JP5263095B2 - 連続鋳造鋳片の製造方法及び連続鋳造設備 - Google Patents

Description

本発明は、連続鋳造鋳片の製造方法及び連続鋳造設備に関するものである。

従来から、連続鋳造方法によってスラブやブルーム等の半製品（鋳片）を製造する場合に、溶鋼中に含まれていたケイ素（Ｓｉ）、マンガン（Ｍｎ）等の成分が鋳片の中心部に偏析する、いわゆる中心偏析が問題となることがある。

このような中心偏析は、内部割れや鋼材の品質の低下をもたらす原因となるため、可能な限り抑制することが好ましい。この中心偏析の抑制技術として、従来から、溶鋼の凝固末期に、長辺サポートロールにより鋳片を圧下し（軽圧下）、凝固収縮を補間し偏析を少なくする技術がある。
一般的に、二次冷却を経て軽圧下ゾーンに移動する段階で、鋳片短辺部分の温度がそれ以外の部位よりも低くなるため、短辺部分の圧下抵抗が、他の部位よりも高くなる。
そこで、短辺部分の圧下抵抗を低減するために、短辺部分を、それ以外の部位よりも緩冷却とする方法が知られている。
しかしながら、短辺部分を緩冷却すると、凝固末期の固液界面形状は平坦ではなく、その断面は眼鏡型（Ｗ型と呼称されることもある）になっていることが報告されている（非特許文献１）。

これを改善するため、圧下抵抗の不均一さに抗って圧下する目的で、軽圧下の圧下力を強くして圧延することが考えられるが、必要な圧下力は強大なものとなり、それに伴って装置自体も高強度化しなければならず費用が膨大なものとなる。また圧下ロールやロール軸受の負荷が大きくなるので、装置の破損やメンテナンス費用の増大などの問題が起こる。

圧下抵抗を下げるためには、鋳片に対して適宜加熱すればよいが、鋳片の加熱自体に関しては、従来から鋳片割れを抑制する目的で、二次冷却曲げ部や矯正部帯の入り側において鋳片コーナー部を誘導加熱あるいはバーナー加熱すること（特許文献１）、鋳片全周を誘導加熱し、表面をやわらかくしロール圧下により鋳片表面の粗さを改善する技術（特許文献２）、さらには鋳片中心部が凝固を開始する近傍で鋳片全体を加熱すること（特許文献３）が提案されている。

特開２００７−１６０３４１号公報 特開平１１−１７００１９号公報 特開昭６３−１５４２４８号公報

鋼のスラブ連続鋳造技術の最近の動向、第１５３・１５４回西山記念技術講座、日本鉄鋼協会，（１９９４），ｐ１８０−１８４．

ところで、軽圧下ゾーンに移動する前に鋳片に対しては、冷却水スプレーを施して二次冷却されるが、その冷却条件によって、軽圧下ゾーンに移動する前の鋳片の温度分布は異なっている。
まず全幅冷却と呼ばれる冷却方式では、長辺の全幅に亘って冷却水スプレーが施されるため、短辺部分の温度の低下が大きく、特にコーナー部分での温度の落ち込みは顕著である。かかる場合、短辺付近は早期に凝固してしまい、凝固完了部が短辺に存在し、しかも短辺部分の温度が低下しているため、短辺の圧下抵抗が極めて大きくなってしまう。他方、幅切り冷却と呼ばれる、長辺の両端近傍の位置に冷却水スプレーを施さないか、あるいは冷却水量を他より低減した二次冷却がなされた鋳片では、短辺部分の温度低下は全幅冷却ほどではないものの、やはり短辺部分の温度低下は避けられず、当該部分の圧下抵抗は増加していた。

このような事情の下で、軽圧下される鋳片に対して、仮に前記した特許文献１〜３の加熱技術を適用したとしても、次のような問題がある。
まず特許文献１では、コーナー部のみを加熱しているため、確かにコーナー部の温度は高くなるものの、短辺部中央部分の温度の改善（中心偏析の改善）はできない。したがって、全幅冷却された鋳片に対しては、短辺中央部分の加熱が十分ではない。
特許文献２、３については、いずれも鋳片全体もしくは長辺表面を加熱しているので、短辺部分の温度を昇温させることはできるものの、いずれも、軽圧下ゾーンよりも鋳造方向上流側で加熱しているため、軽圧下時までに冷却されて温度が低下してしまい、短辺部分の加熱を十分に行なうことはできない。また、中心偏析の改善には寄与しない長辺部分も加熱するため、エネルギーを無駄に浪費する点も否めない。

本発明はかかる点に鑑みてなされたものであり、軽圧下ロールを備えた軽圧下ゾーンを有する連続鋳造設備において、二次冷却が全幅冷却、幅切り冷却のいずれであっても、鋳片短辺部分を適切に加熱することで、圧下抵抗を低減でき、かつ、鋳片短辺部分の圧下抵抗が急激に低下しない様にすることができ、これにより圧下装置の圧下力を増強することなく、また、軽圧下ロールを高強度化することなく、軽圧下による中心偏析の低減を図ることを目的としている。

前記目的を達成するため、本発明は、軽圧下ロールを備えた軽圧下ゾーンを有する連続鋳造設備を用いて連続鋳造鋳片を製造する方法において、鋳片の両短辺の両外側に鋳片の短辺に対向して配置した誘導加熱コイルによって、少なくとも鋳片の両短辺の厚み方向の中央部を加熱するとともに、前記誘導加熱コイルの出力を制御して、前記鋳片の短辺部分の軽圧下ゾーンにおける断面平均温度が、前記鋳片の固相線温度−１００℃（固相線温度よりも１００℃低い値）以下となるように制御する、ことを特徴としている。
ちなみに、前記の断面平均温度の下限値は、前記軽圧下ロールで圧下可能な圧下抵抗となる断面平均温度以上であり、使用する軽圧下装置の圧下能力に応じて、適宜、設定することができる。

鋳片の短辺に対向して配置した誘導加熱コイルの出力を制御することで、短辺における厚み方向中心部を優先的に加熱制御することができるため、軽圧下時の圧下抵抗となっている部分を効率的に加熱することができる。これにより、軽圧下時の圧下抵抗を低減できるため、従来と同等な圧下力によって中心偏析の低減を図ることができる。なお前記誘導加熱コイルの出力の制御は、前記鋳片の短辺部分の断面平均温度に対応する圧下抵抗が、前記軽圧下ロールで圧下可能な範囲となるように制御すれば良く、全幅冷却、幅切り冷却を問わず、圧下抵抗を好適に低減することができる。したがって軽圧下ゾーンでの軽圧下ロールの圧下力を増強することなく、軽圧下による中心偏析の低減を図ることできる。

但し、本発明者の検討により、前記の断面平均温度が高すぎる場合、圧下抵抗が急激に低下することが判明した。圧下抵抗が急激に低下した状態で軽圧下すると、鋳片の熱・凝固収縮に伴う体積変化分を超えて圧下してしまうため、液相部分が上流側（鋳型側）に逆流し、これにより中心偏析が却って悪化することがわかった。そこで、鋭意、検討したところ、対象とする鋳片の固相線温度−１００℃の値を超えて昇温させると、急激に圧下抵抗が減少することを、実験的により知見した。
そこで、前記の断面平均温度の上限を、鋳片の固相線温度−１００℃（固相線温度よりも１００℃低い値）以下と規定した。
ちなみに、固相線温度は、鉄鋼便覧第３版第１巻、日本鉄鋼協会編、昭和５６年６月２０日発行丸善、ｐｐ２０５（参考文献１）に記載されている方法により算出することができる。

なお、ここでいう鋳片の短辺部分の断面平均温度の対象となる領域は、軽圧下ゾーンの始端から終端までの鋳片の短辺部分の完全凝固部位の断面平均温度である。
ここで、軽圧下ゾーンの始端とは、最も上流側の軽圧下ロールを支持しているロールセグメントの最上流側端部であり、軽圧下ゾーンの終端とは、最も下流側に位置する軽圧下ロールを支持しているロールセグメントの最下流側端部であり、したがって軽圧下ゾーンとは、これら始端と終端との間の領域である。

軽圧下ゾーンでの断面平均温度を算出する際には、短辺側の完全凝固部位について、軽圧下ゾーン始端の断面平均温度から軽圧下ゾーン終端までの断面平均温度を、細かいメッシュに分割して求め、体積分を積分して計算で求めることが理想であるが、発明者の知見では、以下に示す簡便法で算出しても、ほとんど同様な結果になることを確認しているため、以下の簡便法が適用できる。すなわち、
鋳片の軽圧下ゾーンの短辺部分の断面平均温度＝（軽圧下ゾーンの最上流側端部の断面平均温度＋軽圧下ゾーンの最下流側端部の断面平均温度）／２
ここで、鋳片の軽圧下ゾーンの短辺部分の鋳片幅方向の位置は、鋳片厚みの１／２の長さ分だけ、短辺から中心に向けて入った矩形の領域が、圧下抵抗となっている領域にほぼ相当することを知見しているため、前記の矩形領域の断面平均温度を用いても構わない。
さらに、鋳片厚み方向に関して、圧下抵抗に関与する領域は、鋳片厚み中心部を対称として、それぞれ２５ｍｍであることを知見しているため、前記の矩形領域の鋳片厚み方向について、鋳片厚み中心部を対称として、それぞれ２５ｍｍとしても構わない。

前記誘導加熱コイルによる加熱の際に、鋳片のコーナー部に対してプラズマアークを照射するようにすれば、全幅冷却の際に発生しやすいいわゆるコーナー割れの発生を防止することができる。

別な観点によれば、本発明の連続鋳造設備は、軽圧下ロールを備えた軽圧下ゾーンと、少なくとも軽圧下ゾーン内の最上流側端部において鋳片の両短辺外側に鋳片の短辺に対向して配置され、少なくとも鋳片の両短辺の厚み方向の中央部を加熱する誘導加熱コイルと、前記誘導加熱コイルの出力を制御する制御装置と、を有している。
前記誘導加熱コイルは、鋳片の鋳造方向に沿って複数備えられていても良い。

本発明によれば、軽圧下ロールを備えた軽圧下ゾーンを有する連続鋳造設備において、二次冷却が全幅冷却、幅切り冷却のいずれであっても、鋳片短辺部分を適切に加熱することで、圧下抵抗を低減でき、かつ、鋳片短辺部分の圧下抵抗が急激に低下しない様にすることができ、これにより圧下力を増強することなく、また、軽圧下装置を高強度化することなく、エネルギー効率よく軽圧下による中心偏析の低減を図ることが可能である。

実施の形態にかかる連続鋳造設備の概要を模式的に示した説明図である。 図１の連続鋳造設備において使用された誘導加熱装置の構成を模式的に示した説明図である。 （ａ）は、全幅冷却された際のメニスカスから１６ｍの位置の凝固界面を示す図、（ｂ）は、幅切り冷却された際の同位置での凝固界面を示す図、（ｃ）は、全幅冷却された際のメニスカスから２０ｍの位置の凝固界面を示す図、（ｄ）は、幅切り冷却された際の同位置での凝固界面を示す図である。 （ａ）は全幅冷却された際のメニスカスＭから１６ｍの位置の断面温度分布を示す図、（ｂ）は幅切り冷却された際の同位置での断面温度分布を示す図、（ｃ）は、全幅冷却された際のメニスカスＭから２０ｍの位置の断面温度分布を示す図、（ｄ）は、幅切り冷却された際の同位置での断面温度分布を示す図である。 （ａ）は、全幅冷却された鋳片に対して誘導加熱したときのメニスカスから１６ｍの位置の断面温度分布を示す図、（ｂ）は、同じくメニスカスから２０ｍの位置の断面温度分布を示す図である。 （ａ）は、鋳片のコーナー部から６５０ｍｍの領域を幅切り冷却した鋳片に対して誘導加熱したときのメニスカスから１６ｍの位置の断面温度分布を示す図、（ｂ）は、同じくメニスカスから２０ｍの位置の断面温度分布を示す図である。 （ａ）は、鋳片のコーナー部から１５０ｍｍの領域を冷却しない鋳片に対して誘導加熱したときのメニスカスから１６ｍの位置の断面温度分布を示す図、（ｂ）は、同じくメニスカスから２０ｍの位置の断面温度分布を示す図である。 誘導加熱装置の他にプラズマトーチを鋳片の短辺に対して斜めに配置した様子を模式的に示した説明図である。

以下、本発明の実施の形態について説明すると、図１は、実施の形態にかかる連続鋳造設備１の概要を示しており、この連続鋳造設備１は、溶鋼を貯留するタンディッシュ２と、タンディッシュ２の底部から鋳型３に対して溶鋼を注入するノズル４と、鋳型３から引き出される鋳片Ｈを通過させる鋳片通路を構成するために対向配置されている複数のロール群６、７を備えている。

鋳片Ｈを鋳片通路に沿った鋳造方向Ａに案内するように、鋳片通路の可動面側（いわゆるＬ面側）に各ロール群６が配置され、固定面側（いわゆるＦ面側）に各ロール群７がそれぞれ対向配置されている。各ロール群６、７は、複数のローラ１１を支持している複数のロールセグメント（図示せず）によって構成されている。

連続鋳造設備１においては、上流側から下流側に行くにつれて複数の二次冷却ゾーン、たとえば二次冷却ゾーンＣ１〜Ｃ７が設定されている。そして二次冷却ゾーンＣ７内には、軽圧下ゾーン２１が設定され、軽圧下ゾーン２１の下流側には切断カッター１２が設けられている。

各二次冷却ゾーンＣ１〜Ｃ７においては、鋳片Ｈに対してスプレーノズル（図示せず）によって冷却処理がなされる。このスプレーノズルは、各二次冷却ゾーンＣ１〜Ｃ７ごとにその動作、水量が制御され、鋳片Ｈに対して所望の全幅冷却、幅切り冷却が適宜施される。

軽圧下ゾーン２１は、複数のロールセグメント（図示せず）を有しており、各ロールセグメントは、複数の、たとえば４本〜８本の軽圧下ロール２２を備え、各軽圧下ロール２２は油圧シリンダ（図示せず）によって、鋳片Ｈに対して所定の圧力で圧下することが可能である。軽圧下ゾーン２１の始端は、最も上流側の軽圧下ロール２２を支持しているロールセグメントの最上流側端部であり、軽圧下ゾーン２１の終端は、最も下流側に位置する軽圧下ロール２２を支持しているロールセグメントの最下流側端部であり、軽圧下ゾーン２１は、これら始端と終端との間の領域をいう。なお軽圧下ゾーン２１においても、スプレーノズル（図示せず）によって、鋳片Ｈに対して冷却処理がなされる。

本実施の形態においては、軽圧下ゾーン２１内の入口において、図２に示したような誘導加熱装置３１が、鋳片Ｈの短辺両側に配置されている。配置数は軽圧下ゾーン２１内に任意に配置でき、軽圧下ゾーン２１内の入口に少なくとも１基の誘導加熱装置３１が設置されていればよく、軽圧下ゾーン２１の上流側の領域に、さらに予熱のために誘導加熱装置３１を配置しても良い。なお図示の都合上、図２は、鋳片Ｈの幅方向一端部の短辺Ｓ側のみを示しているが、幅方向他端部の短辺側においても同一の誘導加熱装置３１が鋳片Ｈを挟んで対向配置されている。

誘導加熱装置３１は、水冷銅シールド３２内に、縦断面がチャネル溝型の鉄心３３が収納されており、この鉄心３３の開口部が鋳片Ｈの短辺Ｓに対して、対向して配置されている。鉄心３３の開口部と鉄心３３の外方との間には、誘導加熱コイル３４が巻きつけられている。誘導加熱コイル３４に対しては、交流電源３５からの高周波交流電力が、制御装置３６を介して供給され、図２に示したように、短辺Ｓに対して、加熱することができる。誘導加熱コイル３４の出力は、制御装置３６によって制御される。
ちなみに、図２に示すように、誘導加熱コイル３４の中心位置を、短辺Ｓにおける厚み方向中心線Ｇの位置に整合させると、この中心線Ｇを線対称中心線として短辺Ｓに対して、加熱することができる。従って、軽圧下時の圧下抵抗となっている部分をより効率的に加熱することができるため、好適である。

実施の形態にかかる連続鋳造設備１の主要な構成は以上の通りであり、次にその実施方法、作用等について説明する。この連続鋳造設備１を用いて実施される連続鋳造方法は、鋳片Ｈの短辺Ｓに対して誘導加熱装置３１の出力を制御して、軽圧下ゾーン２１における鋳片Ｈの短辺Ｓ部分の断面平均温度を制御するようにして、実施される。

短辺Ｓ部分の断面平均温度を算出する際には、既述したように、（軽圧下ゾーンの最上流側端部の断面平均温度＋軽圧下ゾーンの最下流側端部の断面平均温度）／２で表すことができ、また断面平均温度の鋳片Ｈの幅方向の位置は、鋳片Ｈの厚みの１／２の長さ分、短辺Ｓから中心に向けて入った矩形の領域の断面平均温度として、算出してもよい。さらに、前記の矩形領域の鋳片厚み方向について、鋳片厚み中心部を対称として、それぞれ２５ｍｍとしても構わない。かかる場合、鋳片Ｈの温度の算出は、以下のようにして行なうことができる。

一般に連続鋳造鋳片内の温度場は、鉄鋼便覧第３版第１巻、日本鉄鋼協会編、昭和５６年６月２０日発行丸善、ｐｐ２１１−２１２（参考文献１）に記載されている方法により算出することができる。即ち、所定の過熱度を持った溶鋼を初期値として、所定の鋳造速度で移動する鋳造方向に垂直な２次元断面を解析領域として選択し、鋳型及び二次冷却ゾーンの冷却条件を２次元断面の外側の境界条件として与え、鋼の標準的物性値である熱伝導率、比熱、密度及び凝固潜熱値を用いて非定常伝熱解析を実施すれば、時間を変数とした鋳片内の温度分布や凝固固相率分布を算出することができる。

連鋳機内の抜熱分布は複雑であるが、理論と実験に基づいて、鋳造速度と冷却方式、冷却水量に応じて標準的な算出式が提唱されており、鉄鋼便覧第３版第２巻、日本鉄鋼協会編、昭和５４年１０月１５日発行丸善、ｐｐ６１８−６２３（参考文献２）に記載されている。温度分布の算出は、解析的には困難であり、一般に前記の鋳造方向に垂直な２次元断面内を格子状のセルに区切り、差分法や有限体積法などを使用して、セル中心や辺あるいは格子点の離散的な変数値を計算する数値的な解析が実施される。一方、本発明のような短辺を加熱する場合には、前記の非定常伝熱解析において、エネルギー方程式の生成項に加熱によるエネルギー入熱を代入すれば、鋳片内の温度場及び固相率分布を算出することができる。

次に、温度分布の算出のための解析条件（初期条件、境界条件、物性値）について説明する。
本実施の形態では、代表例として下記の条件において、有限体積法を用いた数値解析により、鋳片内の凝固計算を実施し、温度分布を算出した。
鋳片Ｈについては、幅２０００ｍｍ、厚み２５０ｍｍ、そして鋳造速度１ｍ／ｍｉｎ、液相線温度１７９７Ｋ（１５２４℃）、固相線温度１７６５Ｋ（１４９２℃）とし、溶鋼及び固体の鋼の物性として温度依存性の影響は小さいため、温度依存性を無視できるとして、密度７２００ｋｇ／ｍ^３、熱伝導率４１Ｗ／ｍＫ、比熱７５０Ｊ／ｋｇＫ、凝固潜熱２５１０００Ｊ／ｋｇ、という固定物性値を使用し、また、溶鋼流動及び成分偏析の影響も小さいため、これを無視できるとして解析を行った。

解析領域は矩形鋳片の半幅半厚の４分の１領域とし、解析セルサイズは１辺１ｍｍの正方形とした。解析法は有限体積法を使用し、時間については１次精度の陽解法、他は陰解法とした。

鋳型３内及び二次冷却ゾーンＣ1〜Ｃ７内の冷却条件とスプレー条件は例として、以下の条件を使用した。なお、各式は前記参考文献３に記載された実験式である。

鋳型３内の抜熱（Ｗ／ｍ^２）は、鉄鋼便覧第３版第２巻、日本鉄鋼協会編、昭和５４年１０月１５日発行丸善、ｐｐ６１８−６２３（参考文献３）の図を回帰して得られる式として、８×１０^５×（Ｖ_Ｃ／ｚ）^０．３５ で与えた。
ここでＶ_Ｃは鋳造速度（ｍ／ｍｉｎ）、ｚはメニスカスＭ（図１中のＭ）からの距離（ｍ）である。各二次冷却ゾーンＣ１〜Ｃ７でのスプレーノズル冷却帯の抜熱（Ｗ／ｍ^２）は、
１．１７＊５０３０＊ＷＤ^{０．４５１}＊（１−７．５＊１０^−３Ｔｗ）＊（Ｔ_ｆ−Ｔ_ｗ）で与えられる（参考文献３）。
空冷帯（二次冷却ゾーンＣ１〜Ｃ７内、およびそれより下流の領域において、鋳片Ｈのスプレーノズルからの冷却水がスプレーされていない部分）の抜熱（Ｗ／ｍ^２）は、
４．８８×１０^−８×（Ｔ_ｆ ^４−Ｔ_ａ ^４） ＋ ３×（Ｔ_ｆ−Ｔ_ａ）^１．２５
で与えた（参考文献３）。
ここで、ＷＤはスプレー冷却の冷却水量密度（リットル／ｍｉｎ／ｍ^２）、Ｔ_ｆは鋳片の表面温度（Ｋ）、冷却水温度Ｔ_ｗ＝３０３．１５Ｋ、空気温度Ｔ_ａ＝３０３．１５Ｋである。

スプレー冷却の冷却水量密度は、以下の設定とした。
メニスカスＭからの距離０．８ｍ〜１．１ｍ（二次冷却ゾーンＣ１）は、長辺及び短辺共に１５０リットル／ｍｉｎ／ｍ^２
メニスカスＭからの距離１．１ｍ〜２．５ｍ（二次冷却ゾーンＣ２）は、長辺のみ１２０リットル／ｍｉｎ／ｍ^２
メニスカスＭからの距離２．５ｍ〜３．５ｍ（二次冷却ゾーンＣ３）は、長辺のみ６０リットル／ｍｉｎ／ｍ^２
メニスカスＭからの距離３．５ｍ〜５ｍ（二次冷却ゾーンＣ４）は、長辺のみ２５リットル／ｍｉｎ／ｍ^２
メニスカスＭからの距離５ｍ〜７ｍ（二次冷却ゾーンＣ５）は、長辺のみ２０リットル／ｍｉｎ／ｍ^２
メニスカスＭからの距離７ｍ〜１１ｍ（二次冷却ゾーンＣ６）は、長辺のみ１５リットル／ｍｉｎ／ｍ^２
メニスカスＭからの距離１１ｍ〜２０ｍ（二次冷却ゾーンＣ７）は、鋳片Ｈの長辺のみ、全幅２０００ｍｍに対して幅中心部７００ｍｍのみ１０リットル／ｍｉｎ／ｍ^２として、外側の両短辺側を５リットル／ｍｉｎ／ｍ^２（幅切り冷却）とする条件、及び全幅２０００ｍｍを１０リットル／ｍｉｎ／ｍ^２（全幅冷却）とする条件の２条件とした。
なお、メニスカスＭからの距離０．８ｍ〜２０ｍの短辺は空冷条件とした。さらに、メニスカスＭからの距離２０ｍ以降は長辺、短辺ともに空冷条件とした。
ちなみに、軽圧下ゾーン２１は二次冷却ゾーンＣ７内に設置されており、軽圧下ゾーン２１はメニスカスＭから１５ｍ〜２０ｍの間の５ｍ長さとした。

（誘導加熱の解析条件）
誘導加熱装置３１による解析条件を以下に示す。加熱帯、すなわち鋳造方向に沿った長さは、メニスカスＭから１５ｍ〜２０ｍの間の、５ｍ長相当において短辺Ｓへの加熱入力を与えた。これは、軽圧下ゾーン２１である、メニスカスＭから１５ｍ〜２０ｍの間の５ｍ長さ相当において、誘導加熱装置３１により加熱した場合を想定している。
ちなみに、周波数には加熱効率を最大とする適正周波数が存在するため、周波数を変更させた場合の鋳片の温度上昇を計算により検討した結果、今回は２００Ｈｚが適正周波数と求まったのでこの値を採用した。また、誘導加熱コイル３４は、図２に示したように、鋳片Ｈの短辺Ｓの厚み方向の中心線Ｇに対して、対称となるように設置した場合を想定している。

誘導加熱コイル３４の巻き幅は、対となる軽圧下ロール２２間の距離、即ち鋳造厚み未満のサイズとした。これにより、短辺Ｓの鋳片厚み方向に電磁力の分布ができ、短辺Ｓの面厚み方向の中央部の温度を優先的に高くするようにした。なお交流電磁場であることから表皮効果が生ずる（参考文献４：第１２９、１３０回西山記念技術講座 電磁気力を利用したマテリアルプロセシング 社団法人日本鉄鋼協会編 平成元年４月２８日刊）。このような適正周波数および表皮効果の双方を考慮し、誘導電磁場により発生するジュール熱Ｑの分布を以下の式で与えることにした。
Ｑ＝Ｑ_０・ｅｘｐ（−２ｎ／δ）・ｅｘｐ（−２Ｃ_１Ｓ／Ｔｃ）
磁気表皮深さ（ｍ）：δ＝√｛２／（μ_０・σ・２πｆ）｝
ここで、Ｑ_０：鋳片短辺中心表面におけるジュール熱値（Ｗ／ｍ^３）、ｎ：短辺表面から鋳片幅方向の深さ（ｍ）、μ_０：真空の透磁率（４π×１０^−７）（Ｈ／ｍ）、σ：電気伝導度（Ｓ／ｍ）、π：円周率、ｆ：電磁場の周波数（Ｈｚ）、Ｔｃ：鋳片の厚み（ｍ）、Ｓ：短辺中心から短辺表面に沿う鋳片厚み方向の距離（ｍ）、Ｃ_１：鉄心を含むコイル寸法と電磁場の周波数に依存する定数（今回の２００Ｈｚの例ではＣ_１＝１とした。Ｃ_１ついては、コイル寸法と電磁場の周波数を変更させ、相関性の高い値を求めることで得られる。）
また、誘導加熱による鋳片Ｈへの熱効率は４０％であることを、別途、確認しているため、熱効率は４０％で計算を行った。

計算結果の例を以下に示す。
図３（ａ）は、全幅冷却された際のメニスカスＭから１６ｍの位置の凝固界面、図３（ｂ）は、幅切り冷却された際の同位置での凝固界面、図３（ｃ）は、全幅冷却された際のメニスカスＭから２０ｍの位置の凝固界面、図３（ｄ）は、幅切り冷却された際の同位置での凝固界面を各々示している。なお図３中、Ｌは長辺、Ｓは短辺、Ｅは液相部分、Ｋは固相部分、Ｆは凝固シェル前面、Ｒは鋳片の幅方向の中心線、Ｇは鋳片の厚み方向の中心線、Ｘは圧下の際に圧下抵抗となる部分を各々示している。

図４は、それぞれの場合の鋳片断面内の温度分布を示し、図４（ａ）は全幅冷却された際のメニスカスＭから１６ｍの位置（軽圧下ゾーンの最上流側端部から鋳造方向に１ｍの位置）の断面温度分布、図４（ｂ）は幅切り冷却された際の同位置での断面温度分布、図４（ｃ）は、全幅冷却された際のメニスカスＭから２０ｍの位置（軽圧下ゾーンの最下流側端部の位置）の断面温度分布、図４（ｄ）は、幅切り冷却された際の同位置での断面温度分布を各々示している。

これら計算結果に基づく図からわかるように、幅切り冷却の場合には、全幅冷却と比較して、短辺コーナー部の温度は相対的に高くなり、コーナーの割れを抑制できる。しかし、図４（ｄ）に示すように、短辺Ｓ付近を除く鋳片幅方向の温度分布が不均一となる。この様に、短辺Ｓ付近を除く鋳片幅方向の温度分布が不均一になると、図３（ｄ）に示すように、最終凝固部が幅方向に不均一となる。このため、鋳片を圧下した場合に、長辺Ｌの中央部の液相部分が先に圧下されてしまうために、長辺Ｌの中央部と短辺部の間の液相部分を圧下するためには、圧下ロールに大きな圧下力をかける必要がある。

一方、全幅冷却の場合には、図４（ｃ）に示すように、短辺Ｓのコーナー部の温度は下がるが、短辺Ｓ付近を除く鋳片の幅方向の温度分布は均一となる。従って、図３（ｃ）に示すように、短辺Ｓ付近を除いて終凝固部が幅方向に均一となる。但し、短辺付近は早期に凝固して凝固完了部が短辺に存在し、また、短辺付近の温度も幅切り冷却の場合より低下するため、圧下抵抗が大きくなってしまう。このため、圧下ロールに相対的に大きな圧下力で最終凝固部鋳片を圧下する必要がある。

これに対して、実施の形態に従い誘導加熱によって短辺Ｓ側の加熱を行うと、短辺Ｓの厚み方向の中央部の温度を優先的に高くできるので、圧下抵抗となっている短辺Ｓ側の凝固完了部の温度を上昇させることが可能となる。すなわち、加熱しない場合の、図３の短辺部の凝固完了部、すなわち、大きい圧下力を要する圧下抵抗となっていた部分Ｘについて、加熱によってこの部分の圧下抵抗を小さくすることができる。

すなわち前述の解析の例に従えば、全幅冷却で加熱を行った場合の断面温度分布は、図５（ａ）、図５（ｂ）に示した通りである。ここで、図５（ａ）はメニスカスＭから１６ｍの位置、図５（ｂ）はメニスカスＭから２０ｍの位置での断面温度分布を、それぞれ示している。
これによれば、加熱を行っていない場合の図４（ａ）、図４（ｃ）と比較すると、短辺付近の温度を全体的に、高くできていることがわかる。特に、圧下の際に圧下抵抗となる部分Ｘの温度を、的確に高くできていることがわかる。
そこで、軽圧下ゾーンの鋳片短辺部の断面平均温度を、上記の方法に基き、計算を行った。具体的には、
鋳片の軽圧下ゾーンの短辺部分の断面平均温度＝（軽圧下ゾーンの最上流側端部の断面平均温度＋軽圧下ゾーンの最下流側端部の断面平均温度）／２ として計算を行なった。
ここで、鋳片の軽圧下ゾーンの短辺部分は、鋳片幅方向の位置を鋳片厚みの１／２の長さ分だけ、短辺から中心に向けて入った位置とし、鋳片厚み方向の位置を鋳片厚み中心部から厚み方向へ向けて２５ｍｍの位置とし、この矩形の領域の断面平均温度を用いた。
その結果、加熱なしの場合の短辺部分の断面平均温度が１２００〜１２５０℃程度であったのに対し、加熱を行った場合の短辺部分の断面平均温度が１３５０〜１４００℃程度へと昇温されて、１５０℃程度高くなっていることがわかった。
鉄鋼便覧第３版第１巻、日本鉄鋼協会編、昭和５６年６月２０日発行丸善、ｐｐ２１７−２２４（参考文献３）によると、この加熱による温度上昇分により、圧下抵抗は、加熱なしの場合と比較すると４０〜５０％程度に減少することから、圧下力は４０〜５０％程度に減少できることがわかった。

一方、鋳片コーナーから中心に向けて６５０ｍｍ入った部分を幅切りして冷却した場合に、誘導加熱した解析例を図６（ａ）、図６（ｂ）に示す。ここで、図６（ａ）はメニスカスＭから１６ｍの位置、図６（ｂ）はメニスカスＭから２０ｍの位置での断面温度分布を、それぞれ示している。
この場合も、加熱を行っていない場合の図４（ａ）、図４（ｃ）と比較すると、やはり、短辺付近の温度を全体的に高くできており、圧下の際に圧下抵抗となる部分Ｘの温度も高くできていることがわかる。
なお前述のように、最終凝固部の均一性を保つには、冷却水の幅切りは行わないほうが良い。
また、図７（ａ）、図７（ｂ）は、コーナー部から１５０ｍｍ分、長辺側の領域に冷却水をかけない場合に、誘導加熱した結果を示す。すなわち、幅切り冷却する範囲が、図６（ａ）、図６（ｂ）よりも狭い幅の領域であるとともに、この領域に冷却水をかけない場合を示している。ここで、図７（ａ）はメニスカスＭから１６ｍの位置、図７（ｂ）はメニスカスＭから２０ｍの位置での断面温度分布を、それぞれ示している。
この様に、この程度の狭い幅の範囲の幅切り冷却であれば、最終凝固部の均一性は保たれ、さらに短辺部の温度も全体的に上昇しており、コーナー部の温度、および圧下の際に圧下抵抗となる部分Ｘの温度、のいずれも好適に上昇できていることがわかる。従って、凝固均一性と割れ抑制の双方の効果を享受することが可能である。

前記したように、誘導加熱によって鋳片Ｈの短辺Ｓに対して加熱を行なうことにより、圧下抵抗となる部分Ｘの圧下抵抗を下げることが確認できたが、過剰に短辺部の温度を高くすると、下記のような問題が生ずる。すなわち、短辺部の断面平均温度が高すぎる場合、圧下抵抗が急激に低下してしまい、軽圧下ゾーン２１の軽圧下ロール２２による圧下が過剰になってしまう。この様に、鋳片の熱・凝固収縮に伴う体積変化分を超えて圧下してしまうと、濃化溶鋼が上流側（鋳型側）に逆流し、偏析が悪化するという問題を生じてしまう。
かかる事態を防止するためには、圧下抵抗が急激に低下しない温度範囲内で、短辺加熱を行う必要がある。
そこで、鋭意、検討したところ、対象とする鋳片の温度が「固相線温度−１００℃（固相線温度よりも１００℃低い温度）」を超えると、急激に圧下抵抗が減少することを、実験的により知見した。従って、前記の断面平均温度の上限を、「前記鋳片の固相線温度−１００℃以下」とすることで、適切に鋳片の圧下抵抗を低減でき、他方で軽圧下装置の圧下能力を増強することなく、中心偏析を低減できる。

なお前記した実施の形態は、誘導加熱装置３１によって、鋳片Ｈの短辺Ｓに対してのみ加熱するものであったが、特に全幅冷却された鋳片のコーナー部の割れが懸念される場合には、図８に示したように、プラズマ加熱装置４１を併用するようにしてもよい。

すなわち、図８に示した例では、プラズマトーチＴ１、Ｔ２が短辺Ｓに対して斜めに配置されている。各プラズマトーチＴ１、Ｔ２は、トーチ側を陰極、鋳片を陽極とする直流プラズマのプラズマトーチであり、いずれも対応する直流電源４２からの電圧の印加によって、各々鋳片Ｈとの間に直流プラズマによるプラズマアークＰを形成させる。プラズマトーチＴ１、Ｔ２の出力の制御は制御装置４３によって、各々独立して制御される。

鋳片Ｈのコーナー部と各プラズマトーチＴ１、Ｔ２との間には、鋳片Ｈの鋳造方向前後、すなわちプラズマトーチＴ１、Ｔ２によって形成されるプラズマアークＰの鋳造方向の前後には、各々矩形ループ状の電磁コイル４４が相互に平行となるように設けられている。これら電磁コイル４４は、交流電源（図示せず）からの交流電流の供給によって、各プラズマアークＰに対して周期的にローレンツ力を作用させ、各プラズマアークＰを、当該交流電流の周波数に応じて、図中の往復矢印で示したように、鋳片Ｈの厚み方向に振動させる。なおプラズマアークＰが軽圧下ロール２２にかからなように、プラズマ加熱装置４１は、軽圧下ロール２２相互間のギャップ位置に設置される。

このような構成にかかるプラズマ加熱装置４１を併用することで、鋳片Ｈのコーナー部分に向けて、直接プラズマアークＰを照射して、コーナー部温度を独立して昇温させることが可能になる。したがってコーナー割れの発生を防止することが可能である。

（１）誘導加熱+全幅冷却
機長４０ｍで、垂直部２．５ｍ、湾曲部の湾曲半径７．５ｍＲを有する垂直曲げ連続鋳造機において、鋳造厚み２５０ｍｍ、鋳造幅２０００ｍｍの鋳片を鋳造速度１．２ｍ／分で鋳造した。鋳型内及び二次冷却ゾーンＣ１〜Ｃ６での冷却条件とスプレー条件は、前述の式を使用し、二次冷却ゾーンＣ７は長辺のみ、全幅２０００ｍｍに対して１０リットル／ｍｉｎ／ｍ^２の条件とした。また、軽圧下ゾーン２１も、メニスカスＭからの距離が１５ｍ〜２０ｍの間の５ｍ長さとした。

軽圧下ロール２２は６０ｔ及び１００ｔ／ロール（ロールピッチ３５０ｍｍロール径３００ｍｍ）で８本を１セグメントとし、４セグメントの区間で圧下した。鋳造後、鋳片断面のサルファープリントをとり、中心偏析を調査した。条件として、短辺加熱なし、ありで比較した。加熱域は、軽圧下ゾーン２１（メニスカスＭからの距離が１５ｍ〜２０ｍ部位）の５ｍ長さ相当域とした。鋳片Ｈへの加熱入熱量は５ｍ長さで周波数２００Ｈｚ、１５００ｋＷとした。ここで、誘導加熱による鋳片Ｈへの熱効率は４０％であることを、別途、確認しているため、熱効率は４０％とした。また、誘導加熱コイル３４の出力は、周波数２００Ｈｚ、３７５０ｋＷとした。
また、軽圧下ゾーンの鋳片短辺部の断面平均温度は、前述と同様に、以下の式を用いて計算した。
鋳片の軽圧下ゾーンの短辺部分の断面平均温度＝（軽圧下ゾーンの最上流側端部の断面平均温度＋軽圧下ゾーンの最下流側端部の断面平均温度）／２
ここで、鋳片の軽圧下ゾーンの短辺部分は、鋳片幅方向の位置を鋳片厚みの１／２の長さ分だけ、短辺から中心に向けて入った位置とし、鋳片厚み方向の位置を鋳片厚み中心部から厚み方向へ向けて２５ｍｍの位置とし、この矩形の領域の断面平均温度を用いた。
その結果、加熱なし（比較例）の場合、軽圧下ゾーンの短辺部分の断面平均温度は１２３０℃であったが、加熱あり（本発明例）の場合には、１３２５℃に上昇した。従って、前述の参考文献３によると、圧下抵抗は、加熱なしの場合と比較すると６２〜６８％程度に減少することから、圧下力は６２〜６８％程度に減少できることが確認できた。
ちなみに、ここで用いた鋳片の固相線温度は１４９２℃であったため、加熱ありの場合の断面平均温度である１３２５℃との差分は１６７℃であったため、急激に圧下抵抗の減少は起こらなかった。
一方、加熱条件を３割増加（比較例）させた場合には、軽圧下ゾーンの短辺部分の断面平均温度は１４００℃にまで上昇したため、鋳片の固相線温度との差分は９２℃であった。
また、加熱なし（比較例）の場合、ロール圧下が６０ｔの場合には最大偏析粒径は１．８ｍｍであり、１００ｔの場合には１ｍｍであった。一方、加熱条件を３割増加（比較例）させた場合、ロール圧下が６０ｔの場合には最大偏析粒径は１．６ｍｍであり、１００ｔの場合には０．９ｍｍであった。
これに対して加熱あり（本発明例）の場合にはロール圧下が６０ｔ及び１００ｔ共に、最大偏析粒径は０．５ｍｍとすることができた。鋳片コーナー部には若干の割れが観察されたが、軽微なものであった。

（２）誘導加熱+幅切り冷却
機長４０ｍの垂直部２．５ｍ、湾曲部の湾曲半径７．５ｍＲを有する垂直曲げ連続鋳造機において、鋳造厚み２５０ｍｍ、鋳造幅２０００ｍｍの鋳片を鋳造速度１．２ｍ／分で鋳造した。鋳型３内及び二次冷却ゾーンＣ１〜Ｃ６での冷却条件とスプレー条件は前述の式を使用し、二次冷却ゾーンＣ７は、全幅２０００ｍｍに対して幅中心部７００ｍｍのみ１０リットル／ｍｉｎ／ｍ^２として、外側の両短辺側を５リットル／ｍｉｎ／ｍ^２の条件とした。また、軽圧下ゾーン２１も、メニスカスＭからの距離が１５ｍ〜２０ｍの間の５ｍ長さとした。

軽圧下ロール２２は、６０ｔ及び１００ｔ／ロール（ロールピッチ３５０ｍｍロール径３００ｍｍ）で８本を１セグメントとし、４セグメントの区間で圧下した。鋳造後、鋳片断面のサルファープリントをとり、中心偏析を調査した。条件として、短辺加熱なし、ありで比較した。加熱域は、軽圧下ゾーン２１（メニスカスＭからの距離が１５ｍ〜２０ｍ部位）の５ｍ長さ相当域とした。ここで、上記と同様に、誘導加熱による鋳片Ｈへの熱効率は４０％とした。また、誘導加熱コイル３４の出力は周波数２００Ｈｚ、出力は全幅冷却より１０％少ない３３７５ｋＷとした。また、軽圧下ゾーン２１における鋳片短辺部の断面平均温度も、上記と同様の方法により計算した。
その結果、加熱なし（比較例）の場合、軽圧下ゾーン２１における短辺部分の断面平均温度は１２６５℃であったが、加熱あり（本発明例）の場合には、１３５０℃に上昇した。従って、前述の参考文献３によると、圧下抵抗は、加熱なしの場合と比較すると６６〜７２％程度に減少することから、圧下力は６６〜７２％程度に減少できることが確認できた。
ちなみに、ここで用いた鋳片の固相線温度は１４９２℃であったため、加熱ありの場合の断面平均温度である１３５０℃との差分は１４２℃であったため、急激に圧下抵抗の減少は起こらなかった。
一方、加熱条件を３割増加（比較例）させた場合には、軽圧下ゾーン２１における短辺部分の断面平均温度は１４２５℃にまで上昇したため、鋳片の固相線温度との差分は６７℃であった。
また、加熱なし（比較例）の場合、ロール圧下が６０ｔの場合には最大偏析粒径は２．４ｍｍであり、１００ｔの場合には１．６ｍｍであった。一方、加熱条件を３割増加（比較例）させた場合、ロール圧下が６０ｔの場合には最大偏析粒径は２．２ｍｍであり、１００ｔの場合には１．５ｍｍであった。
これに対して加熱あり（本発明例）の場合には６０ｔの場合には最大偏析粒径は１．８ｍｍであり、１００ｔの場合には１．２ｍｍとすることができた。また、鋳片コーナー部に割れは観察されなかった。

誘導加熱＋狭幅切り
機長４０ｍの垂直部２．５ｍ、湾曲部の湾曲半径７．５ｍＲを有する垂直曲げ連続鋳造機において、鋳造厚み２５０ｍｍ、鋳造幅２０００ｍｍの鋳片を鋳造速度１．２ｍ／分で鋳造した。鋳型３内及び二次冷却ゾーンＣ１〜Ｃ６での冷却条件とスプレー条件は、前述の式を使用し、二次冷却ゾーンＣ７では全幅２０００ｍｍに対して幅中心部１７００ｍｍのみ１０リットル／ｍｉｎ／ｍ^２として外側の両短辺側の狭幅領域には冷却水をかけない条件とした。また、軽圧下ゾーン２１も、メニスカスＭからの距離が１５ｍ〜２０ｍの間の５ｍ長さとした。

軽圧下ロール２２は６０ｔ及び１００ｔ／ロール（ロールピッチ３５０ｍｍロール径３００ｍｍ）で８本を１セグメントとし、４セグメントの区間で圧下した。鋳造後、鋳片断面のサルファープリントをとり、中心偏析を調査した。条件として、短辺加熱なし、ありで比較した。加熱域は、軽圧下ゾーン２１（メニスカスＭからの距離が１５ｍ〜２０ｍ部位）の５ｍ長さ相当域とした。ここで、上記と同様に、誘導加熱による鋳片Ｈへの熱効率は４０％とした。また、誘導加熱コイル３４の出力は周波数２００Ｈｚ、出力は幅切りなしより５％少ない３５６３．５ｋＷとした。また、軽圧下ゾーン２１における鋳片短辺部の断面平均温度も、上記と同様の方法により計算した。

その結果、加熱なし（比較例）の場合、軽圧下ゾーン２１における短辺部分の断面平均温度は１２５０℃であったが、加熱あり（本発明例）の場合には、１３６５℃に上昇した。従って、前述の参考文献３によると、圧下抵抗は、加熱なしの場合と比較すると５４〜６２％程度に減少することから、圧下力は５４〜６２％程度に減少できることが確認できた。
ちなみに、ここで用いた鋳片の固相線温度は１４９２℃であったため、加熱ありの場合の断面平均温度である１３６５℃との差分は１２７℃であったため、急激に圧下抵抗の減少は起こらなかった。
一方、加熱条件を３割増加（比較例）させた場合には、軽圧下ゾーン２１における短辺部分の断面平均温度は１４４０℃にまで上昇したため、鋳片の固相線温度との差分は５２℃であった。
また、加熱なし（比較例）の場合、ロール圧下が６０ｔの場合には最大偏析粒径は１．８ｍｍであり、１００ｔの場合には１ｍｍであった。一方、加熱条件を３割増加（比較例）させた場合、ロール圧下が６０ｔの場合には最大偏析粒径は１．６ｍｍであり、１００ｔの場合には０．９ｍｍであった。
これに対して加熱あり（本発明例）の場合には６０及び１００ｔ共に、最大偏析粒径は０．５ｍｍとすることができた。さらに、コーナー部の小さな割れ発生も皆無であった。

本発明は、軽圧下ロールを備えた軽圧下ゾーンを有する連続鋳造設備に有用である。

１ 連続鋳造設備
２ タンディッシュ
３ 鋳型
４ ノズル
６、７ ロール群
１１ ローラ
１２ 切断カッター
２１ 軽圧下ゾーン
２２ 軽圧下ロール
３１ 誘導加熱装置
３２ 水冷銅シールド
３３ 鉄心
３４ 誘導加熱コイル
３５ 交流電源
３６ 制御装置
４１ プラズマ加熱装置
４２ 直流電源
４３ 制御装置
４４ 電磁コイル
Ａ 鋳造方向
Ｃ１〜Ｃ７ 二次冷却ゾーン
Ｅ 液相部分
Ｆ 凝固シェル前面
Ｇ 鋳片の厚み方向の中心線
Ｈ 鋳片
Ｋ 固相部分
Ｌ 長辺
Ｐ プラズマアーク
Ｔ１、Ｔ２ プラズマトーチ
Ｒ 鋳片の幅方向の中心線、
Ｘ 圧下の際に圧下抵抗となる部分

Claims (5)

1. 軽圧下ロールを備えた軽圧下ゾーンを有する連続鋳造設備を用いて連続鋳造鋳片を製造する方法において、
   少なくとも軽圧下ゾーン内の最上流側端部において鋳片の両短辺の外側に鋳片の短辺に対向して配置された誘導加熱コイルによって、少なくとも鋳片の両短辺の厚み方向の中央部を加熱するとともに、
   前記誘導加熱コイルの出力を制御して、前記鋳片の軽圧下ゾーンにおける短辺部分の断面平均温度が、前記鋳片の固相線温度−１００℃以下となるように制御する、ことを特徴とする、連続鋳造鋳片の製造方法。
2. 前記鋳片の軽圧下ゾーンの短辺部分の断面平均温度が、
   （軽圧下ゾーンの最上流側端部の断面平均温度＋軽圧下ゾーンの最下流側端部の断面平均温度）／２
   の値とすることを特徴とする、請求項１に記載の連続鋳造鋳片の製造方法。
3. 前記誘導加熱コイルによる加熱の際に、鋳片のコーナー部に対してプラズマアークを照射することを特徴とする、請求項１又は２に記載の連続鋳造鋳片の製造方法。
4. 請求項１または２に記載の連続鋳造鋳片の製造方法を実施するための連続鋳造設備であって、
   軽圧下ロールを備えた軽圧下ゾーンと、
   少なくとも軽圧下ゾーン内の最上流側端部において鋳片の両短辺外側に鋳片の短辺に対向して配置され、少なくとも鋳片の両短辺の厚み方向の中央部を加熱する誘導加熱コイルと、
   前記誘導加熱コイルの出力を制御する制御装置と、を有することを特徴とする、連続鋳造設備。
5. 前記誘導加熱コイルは、鋳片の鋳造方向に沿って複数備えられていることを特徴とする、請求項４に記載の連続鋳造設備。

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