JP5263096B2 - 連続鋳造鋳片の製造方法及び連続鋳造設備 - Google Patents
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Description
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)。
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。
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。
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。
そこで、前記の断面平均温度の上限を、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。
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、軽圧下ゾーンは、これら始端と終端との間の領域である。
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。
各プラズマトーチT1〜T3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32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〜T3出力の制御は制御装置33によって、各々独立して制御される。
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/m3、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。
ここでVC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/m2)は、1.17*5030*WD0.451*(1−7.5*10−3Tw)*(Tf−Tw)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/m2)は、4.88×10−8×(Tf 4−Ta 4) + 3×(Tf−Ta)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/m2)、Tfは鋳片の表面温度(K)、冷却水温度Tw=303.15K、空気温度Ta=303.15Kである。
また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/m2
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/m2
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/m2
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/m2
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/m2
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/m2
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/m2として外側の両短辺側を5リットル/min/m2(幅切り冷却)とする条件、及び全幅2000mmを10リットル/min/m2(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14.5m〜19.5mの間の5m長さとした。
プラズマ加熱装置31によるプラズマ加熱の解析に当たっては、メニスカスMから14.5m〜15.5mの1m長相当において、鋳片Hの短辺Sへの加熱入力を与えた。すなわち、軽圧下ゾーン21の最上流側端部から下流側へ1m長さ相当において、プラズマ加熱装置31により加熱した。
具体的には、鋳造方向に1m長の領域に0.2mおきに5台のプラズマ加熱装置31を配置した。各プラズマ加熱装置について、プラズマトーチT1〜T3の各1本あたりに対して供給する電力は、中央のプラズマトーチT1に対しては、80kW、プラズマトーチT1の上下の位置するプラズマトーチT2、T3に対しては、各々100kWとした。なお短辺S中央部は鋳片表面が溶融しない範囲で設定する必要があり、その観点から計算によりここでは80kWとした。また鋳片Hのコーナー側も、割れ防止の観点から加熱しているが、鋳片Hのコーナー側の温度は、短辺S中央部よりも温度が低いので、プラズマ入力を大きくすることができ、したがってここでは、外側の2本プラズマトーチT2、T3を100kWとした。
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、Q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。
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1300〜1350℃程度へと昇温されて、100℃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60〜70%程度に減少することから、圧下力は60〜70%程度に減少できることがわかった。
この様に、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顕著に、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。
また、全幅冷却で加熱を行った場合の図5(a)、図5(b)と比較すると、コーナー部長辺側の温度を上げることができ、割れ抑制には有利になる。
(1)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/m2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14.5m〜19.5mの間の5m長さとした。
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1213℃であったが、加熱あり(本発明例)の場合には、1238℃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90〜93%程度に減少することから、圧下力は90〜93%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1238℃との差分は254℃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5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1397℃にまで上昇したため、鋳片の固相線温度との差分は95℃であった。
これに対して加熱あり(本発明例)の場合には70t及び100t共に、最大偏析粒径は0.5mmであった。また、短辺Sの温度分布が均一化された結果、加熱がない場合に比較して割れの発生頻度が半減した。割れの発生頻度とは、単位鋳片長さ(長手方向)あたりの割れの数を、相対値で表したものである。(ここでは、加熱がない場合を基準としている。以降も同様とする。)
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1700mmのみ10リットル/min/m2として外側の両短辺側は冷却水をスプレーしない条件とした。また、軽圧下ゾーン21も、メニスカスMからの距離が14.5m〜19.5mの間の5m長さとした。
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1288℃との差分は204℃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5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1447℃にまで上昇したため、鋳片の固相線温度との差分は45℃であった。
また、加熱なし(比較例)の場合、ロール圧下が70tの場合には最大偏析粒径は1.4mmであり、100tの場合には1mmであった。一方、加熱条件を5割増加(比較例)させた場合、ロール圧下が70tの場合には最大偏析粒径は1.2mm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70t及び100t共に、最大偏析粒径は0.5mmであった。また、短辺の温度分布が均一化された結果、加熱がない場合に比較して割れの発生頻度が1/3になった。
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1700mmのみ10リットル/min/m2として外側の両短辺側は冷却水をかけない幅切り冷却とした。また、軽圧下ゾーン21も、メニスカスMからの距離が14.5m〜19.5mの間の5m長さとした。
ちなみに、ここで用いた鋳片の固相線温度は1492℃であったところ、加熱ありの場合の断面平均温度である1290℃との差分は202℃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5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1449℃にまで上昇したため、鋳片の固相線温度との差分は43℃であった。
また、加熱なし(比較例)の場合、ロール圧下が70tの場合には最大偏析粒径は1.4mmであり、100tの場合には1mmであった。一方、加熱条件を5割増加(比較例)させた場合、ロール圧下が70tの場合には最大偏析粒径は1.2mm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70t及び100t共に、最大偏析粒径は0.5mmであった。また、短辺Sの温度分布が均一化された結果、加熱がない場合に比較して割れの発生がなくなった。
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 プラズマ加熱装置
32 直流電源
33 制御装置
34 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
H 鋳片
K 固相部分
L 長辺
P プラズマアーク
T1〜T3 プラズマトーチ
R 鋳片の幅方向の中心線、
Q 鋳片の厚み方向の中心線、
X 圧下の際に圧下抵抗となる部分
Claims (5)
- 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の鋳片の両短辺外側に鋳片の短辺に対向して配置された1本以上のプラズマトーチから、鋳片の短辺に対して照射されるプラズマアークを、交流磁場によって短辺厚み方向に振動させて、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、
前記短辺に対してプラズマアークを照射するプラズマトーチの出力を制御して、軽圧下ゾーンにおける鋳片の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。 - 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。
- 前記プラズマトーチ以外に、さらに他のプラズマトーチを両短辺のコーナー部に照射可能に配置し、前記鋳片のコーナー部に向け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または2に記載の連続鋳造鋳片の製造方法。
- 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、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ように、鋳片の短辺に対向して配置された1本以上のプラズマトーチと、
前記プラズマトーチから鋳片の短辺に対して照射されるプラズマアークを短辺厚み方向に振動させる、交流磁場発生装置と、
前記プラズマトーチ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。 - 請求項3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、
前記プラズマトーチ以外に、さらに他のプラズマトーチを両短辺のコーナー部に照射可能に配置されたことを特徴とする、連続鋳造設備。
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