JP2016187834A - 連続鋳造用タンディッシュ、及びそのタンディッシュを用いた連続鋳造方法 - Google Patents
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Abstract
Description
連続鋳造を効率よく操業を行うためには、例えばタンディッシュ内において、注入室からストランド室へ溶鋼をスムーズに流通させることが必要となる。
特許文献1は、注入室とストランド室とが仕切堰で仕切られ、この注入室とストランド室とを、仕切堰に設けられた湯道(孔)で繋いだタンディッシュが開示されている。
特許文献2は、注入室とストランド室が仕切堰で仕切られ、その仕切堰に設けられた湯道が底部で注入室とストランド室とを繋ぎ、さらに仕切堰に加熱装置を備えているタンディッシュにおいて、仕切堰に設けられた湯道が、ストランド室側に向かって下方を向くことが開示されている。
さて、鍋を交換する連々鋳においては、成分混じりを少なくするために前チャージの溶鋼をできる限り鋳造してから後チャージの溶鋼を注入している。特に、前チャージと後チャージの成分が異なる(異鋼種連々)場合には、成分混じりを極めて少なくして、クロップ(鋳片同士の接続部分で成分が規定値を満たさず、廃棄せざるを得ない部分)を可能なかぎり少なくするために、前チャージの溶鋼が可能な限り少なくなるまで鋳造してから後チャージの溶鋼を注入している。
本発明にかかるタンディッシュは、取鍋からの溶鋼が注入される注入室と、前記溶鋼を鋳型に装入する注入口を有するストランド室と、前記注入室と前記ストランド室とを仕切る仕切堰と、前記仕切堰に設けられ且つ前記注入室から前記ストランド室へ直線状に貫通する湯道と、を備えたタンディッシュであって、前記湯道の出口と繋がる前記ストランド室の底部は、前記湯道の出口の下端以下に位置し、且つ、式(1)〜式(10)を満たしている。
d1≦0.3 [m] ・・・(2)
0.115≦(x1 2+y1 2)0.5≦1 [m] ・・・(3)
0.05≦y1/x1≦1 [-] ・・・(4)
0≦y3/x3≦0.36 [-] ・・・(5)
x3≧0.5 [m] ・・・(6)
0.57≦y4/x4≦1 [-] ・・・(7)
y4≧0.05 [m] ・・・(8)
0≦x5≦d2/2 [m] ・・・(9)
B≦-0.7tanh(15A-6)+1.9 ・・・(10)
ただし、A=(x1 2/(x1 2+y1 2))2・(x4 2/(x4 2+y4 2))3・((x4+x5)/x4)0.4
B=y2/x1、y2=d1(1+y1 2/x1 2)0.5-y1
D:湯道の円相当径
d1:湯道の縦径
x1:湯道の水平方向の長さ
y1:湯道の上下方向の高さ
x2:注入室の水平方向の長さ
y2:湯道の出口上端と注入室底面との上下方向の距離
x3:注入室の湯当たり部の長さ
y3:注入室の湯当たり部の高さ
x4:注入室の段差部の水平距離
x5:注入室の孔入口から段差までの平坦部の距離
y4:注入室の段差部の高さ
本発明にかかる連続鋳造方法は、連続鋳造用のタンディッシュを用いて連続鋳造を行うに際し、前記ストランド室側の溶鋼の湯面が前記湯道の上端より上方に位置しているときに、前チャージの溶鋼を注入室に注入することを終了し、式(11)を満たしながら、前記前チャージにおける溶鋼の湯面を、前記湯道の傾斜高さy1以下に低下させた後、後チャージの溶鋼における前記注入室への注入を開始する。
ただし、
S(US)=124.5d2b(t/T)0.7(x1 2/(x1 2+y1 2))2(x4 2/(x4 2+y4 2))3((x4+x5)/x4)0.4(1-Fr)3
T=98901(d2b)4/3
Fr=UL/(9.8d1)0.5
t=y2/US
Us:溶鋼の湯面降下速度
UL:湯道内の平均溶鋼速度
b:スラグ厚
S(US):湯道内をスラグが逆流する距離
Fr:フルード数
t:湯面がストランド室側の湯道上端に達してから注入室側の湯道下端に達するまでの時間
図1は、連続鋳造を行う連続鋳造装置の全体図である。まず、連続鋳造装置の構造について説明する。連続鋳造装置は、例えば、二次精錬処理後の溶鋼を連続的に鋳造する装置である。
図1に示すように、連続鋳造装置1は、取鍋2内の溶鋼3が注入されるタンディッシュ4と、当該タンディッシュ4内の溶鋼3を鋳込む鋳型5と、鋳型5によって形成された鋳片6を支持するサポートロール7を備えている。
湯道の内径(円相当径)Dは、式(1)に示すように、0.08m以上である。
0.08≦D (円相当径) [m] ・・・(1)
湯道の内径が0.08m未満の場合は、鋳造中に湯道16内に介在物等が詰まってしまい鋳造できなくなる可能性がある。なお、上述したように、湯道16は、楕円形や四角形も含むため、式(1)で示したように湯道16の内径は、円に換算したときの円相当径である。
d1≦0.3 [m] ・・・(2)
湯道の縦径d1が0.3mを超えている場合、取鍋2のノズルの開口時に当該ノズルから落下した砂等の大部分が湯道16を通ってストランド室14に流入し易くなる。取鍋2の開口時における多量の砂がストランド室14に入ってしまうと、介在物の欠陥になり易い。つまり、湯道の縦径d1を0.3m以下にすることによって、ストランド室14ではなく注入室13側で砂を浮上させることができる。なお、湯道の縦径d1は、図4に示すように、湯道16を垂直に断面した場合の垂直方向の径である。
0.115≦(x1 2+y1 2)0.5≦1 [m] ・・・(3)
湯道16の長さ((x1 2+y1 2)0.5)が式(3)の下限値を下回る場合、仕切堰15の厚みが薄すぎて、当該仕切堰15が不安定になる虞がある。湯道16の長さ((x1 2+y1 2)0.5)が式(3)の上限値を上回る場合、湯道16が長すぎるために、鋳造中等に湯道16が詰まる虞がある。特に、湯道の内径(円相当径)Dが小さい場合には、顕著になる。
0.05≦y1/x1≦1 [-] ・・・(4)
湯道16の傾き(y1/x1)が式(4)の下限値を下回る場合、湯道16が緩やか過ぎて、鋳造終了時に、注入室13や湯道16内の溶鋼3がストランド室14に排出され難い。溶鋼3が注入室13や湯道16に残ってしまうと、歩留が低下するうえに、タンディッシュ4を整備する際に、溶解するための酸素洗浄の負荷が大きくなる。式(4)の下限値を、湯道16の角度に変換すると、3degである。一方、湯道16の傾き(y1/x1)が式(4)の上限値を上回る場合、湯道16を構成する仕切堰15の端部P1(図6参照)が鋭利になり過ぎて、鋭利になった部分が欠損する虞がある。式(4)の上限値を、湯道16の角度に変換すると、45degである。
湯当たり部11a3の傾き(y3/x3)が式(5)の下限値を下回る場合、湯当たり部11a3は下方に傾斜していることになり、鋳造終了時に、注入室13に溶鋼3が残り易くなる。溶鋼3が注入室13に残ってしまうと、歩留が低下する。一方、湯当たり部11a3の傾き(y3/x3)が式(4)の上限値を上回る場合、湯当たり部11a3の傾斜が大き過ぎる。そのため、取鍋2から溶鋼3を注入した場合、溶鋼3の仕切堰15に向かう流れが強すぎて、一気に仕切堰15に沿って溶鋼3が上昇して、タンディッシュ4の上端を閉鎖する蓋にまで達する虞がある。タンディッシュ4の上端を閉鎖する蓋に溶鋼3が達した場合は、蓋とタンディッシュ4との隙間から溶鋼3が流れ出る虞がある。式(5)の上限値を、湯当たり部11a3の角度に変換すると、20degである。
x3≧0.5 [m] ・・・(6)
注入室の湯当たり部の長さ(x3)が下限値を下回る場合、取鍋2のノズルから注入した溶鋼3が平坦部11a1や段差部11a2に直接当たり易くなり、溶損する虞があると共に溶鋼3の流れが不安定になり易い。取鍋2のノズルは、溶鋼3の注入量の調整のために100mm程度芯がズレる可能性があるため、湯当たり部11a3に直接、溶鋼3を当てるためにも注入室の湯当たり部の長さ(x3)は0.5m以上あることが望ましい。
0.57≦y4/x4≦1 [-] ・・・(7)
段差部11a2(y4/x4)の傾きが下限値を下回る場合、鋳造終了時に平坦部11a1までスラグが達した際に、段差部11a2によってスラグを押し戻すことが難しく、スラグがタンディッシュ内で分散したり、湯当たり部11a3までスラグが到達してしまうことがある。その結果、注入室13に入ったスラグによって鋳片における介在物が増加してしまう虞がある。
また、段差部11a2の高低差y4(段差部の高さいう)は、式(8)を満たしている。
段差部の高さが式(8)の下限値を下回る場合、鋳造終了時に平坦部11a1までスラグが達した際に、段差部11a2によってスラグを押し戻すことが難しく、スラグが分散してしまう場合がある。その結果、注入室13に入ったスラグによって鋳片における介在物が増加してしまう虞がある。
0≦x5≦d2/2 [m] ・・・(9)
なお、「x5」をさらに言い換えると、入口18の下端から段差部11a2の開始点までの距離である。
また、図8に示すように、注入室13の湯当たり部11a3が傾斜し(y3≧0, x3≧0)ているものの、平坦部11a1が無い(x5=0)場合がある。この場合は、x5=0として、上述した式を満たせばよく、図8の形状も適用可能である。
さて、前チャージ(前ヒート)での鋳造を終了する場合は、取鍋2のノズルから注入室13への溶鋼3の注入を停止しつつ、タンディッシュ4内の溶鋼3を鋳型5に供給する。即ち、前ヒートでの鋳造を終了する場合は、タンディッシュ4内の溶鋼3の湯面を定常状態から徐々に低下させ、タンディッシュ4内の前チャージの溶鋼3をできるだけ鋳型5に供給する。このとき、注入室13及びストランド室14の湯面は徐々に下降して、湯道16の高さになった場合には、ストランド室14の湯面上のスラグが注入室13へと逆流する虞がある。
B≦-0.7tanh(15A-6)+1.9 ・・・(10)
A=(x1 2/(x1 2+y1 2))2・(x4 2/(x4 2+y4 2))3・((x4+x5)/x4)0.4
B=y2/x1、y2=d1(1+y1 2/x1 2)0.5-y1
次に、式(10)で示されたパラメータ、指数A、指数Bについて説明する。
指数Aは、「湯道と注入室の底部の形状の指数」である。即ち、指数Aにおいて、(x1 2/(x1 2+y1 2))2は、湯道の形状であって傾斜及び長さの指数であり、(x4 2/(x4 2+y4 2))3は、段差部11a2の傾斜の指数であり、((x4+x5)/x4)0.4は、平坦部11a1の長さ及び段差部11a2の長さを指数である。指数Aの数値が小さいほど湯道の形状が急になり、スラグの逆流抑制を図ることができる。
図11を用いて、異鋼種連々鋳造における前チャージと後チャージとの切替について説明する。まず、異鋼種連々鋳造においては、前チャージの溶鋼3と、後チャージの溶鋼3との成分が異なるため、溶鋼3同士が混ざることによる成分変化を防止するため(成分まじりを防止するために、前チャージの溶鋼3を出来る限り少なくしてから後チャージの溶鋼3を注入する。
図11のS2に示すように、前チャージの溶鋼3の注入終了後も、タンディッシュ4内の溶鋼3は鋳型5に供給するため、湯面は次第に低下し、湯面は湯道16の上端に達する。湯面が湯道16の上端に達すると、ストランド室14側に留まっていた湯面上のスラグが、次第にストランド室14側から注入室13側へ移動する。
ただし、S(US)=124.5d2b(t/T)0.7(x1 2/(x1 2+y1 2))2(x4 2/(x4 2+y4 2))3((x4+x5)/x4)0.4(1-Fr)3 …(a)
T=98901(d2b)4/3,Fr=UL/(9.8d1)0.5,t=y2/USである。
なお、逆流距離S(US)の始点は、スラグが湯道16に入り始める地点であるため、湯道16の出口17の上端である。また、逆流距離S(US)の始点から注入室13側の水平方向を逆流距離S(US)の正としている。逆流距離S(US)は、式(a)により求めることができるが、y2>0である場合は式(a)を適用し、y2≦0である場合は、逆流距離S(US)=0とする。
鋳造を一端停止する鋳造でも、前チャージの溶鋼3の注入終了は、稀釈鋳造と同じである(図11のS4)。次に、図11のS5に示すように、湯面を湯道16の傾斜高さy1以下まで低下させた後は、シーケンスブロックを鋳型に挿入した後(図11のS5)、後チャージの溶鋼を注入室13に注入する(図11のS6)。
水モデル実験では、実機を相似的に1/3にした1/3モデルで実験を行った。水モデルのタンディッシュは、図12に示すT型タンディッシュとした。ストランド数は5ストランドとした。また、水モデルのタンディッシュにおいて、仕切堰15に設けた湯道16は、ストランド室14から注入室13へ向けて延びる直線状とした。湯道16の出口17と繋がるストランド室14の底部11aは、湯道16の出口下端以下に位置させた。
S=1.19M(1.25+μL/μU)0.5(t/T)0.7 ・・・(b)
ただし、 M=5d2b/4(2(σL-σU-σUL)/ρU(1-ρU/ρL)g)0.5
T=(8.3ρU(1-ρU/ρL)g(d2b)2(ρLμL)0.5/16(σL-σU-σUL)2)2/3
g:重力加速度
t:時間
なお、式(b)は、「高橋照男ら:化学工学論文集、第5巻第5号(1979)pp.526-531)」に記載されている。
S(US)=0.2M(1.25+μL/μU)0.5(t/T)0.7(x1 2/(x1 2+y1 2))2(x4 2/(x4 2+y4 2))3((x4+x5)/x4)0.4(1-Fr)3・・・(c)
ただし、 Fr=UL/(9.8d1)0.5
t=y2/US
d1:湯道の縦径
d2:湯道の横径
Us:湯面(水)の降下速度
UL:湯道内の平均溶鋼速度
b:オイル厚(スラグ厚)
そして、式(b)の液体の物性値に実機の値を代入して整理すると、上述した式(a)になる。
・・・(a)
ただし、 T=98901(d2b)4/3
Fr=UL/(9.8d1)0.5
t=y2/US
スラグ(オイル)の逆流距離S(US)の実測値と計算値とをまとめると、図13に示すようになった。
実施例及び比較例では、スラグ逆流抑制、操業性の2項目について評価を行った。表には評価として、良好「○」、不良「×」を示した。全ての項目について良好である場合は、総合評価の欄に良好を示す「○」を示した。
一方、比較例1では、式(1)の下限値を下回っており、比較例2では、式(2)の上限値を上回っている。また、比較例3では、式(3)の上限値を上回っており、比較例4では、式(4)の上限値を上回っている。比較例5では、式(4)の下限値を下回っている。比較例6では、式(7)の上限値を上回っている。比較例7では、式(3)の下限値を下回っており、比較例8では、式(9)を満たしていない。比較例9では、式(8)の下限値を下回っている。比較例10及び11では、式(10)を満たしていない。したがって、比較例1〜8では、操業性が不良であった。
以上、本発明によれば、タンディッシュの形状や連続鋳造の鋳造方法を適正に設定することにより、操業性を確保しつつ、スラグが逆流して注入室に入ることを抑制することができる。
2 取鍋
3 溶鋼
4、4a、4b、4c タンディッシュ
5 鋳型
6 鋳片
7 サポートロール
10 注入口
11 底部
11a 注入室側の底部
11a1 平坦部
11a2 傾斜部
11a3 湯当たり部(連続部)
11b ストランド室側の底部
11b1 出口と繋がる底部
12 周壁
13 注入室
14 ストランド室
15 仕切堰
16 湯道
17 出口
18 入口
Claims (2)
- 取鍋からの溶鋼が注入される注入室と、前記溶鋼を鋳型に装入する注入口を有するストランド室と、前記注入室と前記ストランド室とを仕切る仕切堰と、前記仕切堰に設けられ且つ前記注入室から前記ストランド室へ直線状に貫通する湯道と、を備えたタンディッシュであって、
前記湯道の出口と繋がる前記ストランド室の底部は、前記湯道の出口の下端以下に位置し、且つ、式(1)〜式(10)を満たしていることを特徴とする連続鋳造用のタンディッシュ。
0.08≦D (円相当径) [m] ・・・(1)
d1≦0.3 [m] ・・・(2)
0.115≦(x1 2+y1 2)0.5≦1 [m] ・・・(3)
0.05≦y1/x1≦1 [-] ・・・(4)
0≦y3/x3≦0.36 [-] ・・・(5)
x3≧0.5 [m] ・・・(6)
0.57≦y4/x4≦1 [-] ・・・(7)
y4≧0.05 [m] ・・・(8)
0≦x5≦d2/2 [m] ・・・(9)
B≦-0.7tanh(15A-6)+1.9 ・・・(10)
ただし、A=(x1 2/(x1 2+y1 2))2・(x4 2/(x4 2+y4 2))3・((x4+x5)/x4)0.4
B=y2/x1、y2=d1(1+y1 2/x1 2)0.5-y1
D:湯道の円相当径
d1:湯道の縦径
x1:湯道の水平方向の長さ
y1:湯道の上下方向の高さ
x2:注入室の水平方向の長さ
y2:湯道の出口上端と注入室底面との上下方向の距離
x3:注入室の湯当たり部の長さ
y3:注入室の湯当たり部の高さ
x4:注入室の段差部の水平距離
x5:注入室の入口から段差までの平坦部の距離
y4:注入室の段差部の高さ - 請求項1に記載された連続鋳造用のタンディッシュを用いて連続鋳造を行うに際し、
前記ストランド室側の溶鋼の湯面が前記湯道の上端より上方に位置しているときに、前チャージの溶鋼を注入室に注入することを終了し、
式(11)を満たしながら、前記前チャージにおける溶鋼の湯面を、前記湯道の傾斜高さy1以下に低下させた後、後チャージの溶鋼における前記注入室への注入を開始することを特徴とする連続鋳造方法。
S(US)≦x1 ・・・(11)
ただし、
S(US)=124.5d2b(t/T)0.7(x1 2/(x1 2+y1 2))2(x4 2/(x4 2+y4 2))3((x4+x5)/x4)0.4(1-Fr)3
T=98901(d2b)4/3
Fr=UL/(9.8d1)0.5
t=y2/US
Us:溶鋼の湯面降下速度
UL:湯道内の平均溶鋼速度
b:スラグ厚
S(US):湯道内をスラグが逆流する距離
Fr:フルード数
t:湯面がストランド室側の孔湯道上端に達してから注入室側の湯道下端に達するまでの時間
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