JP2555872B2 - Control method of fluctuation of molten metal level in continuous casting - Google Patents
Control method of fluctuation of molten metal level in continuous castingInfo
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Description
【発明の詳細な説明】 ［産業上の利用分野］ この発明は、鋼の連続鋳造等において、鋳型内湯面変
動を所定の適正範囲に制御すう湯面変動の制御方法に関
する。Description: TECHNICAL FIELD The present invention relates to a control method of molten metal level fluctuation for controlling molten metal level fluctuation in a mold within a predetermined appropriate range in continuous casting of steel and the like.
［従来の技術］ 鋼の連続鋳造においては、タンディッシュ内の溶鋼が
鋳型内の溶鋼に浸漬された浸漬ノズルを介して鋳型内に
注入される。浸漬ノズルの吐出口はノズル本体の軸方向
に対して傾斜しており、この吐出口から溶鋼は吐出され
る。一方、鋳型内湯面上には、鋳型内溶鋼を保温するパ
ウダが浮遊しており、このパウダは溶融すると鋳型と凝
固殻との間に介在して両者間を潤滑する作用も有する。[Prior Art] In continuous casting of steel, molten steel in a tundish is poured into a mold through an immersion nozzle immersed in the molten steel in the mold. The discharge port of the immersion nozzle is inclined with respect to the axial direction of the nozzle body, and molten steel is discharged from this discharge port. On the other hand, a powder that keeps the molten steel in the mold warm floats on the surface of the molten metal in the mold, and when the powder melts, it intervenes between the mold and the solidified shell and has a function of lubricating the two.
［発明が解決しようとする問題点］ しかしながら、このタンディッシュからの溶鋼流によ
り、鋳型内湯面が変動するいわゆる湯暴れ現象が激しく
なると、湯面上のパウダが鋳型内溶鋼中に混入して鋳型
内の凝固界面に捕捉され、鋳型に介在物欠陥を発生させ
る。一方、鋳型内湯面が静か過ぎても、例えば、鋳型と
鋳片との間の溶融スラグによる潤滑が円滑になされない
等の問題点が生じる。[Problems to be Solved by the Invention] However, when the molten steel flow from the tundish causes a so-called molten metal rampage phenomenon in which the molten metal surface in the mold fluctuates, powder on the molten metal surface mixes into the molten steel in the mold and It is trapped at the solidification interface inside and causes inclusion defects in the mold. On the other hand, even if the level of the molten metal in the mold is too quiet, there arises a problem that, for example, lubrication by molten slag between the mold and the slab is not smoothly performed.
この発明は、かかる事情に鑑みてなされたものであっ
て、鋳型内の溶湯による湯面の変動を高精度で所定の範
囲に制御して高品質の鋳片を製造することができる連続
鋳造における湯面変動の制御方法を提供することを目的
とする。The present invention has been made in view of such circumstances, in continuous casting capable of producing a high quality slab by controlling the fluctuation of the molten metal surface in the mold within a predetermined range with high accuracy. It is an object of the present invention to provide a method for controlling fluctuations in molten metal surface.
［課題を解決するための手段］ この発明に係る連続鋳造における湯面変動の制御方法
は、溶湯容器から浸漬ノズルを介して鋳型内に溶湯を注
入する厚肉スラブ用の連続鋳造における湯面変動の制御
方法において、 浸漬ノズルからの溶湯の吐出流量Ｑ、溶湯流が鋳型内
壁に衝突する際の衝突速度ｖ及び衝突角度θ、並びに溶
湯流が鋳型内壁に衝突する位置の湯面からの衝突深さＤ
の関数として、下記（１）式で表わされる変動指数Ｒ
（Q,v,θ,D）を算出する演算工程と、 この演算工程で求めた変動指数Ｒが１〜10の範囲に入
るように、鋳型内溶湯に対して印加すべき電磁力の方向
と大きさとを決定する工程と、 決定した結果に基づき、浸漬ノズルからの溶湯流にそ
の流れ方向又はその逆方向に電磁力を付与する工程と、 実際の湯面変動を検出する検出工程と、 検出した実際の湯面変動の結果に基づき、それから逆
算される実際の変動指数Ｒ′を求める工程と、 求めた実際の変動指数Ｒ′と上記の演算工程で求めた
変動指数Ｒとの差分を求める工程と、 実際の変動指数Ｒ′が１乃至10の範囲に入るように、
浸漬ノズルの浸漬深さ、浸漬ノズルへのガス吹き込み
量、鋳型内溶湯への電磁撹拌強度のうち少なくとも１つ
を変更する際に、浸漬ノズルの浸漬深さ及びガス吹き込
み量を変更する場合は前記差分に基づきそれぞれの調節
装置に対して変更指示を送り、鋳型内溶湯への電磁撹拌
強度を変更する場合は前記差分に基づき電磁撹拌装置に
対して前記決定工程で決定され前記付与工程で付与され
る電磁力の方向と大きさを変更する指示を送と工程と、 を有することを特徴とする連続鋳造における湯面変動の
制御方法。[Means for Solving the Problem] A method for controlling a melt level fluctuation in continuous casting according to the present invention is a melt level fluctuation in a continuous casting for a thick slab in which a melt is injected into a mold from a melt container through an immersion nozzle. In the control method, the discharge flow rate Q of the molten metal from the immersion nozzle, the collision velocity v and the collision angle θ when the molten metal collides with the inner wall of the mold, and the collision depth from the molten metal surface where the molten metal collides with the inner wall of the mold. Sa D
As a function of the fluctuation index R expressed by the following equation (1)
(Q, v, θ, D) calculation step, and the direction of the electromagnetic force to be applied to the molten metal in the mold so that the variation index R obtained in this calculation step falls within the range of 1-10. The step of determining the size, the step of applying an electromagnetic force to the molten metal flow from the immersion nozzle in the flow direction or the opposite direction based on the determined result, the detection step of detecting the actual melt level fluctuation, and the detection Based on the result of the actual fluctuation of the molten metal level, the step of obtaining the actual variation index R'which is calculated back from it, and the difference between the obtained actual variation index R'and the variation index R obtained in the above calculation step are obtained. Process, so that the actual variation index R'is in the range of 1 to 10,
When changing at least one of the immersion depth of the immersion nozzle, the amount of gas blown into the immersion nozzle, and the electromagnetic stirring strength to the molten metal in the mold, when changing the immersion depth of the immersion nozzle and the amount of gas blown, When a change instruction is sent to each adjusting device based on the difference and the electromagnetic stirring strength to the molten metal in the mold is changed, it is determined in the determining step and applied in the applying step to the electromagnetic stirring device based on the difference. And a step of sending an instruction to change the direction and magnitude of the electromagnetic force.
Ｒ＝ρQv（１−sinθ）/4D …（１） 但し、ρ：溶湯密度（kg/m3）、 Q:溶湯流量（m3/秒）、 v:溶湯の衝突速度（m/秒）、 θ：溶湯の衝突角度（度）、 D:溶湯の衝突深さ（ｍ）。R = ρQv (1-sinθ) / 4D (1) where ρ: molten metal density (kg / m 3 ), Q: molten metal flow rate (m 3 / sec), v: molten metal collision speed (m / sec), θ: molten metal collision angle (degrees), D: molten metal collision depth (m).
［作用］ 浸漬ノズルからの噴流が鋳型短辺の内壁に衝突する直
前における噴流の速度をｖ、２つのうち１つの噴流の質
量をm0（＝ρQ/2）、噴流の衝突角度をθとすると、１
つの噴流のもつ運動量はm0v（＝ρQv/2）となり、この
垂直方向成分はm0vsinθとなる。さらに、噴流が鋳型短
辺の内壁に衝突した直後においては、噴流は内壁に沿っ
て上方に向かう質量muと下方に向かう質量mdの２つにわ
かれ、それぞれの速度は衝突直前の速度ｖであるので、
上方に向かう溶湯流の運動量はmuvとなり、下方に向か
う溶湯流の運動量はmdvとなる。垂直方向の運動量保存
の法則から次式が成立する。[Operation] The jet velocity immediately before the jet from the immersion nozzle collides with the inner wall of the short side of the mold is v, the mass of one of the two jets is m 0 (= ρQ / 2), and the jet collision angle is θ. Then 1
The momentum of one jet is m 0 v (= ρQv / 2), and the vertical component is m 0 vsinθ. Further, immediately after the jet collides with the inside wall of the mold short side is jet was 2 Tsuniwaka mass m d toward the mass m u and downward upward along the inner wall, each of the speed collision just before the velocity v Therefore,
The upward momentum of the molten metal flow is m u v, and the downward momentum of the molten metal flow is m d v. The following equation holds from the law of conservation of momentum in the vertical direction.
m0vsinθ＝mdv−muv 上式の両辺からｖを消去して次式を導出する。m 0 vsin θ = m d v − m u v The following formula is derived by eliminating v from both sides of the above formula.
m0sinθ＝mdv−mu また、噴流の鋳型短辺内壁への衝突前後における質量
保存の法則から次式が成立する。m 0 sin θ = m d v−m u Further , the following equation holds from the law of conservation of mass before and after the jet collides with the inner wall of the short side of the mold.
m0＝mu＋md よって、これらの関係から上方質量muと下方質量mdを
それぞれ求めると、次に示す関係が得られる。m 0 = m u + m d Therefore, when the upper mass m u and the lower mass m d are obtained from these relationships, respectively, the following relationships are obtained.
mu＝m0・（１−sinθ）/2＝ρＱ（１−sinθ）/4 md＝m0・（１＋sinθ）/2＝ρＱ（１＋sinθ）/4 以上のようにして湯面に直接的に影響を及ぼす上方へ
振り分けられる溶湯流の質量muが求まる。m u = m 0 · (1-sin θ) / 2 = ρQ (1-sin θ) / 4 m d = m 0 · (1 + sin θ) / 2 = ρQ (1 + sin θ) / 4 The mass m u of the molten metal stream that is distributed upward that affects
次に、上方質量muの運動量（muv）は湯面近傍に到達
して湯面を揺らすまでに減衰するので、その減衰係数を
求める。鋳型内壁の衝突点で溶湯流が有していた衝突速
度ｖは、湯面に到達するまでに鋳型内壁等から受ける摩
擦力によって減衰し、湯面での溶湯流の速度vsとなる。
その減衰の程度を見積もる場合に、厚肉スラブ用の連続
鋳造機では長辺の幅に比べて短辺の幅は無視できないほ
ど広いので、「放射状壁面噴流の速度減衰モデル」を適
用する。このモデルではvsと1/Dとは一定の相関関係が
あり、ｎ＝１となる。減衰係数として1/Dを上方質量mu
に乗じると、湯面変動の程度を推定するために導入した
概念として変動指数Ｒ（Q,v,θ,D）が上記の数式（１）
のように求まる。Next, the momentum (m u v) of the upper mass m u is attenuated before reaching the vicinity of the molten metal surface and shaking the molten metal surface, so the damping coefficient is obtained. The collision velocity v of the molten metal flow at the collision point of the inner wall of the mold is attenuated by the frictional force received from the inner wall of the mold until reaching the molten metal surface, and becomes the velocity v s of the molten metal flow on the molten metal surface.
When estimating the degree of damping, the width of the short side cannot be ignored compared to the width of the long side in a continuous casting machine for thick-walled slabs, so the "velocity damping model of radial wall jet" is applied. In this model, there is a constant correlation between v s and 1 / D, and n = 1. 1 / D as damping coefficient upper mass m u
Multiplying by, the variation index R (Q, v, θ, D) is the above-mentioned formula (1) as a concept introduced to estimate the level of the level change.
Is obtained.
このようにして定めた変動指数Ｒは溶湯の運動量に対
応する変数であり、この変動指数Ｒにより湯面の変動を
高精度で推定することができる。例えば、上式（１）を
用いる演算により求めた変動指数Ｒの値が１乃至10の範
囲内にあれば、湯面変動量は所定の範囲に入るため、そ
のときの鋳造条件をそのまま採用する。とくに、鋳造初
期では演算工程で求めた値が１乃至10の範囲なる変動指
数Ｒに対応する条件をそのまま用いてスタティックな制
御を行なう。The fluctuation index R thus determined is a variable corresponding to the momentum of the molten metal, and the fluctuation index R enables highly accurate estimation of fluctuations in the molten metal surface. For example, if the value of the fluctuation index R obtained by the calculation using the above equation (1) is within the range of 1 to 10, the fluctuation amount of the molten metal surface is within the predetermined range, and therefore the casting condition at that time is adopted as it is. . In particular, at the initial stage of casting, static control is performed using the conditions corresponding to the fluctuation index R in which the value obtained in the calculation step is in the range of 1 to 10 as it is.
一方、鋳造中期及び末期には種々の要因によって鋳型
内溶湯の流動状況が変化し、変動指数Ｒは初期のものと
は異なる値をとるようになる。例えば、鋳造の進行につ
れて浸漬ノズルが溶損し、その吐出口の大きさや形状が
当初とは異なるものに変化してきた場合にも、溶鋼の吐
出流量などが鋳造初期の状態とは異なるものとなってし
まい、変動指数Ｒが第７図に示すように刻々と変化す
る。On the other hand, in the middle and final stages of casting, the flow condition of the molten metal in the mold changes due to various factors, and the fluctuation index R takes a value different from the initial value. For example, even if the immersion nozzle melts as the casting progresses, and the size and shape of its discharge port change to something different from the original, the discharge flow rate of molten steel will differ from the initial state of casting. Therefore, the variation index R changes every moment as shown in FIG.
そこで、本願発明においては、渦流距離計などを用い
て実際の湯面変動を検出し、その検出結果に基づきそれ
から逆算される実際の変動指数Ｒ′を求め、求めた実際
の変動指数Ｒ′と初期の変動指数Ｒとの差分を求め、さ
らに、この差分に基づき鋳造条件を次のように変更す
る。Therefore, in the present invention, the actual fluctuation of the molten metal level is detected by using an eddy current distance meter or the like, and the actual fluctuation index R'which is calculated back based on the detection result is obtained and the calculated actual fluctuation index R'is obtained. The difference from the initial fluctuation index R is obtained, and the casting condition is changed as follows based on this difference.
浸漬ノズルの浸漬深さ及びガス吹き込み量を変更する
場合は、両変動指数R,R′間の差分に基づき実際の変動
指数Ｒ′が１乃至10の範囲に入るように、それぞれの調
節装置に対して変更指示をそれぞれ送る。When changing the immersion depth and the gas injection amount of the immersion nozzle, adjust each adjusting device so that the actual fluctuation index R'is in the range of 1 to 10 based on the difference between the fluctuation indexes R and R '. Send change instructions to each.
一方、鋳型内溶湯への電磁撹拌強度を変更する場合
は、両変動指数R,R′間の差分に基づぎ電磁撹拌装置に
対して決定工程で決定され付与工程で付与される電磁力
の方向と大きさを変更する指示を送る。On the other hand, when changing the electromagnetic stirring strength to the molten metal in the mold, the electromagnetic force applied to the electromagnetic stirring device based on the difference between the two fluctuation indexes R and R ′ is determined in the determination step and applied in the applying step. Send instructions to change the direction and size.
このように浸漬ノズルの浸漬深さ、浸漬ノズルのガス
吹き込み量、鋳型内溶湯への電磁撹拌強度のうちの少な
くとも１つを変更することにより、実際の変動指数Ｒ′
が１乃至10の範囲に入るように鋳型内の溶湯流をダイナ
ミックに制御することができる。これにより溶湯流の垂
直上方成分の運動量を常に所定量に保つことができ、湯
面変動を所定の範囲内に制御することができる。By changing at least one of the immersion depth of the immersion nozzle, the gas injection amount of the immersion nozzle, and the electromagnetic stirring strength to the molten metal in the mold in this way, the actual fluctuation index R '
It is possible to dynamically control the molten metal flow in the mold so that the value is in the range of 1 to 10. As a result, the momentum of the vertically upper component of the molten metal flow can be always maintained at a predetermined amount, and the fluctuation of the molten metal surface can be controlled within a predetermined range.
［発明の実施の形態］ 本願発明者等は、鋳型内湯面の変動を支配する因子に
ついて、鋭意研究実験を重ねた結果、浸漬ノズルから吐
出した溶湯流が鋳型内壁に衝突して上方及び下方に分岐
する場合に、この湯面に向かう溶鋼上昇流の運動量が湯
面変動に大きく影響を与えていることに想到した。この
ような溶鋼流の運動量に対応する変動指数Ｒ（Q,v,θ,
D）は、下記（１）式にて示すことができる。BEST MODE FOR CARRYING OUT THE INVENTION The inventors of the present application conducted extensive research into the factors that govern the fluctuation of the molten metal surface inside the mold, and as a result, the molten metal flow discharged from the immersion nozzle collided with the inner wall of the mold and moved upward and downward. It was thought that the momentum of the upward flow of molten steel toward the molten metal surface had a great influence on the fluctuation of the molten metal surface when branching. The variation index R (Q, v, θ, corresponding to the momentum of such molten steel flow
D) can be expressed by the following equation (1).
Ｒ＝ρQv（１−sinθ）／（4D） …（１） 但し、ρ：溶鋼密度（kg/m3）、 Q:溶鋼流量（m3/秒）、 v:溶鋼の衝突速度（m/秒）、 θ：溶鋼の衝突角度、 D:溶鋼の衝突深さ（ｍ）。R = ρQv (1-sinθ) / (4D) (1) where ρ: molten steel density (kg / m 3 ), Q: molten steel flow rate (m 3 / sec), v: molten steel collision velocity (m / sec) ), Θ: collision angle of molten steel, D: collision depth of molten steel (m).
この各溶鋼流動条件を示す因子を第１図に示す。浸漬
ノズル１は鋳型２内の溶鋼３中に浸漬されており、この
溶鋼の湯面上にはパウダ４が浮遊している。この場合
に、溶鋼流の中心の軌跡を矢印５にて示すが、溶鋼は浸
漬ノズル１の吐出口から鋳型内壁に向かってほぼ２次曲
線に沿って流動する。衝突角度θは、溶鋼が鋳型内壁に
衝突する際の溶鋼の流れ方向と、鋳型２の内壁に直交す
る方向とがなす角度として現される。衝突深さＤは、こ
の溶鋼が鋳型内壁に衝突する位置と溶鋼湯面との間の距
離である。The factors showing the molten steel flow conditions are shown in FIG. The immersion nozzle 1 is immersed in the molten steel 3 in the mold 2, and the powder 4 floats on the molten steel surface of the molten steel. In this case, the locus of the center of the molten steel flow is shown by the arrow 5, and the molten steel flows from the discharge port of the immersion nozzle 1 toward the inner wall of the mold along a quadratic curve. The collision angle θ is expressed as an angle formed by the flow direction of the molten steel when the molten steel collides with the inner wall of the mold and the direction orthogonal to the inner wall of the mold 2. The collision depth D is the distance between the position where this molten steel collides with the inner wall of the mold and the molten steel surface.
浸漬ノズル１の吐出口は通常２個であるが、この場合
に各吐出口から吐出される溶鋼の注入流量はQ/2とな
る。また、衝突前の速度（衝突速度）をｖとすると、衝
突時の溶鋼流が持つ運動量はρQV/2と現される。衝突後
の溶鋼流は上方へ（１−sinθ）/2、下方へ（１＋sin
θ）/2の比で振分けられる。従って、衝突後の上方に向
かう溶鋼流の運動量は、（ρQ/2）（1/2）ｖ（１−sin
θ）と現される。この衝突時に保有していた運動量は、
溶鋼流が上昇して湯面に到達するまでに減衰すると考え
られる。このため、溶鋼流が湯面に到達した時に保持し
ている運動量は、衝突時に保有していた運動量の1/D
n（通常、ｎは約１）になると考えられる。従って、鋳
型内溶鋼の上昇流はその湯面において、下記（１）式に
て示す運動量を有している。The dipping nozzle 1 normally has two discharge ports, but in this case, the injection flow rate of the molten steel discharged from each discharge port is Q / 2. When the velocity before collision (collision velocity) is v, the momentum of the molten steel flow at the time of collision is expressed as ρQV / 2. The molten steel flow after the collision is upward (1-sin θ) / 2, downward (1 + sin θ)
It is distributed by the ratio of θ) / 2. Therefore, the momentum of the upward flow of molten steel after collision is (ρQ / 2) (1/2) v (1-sin
θ). The momentum possessed at the time of this collision was
It is considered that the molten steel flow rises and decays before reaching the molten metal surface. Therefore, the momentum held when the molten steel flow reaches the molten metal surface is 1 / D of the momentum held at the time of collision.
n (usually n is about 1). Therefore, the ascending flow of the molten steel in the mold has the momentum shown by the following equation (1) on the molten metal surface.
Ｒ＝ρQv（１−sinθ）／（4D） …（１） この（１）式の中で、溶鋼の密度ρは定数として入力
すればよく、流量Ｑは鋳造鋳片サイズと鋳造速度により
決まる。一方、衝突角度θ及び衝突深さＤは浸漬ノズル
１の吐出口からの溶鋼流動の軌跡から求めることができ
る。この軌跡は、浸漬ノズル１の中心から鋳型内壁に向
かう方向をｘ軸にとり、溶鋼吐出口から下方に向かう方
向をｙ軸にとって現すと、下記（２）式に示す回帰式に
より近似的に現すことができる。R = ρQv (1-sinθ) / (4D) (1) In this equation (1), the density ρ of the molten steel may be input as a constant, and the flow rate Q is determined by the cast slab size and casting speed. On the other hand, the collision angle θ and the collision depth D can be obtained from the trajectory of molten steel flow from the discharge port of the immersion nozzle 1. This locus can be approximately expressed by the regression equation shown in the following equation (2), where the x-axis is the direction from the center of the immersion nozzle 1 to the inner wall of the mold and the y-axis is the direction from the molten steel outlet. You can
ｙ＝（b1＋a1α）G1x2−（b2＋a2α）G2x …（２） 但し、αは、浸漬ノズルの吐出口の傾斜角度（下向き
を正とする）であり、a1、a2、b1、b2は浸漬ノズルの形
状で決まる定数である。なお、浸漬ノズルの内壁に溶鋼
中の介在物が付着することを防止するため、浸漬ノズル
の内側にArガス等のガスを吹き込むことがあるが、この
浸漬ノズルへのガス吹き込みも、溶鋼の流動軌跡に影響
を与える。この吹き込みガスの量は、前記（２）式にお
けるG1及びG2に影響を及ぼすが、このG1及びG2は、下記
（３）式にて示される。y = (b 1 + a 1 α) G 1 x 2 − (b 2 + a 2 α) G 2 x (2) where α is the inclination angle of the discharge port of the immersion nozzle (the downward direction is positive) , A 1 , a 2 , b 1 , b 2 are constants determined by the shape of the immersion nozzle. In order to prevent the inclusions in the molten steel from adhering to the inner wall of the immersion nozzle, a gas such as Ar gas may be blown into the inside of the immersion nozzle. Affect the trajectory. The amount of the blown gas affects G 1 and G 2 in the equation (2), and G 1 and G 2 are represented by the following equation (3).
G1＝exp［−c1（Qsinθ１）-m1Q1］ G2＝exp［−c2（Qsinθ１）-m2Q1］ …（３） 但し、θ１は、浸漬ノズルから吐出した直後の溶鋼流
の方向（実質吐出角）であり、Q1は、浸漬ノズルへのガ
ス吹き込み量である。また、c1、c2、m1、m2は浸漬ノズ
ルにより決まる定数である。このθ１は、例えば、下記
（４）式にて現すことができる。 G 1 = exp [-c 1 ( Qsinθ 1) -m1 Q 1] G 2 = exp [-c 2 (Qsinθ 1) -m2 Q 1] ... (3) where, theta 1 is immediately discharged from the immersion nozzle Is the direction of the molten steel flow (substantial discharge angle), and Q 1 is the amount of gas blown into the immersion nozzle. Further, c 1 , c 2 , m 1 , and m 2 are constants determined by the immersion nozzle. This θ 1 can be expressed by the following equation (4), for example.
θ１＝−tan-（dy/dx），（ｘ＝0.1） …（４） 回帰式（２）は、種々のα、Ｑ、θ１及びQ1につい
て、連続鋳造の溶鋼流動をシミュレートする水モデル実
験によりその流動軌跡を求め、そのデータを下に回帰計
算を実施して求めることができる。この回帰式は浸漬ノ
ズルの形状によって異なる。つまり、浸漬ノズルは、第
２図に示すように、溶鋼がノズルの軸方向に対して傾斜
した下方にそのまま吐出される逆Ｙ型、及び、第３図に
示すように、溶鋼が一旦ノズル底部に落下した後斜め下
方に吐出されるプール型等がある。また、その吐出口の
形状が円形のもの又は角形のもの等があり、その傾斜角
度も異なる。このように浸漬ノズルの形式が異なること
によって、吐出溶鋼流の流動軌跡が異なるので、前記流
動軌跡の回帰式は各ノズル形状毎に求めておく必要があ
る。なお、前記（２），（３）式の各定数はプール型の
円形状孔を有する浸漬ノズルについて下記の如くにな
る。θ 1 = −tan − (dy / dx), (x = 0.1) (4) The regression equation (2) simulates molten steel flow in continuous casting for various α, Q, θ 1 and Q 1. The flow trajectory can be obtained by a water model experiment, and a regression calculation can be performed based on the obtained data. This regression equation differs depending on the shape of the immersion nozzle. That is, as shown in FIG. 2, the immersion nozzle has an inverted Y-shape in which molten steel is discharged as it is downwardly inclined with respect to the axial direction of the nozzle, and as shown in FIG. There is a pool type, etc., which is discharged diagonally downward after it has fallen to. Further, there are discharge ports having a circular shape or a rectangular shape, and the inclination angles thereof are different. Since the flow path of the discharged molten steel flow differs depending on the type of the immersion nozzle, it is necessary to obtain the regression equation of the flow path for each nozzle shape. The constants of the expressions (2) and (3) are as follows for the immersion nozzle having a pool-shaped circular hole.
Ｑ＝0.005〜0.012m3/秒 Q1＝０〜3.3×10-4m3/秒 a1＝0.003 a2＝0.01466 b1＝0.1779 b2＝0.2684 c1＝０ c2＝0.3551 m2＝1.2739 水モデル実験により観察された溶湯の流動をビデオカ
メラにより記録し、この記録結果に基づいて求めた流動
軌跡のプロットと、その回帰式の一例を第４図に示す。
第４図において、横軸は浸漬ノズル中央からの水平距離
ｘであり、縦軸は溶鋼吐出開始点からの深さである。第
４図は溶湯流量が4.98トン／分の場合であり、この第４
図において、（ａ）、（ｂ）及び（ｃ）は、夫々、浸漬
ノズルの吐出口の傾斜角度αが−15゜、−35゜及び−45
゜の場合のデータである。これらのグラフ図から明らか
なように、回帰式と実験データとはよく対応しており、
実験データの回帰式からのバラツキは小さい。従って、
各ノズル毎にこのような回帰式（回帰曲線）を求めてお
くことにより、浸漬ノズルから吐出した溶鋼の流動軌跡
を推定することができる。つまり、各浸漬ノズルの中心
から鋳型壁までの距離は鋳型の鋳造断面の幅寸法ｗの1/
2であるから、ｘを（1/2）ｗとして前記（２）式に代入
すれば、衝突深さＤはそのときのｙの値として求まり、
衝突角度θは下記（５）式から求めることができる。Q = 0.005 to 0.012 m 3 / sec Q 1 = 0 to 3.3 × 10 -4 m 3 / sec a 1 = 0.003 a 2 ＝ 0.01466 b 1 ＝ 0.1779 b 2 ＝ 0.2684 c 1 = 0 c 2 ＝ 0.3551 m 2 ＝ 1.2739 The flow of the molten metal observed by the water model experiment was recorded by a video camera, and a plot of the flow locus obtained based on this recording result and an example of its regression equation are shown in Fig. 4.
In FIG. 4, the horizontal axis represents the horizontal distance x from the center of the immersion nozzle, and the vertical axis represents the depth from the molten steel discharge start point. Fig. 4 shows the case where the molten metal flow rate is 4.98 tons / min.
In the figures, (a), (b) and (c) show that the inclination angle α of the discharge port of the immersion nozzle is -15 °, -35 ° and -45, respectively.
This is the data for °. As is clear from these graphs, the regression equation and experimental data correspond well,
The variation from the regression equation of the experimental data is small. Therefore,
By obtaining such a regression equation (regression curve) for each nozzle, the flow trajectory of the molten steel discharged from the immersion nozzle can be estimated. That is, the distance from the center of each immersion nozzle to the mold wall is 1 / the width w of the casting cross section of the mold.
Since it is 2, by substituting x into (1/2) w into the equation (2), the collision depth D can be obtained as the value of y at that time,
The collision angle θ can be calculated from the following equation (5).
θ＝−tan-（dy/dx），（ｘ＝w/2） …（５） 第５図（ａ）及び（ｂ）は、溶湯流量が3.65トン／分
の場合に、浸漬ノズルへのガス吹き込み量が溶湯の流動
軌跡に及ぼす影響を示すグラフ図であり、（ａ）は浸漬
ノズルの吐出口の傾斜角度が−15゜の場合、（ｂ）は−
35゜の場合である。この図から明らかなように、ガス吹
き込み量が多くなると、衝突角度θが小さくなると共
に、衝突深さＤが浅くなる。このため、前記（１）式か
ら明らかなように、ガス吹き込み量が多くなると、湯面
変動を現す変動指数Ｒが大きくなり、湯面変動が激しく
なることが推定される。換言すれば、ガス吹き込み量を
調節することにより、湯面変動を多少調整することもで
きる。 θ = -tan - (dy / dx ), (x = w / 2) ... (5) FIG. 5 (a) and (b), when the melt flow rate is 3.65 ton / min, the gas to the immersion nozzle It is a graph which shows the influence which the injection amount has on the flow path of the molten metal, (a) is the inclination angle of the discharge port of the immersion nozzle is -15 degrees, (b) is-
This is the case of 35 °. As is clear from this figure, as the gas injection amount increases, the collision angle θ decreases and the collision depth D decreases. Therefore, as is clear from the above equation (1), it is estimated that when the gas injection amount increases, the fluctuation index R representing the fluctuation of the molten metal surface becomes large and the fluctuation of the molten metal surface becomes severe. In other words, the level fluctuation can be adjusted to some extent by adjusting the gas blowing amount.
次に、流速ｖの回帰式について説明する。浸漬ノズル
からの吐出流の流速ｖは下記（６）式で現すことができ
る。Next, the regression equation of the flow velocity v will be described. The flow velocity v of the discharge flow from the immersion nozzle can be expressed by the following equation (6).
ｖ＝｛ｄ＋fQ/（60S）｝Ｌ−k. …（６） 但し、S;浸漬ノズル内断面積（m2） L;流動軌跡に沿う吐出口からの距離（ｍ） k;浸漬ノズルの形状で決まる定数（0.4〜0.7） d,f;浸漬ノズルで決まる定数 但し、円形形状の吐出口を有するプール型浸漬ノズル
の場合はｄが0.01703であり、ｆは0.09152である。v = {d + fQ / (60S)} L- k .... (6) where S: Immersion nozzle inner cross-sectional area (m 2 ) L; Distance from discharge port along flow trajectory (m) k; Immersion nozzle shape Constant (0.4 to 0.7) d, f; constant determined by immersion nozzle However, in the case of a pool type immersion nozzle having a circular discharge port, d is 0.01703 and f is 0.09152.
この速度の回帰式も水モデル実験による観察結果によ
り求めることができる。第６図にこのようにして求めた
回帰式の曲線を水モデル実験により求めたテータと共に
示す。第６図から明らかなように、前記（６）式により
衝突速度ｖを求めることができる。The regression equation of this velocity can also be obtained from the observation result of the water model experiment. The curve of the regression equation thus obtained is shown in FIG. 6 together with the data obtained by the water model experiment. As is clear from FIG. 6, the collision speed v can be obtained by the above equation (6).
以上のようにして、各鋳造条件因子を下に、衝突角度
θ、衝突深さＤ及び衝突速度ｖが求まる。そして、この
データを前記（１）式に代入すると、変動指数Ｒを算出
することができ、この変動指数Ｒの大小により鋳型内溶
鋼湯面の変動を推定することができる。第７図は、横軸
にこの変動指数Ｒをとり、縦軸に水モデル実験により求
められた湯面変動をとって、両者の関係を示すグラフ図
である。この図から明らかなように、変動指数Ｒと湯面
変動量との間には、極めて強い相関関係が存在し、鋳造
条件因子により決まる変動指数Ｒを下に、湯面変動量を
高精度で推定することができる。湯面変動量を１乃至7m
mの範囲にすることが鋳片品質上必要であるから、変動
指数Ｒは１乃至10の範囲、好ましくは２乃至７の範囲に
入ることが必要である。As described above, the collision angle θ, the collision depth D, and the collision velocity v can be obtained under each casting condition factor. Then, by substituting this data into the equation (1), the fluctuation index R can be calculated, and the fluctuation of the molten steel level in the mold can be estimated by the magnitude of the fluctuation index R. FIG. 7 is a graph showing the relationship between the fluctuation index R on the horizontal axis and the fluctuation of the molten metal level determined by the water model experiment on the vertical axis. As is clear from this figure, there is an extremely strong correlation between the fluctuation index R and the fluctuation amount of the molten metal surface, and the fluctuation amount R determined by the casting condition factor is lower and the fluctuation amount of the molten metal surface is highly accurate. Can be estimated. Fluctuation level 1 to 7m
Since it is necessary for the quality of the slab to be in the range of m, the variation index R must be in the range of 1 to 10, preferably 2 to 7.
第８図及び第９図はこの発明の実施状態を示す図であ
り、第８図は鋳型の縦断面図、第９図は鋳型の平面図で
ある。鋳造断面が矩形のスラブ連属鋳造用鋳型２には、
その中央に浸漬ノズル１が配設されており、浸漬ノズル
１の下部に形成された吐出口が鋳型内溶鋼３に浸漬され
ている。溶鋼３上には、パウダ４が浮遊しており、溶鋼
３を保温するようになっている。溶鋼３は鋳型２により
冷却されて凝固殻６を形成し、この凝固殻６に囲まれた
未凝固溶鋼を有する鋳片は鋳難から連続的に引抜かれ
る。8 and 9 are views showing an embodiment of the present invention, FIG. 8 is a longitudinal sectional view of the mold, and FIG. 9 is a plan view of the mold. In the slab continuous casting mold 2 having a rectangular casting cross section,
A dipping nozzle 1 is arranged in the center of the dipping nozzle, and a discharge port formed in the lower portion of the dipping nozzle 1 is dipped in the molten steel 3 in the mold. The powder 4 floats on the molten steel 3 to keep the molten steel 3 warm. The molten steel 3 is cooled by the mold 2 to form a solidified shell 6, and the slab having the unsolidified molten steel surrounded by the solidified shell 6 is continuously withdrawn due to casting difficulty.
この鋳型２の長辺側の鋳型には、鋳型２を挟むように
して２対の電磁力印加装置10が設置されている。この電
磁力調整装置10は鋳型２内の溶鋼流（矢印５にて示す）
に、白抜矢印にて示す力Ｆ又はＦ′を印加する。力Ｆは
溶鋼の流動方向に対して抗する方向に作用し、溶鋼流動
に対して制動力として作用する。一方、力Ｆ′は溶鋼の
流動方向に作用し、溶鋼流動に対して加速力として作用
する、この電磁力印加装置10における力（Ｆ又はＦ′）
の方向及びその大きさは調整装置11により調整される。
演算装置12は、前述のようにして、変動指数Ｒを算出
し、この変動指数Ｒが１乃至10の範囲に入るように、電
磁力印加装置10を介して溶鋼に電磁力を印加する。鋳型
内溶鋼湯面の上方には、渦流距離計20が設置されてお
り、この渦流距離計20は実際の湯面変動を測定してこの
測定結果を変更装置13に出力する。Two pairs of electromagnetic force applying devices 10 are installed on the long side of the mold 2 so as to sandwich the mold 2. This electromagnetic force adjusting device 10 is a molten steel flow in the mold 2 (shown by an arrow 5)
, The force F or F'indicated by the white arrow is applied. The force F acts in a direction against the flow direction of the molten steel and acts as a braking force on the molten steel flow. On the other hand, the force F'acts in the flow direction of the molten steel and acts as an accelerating force for the molten steel flow (force F or F ') in the electromagnetic force applying device 10.
The direction and its size are adjusted by the adjusting device 11.
The computing device 12 calculates the variation index R as described above, and applies the electromagnetic force to the molten steel via the electromagnetic force application device 10 so that the variation index R falls within the range of 1 to 10. An eddy current distance meter 20 is installed above the molten steel level inside the mold, and this eddy current distance meter 20 measures the actual variation of the molten metal level and outputs this measurement result to the changing device 13.
この発明の実施例においては、連続鋳造操業中に、鋳
片の引抜き速度が変更されたり、又は鋳型の鋳造断面の
幅変更が実施されたりすると、変動指数Ｒが変化する。
例えば、幅変更においては、浸漬ノズルの吐出角度は変
化しないから、鋳片の引抜き速度が一定であるとする
と、鋳型の幅を狭くしたときには、溶鋼流量Ｑは減少
し、衝突位置Ｄは浅くなる。一方、浸漬ノズルと鋳型壁
との距離は減少するから、衝突速度ｖは上昇する。これ
により、変動指数Ｒは幅変更の実施前に対して変化す
る。In the embodiment of the present invention, the variation index R changes when the drawing speed of the slab is changed or the width of the casting cross section of the mold is changed during the continuous casting operation.
For example, when the width is changed, the discharge angle of the immersion nozzle does not change, so if the drawing speed of the slab is constant, the molten steel flow rate Q decreases and the collision position D becomes shallow when the width of the mold is narrowed. . On the other hand, since the distance between the immersion nozzle and the mold wall decreases, the collision speed v increases. As a result, the variation index R changes before the width change is performed.
この場合、変動指数Ｒが10、好ましくは７を超えた場
合には、湯面の変動が大きくなるので、溶鋼の衝突速度
ｖを低下させて変動指数Ｒを減少させるために、溶鋼流
動に制動力Ｆを印加する。つまり、演算装置12が変動指
数Ｒを算出し、調整装置11はこの変動指数Ｒが10又は７
以下になるのに必要な制動力Ｆを算出する。そして、電
磁力印加装置10が溶鋼流動に対してその流動方向に反対
方向に電磁力Ｆを印加し、溶鋼に制動力を印加して湯面
変動を抑制する。一方、変動指数Ｒが１又は３未満にな
ったときには、電磁力印加装置10は溶鋼流動に対してそ
の流動方向に電磁力を印加し、溶鋼に加速力を印加す
る。これにより、スラブのコーナ部の撹拌力が強化さ
れ、パウダに基づく鋳片欠陥が減少する。In this case, when the fluctuation index R exceeds 10, preferably 7, the fluctuation of the molten metal level becomes large, and therefore, in order to reduce the fluctuation index R by decreasing the collision velocity v of the molten steel, the molten steel flow is controlled. The power F is applied. That is, the arithmetic unit 12 calculates the variation index R, and the adjusting unit 11 determines that the variation index R is 10 or 7.
The braking force F required to become the following is calculated. Then, the electromagnetic force application device 10 applies an electromagnetic force F to the molten steel flow in a direction opposite to the flowing direction thereof, and applies a braking force to the molten steel to suppress the fluctuation of the molten metal surface. On the other hand, when the fluctuation index R becomes less than 1 or 3, the electromagnetic force applying device 10 applies an electromagnetic force to the molten steel flow in the flowing direction, and applies an accelerating force to the molten steel. This enhances the stirring force at the corners of the slab and reduces slab defects due to powder.
ところで、鋳造の進行につれて、浸漬ノズルが溶損
し、その吐出口の大きさ及び形状が変化してくる。そう
すると、溶鋼の吐出流量、衝突速度、衝突角度及び衝突
深さ等が、鋳造初期の状態から変化してしまい、実際の
変動指数Ｒ′が初期設定した変動指数Ｒからズレを生じ
て第７図に従って変化する。このため、湯面変動を所定
の範囲に制御すべく、第７図の関係を基に、電磁力印加
装置10の電磁力を調整して変動指数Ｒを変更しても、実
際には湯面変動はこの目標範囲からづれてしまう。By the way, as the casting progresses, the immersion nozzle melts and the size and shape of its discharge port changes. Then, the discharge flow rate of molten steel, the collision velocity, the collision angle, the collision depth, and the like change from the initial state of casting, and the actual fluctuation index R ′ deviates from the initially set fluctuation index R, and FIG. Change according to. Therefore, even if the fluctuation index R is changed by adjusting the electromagnetic force of the electromagnetic force applying device 10 based on the relationship of FIG. Fluctuations deviate from this target range.
そこで、この実施例においては、渦流距離計20により
湯面変動を実測し、その検出結果を変更装置13に出力す
る。演算装置12はそのときの鋳造条件の変動指数Ｒにお
ける湯面変動を信号化して変更装置13に出力しており、
変更装置13は各調整装置に変更指示の信号を送ってい
る。すなわち、演算装置12は、渦流距離計20により検出
された湯面変動の実測値に基づき実際の変動指数Ｒ′を
求め、さらに、この実際の変動指数Ｒ′と初期の変動指
数Ｒとの間の差分を求め、この差分に所定の係数をそれ
ぞれ掛けたものを信号として変更装置13に送る。さら
に、変更装置13は、連続鋳造設備を運転制御しているプ
ロセスコンピュータ等に出力する。さらにプロセスコン
ピュータ等は、変更指示の信号を受けると、各調整装置
11に送って鋳造条件を調整変更する。このような変更す
べき鋳造条件としては、浸漬ノズルの浸漬深さ、浸漬ノ
ズルへのガス吹き込み量、鋳造内溶湯への電磁撹拌強度
等がある。これらの鋳造条件の変更により、その時の実
際の変動指数Ｒ′に対応する湯面変動と、渦流距離計20
により実測された湯面変動とが実質的に一致するように
なる。従って、鋳造条件変更後は、実際の変動指数Ｒ′
と、湯面変動とが第７図に示す相関関係で対応し、調整
装置11による湯面変動の調整を高精度で実施することが
できる。従って、この実施例によれば、鋳型内溶鋼の湯
面を常に高精度で所定の範囲に制御することができる。Therefore, in this embodiment, the fluctuation of the molten metal surface is measured by the eddy current distance meter 20 and the detection result is output to the changing device 13. The arithmetic unit 12 converts the molten metal level variation in the variation index R of the casting conditions at that time into a signal and outputs it to the changing unit 13,
The changing device 13 sends a signal of a change instruction to each adjusting device. That is, the arithmetic unit 12 obtains the actual variation index R'based on the actual measurement value of the molten metal level variation detected by the eddy current distance meter 20, and further determines the difference between this actual variation index R'and the initial variation index R. The difference is calculated, and a product of the difference and a predetermined coefficient is sent to the changing device 13 as a signal. Further, the changing device 13 outputs the result to a process computer or the like which controls the operation of the continuous casting facility. Further, when the process computer receives the change instruction signal, each adjusting device
Send to 11 to adjust and change casting conditions. Such casting conditions to be changed include the immersion depth of the immersion nozzle, the amount of gas blown into the immersion nozzle, and the electromagnetic stirring strength of the molten metal in the casting. By changing these casting conditions, the fluctuation of the melt surface corresponding to the actual fluctuation index R'at that time and the vortex flow meter 20
As a result, the actual fluctuation of the molten metal surface substantially matches. Therefore, after changing the casting conditions, the actual fluctuation index R '
And the fluctuation of the molten metal level correspond to each other by the correlation shown in FIG. 7, and the fluctuation of the molten metal level by the adjusting device 11 can be adjusted with high accuracy. Therefore, according to this embodiment, the molten metal surface of the molten steel in the mold can always be controlled with high accuracy within a predetermined range.
なお、タンディッシュから鋳型内への溶鋼注入量を制
御するために、スライディングノズルを使用している場
合には、鋳型内において、浸漬ノズルの２個の吐出口か
ら吐出される溶鋼流の流量に相互に差が生じることがあ
る。このような偏流が発生した場合には、湯面の変動は
浸漬ノズルの左右で異なり、変動指数Ｒのみにより一義
的に推定することは困難である。しかし、第８図に示す
ように浸漬ノズル１の左右に渦流距離計20,21を設置
し、この一対の渦流距離計により湯面の変動を実測すれ
ば、湯面変動が適正範囲外になった方に合わせて変動指
数Ｒを調整する等、湯面変動の実測値を補正項に使用す
ることにより、変動指数Ｒから湯面変動を推定すること
は可能である。When a sliding nozzle is used to control the amount of molten steel injected into the mold from the tundish, the flow rate of the molten steel flow discharged from the two discharge ports of the immersion nozzle is controlled in the mold. Differences may occur between them. When such a drift occurs, the fluctuation of the molten metal surface differs depending on the left and right of the immersion nozzle, and it is difficult to uniquely estimate the fluctuation index R alone. However, if eddy current distance meters 20 and 21 are installed on the left and right of the immersion nozzle 1 as shown in FIG. 8 and the fluctuation of the molten metal surface is measured by this pair of eddy current distance meters, the fluctuation of the molten metal surface is outside the proper range. It is possible to estimate the fluctuation of the molten metal surface from the fluctuation index R by using the actual measured value of the fluctuation of the molten metal surface as the correction term, such as adjusting the fluctuation index R in accordance with the variation.
［発明の効果］ この発明によれば、連続鋳造において、鋳型内溶湯の
流動に起因する湯面変動を、溶湯流の運動量を含む変動
指数Ｒにより、高精度で推定することができる。そし
て、この変動指数Ｒが所定範囲に入るように、溶鋼に電
磁力を印加する。つまり、変動指数Ｒが大きい場合に
は、溶鋼流動に制動力を付与して変動指数Ｒを減少させ
る。一方、変動指数Ｒが小さい場合には、溶鋼流動に加
速力を印加して変動指数Ｒを大きくする。また、湯面変
動を実測しているから、鋳造の進行につれて浸漬ノズル
が溶損等しても、その変動指数Ｒと湯面変動との関係を
実測値から補正することができ、常に高精度で湯面変動
を所定の範囲に制御することができるから、高品質の鋳
片を製造することかできる。[Effects of the Invention] According to the present invention, in continuous casting, it is possible to highly accurately estimate the fluctuation of the molten metal surface caused by the flow of the molten metal in the mold, using the fluctuation index R including the momentum of the molten metal flow. Then, an electromagnetic force is applied to the molten steel so that the fluctuation index R falls within a predetermined range. That is, when the fluctuation index R is large, a braking force is applied to the molten steel flow to decrease the fluctuation index R. On the other hand, when the fluctuation index R is small, an acceleration force is applied to the molten steel flow to increase the fluctuation index R. Further, since the fluctuation of the molten metal level is measured, even if the immersion nozzle melts as the casting progresses, the relationship between the fluctuation index R and the fluctuation of the molten metal level can be corrected from the measured value. Since it is possible to control the fluctuation of the molten metal surface within a predetermined range, it is possible to manufacture a high quality slab.
第１図は変動指数Ｒを説明する図、第２図及び第３図は
浸漬ノズルを示す断面図、第４（ａ）図乃至第４（ｃ）
図は流動軌跡の回帰曲線の正当性を示すグラフ図、第５
図（ａ）及び第５図（ｂ）は浸漬ノズルへのガス吹込み
の影響を示すグラフ図、第６図は速度の回帰曲線の正当
性を示す示すグラフ図、第７図は変動指数Ｒと湯面変動
との関係を示すグラフ図、第８図及び第９図はこの発明
の実施状態を示す図である。 1;浸漬ノズル、2;鋳型、3;溶鋼、4;スラグ、6;凝固殻、
10;電磁力印加装置、11;調整装置、12;演算装置、13;変
更装置、20,21;渦流距離計FIG. 1 is a diagram for explaining the fluctuation index R, FIGS. 2 and 3 are cross-sectional views showing an immersion nozzle, and FIGS. 4 (a) to 4 (c).
The figure is a graph showing the validity of the regression curve of the flow trajectory.
Figures (a) and (b) are graphs showing the effect of gas injection into the immersion nozzle, Fig. 6 is a graph showing the validity of the regression curve of velocity, and Fig. 7 is a fluctuation index R. And FIG. 8 and FIG. 9 are graphs showing the relationship between the level change and the molten metal level change, and FIG. 1; immersion nozzle, 2; mold, 3; molten steel, 4; slag, 6; solidified shell,
10: Electromagnetic force application device, 11; Adjustment device, 12; Arithmetic device, 13; Change device, 20, 21; Eddy current distance meter
フロントページの続き (72)発明者 沖本 一生 東京都千代田区丸の内１丁目１番２号 日本鋼管株式会社内 (72)発明者 北川 融 東京都千代田区丸の内１丁目１番２号 日本鋼管株式会社内 (72)発明者 手嶋 俊雄 東京都千代田区丸の内１丁目１番２号 日本鋼管株式会社内Front page continuation (72) Inventor Issei Okimoto 1-2-2 Marunouchi, Chiyoda-ku, Tokyo Japan Steel Tube Co., Ltd. (72) Invited Toru Kitagawa 1-2-1 Marunouchi, Chiyoda-ku, Tokyo (72) Inventor Toshio Teshima 1-2-1 Marunouchi, Chiyoda-ku, Tokyo Inside Nippon Steel Tube Co., Ltd.
Claims (1)
溶湯を注入する厚肉スラブ用の連続鋳造における湯面変
動の制御方法において、 浸漬ノズルからの溶湯の吐出流量Ｑ、溶湯流が鋳型内壁
に衝突する際の衝突速度ｖ及び衝突角度θ、並びに溶湯
流が鋳型内壁に衝突する位置の湯面からの衝突深さＤの
関数として、下記（１）式で表わされる変動指数Ｒ（Q,
v,θ,D）を算出する演算工程と、 この演算工程で求めた変動指数Ｒが１〜10の範囲に入る
ように、鋳型内溶湯に対して印加すべき電磁力の方向と
大きさとを決定する工程と、 決定した結果に基づき、浸漬ノズルからの溶湯流にその
流れ方向又はその逆方向に電磁力を付与する工程と、 実際の湯面変動を検出する検出工程と、 検出した実際の湯面変動の結果に基づき、それから逆算
される実際の変動指数Ｒ′を求める工程と、 求めた実際の変動指数Ｒ′と上記の演算工程で求めた変
動指数Ｒとの差分を求める工程と、 実際の変動指数Ｒ′が１乃至10の範囲に入るように、浸
漬ノズルの浸漬深さ、浸漬ノズルへのガス吹き込み量、
鋳型内溶湯への電磁撹拌強度のうち少なくとも１つを変
更する際に、浸漬ノズルの浸漬深さ及びガス吹き込み量
を変更する場合は前記差分に基づきそれぞれの調節装置
に対して変更指示を送り、鋳型内溶湯への電磁撹拌強度
を変更する場合は前記差分に基づき電磁撹拌装置に対し
て前記決定工程で決定され前記付与工程で付与される電
磁力の方向と大きさを変更する指示を送る工程と、 を有することを特徴とする連続鋳造における湯面変動の
制御方法。 Ｒ＝ρQv（１−sinθ）/4D …（１） 但し、ρ：溶湯密度（kg/m3）、 Q:溶湯流量（m3/秒）、 v:溶湯の衝突速度（m/秒）、 θ：溶湯の衝突角度（度）、 D:溶湯の衝突深さ（ｍ）。1. A method for controlling a melt level fluctuation in continuous casting for a thick slab in which a melt is poured from a melt container into a mold through a dipping nozzle, wherein a melt discharge flow rate Q from the dipping nozzle and a melt flow are molds. As a function of the collision velocity v and the collision angle θ when colliding with the inner wall, and the collision depth D from the molten metal surface where the molten metal collides with the inner wall of the mold, the fluctuation index R (Q ,
v, θ, D) and the direction and magnitude of the electromagnetic force to be applied to the molten metal in the mold so that the fluctuation index R obtained in this calculation step falls within the range of 1-10. Based on the determined results, the molten metal flow from the immersion nozzle is given an electromagnetic force in the flow direction or in the opposite direction, a detection process to detect the actual melt level fluctuation, and a detected actual A step of obtaining an actual variation index R'which is back-calculated from the result of the level variation, and a step of obtaining a difference between the obtained actual variation index R'and the variation index R obtained in the above calculation step, The immersion depth of the immersion nozzle, the amount of gas blown into the immersion nozzle, so that the actual fluctuation index R ′ falls within the range of 1 to 10.
When changing at least one of the electromagnetic stirring strength to the molten metal in the mold, when changing the immersion depth of the immersion nozzle and the gas blowing amount, send a change instruction to each adjusting device based on the difference, When changing the electromagnetic stirring strength to the molten metal in the mold, a step of sending an instruction to the electromagnetic stirring device based on the difference to change the direction and magnitude of the electromagnetic force determined in the determining step and applied in the applying step. And a method for controlling fluctuations in the molten metal level in continuous casting. R = ρQv (1-sinθ) / 4D (1) where ρ: molten metal density (kg / m 3 ), Q: molten metal flow rate (m 3 / sec), v: molten metal collision speed (m / sec), θ: molten metal collision angle (degrees), D: molten metal collision depth (m).
Priority Applications (1)
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| JP61162297A JP2555872B2 (en) | 1986-07-10 | 1986-07-10 | Control method of fluctuation of molten metal level in continuous casting |
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|---|---|
| JPS6316841A (en) | 1988-01-23 |
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