
熱流束プロファイル演算手段３２は、局所熱流束演算手段２９と同様に、ＣＰＵが所定のプログラムを実行することにより実現されるものであり、このプログラムには、上述した熱流束プロファイルを演算するロジックが書き込まれている。
熱流束プロファイル演算手段３２は、これら熱流束ｑ１と定常凝固界面入熱ｑ２regの差（ｑ１−ｑ２reg）について溶鋼が湯面から鋳型出口に至るまでの熱流束プロファイルを求める。
熱流束プロファイル演算手段３２は、局所熱流束演算手段２９と同様に、ＣＰＵが所定のプログラムを実行することにより実現されるものであり、このプログラムには、上述した熱流束プロファイルを演算するロジックが書き込まれている。
＜凝固遅れ度演算手段＞
凝固遅れ度演算手段３４は、熱流束プロファイル演算手段３２によって求められた熱流束プロファイルに基づいて、前述した図９に示した方法によってQ2を求め、このQ2を用いて下式（２）によって凝固遅れ度RSを演算する。
RS＝β×（Ｖ0.8・Δθ） ・・・・・・・・・・ （２）
β ：凝固遅れ定数（無単位）
V ：溶鋼流速(m/s)
Δθ：溶鋼過熱度（℃）
RS ：凝固遅れ度（無単位）
但し、V＝（Q2／（α・t・Δθ））1.25
Q2：総括熱流束(J/m2)
α：溶鋼流速定数（無単位）
t：凝固シェルが熱流束プロファイルにおける極小点を通過してから
鋳型出口に至るまでに要する時間(S)
凝固遅れ度演算手段３４は、局所熱流束演算手段２９と同様に、ＣＰＵが所定のプログラムを実行することにより実現されるものであり、このプログラムには、上述した凝固遅れ度を演算するロジックが書き込まれている。
凝固遅れ度演算手段３４は、熱流束プロファイル演算手段３２によって求められた熱流束プロファイルに基づいて、前述した図９に示した方法によってQ2を求め、このQ2を用いて下式（２）によって凝固遅れ度RSを演算する。
RS＝β×（Ｖ0.8・Δθ） ・・・・・・・・・・ （２）
β ：凝固遅れ定数（無単位）
V ：溶鋼流速(m/s)
Δθ：溶鋼過熱度（℃）
RS ：凝固遅れ度（無単位）
但し、V＝（Q2／（α・t・Δθ））1.25
Q2：総括熱流束(J/m2)
α：溶鋼流速定数（無単位）
t：凝固シェルが熱流束プロファイルにおける極小点を通過してから
鋳型出口に至るまでに要する時間(S)
凝固遅れ度演算手段３４は、局所熱流束演算手段２９と同様に、ＣＰＵが所定のプログラムを実行することにより実現されるものであり、このプログラムには、上述した凝固遅れ度を演算するロジックが書き込まれている。
＜最大局所熱流束位置演算手段＞
最大局所熱流束位置演算手段３６は、熱流束プロファイル演算手段３２によって求められた熱流束プロファイルに基づいて最大局所熱流束の位置を演算する。
最大局所熱流束の位置の演算方法は、例えば前述した図１０に示した方法による。すなわち、最も下流に設置されている熱電対の位置における局所熱流束の値と、各熱電対の位置における局所熱流束の値を直線で結んだときの該直線の勾配が最も小さくなるような位置の局所熱流束を最小局所熱流束とし、この最小局所熱流束との差が最も大きい局所熱流束の値を示す熱電対の位置を最大局所熱流束の位置とする。
最大局所熱流束位置演算手段３６は、熱流束プロファイル演算手段３２によって求められた熱流束プロファイルに基づいて最大局所熱流束の位置を演算する。
最大局所熱流束の位置の演算方法は、例えば前述した図１０に示した方法による。すなわち、最も下流に設置されている熱電対の位置における局所熱流束の値と、各熱電対の位置における局所熱流束の値を直線で結んだときの該直線の勾配が最も小さくなるような位置の局所熱流束を最小局所熱流束とし、この最小局所熱流束との差が最も大きい局所熱流束の値を示す熱電対の位置を最大局所熱流束の位置とする。
＜ブレークアウト判定手段＞
ブレークアウト判定手段３３は、凝固遅れ度演算手段３４が演算した凝固遅れ度と、凝固遅れ度について予め定めた閾値に基づいてブレークアウト発生の危険の有無を判定する。
この閾値は溶鋼の種類によって影響を受けるものであり、例えば溶鋼が極低炭素鋼の場合には表１に示したように0.6であり、0.6以上のときにはブレークアウト発生の危険があると判定する。もっとも、実操業においては、ブレークアウト発生を事前に防止する必要があり、制御手段３５による制御を行ってもその効果が発現するまでのタイムラグを考慮すれば、例えば凝固遅れ度が0.55のときにブレークアウト発生の危険ありと判定するようにしてもよい。
ブレークアウト判定手段３３についても、ＣＰＵが所定のプログラムを実行することにより実現されるものであり、このプログラムには上述した判定のロジックが書き込まれている。
ブレークアウト判定手段３３は、凝固遅れ度演算手段３４が演算した凝固遅れ度と、凝固遅れ度について予め定めた閾値に基づいてブレークアウト発生の危険の有無を判定する。
この閾値は溶鋼の種類によって影響を受けるものであり、例えば溶鋼が極低炭素鋼の場合には表１に示したように0.6であり、0.6以上のときにはブレークアウト発生の危険があると判定する。もっとも、実操業においては、ブレークアウト発生を事前に防止する必要があり、制御手段３５による制御を行ってもその効果が発現するまでのタイムラグを考慮すれば、例えば凝固遅れ度が0.55のときにブレークアウト発生の危険ありと判定するようにしてもよい。
ブレークアウト判定手段３３についても、ＣＰＵが所定のプログラムを実行することにより実現されるものであり、このプログラムには上述した判定のロジックが書き込まれている。
なお、Ｑ２が零となった場合は、操業状態における凝固界面入熱ｑ２が定常凝固界面入熱ｑ２regと同じであることを意味しており、また定常状態とは浸漬ノズルに詰まりがあり溶鋼流速に偏流があるような異常状態でない状態を意味しているのであるから、この場合、すなわちＱ２が零となった場合には、ブレークアウト判定手段３３はレークアウト発生の危険なしと判定する。
＜制御手段＞
制御手段３５は、最大局所熱流束位置演算手段３６の信号及びブレークアウト判定手段３３の信号を入力しており、ブレークアウト判定手段３３がブレークアウトの危険有りと判定したときに、最大局所熱流束位置演算手段３６によって演算された最大局所熱流束の位置に対して鋳型内の溶鋼流速を低下させる制御を行う。
具体的には、鋳型１の縦方向に複数段に電磁ブレーキ３９を設置し、制御手段３５は、最大局所熱流束位置演算手段３６によって演算された最大局所熱流束の位置または最も近い位置に配置されている電磁ブレーキ３９に対して浸漬ノズル３から鋳型短辺に向かう溶鋼流に対してブレーキとなる方向の電磁力を印加するようにする。
制御手段３５は、最大局所熱流束位置演算手段３６の信号及びブレークアウト判定手段３３の信号を入力しており、ブレークアウト判定手段３３がブレークアウトの危険有りと判定したときに、最大局所熱流束位置演算手段３６によって演算された最大局所熱流束の位置に対して鋳型内の溶鋼流速を低下させる制御を行う。
具体的には、鋳型１の縦方向に複数段に電磁ブレーキ３９を設置し、制御手段３５は、最大局所熱流束位置演算手段３６によって演算された最大局所熱流束の位置または最も近い位置に配置されている電磁ブレーキ３９に対して浸漬ノズル３から鋳型短辺に向かう溶鋼流に対してブレーキとなる方向の電磁力を印加するようにする。
また、制御手段３５は、上記の制御に加えて、ブレークアウト判定手段３３からのブレークアウトの危険有りとの信号を入力すると、ピンチロール制御装置２７に対してモーター２５の回転速度の減速を指令する信号を出力するようにしてもよい。
さらに、ブレークアウト判定手段３３からのブレークアウトの危険有りとの信号を入力すると、警報装置３７に対して警報を発するように指令信号を出力する。
制御手段３５についても、ＣＰＵが所定のプログラムを実行することにより実現されるものであり、このプログラムには上述した指令信号を出力するロジックが書き込まれている。
さらに、ブレークアウト判定手段３３からのブレークアウトの危険有りとの信号を入力すると、警報装置３７に対して警報を発するように指令信号を出力する。
制御手段３５についても、ＣＰＵが所定のプログラムを実行することにより実現されるものであり、このプログラムには上述した指令信号を出力するロジックが書き込まれている。
＜警報装置＞
警報装置３７は、ブレークアウト判定手段３３からの信号を入力して警報を発する。警報の種類は問わないが、例えば警報音、警報ランプの点灯、これらの組合せなどである。
警報装置３７は、ブレークアウト判定手段３３からの信号を入力して警報を発する。警報の種類は問わないが、例えば警報音、警報ランプの点灯、これらの組合せなどである。
以上のように構成された本実施の形態の動作を説明する。
浸漬ノズル３から溶鋼５を吐出して鋳型１によって冷却して鋳片１９を連続鋳造する操業において、熱電対１７からの信号を局所熱流束演算手段２９に入力して局所熱流束を演算し、この演算結果をプ熱流束プロファイル演算手段３２に入力する。熱流束プロファイル演算手段３２は、局所熱流束演算手段２９から入力された局所熱流束ｑ１と、定常凝固界面入熱記憶手段３１に記憶されている定常凝固界面入熱ｑ２regに基づいて、ｑ１−ｑ２regを演算すると共にこの演算結果に基づいて熱流束プロファイルを演算する。
浸漬ノズル３から溶鋼５を吐出して鋳型１によって冷却して鋳片１９を連続鋳造する操業において、熱電対１７からの信号を局所熱流束演算手段２９に入力して局所熱流束を演算し、この演算結果をプ熱流束プロファイル演算手段３２に入力する。熱流束プロファイル演算手段３２は、局所熱流束演算手段２９から入力された局所熱流束ｑ１と、定常凝固界面入熱記憶手段３１に記憶されている定常凝固界面入熱ｑ２regに基づいて、ｑ１−ｑ２regを演算すると共にこの演算結果に基づいて熱流束プロファイルを演算する。
演算された熱流束プロファイルについて、例えば図９に示したようなＱ１、Ｑ２を求め、これらの演算値Ｑ１とＱ２を、凝固遅れ度演算手段３４に入力し、前述の（２）式に基づいて凝固遅れ度を演算する。
図１１は演算結果を示すグラフであり、横軸が経過時間を示し、縦軸が凝固遅れ度（％）を示している。このグラフでは、120分付近でブレークアウトの危険が発生している。
演算された凝固遅れ度は、ブレークアウト判定手段３３に入力され、ブレークアウト判定手段３３は、入力された値と予め定めた閾値との関係でブレークアウト発生の危険の有無を判定する。
図１１は演算結果を示すグラフであり、横軸が経過時間を示し、縦軸が凝固遅れ度（％）を示している。このグラフでは、120分付近でブレークアウトの危険が発生している。
演算された凝固遅れ度は、ブレークアウト判定手段３３に入力され、ブレークアウト判定手段３３は、入力された値と予め定めた閾値との関係でブレークアウト発生の危険の有無を判定する。
判定の結果、ブレークアウト発生の危険がない場合には、そのまま操業を続行する。
一方、判定の結果、ブレークアウト発生の危険があると判定された場合、凝固遅れ度が、例えば0.55を超えた場合には、ブレークアウト判定手段３３が、制御手段３５に対してブレークアウト発生の危険がある旨の信号を出力する。
制御手段３５はブレークアウト判定手段３３からの信号を入力すると、制御手段３５は、最大局所熱流束位置演算手段３６によって演算された最大局所熱流束が検出された位置に配置されている電磁ブレーキ３９または前記位置に最も近い位置に配置されている電磁ブレーキ３９に対して、浸漬ノズル３から鋳型短辺に向かう溶鋼流に対してブレーキとなる方向の電磁力を印加するよう制御する。この制御に加えてまたは単独で、ピンチロール制御装置２７に対してモーター２５の回転速度の減速を指令する信号を出力する。この信号を入力したピンチロール制御装置２７はモーター２５の回転数を下げるように制御する。
浸漬ノズル３から鋳型短辺に向かう溶鋼流に対してブレーキとなる方向の電磁力を印加することによって、凝固シェルの再溶解が抑制され、またモーター２５の回転数を下げることにより、鋳造速度が低下し、鋳型１内での凝固シェル厚が厚くなるので、ブレークアウト発生の危険を回避することができる。
また、警報装置３７が警報を発することにより、操作員にブレークアウト発生の危険を知らせることができる。
一方、判定の結果、ブレークアウト発生の危険があると判定された場合、凝固遅れ度が、例えば0.55を超えた場合には、ブレークアウト判定手段３３が、制御手段３５に対してブレークアウト発生の危険がある旨の信号を出力する。
制御手段３５はブレークアウト判定手段３３からの信号を入力すると、制御手段３５は、最大局所熱流束位置演算手段３６によって演算された最大局所熱流束が検出された位置に配置されている電磁ブレーキ３９または前記位置に最も近い位置に配置されている電磁ブレーキ３９に対して、浸漬ノズル３から鋳型短辺に向かう溶鋼流に対してブレーキとなる方向の電磁力を印加するよう制御する。この制御に加えてまたは単独で、ピンチロール制御装置２７に対してモーター２５の回転速度の減速を指令する信号を出力する。この信号を入力したピンチロール制御装置２７はモーター２５の回転数を下げるように制御する。
浸漬ノズル３から鋳型短辺に向かう溶鋼流に対してブレーキとなる方向の電磁力を印加することによって、凝固シェルの再溶解が抑制され、またモーター２５の回転数を下げることにより、鋳造速度が低下し、鋳型１内での凝固シェル厚が厚くなるので、ブレークアウト発生の危険を回避することができる。
また、警報装置３７が警報を発することにより、操作員にブレークアウト発生の危険を知らせることができる。
なお、上記の制御によって凝固シェル厚を十分厚くした後、例えば凝固遅れ度が5％以下になった後、凝固再び鋳造速度を上げることによって、高速鋳造を行なうことができる。
本実施の形態によれば、鋳型出口における凝固シェル厚に直接的に関係する凝固遅れ度に基づいてブレークアウト発生の危険の有無を判定するようにしたので、種々の操業条件下で、ブレークアウトの発生を、感度良く、簡単かつ確実に予知して、ブレークアウトを確実に防止することができる。
なお、上記の［課題を解決するための手段］の項や実施の形態においては、熱流束プロファイルから総括熱流束やコブの大きさに相当する熱流束の積算値を求める手法として幾何学的に行なう手法を示したが、本発明はこれに限られるものではなく、例えば総括熱流束についてはグラフを積分することで求めてもよい。
１ 鋳型
３ 浸漬ノズル
５ 溶鋼
７ モールドパウダー
９ 凝固シェル
１１ 鋳型銅板
１７ 熱電対
１９ 鋳片
２１ ガイドローラ
２３ ピンチロール
２５ モーター
２７ ピンチロール制御装置
２９ 局所熱流束演算手段
３１ 定常凝固界面入熱記憶手段
３２ 熱流束プロファイル演算手段
３３ ブレークアウト判定手段
３４ 凝固遅れ度演算手段
３５ 制御装置
３６ 最大局所熱流束位置演算手段
３７ 警報装置
３９ 電磁ブレーキ
３ 浸漬ノズル
５ 溶鋼
７ モールドパウダー
９ 凝固シェル
１１ 鋳型銅板
１７ 熱電対
１９ 鋳片
２１ ガイドローラ
２３ ピンチロール
２５ モーター
２７ ピンチロール制御装置
２９ 局所熱流束演算手段
３１ 定常凝固界面入熱記憶手段
３２ 熱流束プロファイル演算手段
３３ ブレークアウト判定手段
３４ 凝固遅れ度演算手段
３５ 制御装置
３６ 最大局所熱流束位置演算手段
３７ 警報装置
３９ 電磁ブレーキ
Claims (8)
- 連続鋳造における鋳型内の溶鋼が湯面から鋳型出口に至るまでの間に凝固界面へ入熱する熱流束ｑ１を測定し、定常状態における鋳型内の溶鋼流動による定常凝固界面入熱ｑ２regを下式（１）に基づいて求め、これら熱流束ｑ１と定常凝固界面入熱ｑ２regの差（ｑ１−ｑ２reg）について溶鋼が湯面から鋳型出口に至るまでの熱流束プロファイルを求め、該熱流束プロファイルにおいて極小値を示す極小点が存在する場合において、該極小点と鋳型出口での局所熱流束値とを直線で結んだときにこの直線よりも上の部分の面積に相当する総括熱流束をＱ２とし、下式（２）に示す凝固遅れ度RSに基づいてブレークアウト発生の危険の有無を判定することを特徴とする連続鋳造におけるブレークアウト検出方法。
ｑ２reg＝ｈ・Δθ ・・・・・・・・・・ （１）
但し、ｑ２reg：定常凝固界面入熱(J/s・m2)
ｈ：溶鋼と凝固シェルの間の熱伝達係数(J/s・m2・℃)
Δθ：溶鋼の過熱度（℃）
RS＝β×（Ｖ0.8・Δθ） ・・・・・・・・・・ （２）
β ：凝固遅れ定数（無単位）
V ：溶鋼流速(m/s)
Δθ：溶鋼過熱度（℃）
RS ：凝固遅れ度（無単位）
但し、V＝（Q2／（α・t・Δθ））1.25
Q2：総括熱流束(J/m2)
α：溶鋼流速定数（無単位）
t：凝固シェルが熱流束プロファイルにおける極小点を通過してから
鋳型出口に至るまでに要する時間(S) - 熱流束ｑ１は、鋳型内に鋳型厚み方向で埋め込み深さの異なる２点間に埋め込んだ一対の熱電対を、鋳型鋳造方向に複数設置して、前記一対の熱電対の出力に基づいて下式によって求める局所熱流束であることを特徴とする請求項１に記載の連続鋳造におけるブレークアウト検出方法。
ｑ１＝λ（Ｔ１−Ｔ２）／ｄ
但し、ｑ１：熱流束(J/s・m2)
λ：鋳型の熱伝導率(J/s・m・℃)
Ｔ１、Ｔ２：熱電対の検出温度（℃）
ｄ：熱電対の埋設間隔(m) - RS≧0.6のときにブレークアウトの危険があると判定することを特徴とする請求項１又は２に記載のブレークアウト検出方法。
- 請求項３に記載のブレークアウト検出方法を用いた鋼の連続鋳造方法であって、
RS＜0.6となるように操業条件を制御することを特徴とする鋼の連続鋳造方法。 - 鋳型厚み方向に異なる深さの２点に埋め込んだ一対の熱電対を、鋳型鋳造方向に複数設置してなる熱電対群と、該熱電対群からの温度情報を入力して各熱電対設置部位における局所熱流束ｑ１を求める局所熱流束演算手段と、定常状態における鋳型内の溶鋼流動による定常凝固界面入熱ｑ２regを下式（１）に基づいて求めたデータを記憶する定常凝固界面入熱記憶手段と、これら熱流束ｑ１と定常凝固界面入熱ｑ２regの差（ｑ１−ｑ２reg）について溶鋼が湯面から鋳型出口に至るまでの熱流束プロファイルを求める熱流束プロファイル演算手段と、求められた熱流束プロファイルに基づいて凝固遅れ度RSを下式（２）に基づいて演算する凝固遅れ度演算手段と、演算された凝固遅れに基づいてブレークアウト発生の危険の有無を判定するブレークアウト判定手段とを備えたことを特徴とする連続鋳造におけるブレークアウト検出装置。
ｑ２reg＝ｈ・Δθ ・・・・・・・・・・ （１）
但し、ｑ２reg：定常凝固界面入熱(J/s・m2)
ｈ：溶鋼と凝固シェルの間の熱伝達係数(J/s・m2・℃)
Δθ：溶鋼の過熱度（℃）
RS＝β×（Ｖ0.8・Δθ） ・・・・・・・・・・ （２）
β ：凝固遅れ定数（無単位）
V ：溶鋼流速(m/s)
Δθ：溶鋼過熱度（℃）
RS ：凝固遅れ度（無単位）
但し、V＝（Q2／（α・t・Δθ））1.25
Q2：総括熱流束(J/m2)
α：溶鋼流速定数（無単位）
t：凝固シェルが熱流束プロファイルにおける極小点を通過してから
鋳型出口に至るまでに要する時間(S) - ブレークアウト判定手段は、RS≧0.6のときにブレークアウトの危険があると判定することを特徴とする請求項５に記載のブレークアウト検出装置。
- 請求項５又は６に記載のブレークアウト検出装置を用いたブレークアウト防止装置であって、前記ブレークアウト判定手段の信号を入力して、該ブレークアウト判定手段がブレークアウトの危険有りと判定した場合において、鋳造速度を下げるように操業条件を制御する制御手段を備えたことを特徴とする連続鋳造におけるブレークアウト防止装置。
- 請求項５又は６に記載のブレークアウト検出装置を用いたブレークアウト防止装置であって、前記熱流束プロファイル演算手段によって求められた熱流束プロファイルに基づいて最大局所熱流束の位置を演算する最大局所熱流束位置演算手段と、該最大局所熱流束位置演算手段の信号及び前記ブレークアウト判定手段の信号を入力して、ブレークアウト判定手段がブレークアウトの危険有りと判定した場合において、前記最大局所熱流束位置演算手段によって演算された最大局所熱流束が検出された鋳型位置に対して鋳型内の溶鋼流速を低下させる電磁ブレーキを作用させる制御を行う制御手段を備えたことを特徴とする連続鋳造におけるブレークアウト防止装置。
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|---|---|---|---|
| JP2009072983A JP2010221283A (ja) | 2009-03-25 | 2009-03-25 | 連続鋳造におけるブレークアウト検出方法及び装置、該装置を用いた鋼の連続鋳造方法、ブレークアウト防止装置 |
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|---|---|
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| JP2009072983A Withdrawn JP2010221283A (ja) | 2009-03-25 | 2009-03-25 | 連続鋳造におけるブレークアウト検出方法及び装置、該装置を用いた鋼の連続鋳造方法、ブレークアウト防止装置 |
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- 2009-03-25 JP JP2009072983A patent/JP2010221283A/ja not_active Withdrawn
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