JP5949316B2 - Manufacturing method of continuous cast slab - Google Patents
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Description
本発明は、連続鋳造プロセスの2次冷却制御における、鋳片の凝固状態(鋳片温度状態)を推定かつ制御する技術に係るものである。本発明はまた、少なくとも連続鋳造中の機内(ストランド内)の最終凝固の形状を正確に把握し、鋳片内部品質と相関の高い最終凝固形状を状態推定し、かつ制御する技術に関する。 The present invention relates to a technique for estimating and controlling a solidified state (slab temperature state) of a slab in secondary cooling control of a continuous casting process. The present invention also relates to a technique for accurately grasping at least the final solidification shape in the machine (in the strand) during continuous casting, estimating the state of the final solidification shape having a high correlation with the slab internal quality, and controlling it.
連続鋳造における鋳片の凝固状態のオンライン推定計算は、従来から様々な方法が提案されている。例えば特許文献1には次の計算方法が記載されている。すなわち、連続鋳造中のストランド内に所定長さの鋳込みが進行する毎に鋳込み方向(鋳片長手方向)に垂直な計算(断)面を発生させる。そして、発生させた各計算面が、鋳込み方向に連続して設定された複数のゾーンをそれぞれ通過し、さらに次のゾーン入側境界に到達した時点で、計算面が直前に通過したゾーンの平均冷却条件を基に該計算面内の2次元凝固計算を行う。更に、計算面内の温度分布を、次のゾーン以降で行う凝固計算の初期値として与え、順次計算面内の凝固計算を行って、最終ゾーン入側境界での計算面内の温度分布を求める。
Various methods have been proposed for on-line estimation calculation of the solidification state of a slab in continuous casting. For example,
また特許文献2には、連続鋳造における凝固状態をシミュレートする演算手段において、少なくとも1点の鋳片表面温度を測定する手段を用いて、表面温度の計算値とその測定温度とが一致するように熱流束分布を修正する演算手段を有する凝固計算方法が開示されている。
ここで、最終凝固位置を常時把握することは、鋼種によって偏析などの品質異常防止のため、また鋳片長手方向の適切な位置において適切な鋳片圧下を行うために必要とされている。また生産性向上のため、機端位置の手前ぎりぎりで鋳造を行っている鋼種においては、機端抜けによる鋳片膨らみなどのトラブルを防止出来る最終凝固位置を機内に収めるために、最終凝固位置の把握が必要である。
Further, in
Here, it is necessary to always grasp the final solidification position in order to prevent quality abnormalities such as segregation depending on the steel type and to perform appropriate slab reduction at an appropriate position in the slab longitudinal direction. Also, in order to improve productivity, in the steel grades that are cast just before the machine end position, the final solidification position of the final solidification position can be kept in the machine so that troubles such as slab bulge due to machine end loss can be prevented. A grasp is necessary.
また最終凝固形状は鋳片内部の成分偏析などの品質異常と相関が強いと考えられ、例えば凝固形状の凹凸が大きいほど成分偏析が大きいとされている。そのため、品質異常防止・品質管理のため、凝固形状の常時把握が求められている。 The final solidified shape is considered to have a strong correlation with quality abnormalities such as component segregation inside the slab. For example, the larger the unevenness of the solidified shape, the larger the component segregation. For this reason, in order to prevent quality abnormalities and quality control, it is necessary to constantly grasp the solidification shape.
最終凝固位置や凝固形状の推定を目的として、連続鋳造(以下、CCとも略記する)中の鋳片の内部温度計測の方法としては様々提案されているものの、使用環境が高温多湿であるがゆえに、操業中に常時使用できるものは未だない。
例えば、超音波センサを使用して最終凝固状態を推定する方法では、十分な信号強度を得るには、超音波センサを鋳片から8mm以内の位置に設置する必要があり、そのため、センサは800℃程度の高温環境下にさらされる。冷却水で冷却するなどの対策をとっても、連続使用する場合、センサが故障するケースが多い。また最終凝固形状の幅方向の分布を計測するには、幅方向に多数の超音波センサを設置するか、もしくはセンサを幅方向に自動的に動作させる必要がある。その場合、各幅方向位置でセンサを鋳片から適切な距離に自動的に保つのは難しい。
このため、特許文献1に記載のような凝固計算によってしか内部状態を推定できないのが現状である。このような凝固計算の調整においては、鋳片に鋲打ちなどして、凝固位置を確認して現実との一致性を補償したり、一時的に超音波などによる断面平均温度計測を実施したりして調整が実施される。そして、一旦調整が行われると、計算結果を信用した実操業を行う。
Although various methods have been proposed for measuring the internal temperature of slabs during continuous casting (hereinafter abbreviated as CC) for the purpose of estimating the final solidification position and solidification shape, the usage environment is high temperature and humidity. There is still nothing that can be used at all times during operation.
For example, in the method of estimating the final solidification state using an ultrasonic sensor, in order to obtain a sufficient signal strength, the ultrasonic sensor needs to be installed at a position within 8 mm from the slab. Exposed to high temperature environment of about ℃. Even if measures such as cooling with cooling water are taken, there are many cases where the sensor fails when used continuously. In order to measure the distribution in the width direction of the final solidified shape, it is necessary to install a large number of ultrasonic sensors in the width direction or to automatically operate the sensors in the width direction. In that case, it is difficult to automatically keep the sensor at an appropriate distance from the slab at each position in the width direction.
For this reason, it is the present condition that an internal state can be estimated only by the solidification calculation as described in
しかしながら、鋳造条件の変更や冷却機器の変更、あるいは経年劣化、一時的な故障など、計算調整が行われた時点と異なる状態が発生し、計算による凝固状態の推定結果が実際の凝固状態と異なる状況が発生するという問題がある。
ここで特許文献2には、上記のように計算により推定した凝固状態と実際の凝固状態とのずれを表面温度計測値によって修正する方法が記載されている。しかし、この特許文献2には、冷却による熱流束を温度誤差に基づいて直接修正する方法が記載されているものの、特許文献2に記載の方法では、最終凝固位置や形状の推定はできない。
However, conditions such as changes in casting conditions, cooling equipment, aging deterioration, temporary failures, etc. occur differently from the time of calculation adjustment, and the estimation result of the solidification state by calculation differs from the actual solidification state There is a problem that the situation occurs.
Here,
また磁場による鋳型内の流量制御や2次冷却制御においては、凝固位置で最終凝固形状がフラットになる、つまり長手方向の最終凝固位置が幅方向で凹凸なく均一になるように設計、設定を行っているが、実際の操業においては、鋳型内で発生する幅方向むらやスプレーつまり、ロール間の流れ水の影響などにより長手方向、幅方向の冷却むらが発生し、最終凝固位置や形状が変化する。最終凝固位置・形状は鋳片品質に関わる指標であり、その常時把握は、品質管理や品質向上のための最終凝固位置・形状の管理制御に必要である。
本発明は、上記のような問題点に着目してなされたもので、連続鋳造における最終凝固位置、および最終凝固形状をより精度良く推定し、その推定結果によって鋳造制御することを目的とする。
Also, in the flow rate control and secondary cooling control in the mold by magnetic field, the final solidification shape is flat at the solidification position, that is, the final solidification position in the longitudinal direction is uniform and uniform in the width direction. However, in actual operation, unevenness in the width direction and spray generated in the mold, that is, cooling unevenness in the longitudinal direction and width direction occurs due to the influence of flowing water between the rolls, and the final solidification position and shape change. To do. The final solidification position / shape is an index related to the slab quality, and its constant grasp is necessary for management control of the final solidification position / shape for quality control and quality improvement.
The present invention has been made paying attention to the problems as described above, and it is an object of the present invention to estimate the final solidification position and final solidification shape in continuous casting with higher accuracy and control casting based on the estimation result.
上記課題を解決するために、本発明の連続鋳造鋳片の製造方法の一態様は、鋳片を軽圧下するための軽圧下帯が備えられた連続鋳造機の操業条件を用いて鋳造方向の上流側から下流側に向けて複数の鋳片断面の温度分布を推定計算し、その推定計算から最終凝固位置および形状を予測しながら、鋳片の凝固完了位置を軽圧下帯の範囲内に制御して溶鋼を連続鋳造する連続鋳造鋳片の製造方法であって、
鋳片幅方向の表面温度分布を計測し、この計測された表面温度実測値と鋳片断面の温度分布の上記推定計算結果の上記表面温度分布計測位置における表面温度推定値との誤差が最小となるように、鋳片断面の温度分布の計算値を修正し再推定計算することにより、最終凝固位置および形状の予測精度を向上させて最終凝固の形状を予測し、
上記予測した最終凝固の形状に基づき、浸漬ノズルからの溶鋼吐出流に対する、鋳型の長辺に沿って鋳型の短辺側から浸漬ノズル側へ向かって水平方向に磁界を移動させることによって発生する制動力を調整して、最も上流側の凝固完了位置と最も下流側の凝固完了位置との差が、予め設定した設定長さ以下になるように鋳片の凝固完了位置の幅方向形状を制御し、
鋳片断面の温度分布の計算値を修正し再推定計算するにあたっては、
上記表面温度分布計測位置より上流で、かつ最終凝固位置より上流である位置を定め、上記誤差が最小となるように該定めた上流位置での鋳片断面の温度分布の計算値を修正し、該修正された上流位置での鋳片断面の温度分布の計算値を用いて再推定計算することを特徴とする。
In order to solve the above-mentioned problem, one aspect of the method for producing a continuous cast slab of the present invention is the use of the operating conditions of a continuous caster equipped with a light reduction belt for lightly reducing the slab in the casting direction. Estimate and calculate the temperature distribution of multiple slab cross sections from the upstream side to the downstream side, predict the final solidification position and shape from the estimated calculation, and control the solidification completion position of the slab within the range of the light pressure zone And a continuous casting slab manufacturing method for continuously casting molten steel,
The surface temperature distribution in the slab width direction is measured, and the error between the measured surface temperature measured value and the estimated surface temperature value at the surface temperature distribution measurement position in the estimated calculation result of the temperature distribution of the slab cross section is minimized. By correcting the calculated value of the temperature distribution of the slab cross section and re-estimating, the final solidification position and shape prediction accuracy can be improved to predict the final solidification shape,
Based on the predicted shape of the final solidification, the control generated by moving the magnetic field in the horizontal direction from the short side of the mold toward the immersion nozzle along the long side of the mold for the molten steel discharge flow from the immersion nozzle. By adjusting the power, the width direction shape of the solidification completion position of the slab is controlled so that the difference between the solidification completion position on the most upstream side and the solidification completion position on the most downstream side is equal to or less than a preset length. ,
In correcting and recalculating the calculated temperature distribution of the slab cross section,
Determine the position upstream of the surface temperature distribution measurement position and upstream of the final solidification position, and correct the calculated value of the temperature distribution of the slab cross section at the determined upstream position so that the error is minimized , Re-estimation calculation is performed using the calculated value of the temperature distribution of the slab cross section at the corrected upstream position.
また、本発明の連続鋳造鋳片の製造方法の一態様は、鋳片を軽圧下するための軽圧下帯が備えられた連続鋳造機の操業条件を用いて鋳造方向の上流側から下流側に向けて複数の鋳片断面の温度分布を推定計算し、その推定計算から最終凝固位置および形状を予測しながら、鋳片の凝固完了位置を軽圧下帯の範囲内に制御して溶鋼を連続鋳造する連続鋳造鋳片の製造方法であって、
鋳片幅方向の表面温度分布を計測し、この計測された表面温度実測値と鋳片断面の温度分布の上記推定計算結果の上記表面温度分布計測位置における表面温度推定値との誤差が最小となるように、鋳片断面の温度分布の計算値を修正し再推定計算することにより、最終凝固位置および形状の予測精度を向上させて最終凝固の形状を予測し、
上記予測した最終凝固の形状に基づき、浸漬ノズルからの溶鋼吐出流に対する鋳型の長辺に沿って鋳型の短辺側から浸漬ノズル側へ向かって水平方向に磁界を移動させることによって発生する制動力の調整、及び2次冷却の幅切り量の調整の少なくとも一方の調整を実施して、最も上流側の凝固完了位置と最も下流側の凝固完了位置との差が、予め設定した設定長さ以下になるように鋳片の凝固完了位置の幅方向形状を制御し、
鋳片断面の温度分布の計算値を修正し再推定計算するにあたっては、
上記表面温度分布計測位置より上流で、かつ最終凝固位置より上流である位置を定め、上記誤差が最小となるように該定めた上流位置での鋳片断面の温度分布の計算値を修正し、該修正された上流位置での鋳片断面の温度分布の計算値を用いて再推定計算することを特徴とする。
Further, one aspect of the method for producing a continuous cast slab of the present invention is that the upstream casting direction is used in the casting direction from the upstream side in the casting direction using the operating conditions of the continuous casting machine provided with the light reduction belt for lightly reducing the slab. Estimate and calculate the temperature distribution of multiple slab cross-sections, and predict the final solidification position and shape from the estimation calculation, while controlling the solidification completion position of the slab within the range of the light pressure zone and continuously casting molten steel A continuous casting slab manufacturing method comprising:
The surface temperature distribution in the slab width direction is measured, and the error between the measured surface temperature measured value and the estimated surface temperature value at the surface temperature distribution measurement position in the estimated calculation result of the temperature distribution of the slab cross section is minimized. By correcting the calculated value of the temperature distribution of the slab cross section and re-estimating, the final solidification position and shape prediction accuracy can be improved to predict the final solidification shape,
Based on the predicted shape of final solidification, the braking force generated by moving the magnetic field in the horizontal direction from the short side of the mold toward the immersion nozzle along the long side of the mold for the molten steel discharge flow from the immersion nozzle The difference between the most upstream solidification completion position and the most downstream solidification completion position is equal to or less than a preset set length. The width direction shape of the solidification completion position of the slab is controlled so that
In correcting and recalculating the calculated temperature distribution of the slab cross section,
Determine the position upstream of the surface temperature distribution measurement position and upstream of the final solidification position, and correct the calculated value of the temperature distribution of the slab cross section at the determined upstream position so that the error is minimized , Re-estimation calculation is performed using the calculated value of the temperature distribution of the slab cross section at the corrected upstream position.
また、本発明の連続鋳造鋳片の製造方法の一態様は、鋳片を軽圧下するための軽圧下帯が備えられた連続鋳造機を用い、鋳型に注入された溶鋼を、引き抜きながら2次冷却を行うことで凝固させ、鋳片の凝固完了位置を軽圧下帯の範囲内に制御して溶鋼を連続鋳造する連続鋳造鋳片の製造方法であって、
少なくとも上記2次冷却の冷却条件に基づく熱流束を使用した熱伝達モデルによって、鋳造方向の上流側から下流側に向けて複数の鋳片断面の温度分布を計算して、上記鋳片の最終凝固位置及び形状を推定すると共に、鋳片長手方向における予め設定した計測位置での鋳片幅方向の温度分布を計測し、
上記計測位置における上記熱伝達モデルで計算した推定温度と上記計測した鋳片幅方向の温度分布とが一致するように、上記熱流束の鋳片幅方向の熱流束分布を補正して鋳片断面の温度分布を再計算することで、最終凝固形状を推定し、
上記推定した最終凝固形状に基づき、浸漬ノズルからの溶鋼吐出流に対する、鋳型の長辺に沿って鋳型の短辺側から浸漬ノズル側へ向かって水平方向に磁界を移動させることによって発生する制動力を調整して、最も上流側の凝固完了位置と最も下流側の凝固完了位置との差が、予め設定した設定長さ以下になるように鋳片の凝固完了位置の幅方向形状を制御し、
上記2次冷却は、複数の冷却ゾーンによって実施され、
上記熱流束分布の倍率を補正するための熱流束分布の補正係数di(i:幅方向補正位置)を上記各冷却ゾーン毎に個別に設定し、
上記補正係数diは、上記熱流束の熱伝達係数に乗算する係数であって該乗算することで熱流束の倍率を補正し、且つ上記幅方向補正位置iを2以上設定することで、上記熱流束分布の倍率が補正されることを特徴とする。
Moreover, one aspect of the method for producing a continuous cast slab according to the present invention is a secondary casting process using a continuous casting machine provided with a light reduction belt for lightly reducing the slab while drawing the molten steel injected into the mold. It is a method for producing a continuous cast slab that solidifies by cooling, continuously casts molten steel by controlling the solidification completion position of the slab within the range of the light pressure lower zone,
By calculating the temperature distribution of a plurality of slab cross sections from the upstream side to the downstream side in the casting direction by a heat transfer model using a heat flux based on the cooling condition of at least the secondary cooling, the final solidification of the slab While estimating the position and shape, measure the temperature distribution in the slab width direction at a preset measurement position in the slab longitudinal direction,
The slab cross section is corrected by correcting the heat flux distribution in the slab width direction of the slab width direction so that the estimated temperature calculated by the heat transfer model at the measurement position matches the measured temperature distribution in the slab width direction. By recalculating the temperature distribution of the
Based on the estimated final solidification shape, the braking force generated by moving the magnetic field in the horizontal direction from the short side of the mold toward the immersion nozzle along the long side of the mold for the molten steel discharge flow from the immersion nozzle Adjusting the width direction shape of the solidification completion position of the slab so that the difference between the solidification completion position on the most upstream side and the solidification completion position on the most downstream side is equal to or less than a preset set length,
The secondary cooling is performed by a plurality of cooling zones,
A heat flux distribution correction coefficient di (i: width direction correction position) for correcting the magnification of the heat flux distribution is set individually for each of the cooling zones ,
The correction coefficient di is a coefficient by which the heat transfer coefficient of the heat flux is multiplied. By multiplying the correction coefficient di, the magnification of the heat flux is corrected, and the width direction correction position i is set to 2 or more. The bundle distribution magnification is corrected .
ここで、「計測位置での推定温度と、上記温度分布計測手段で計測した鋳片幅方向の温度分布とが一致するように、」とは当該一致の状態を目標として処理、つまり一致する状態に近付くように処理を行うことを指す。
また、「一致する」とは、熱伝達モデルで推定した上記計算位置での推定温度と、上記温度分布計測手段で計測した鋳片幅方向の温度分布との差が、例えば、鋳片の幅方向端部50mmを除いて±10℃以内の状態、好ましくは±5℃以内となっている状態である。
Here, “so that the estimated temperature at the measurement position matches the temperature distribution in the slab width direction measured by the temperature distribution measuring means” means that the matching state is processed, that is, the matching state It means to perform processing so as to approach.
Further, “match” means that the difference between the estimated temperature at the calculation position estimated by the heat transfer model and the temperature distribution in the slab width direction measured by the temperature distribution measuring means is, for example, the width of the slab. The state is within ± 10 ° C., preferably within ± 5 ° C., excluding the direction end of 50 mm.
また、本発明の連続鋳造鋳片の製造方法の一態様は、鋳片を軽圧下するための軽圧下帯が備えられた連続鋳造機を用い、鋳型に注入された溶鋼を、引き抜きながら2次冷却を行うことで凝固させ、鋳片の凝固完了位置を軽圧下帯の範囲内に制御して溶鋼を連続鋳造する連続鋳造鋳片の製造方法であって、
少なくとも上記2次冷却の冷却条件に基づく熱流束を使用した熱伝達モデルによって、鋳造方向の上流側から下流側に向けて複数の鋳片断面の温度分布を計算して、上記鋳片の最終凝固位置及び形状を推定すると共に、鋳片長手方向における予め設定した計測位置での鋳片幅方向の温度分布を計測し、
上記計測位置における上記熱伝達モデルで計算した推定温度と上記計測した鋳片幅方向の温度分布とが一致するように、上記熱流束の鋳片幅方向の熱流束分布を補正して鋳片断面の温度分布を再計算することで、最終凝固形状を推定し、
上記推定した最終凝固形状に基づき、浸漬ノズルからの溶鋼吐出流に対する鋳型の長辺に沿って鋳型の短辺側から浸漬ノズル側へ向かって水平方向に磁界を移動させることによって発生する制動力の調整、及び2次冷却の幅切り量の調整の少なくとも一方の調整を実施して、最も上流側の凝固完了位置と最も下流側の凝固完了位置との差が、予め設定した設定長さ以下になるように鋳片の凝固完了位置の幅方向形状を制御し、
上記2次冷却は、複数の冷却ゾーンによって実施され、
上記熱流束分布の倍率を補正するための熱流束分布の補正係数di(i:幅方向補正位置)を上記各冷却ゾーン毎に個別に設定し、
上記補正係数diは、上記熱流束の熱伝達係数に乗算する係数であって該乗算することで熱流束の倍率を補正し、且つ上記幅方向補正位置iを2以上設定することで、上記熱流束分布の倍率が補正されることを特徴とする。
Moreover, one aspect of the method for producing a continuous cast slab according to the present invention is a secondary casting process using a continuous casting machine provided with a light reduction belt for lightly reducing the slab while drawing the molten steel injected into the mold. It is a method for producing a continuous cast slab that solidifies by cooling, continuously casts molten steel by controlling the solidification completion position of the slab within the range of the light pressure lower zone,
By calculating the temperature distribution of a plurality of slab cross sections from the upstream side to the downstream side in the casting direction by a heat transfer model using a heat flux based on the cooling condition of at least the secondary cooling, the final solidification of the slab While estimating the position and shape, measure the temperature distribution in the slab width direction at a preset measurement position in the slab longitudinal direction,
The slab cross section is corrected by correcting the heat flux distribution in the slab width direction of the slab width direction so that the estimated temperature calculated by the heat transfer model at the measurement position matches the measured temperature distribution in the slab width direction. By recalculating the temperature distribution of the
Based on the estimated final solidification shape, the braking force generated by moving the magnetic field in the horizontal direction from the short side of the mold toward the immersion nozzle along the long side of the mold with respect to the molten steel discharge flow from the immersion nozzle. After adjusting at least one of the adjustment and the width adjustment amount of the secondary cooling, the difference between the solidification completion position on the most upstream side and the solidification completion position on the most downstream side is less than or equal to a preset set length. Control the width direction shape of the solidification completion position of the slab so that
The secondary cooling is performed by a plurality of cooling zones,
A heat flux distribution correction coefficient di (i: width direction correction position) for correcting the magnification of the heat flux distribution is set individually for each of the cooling zones ,
The correction coefficient di is a coefficient by which the heat transfer coefficient of the heat flux is multiplied. By multiplying the correction coefficient di, the magnification of the heat flux is corrected, and the width direction correction position i is set to 2 or more. The bundle distribution magnification is corrected .
このとき、鋳片長手方向に沿って上記計測位置を2箇所以上設定し、その各計測位置でそれぞれ鋳片幅方向の温度分布を計測すると共に、各計測位置毎に、上記熱伝達モデルで推定した推定温度と上記計測した鋳片幅方向の温度分布とが一致するように、上記熱流束の鋳片幅方向の熱流束分布を補正するようにしても良い。 At this time, two or more measurement positions are set along the slab longitudinal direction, the temperature distribution in the slab width direction is measured at each measurement position, and is estimated by the heat transfer model for each measurement position. as the temperature distribution of the estimated temperature and the measured the slab width direction that matches may be corrected heat flux distribution in the slab width direction of the heat flux.
また、上記予め設定した設定長さは2mとすれば良い。 Also, setting the length set above previously it may be set to 2m.
本発明によれば、鋳片幅方向の実測温度を用いてモデルのパラメータを補正することで、推定した最終凝固位置・形状をリアルタイムに監視し、それらに基づき鋳型に設置された磁場力や2次冷却の幅切り量を制御することで、鋳片幅方向の凝固完了位置の形状を平坦化しながら鋳造することができ、その結果、鋳片の中心偏析などの品質異常を発生させない鋳造条件の修正が可能となる。 According to the present invention, the estimated final solidification position and shape are monitored in real time by correcting the parameters of the model using the actually measured temperature in the slab width direction, and the magnetic field force installed in the mold and 2 By controlling the width of the next cooling, it is possible to cast while flattening the shape of the solidification completion position in the width direction of the slab.As a result, the casting conditions that do not cause quality abnormalities such as center segregation of the slab Can be modified.
本発明の実施形態を図面を参照しながら説明する。
(第1実施形態)
図1は、本発明が適用される垂直曲げ型連鋳機の構成例を示す図である。図中、1はタンディッシュ、2は鋳型、3は浸漬ノズル、4は表面温度分布計測器、5は鋳片、6はサポートロール、および7〜13は冷却ゾーンをそれぞれ表す。
Embodiments of the present invention will be described with reference to the drawings.
(First embodiment)
FIG. 1 is a diagram showing a configuration example of a vertical bending type continuous casting machine to which the present invention is applied. In the figure, 1 represents a tundish, 2 represents a mold, 3 represents an immersion nozzle, 4 represents a surface temperature distribution measuring instrument, 5 represents a cast piece, 6 represents a support roll, and 7 to 13 represent cooling zones.
垂直曲げ型連鋳機では、タンディッシュ1の下方に鋳型2が設けられ、タンディッシュ1の底部に鋳型2への溶鋼供給口となる浸漬ノズル3が設けられている。そして、鋳型2の下方には、サポートロール6が設置されている。冷却ゾーン7〜13は、それぞれ分割された2次冷却帯を構成している。
各冷却ゾーンには、複数のスプレーまたはエアミストスプレー用のノズルが配置されており、スプレーノズルから鋳片の表面に2次冷却水が噴霧される。なお、冷却ゾーンにおいて、反基準面側(上面側)の冷却ゾーンをaで表示し、基準面側(下面側)をbで表示している。
In the vertical bending type continuous casting machine, a
In each cooling zone, a plurality of spray or air mist spray nozzles are arranged, and secondary cooling water is sprayed from the spray nozzle to the surface of the slab. In the cooling zone, the cooling zone on the side opposite to the reference surface (upper surface side) is indicated by a, and the reference surface side (lower surface side) is indicated by b.
また、図1では合計7つの冷却ゾーンを示しているが、これは概念図であり、実際の連鋳機のゾーン数は機長などによりいくつに分割されるかは様々である。
さらに、鋳片5を軽圧下するための、圧下ロール(軽圧下ロール)が設置されている。すなわち、本実施形態の連続鋳造機は、図1に示すように、サポートロール6の一部として鋳片5を軽圧下するための軽圧下帯16が設置されている。軽圧下帯16は複数組のサポートロール6で構成され、対向するサポートロール6のロール間の間隔が鋳片5の鋳造方向下流側に向かって徐々に狭くなるように設定され、鋳片5に対して圧下力を付加することの可能な構造になっている。
なお、軽圧下帯16とは、対向するサポートロール6のロール間の間隔(「ロール間隔」と云う)が鋳片5の鋳造方向下流側に向かって徐々に狭くなるように設定され、鋳片5に対して圧下力を付与することの可能なサポートロール6の群である。
Further, FIG. 1 shows a total of seven cooling zones, but this is a conceptual diagram, and the number of zones of an actual continuous casting machine is divided into various numbers depending on the length of the machine.
Furthermore, a reduction roll (light reduction roll) for lightly reducing the
The light pressure
また上記鋳型2は、図22及び図23に示すように、長手方向で対向する鋳型長辺2aと、この鋳型長辺2a内に内装され且つ短手方向で対向する鋳型短辺2bとから構成され、この鋳型2の上方所定位置にタンディッシュ1が配置されている。タンディッシュ1の底部には上ノズル21が設置され、そして、上ノズル21の下面に接して、固定板22、摺動板23及び整流ノズル24からなる浸漬ノズル3が配置され、更に、浸漬ノズル3の下面に接して、下部に一対の吐出孔19を有する浸漬ノズル3が配置され、タンディッシュ1から鋳型2への溶鋼流出孔25が形成されている。浸漬ノズル3の内壁面へのアルミナ付着防止のために、上ノズル21、固定板22、浸漬ノズル3等から溶鋼流出孔25内にArガスや窒素ガス等の非酸化性ガスが吹き込まれている。
Further, as shown in FIGS. 22 and 23, the
鋳型長辺2aの背面には、移動磁場発生装置40が配置されている。その移動磁場発生装置40は、浸漬ノズル3を境として鋳型長辺2aの幅方向左右で2つに分割された合計4基、配置されている。その移動磁場発生装置40は、その鋳造方向の中心位置を吐出孔19の直下位置とし、鋳型長辺2aを挟んで対向して配置されている。それぞれの移動磁場発生装置40は電源(図示せず)と結線されており、電源から供給される電力により、移動磁場発生装置40から印加される磁場強度及び磁場移動方向がそれぞれ個別に制御されるようになっている。
A moving
この移動磁場発生装置40により印加される磁場は移動磁場であり、浸漬ノズル3からの溶鋼吐出流31に制動力を与えるべく磁場を印加する場合には、図24に示すように、移動磁場の移動方向を鋳型短辺2b側から浸漬ノズル3側とし、一方、浸漬ノズル3からの溶鋼吐出流31に加速力を与えるべく磁場を印加する場合には、図25に示すように、移動磁場の移動方向を浸漬ノズル3側から鋳型短辺2b側とする。なお、図24及び図25は、磁場の移動方向を鋳型2の真上から示した図であり、図中の矢印が磁場の移動方向を表している。
The magnetic field applied by the moving
また、幅切りのための2次冷却スプレーノズルを備える。
2次冷却のスプレーノズル60は、図26に示すように、鋳造方向に並んだサポートロール6の各間隙に鋳片5の幅方向で2箇所設置されており、鋳片長辺面に対してその高さ位置が変更可能な構造になっている。この場合、スプレーノズル60は、スプレーノズル60の噴霧角度を2θとしたときに、鋳片5の中心を通り、鋳片長辺面に垂直な線Z−Z’に対して角度θの方向に移動しながら昇降するようになっており、その高さ位置を任意に変更することで、任意の幅切り量で噴霧することができる。例えば、図26に示すようにスプレーノズル60の先端位置が高さH1 の場合には幅切り量は幅W1 となり、高さ位置が高さH2 の場合には幅切り量は幅W2 となる。図26では鋳片5の反対面側(下面側)のスプレーノズルを図示していないが、反対側も同一の構造になっている。また、図26ではスプレーノズル60が鋳片幅方向に2箇所の例で説明したが、3箇所以上の場合にも、構造が若干複雑にはなるが、同様な方法で幅切り量を調整することができる。なお、幅切り量を調整する方法は、このようなスプレーノズル60を移動する方法に限る訳ではなく、例えば鋳片幅方向に多数のスプレーノズルを設置しておき、幅切り位置に該当するスプレーノズルからの噴霧を止めるようにすることも可能であり、また、鋳片表面とスプレーノズルとの間に可動式の遮蔽板を設置しても可能である。
Moreover, the secondary cooling spray nozzle for width cutting is provided.
As shown in FIG. 26, the secondary
スラブ表面温度分布計測器4は、例えば機端におけるスラブの幅方向表面温度分布を計測する温度計である。これに用いる温度計は、直接温度分布を計測できる放射温度計でも部分計測の温度計をスキャンする方法でも、さらに縦波超音波や横波超音波を用いた超音波透過時間の温度依存性を利用した鋼板内部温度計であっても、幅方向の温度分布を計測できるものであれば、計測方式は問わない。 The slab surface temperature distribution measuring instrument 4 is, for example, a thermometer that measures the surface temperature distribution in the width direction of the slab at the machine end. The thermometer used for this is a radiation thermometer that can directly measure the temperature distribution or a method that scans a partial measurement thermometer, and also uses the temperature dependence of ultrasonic transmission time using longitudinal and transverse ultrasonic waves. Even if it is the steel plate inside thermometer which was made, if the temperature distribution of the width direction can be measured, a measuring system will not be ask | required.
CC(連鋳機)の2次冷却計算は、例えば、単位長さ(鋳造方向)にスライスされた鋳片断面を考え、鋳造中のストランド内の場所に応じて、水冷、空冷、ミスト冷却、ロール抜熱などで様々な状況での境界条件の熱流束を与えて、以下の式(1)に示す2次元伝熱方程式を解くことで実施される。 The secondary cooling calculation of CC (continuous casting machine) considers, for example, the cross section of a slab sliced in unit length (casting direction), and depending on the location in the strand during casting, water cooling, air cooling, mist cooling, It is implemented by giving a heat flux of boundary conditions in various situations such as heat removal from a roll and solving a two-dimensional heat transfer equation shown in the following equation (1).
このとき、スライスされた単位長さの断面を連続的に次々と発生させ、計算することによって、非定常温度計算も実現することができる。現在、計算機能力が飛躍的に向上しており、水冷実績データ、鋳造速度、タンディッシュ(T/D)溶鋼温度などの操業条件をオンラインで取り込み、リアルタイムで2次冷却計算を実施することが可能となっている。この計算により、鋳片の最終凝固位置がどこにあるかを、固相線温度を用いることで算出することが可能である。 At this time, unsteady temperature calculation can also be realized by generating and calculating sliced cross sections of unit length one after another. Currently, the calculation capability is dramatically improved, and it is possible to import the operating conditions such as water cooling performance data, casting speed, tundish (T / D) molten steel temperature online and perform secondary cooling calculation in real time. It has become. By this calculation, it is possible to calculate where the final solidification position of the slab is by using the solidus temperature.
本実施形態では、この2次冷却計算の温度推定値と実測した温度を用いて2次冷却計算を修正する方法を先ず提供する。図2は、本発明に基づく実施形態に係る連続鋳造の最終凝固予測方法の考え方を示す図である。ここでは、機端に近い位置の鋳片表面温度として温度計測個所を記述してあるが、機内の温度計測であっても構わない。
計算は、まず鋳造方向単位長さの2次元断面スライス1枚ごとをメニスカスから機端まで連続して温度計算を行う。すなわち、2次冷却計算全体を一度実行し、上流境界条件・機端表面温度分布を計算する。
In the present embodiment, first, a method for correcting the secondary cooling calculation using the estimated temperature value of the secondary cooling calculation and the actually measured temperature is provided. FIG. 2 is a diagram showing the concept of the method for predicting the final solidification of continuous casting according to the embodiment of the present invention. Here, the temperature measurement location is described as the slab surface temperature at a position close to the machine end, but temperature measurement in the machine may be used.
First, the temperature is calculated continuously from the meniscus to the machine end for each two-dimensional cross-sectional slice of the unit length in the casting direction. That is, the entire secondary cooling calculation is executed once to calculate the upstream boundary condition and the end surface temperature distribution.
次に、機内あるいは機端部温度計により、幅方向表面温度分布を計測する。
そして、表面温度観測位置における鋳片表面温度計算値と表面温度実測値の差を誤差面積などで評価関数とし、その値を用いて評価する。その評価関数値が小さくなるように温度計測位置より上流で、最終凝固すなわちクレータエンド(以下、CEとも略記する)の位置よりも上流の適当な位置を定め、その断面の温度分布を修正する。 この断面の温度
分布修正と温度誤差の評価関数による評価の繰り返しにより、評価関数が最小となる温度分布を算出(最適化計算)し、その温度分布に基づいて再計算した結果を、もっとも誤差の少ない温度とする。
このようにして、評価関数を最小にする上流位置の断面温度分布が得られたならば、その位置から下流へ向かって操業条件に沿った冷却計算を再度実施して最終凝固位置・形状を算出する。
Next, the surface temperature distribution in the width direction is measured with an in-machine or end-of-machine thermometer.
Then, the difference between the slab surface temperature calculated value and the surface temperature actual measurement value at the surface temperature observation position is used as an evaluation function based on an error area or the like, and evaluation is performed using the value. An appropriate position upstream of the position of the final solidification, that is, the crater end (hereinafter also abbreviated as CE) is determined upstream of the temperature measurement position so that the evaluation function value becomes small, and the temperature distribution of the cross section is corrected. The temperature distribution that minimizes the evaluation function is calculated (optimization calculation) by correcting the temperature distribution of the cross section and evaluating the temperature error repeatedly, and the result of recalculation based on the temperature distribution is the most error-free. Reduce the temperature.
In this way, when the cross-sectional temperature distribution at the upstream position that minimizes the evaluation function is obtained, the cooling calculation according to the operation conditions is performed again from the position downstream to calculate the final solidification position and shape. To do.
図3は、最適化計算およびCEの位置・形状を予測しつつ鋳片幅方向形状制御を行う処理の流れを示す図である。
Step100では、CE位置より上流の位置を定め温度分布を仮定して与える。そして、Step101で、温度モデルによる機端表面温度分布を推定計算する。推定計算した表面温度分布と実測した表面温度分布と比較し、その誤差を評価関数を用いて評価する(Step102)。
FIG. 3 is a diagram showing a flow of processing for performing shape control in the slab width direction while predicting optimization calculation and the position and shape of CE.
In
そして、評価関数の収束性を判断し、収束と判断されない場合には、上流温度分布を修正する(Step103)。
修正後は、Step101へ戻り、Step102で収束と判断されるまで繰り返す。収束と判断されれば、収束した温度条件で再計算して、最終的にCEの位置・形状予測を終了する(Step104)。このようにして、制約を満足して評価関数を最小にする上流位置の断面温度分布が得られたならば、その位置から下流へ向かって操業条件に沿った冷却計算を再度実施して、最終凝固位置・形状の予測精度を上げることができる。
Step103における、上流位置の断面温度分布の具体的修正方法の一例を以下に示す。
Then, the convergence of the evaluation function is determined. If the convergence is not determined, the upstream temperature distribution is corrected (Step 103).
After the correction, the process returns to Step 101 and is repeated until it is determined at Step 102 that convergence has occurred. If it is determined that convergence has occurred, recalculation is performed under the converged temperature condition, and finally the CE position / shape prediction is terminated (Step 104). In this way, if the cross-sectional temperature distribution at the upstream position that satisfies the constraints and minimizes the evaluation function is obtained, the cooling calculation is performed again according to the operation condition from the position toward the downstream, and the final calculation is performed. Prediction accuracy of solidification position and shape can be improved.
An example of a specific method for correcting the cross-sectional temperature distribution at the upstream position in Step 103 is shown below.
まず、幅方向を計算メッシュより粗い指定した数で分割し、分割区間は一定温度として近似する方法で幅方向表面温度を与え、これを求める変数とする。
次に、厚み方向の分布は最初に計算した鋳片温度の、指定された上流位置の厚み方向の分布を2次関数近似した関数を用いて厚み方向中央部までの温度を決定するものとした。なお、ここでは2次関数近似をしているが、厚み方向の温度分布は、表面冷却の状況に応じて計算で得られた分布形状をそのまま利用しても良いし、適切な修正を行って用いても良い(具体的方法として、厚み方向のメッシュ間の温度比率を保存する方法などが考えられる)。
First, the width direction is divided by a specified number coarser than the calculation mesh, and the divided section is given a width direction surface temperature by a method of approximating it as a constant temperature, and this is used as a variable to be obtained.
Next, as for the distribution in the thickness direction, the temperature up to the central portion in the thickness direction is determined using a function that approximates the distribution in the thickness direction at the specified upstream position of the slab temperature calculated at first with a quadratic function. . Although quadratic function approximation is used here, the temperature distribution in the thickness direction may use the distribution shape obtained by calculation according to the surface cooling state as it is, or make an appropriate correction. (A specific method may include a method of storing a temperature ratio between meshes in the thickness direction).
また、用いる最適化手法は、非線形最適化手法ならばどんな手法でもかまわない。例えば、逐次2次計画法などが考えられる。そして、評価関数には、機端指定場所の幅方向温度分布実測データと、同じ位置の表面温度計算結果の誤差面積を用いたり、分割した幅方向の温度誤差の二乗和などが考えられる。このほか収束条件に温度制約を与えて、観測データと計算データの誤差が適切に温度範囲に入ることを制約として与えることも可能である。さらに、変数である上流位置の表面温度や厚み方向の中心温度にも上下限制約を入れることもできる。 Any optimization method may be used as long as it is a nonlinear optimization method. For example, sequential quadratic programming can be considered. As the evaluation function, the width direction temperature distribution actual measurement data at the machine end designated location and the error area of the surface temperature calculation result at the same position, the square sum of the divided temperature errors in the width direction, and the like can be considered. In addition, it is also possible to give a temperature constraint to the convergence condition, and to give a constraint that the error between the observation data and the calculation data appropriately falls within the temperature range. Furthermore, upper and lower limits can also be placed on the upstream surface temperature and the center temperature in the thickness direction, which are variables.
本実施形態では、更に、Step105にて、上記予測した鋳片幅方向の最終凝固形状から、最短凝固完了位置及び最長凝固完了位置を求め、最短凝固完了位置と最長凝固完了位置との差、即ち両者間の距離に応じて、この差が設定長さ以下まで小さくなるように、次の(1)〜(3)のいずれかの処理を行う。
(1)リニア型交流移動磁場発生装置40によって磁場を印加する、または磁場の強度若しくは印加パターンを変更し、鋳型内の溶鋼流動を調整する。
(2)2次冷却の幅切り量を変更する。
(3)リニア型交流移動磁場発生装置40により鋳型内の溶鋼流動を調整すると同時に2次冷却の幅切り量を変更する。
In this embodiment, further, in Step 105, the shortest solidification completion position and the longest solidification completion position are obtained from the predicted final solidification shape in the slab width direction, and the difference between the shortest solidification completion position and the longest solidification completion position, that is, In accordance with the distance between the two, the following processing (1) to (3) is performed so that the difference becomes smaller than the set length.
(1) A magnetic field is applied by the linear AC moving
(2) Change the width of secondary cooling.
(3) Adjusting the flow of molten steel in the mold by the linear AC moving
(実施例)
本発明に基づく第1実施形態を適用した具体例を次に説明する。
図4は、機端の放射温度計計測位置の表面温度の予測値と実測値との比較図である。
この例は、最適化計算すなわち上流温度分布の修正を行っていない例であり、表面温度の実測と計算で温度の値に差が生じており、幅方向の分布の仕方も異なっていることが分かる。このような状況では計算結果からCE位置形状を予測しても実態と合っているという保証はない。
これに対して、図5は、本発明に係る最終凝固予測方法を適用した予測値と実測値との比較図である。前述のアルゴリズムに従い、幅方向の変数を15点にして、最適化計算(逐次2次計画法)を行い実測値と計算値の誤差最小となるように、上流境界でのスラブ断面温度分布を修正したものである。
(Example)
Next, a specific example to which the first embodiment based on the present invention is applied will be described.
FIG. 4 is a comparison diagram between the predicted value and the actual measurement value of the surface temperature at the radiation thermometer measurement position at the aircraft end.
This example is an example in which optimization calculation, that is, correction of the upstream temperature distribution is not performed, there is a difference in the temperature value between the actual measurement and calculation of the surface temperature, and the distribution method in the width direction is also different. I understand. In such a situation, even if the CE position shape is predicted from the calculation result, there is no guarantee that it matches the actual situation.
On the other hand, FIG. 5 is a comparison diagram between a predicted value and an actually measured value to which the final coagulation prediction method according to the present invention is applied. According to the algorithm described above, the slab cross-section temperature distribution at the upstream boundary is corrected so that the error between the actual measurement value and the calculation value is minimized by performing optimization calculation (sequential quadratic programming) with 15 variables in the width direction. It is a thing.
ここで、温度合わせこみに用いる幅方向の変数(幅方向メッシュ)については、点の間隔が50〜100mmであれば良い。本例では、半幅1000mmに対して15点としたので、点の間隔が約70mmである。これは、内部での幅方向伝熱があるため、表面に現れる計測温度も幅方向において50〜100mm以下のピッチとすると、極端な差が発生しないためである。一方、細かいピッチに設定すると、計算負荷が増大し、所望の計算時間内に計算が終了しないケースが発生するといった問題がある。
表面温度の計算結果は全般に上昇し、温度計測点のある部分では数値計算結果と一致する温度計算が実現されている。評価関数で指定した表面温度の差が着実に小さくなるような計算が、非線形最適化計算で実現できることが分かる。
Here, with respect to the variable in the width direction (width direction mesh) used for temperature matching, the distance between the dots may be 50 to 100 mm. In this example, since the number of points is 15 for a half width of 1000 mm, the distance between the points is about 70 mm. This is because there is heat transfer in the width direction inside, so that if the measured temperature appearing on the surface is set to a pitch of 50 to 100 mm or less in the width direction, an extreme difference does not occur. On the other hand, when a fine pitch is set, there is a problem that the calculation load increases and there is a case where the calculation does not end within a desired calculation time.
The calculation result of the surface temperature generally increases, and a temperature calculation that matches the numerical calculation result is realized at a part where the temperature measurement point is present. It can be seen that calculation that steadily reduces the difference in surface temperature specified by the evaluation function can be realized by nonlinear optimization calculation.
そして、図6は、クレータエンド位置・形状の変化を示す図である。図6(a)は、図4に対応する最適化前、図6(b)は、図5に対応する最適化後のCE位置をそれぞれ示すものであり、横軸はメニスカスからの距離、そして縦軸は幅方向位置で凝固完了位置を示している。
最初の計算温度が実測表面温度より低いため、最適化計算によって温度を修正することで計算温度が上昇し、その結果クレータエンド位置も下流に伸びる結果となっている。このように、表面温度計測位置での計算結果と実測値が一致するならば、スラブ内部の温度状態によってきまるCE位置・形状の予測の妥当性が期待される。
And FIG. 6 is a figure which shows the change of a crater end position and shape. 6 (a) shows the CE position after optimization corresponding to FIG. 4, FIG. 6 (b) shows the CE position after optimization corresponding to FIG. 5, the horizontal axis is the distance from the meniscus, and The vertical axis indicates the solidification completion position in the width direction position.
Since the first calculated temperature is lower than the actually measured surface temperature, the calculated temperature rises by correcting the temperature by optimization calculation, and as a result, the crater end position also extends downstream. Thus, if the calculation result at the surface temperature measurement position matches the actual measurement value, the validity of the CE position / shape prediction determined by the temperature state inside the slab is expected.
このように、高精度にCE位置・形状が予測できるならば、鋳造条件(スプレー条件、軽圧下条件、鋳造速度、モールド電磁攪拌強度など)を様々変更し、この形状がどのように変化していくかを把握することができる。これによって、クレータエンド形状がフラットで中心偏析の少ない鋳片製造条件を定めることができ、優れた品質のスラブを提供することが可能になる。 In this way, if the CE position and shape can be predicted with high accuracy, the casting conditions (spray conditions, light rolling conditions, casting speed, mold electromagnetic stirring strength, etc.) can be changed in various ways, and how these shapes change. You can figure out how it will go. This makes it possible to define the slab manufacturing conditions with a flat crater end shape and little center segregation, and to provide an excellent quality slab.
本実施形態では、更に、上記予測した鋳片幅方向の最終凝固形状から、最短凝固完了位置及び最長凝固完了位置を求め、最短凝固完了位置と最長凝固完了位置との差、即ち両者間の距離に応じて、この差が設定長さ以下まで小さくなるように、現在の操業状態での各装置の操作量の余裕等を考慮して、次の(1)〜(3)のいずれかの処理を行う。
(1)リニア型交流移動磁場発生装置40によって磁場を印加する、または磁場の強度若しくは印加パターンを変更し、鋳型内の溶鋼流動を調整する。
(2)2次冷却の幅切り量を変更する。
(3)リニア型交流移動磁場発生装置40により鋳型内の溶鋼流動を調整すると同時に2次冷却の幅切り量を変更する。
In the present embodiment, the shortest solidification completion position and the longest solidification completion position are obtained from the predicted final solidification shape in the slab width direction, and the difference between the shortest solidification completion position and the longest solidification completion position, that is, the distance between the two. Depending on the above, any one of the following processes (1) to (3) is performed in consideration of a margin of the operation amount of each device in the current operation state so that the difference becomes smaller than the set length. I do.
(1) A magnetic field is applied by the linear AC moving
(2) Change the width of secondary cooling.
(3) Adjusting the flow of molten steel in the mold by the linear AC moving
具体的には、鋳片5の幅方向の短辺面寄りに最長凝固完了位置が存在する場合には、浸漬ノズルからの吐出流を減速させるように移動磁場を印加するかこの磁場強度を強くする、或いは、幅切り量を小さくする。逆に、鋳片5の幅方向の中央部寄りに最長凝固完了位置が存在する場合には、浸漬ノズルからの吐出流を増速させるように移動磁場を印加するかこの磁場強度を強くする、或いは、幅切り量を大きくして対処する。鋳型内の溶鋼流動は浸漬ノズルからの吐出流により左右されているので、吐出流の流速を制御することにより鋳型内溶鋼の全体の流動を制御することができる。幅切り量を小さくする場合、幅切り量をゼロ即ち幅切りしないで凝固完了位置長さを調整してもよいが、特に、直送圧延のための鋳片5を鋳造している場合には、鋳片5のコーナー部の温度を確保する観点から幅切り量の最小量を100mm程度とすることが好ましい。
Specifically, when the longest solidification completion position exists near the short side surface in the width direction of the
通常、最短凝固完了位置及び最長凝固完了位置の鋳片幅方向位置は鋳造中にも変化する。しかし、スプレーノズル60の詰まりなどがない状態で鋳片5を冷却している場合には、一般的に最短凝固完了位置は鋳片幅中央部に存在し、一方、最長凝固完了位置は、鋳片短辺面から200mm前後離れた位置に存在することが多い。そのため、凝固完了位置の幅方向形状は図27に示すようなW型になっている。但し、この場合に凝固完了位置形状は鋳片5の中心に対して左右で対称ではなく、図27に示すように幅方向左右で差が生じることが多い。このような場合に、最短凝固完了位置と最長凝固完了位置との差は厳密には図中の差L1であるが、磁場の強度及び印加パターン、或いは、幅切り量を変更する際に、差L1及び差L2のどちらを基準としてもよい。このような場合には、どちらを基準としても溶鋼流動及び幅切り量の対応処置は同様になるからである。
Normally, the shortest solidification completion position and the position of the longest solidification completion position in the slab width direction also change during casting. However, when the
加えて更に中心偏析を軽減するために鋳片5を軽圧下する場合には、最短凝固完了位置が連続鋳造機の軽圧下帯16の中央部ないし出口側となるように鋳造速度及び2次冷却水量を調整し、更に、移動磁場による鋳型内溶鋼の流動制御または幅切り量の調整若しくは両者を調整して、最短凝固完了位置と最長凝固完了位置との差を小さくさせ、最長凝固完了位置を軽圧下帯16の範囲内に制御する。この場合、最短凝固完了位置と最長凝固完了位置との差は小さいほど中心偏析が軽減されるため、最短凝固完了位置と最長凝固完了位置との差を2m以下に制御することが好ましい。
以上説明したように、本発明によれば鋳片幅方向の凝固完了位置の形状を平坦化しながら鋳片5を製造することが可能であり、中心偏析の改善並びに連続鋳造機の生産性の向上等の副次的効果を得ることができる。
In addition, when the
As described above, according to the present invention, it is possible to manufacture the
(第2実施形態)
次に、本発明に基づく第2実施形態について図面を参照して説明する。
図7は、本発明に基づく鋳片5の凝固状態推定装置が適用される連鋳機の一例を示す概要図である。図7では、連鋳機として垂直曲げ型連鋳機を例示している。但し、図1と同じものには同一の符号を使用している。
(Second Embodiment)
Next, 2nd Embodiment based on this invention is described with reference to drawings.
FIG. 7 is a schematic diagram showing an example of a continuous casting machine to which the solidification state estimation device for the
(連鋳機の構成)
図7に示すように連鋳機では、タンディッシュ1の下方に鋳型2が設けられ、タンディッシュ1の底部に鋳型2への溶鋼供給口となる浸漬ノズル3が設けられている。鋳型2の下方には、複数のサポートロール6が設置され、その複数のサポートロール6に沿って鋳片5が所定の引抜き速度で引き抜かれる。符号7〜15は、それぞれ分割された冷却ゾーンであり2次冷却ゾーンを構成する。その各冷却ゾーンには複数のスプレーまたはエアミストスプレー用ノズルなどの冷却ノズル(不図示)が配置されており、各冷却ノズルから鋳片5の表面に2次冷却水が噴霧されることで、目標とする鋳片5の2次冷却が実施される。なお、図7では、反基準面側(上面側)の冷却ゾーンをaで表示し、基準面側(下面側)をbで表示している。また図7では冷却ゾーンが合計9ゾーンの場合を例示しているが、ゾーン数はこれに限定されない。実際の連鋳機のゾーン数は、機長などによって、いくつに分割されるかは様々である。
(Configuration of continuous casting machine)
As shown in FIG. 7, in the continuous casting machine, a
また鋳片5を軽圧下するための、圧下ロール(軽圧下ロール)が設置されている。すなわち、本実施形態の連続鋳造機は、図1に示すように、サポートロール6の一部として鋳片5を軽圧下するための軽圧下帯16が設置されている。軽圧下帯16は複数組のサポートロール6で構成され、対向するサポートロール6のロール間の間隔が鋳片5の鋳造方向下流側に向かって徐々に狭くなるように設定され、鋳片5に対して圧下力を付加することの可能な構造になっている。なお、軽圧下帯16とは、対向するサポートロール6のロール間の間隔(「ロール間隔」と云う)が鋳片5の鋳造方向下流側に向かって徐々に狭くなるように設定され、鋳片5に対して圧下力を付与することの可能なサポートロール6の群である。
Further, a reduction roll (light reduction roll) for lightly reducing the
また上記鋳型及びその周りの構造は、上記第1実施形態と同様である(図22及び図23参照)。
すなわち、鋳型長辺2aの背面に4基の移動磁場発生装置40が配置され、それぞれの移動磁場発生装置40は電源(図示せず)と結線されて、移動磁場制御部からの指令に基づき、電源から供給される電力により、移動磁場発生装置40から印加される磁場強度及び磁場移動方向がそれぞれ個別に制御されるようになっている。
The mold and the surrounding structure are the same as in the first embodiment (see FIGS. 22 and 23).
That is, four moving
この移動磁場発生装置40により印加される磁場は移動磁場であり、浸漬ノズル3からの溶鋼吐出流31に制動力を与えるべく磁場を印加する場合には、図24に示すように、移動磁場の移動方向を鋳型短辺2b側から浸漬ノズル3側とし、一方、浸漬ノズル3からの溶鋼吐出流31に加速力を与えるべく磁場を印加する場合には、図25に示すように、移動磁場の移動方向を浸漬ノズル3側から鋳型短辺2b側とする。なお、図24及び図25は、磁場の移動方向を鋳型2の真上から示した図であり、図中の矢印が磁場の移動方向を表している。
The magnetic field applied by the moving
また幅切りのための2次冷却スプレーノズル60を、第1実施形態と同様な構成で備える(図26参照)。
また、鋳片長手方向における予め設定した1箇所に対し、温度分布計測手段を構成する温度計4bが配置されている。温度計4bは、機内における鋳片5の幅方向表面温度分布を計測する。温度計4bとしては、直接温度分布を計測できる放射温度計やサーモグラフィが例示でき、幅方向温度分布が計測可能であればどのような計器でも構わない。
なお、図7においては、鋳片長手方向に沿った2箇所に対し、それぞれ温度分布計測手段を構成する温度計4a、4bが配置されている場合を例示している。これは、後述の第3実施形態で用いる2つの温度計4a、4bを図7に併せて図示しているためである。もちろん、本第1実施形態で使用する温度計が符号4aの温度計であっても良い。
Moreover, the secondary
Moreover, the
In addition, in FIG. 7, the case where the
符号20は、連鋳制御部である。
連鋳制御部20は、2次冷却制御部20Aと、凝固状態推定部20Bと、移動磁場制御部20Cと、2次冷却幅切り制御部20Dと、を備える。
2次冷却制御部20Aは、製造管理用制御部21からの指令に基づき、上記各冷却ゾーンでの2次冷却を制御する。例えば各冷却ゾーンでの出側温度がその位置での目標温度となるように冷却条件が設定される。この冷却条件は、凝固状態推定部20Bにも入力される。
The continuous
The secondary
凝固状態推定部20Bは、凝固状態推定部本体20Baと熱流束分布補正部20Bbとを備える。
凝固状態推定部本体20Baは、少なくとも2次冷却の冷却条件に基づき熱流束を求めつつ、その求めた熱流束を使用した熱伝達モデルによって、鋳片5の凝固状態(温度状態)を推定する。
The solidification
The solidification state estimation part main body 20Ba estimates the solidification state (temperature state) of the
また、熱流束分布補正部20Bbは、凝固状態推定部本体20Baで使用する熱流束の幅方向分布を補正する。具体的には、上記温度計4bの計測位置における上記熱伝達モデルによって計算した鋳片表面の推定温度と、上記温度計4bで計測した鋳片幅方向の表面温度分布とが一致するように、上記熱流束の鋳片幅方向の熱流束分布を補正する。
なお、上記凝固状態推定部本体20Baは、上記熱流束分布補正部20Bbで補正係数が変更される度に、再度作動して、再計算を実施することで出力値を修正する。
Further, the heat flux distribution correction unit 20Bb corrects the width direction distribution of the heat flux used in the solidified state estimation unit body 20Ba. Specifically, the estimated temperature of the slab surface calculated by the heat transfer model at the measurement position of the
The solidification state estimation unit body 20Ba operates again each time the correction coefficient is changed by the heat flux distribution correction unit 20Bb, and corrects the output value by performing recalculation.
ここで、通常の連続鋳造の2次冷却計算は、例えば、鋳片長手方向(鋳造方向)に沿って単位長さでスライスされた鋳片断面を考え、鋳造中のストランド内の場所に応じて、水冷、空冷、ミスト冷却、ロール抜熱などからなる2次冷却条件によるスラブ表面での境界条件を示す式(2)に基づき熱流束を求め、その求めた熱流束を使用して、式(4)の2次元伝熱方程式を解くことで実施される。 Here, the secondary cooling calculation of normal continuous casting is, for example, considering a cross section of a slab sliced at a unit length along the slab longitudinal direction (casting direction), and depending on the location in the strand during casting. The heat flux is obtained based on the equation (2) indicating the boundary condition on the slab surface by the secondary cooling condition comprising water cooling, air cooling, mist cooling, heat removal from the roll, etc., and using the obtained heat flux, the equation ( This is performed by solving the two-dimensional heat transfer equation of 4).
ただし、式(2)中の温度に関する値であるφは、下記の式(3)で表すことが出来る。このため、式(2)を後述の式(4)に適用する際に、温度は式(3)のような置き換えを行っている。 However, φ, which is a value related to temperature in the equation (2), can be expressed by the following equation (3). For this reason, when formula (2) is applied to formula (4) described later, the temperature is replaced as in formula (3).
ここで、
Q :熱流束
κ :熱伝導率
κd:基準温度での熱伝導率
h :熱伝達係数
T :モデル表面温度
Ta:雰囲気温度
である。
here,
Q: heat flux κ: thermal conductivity κ d : thermal conductivity at reference temperature h: heat transfer coefficient T: model surface temperature Ta: ambient temperature
ここで、
c:比熱
ρ:密度
κ:熱伝導率
T:温度
t:時間
x、y:座標
である。
here,
c: Specific heat ρ: Density κ: Thermal conductivity T: Temperature t: Time x, y: Coordinates
そして、式(2)における熱伝達係数hは、水冷、空冷、ミスト冷却などの冷却方式、冷却操作量、ロール抜熱量などの2次冷却条件によって決定される。上記(2)式に基づく(4)式による2次冷却計算によって、鋳片5の内部温度分布を求め、更にその内部温度分布と溶鋼成分で決定される固相線温度から完全凝固位置を算出する。
また、上記(2)〜(4)式を用いて、スライスされた単位長さの断面を鋳片長手方向に沿って連続的に次々と発生させ、計算することによって、鋳造速度変化時などの非定常における温度計算も実現することができる。現在計算機能力が飛躍的に向上しており、水冷実績データ、鋳造速度、タンディッシュ溶鋼温度などの操業条件をオンラインで取り込み、リアルタイムで2次冷却計算、最終凝固計算が可能である。
And the heat transfer coefficient h in Formula (2) is determined by secondary cooling conditions, such as cooling methods, such as water cooling, air cooling, and mist cooling, the amount of cooling operations, and heat removal from a roll. Obtain the internal temperature distribution of the
In addition, by using the above formulas (2) to (4), the sliced unit length of the cross section is continuously generated along the slab longitudinal direction one after another, and calculated, thereby changing the casting speed and the like. Unsteady temperature calculation can also be realized. At present, the calculation capability has improved dramatically, and the operating conditions such as water cooling performance data, casting speed and tundish molten steel temperature can be taken online, and the secondary cooling calculation and final solidification calculation can be performed in real time.
本実施形態では、上記2次冷却条件による境界条件による熱流束の式として、(2)式の代わりに下記(5)式を使用する。
Qij =dih(T −Ta) ・・・(5)
ここで、
di :熱伝達係数の補正係数(初期値は「1」)
i :幅方向補正位置
j :長手方向位置
である
In the present embodiment, the following equation (5) is used instead of the equation (2) as the equation of the heat flux due to the boundary condition due to the secondary cooling condition.
Q ij = d i h (T−Ta) (5)
here,
d i : Heat transfer coefficient correction coefficient (initial value is “1”)
i: width direction correction position j: longitudinal direction position
次に、上記凝固状態推定部20Bの処理について、図8を参照して説明する。
本実施形態においては、前述の2次冷却モデル(熱伝達モデル)の表面温度計算値と幅方向の表面温度実測値を用いて、2次冷却計算に用いるパラメータを調整することで鋳片5の温度分布を推定し、最終凝固位置・形状を推定する。具体的には2次冷却位置での幅方向の熱流束分布、もしくは熱伝達係数分布を補正するパラメータである補正係数diの修正を行う。
Next, the process of the solidification
In the present embodiment, the parameters of the
本実施形態に用いる実測する温度計4bの位置は機内最終凝固位置に近い位置の鋳片表面温度であるのが、より望ましいが、原理的には長手方向位置のどの位置でも構わない。
先ずステップS10にて、凝固状態推定部本体20Baは、上述のような処理によって、2次冷却計算を行う。上記補正係数diは、初期値として「1」が設定されている。
2次冷却計算は、上記(5)式及び(4)式を用いて、まず鋳造方向単位長さの2次元断面スライス1枚について、そのときの鋳造履歴に応じた鋳造速度で温度を計算する。そのスライスされた単位長さの断面を鋳片長手方向に沿って連続的に次々と発生させ、計算する。
The position of the actually measured
First, in step S10, the solidification state estimation unit body 20Ba performs secondary cooling calculation by the above-described processing. The correction coefficient d i is set to “1” as an initial value.
In the secondary cooling calculation, the temperature is first calculated at the casting speed corresponding to the casting history at that time for one two-dimensional cross-sectional slice having a unit length in the casting direction, using the above formulas (5) and (4). . The sliced unit length cross-sections are successively generated along the slab longitudinal direction and calculated.
次に、ステップS20にて、温度計4bによる表面温度観測の計測位置における鋳片表面温度(幅方向の温度分布)を、ステップS10による2次冷却計算による計算から求める。
次に、ステップS30では、連続的に入力する温度計4bの計測値から計測位置における実測した鋳片幅方向の温度分布を求める。例えば予め設定した時間間隔における計測値の平均値を、実測した鋳片幅方向の温度分布とする。
Next, in step S20, the slab surface temperature (temperature distribution in the width direction) at the measurement position of the surface temperature observation by the
Next, in step S30, the measured temperature distribution in the slab width direction at the measurement position is obtained from the measurement value of the
次に、ステップS40では、熱流束分布補正部20Bbが、ステップS20で求めた鋳片表面温度の計算値(推定温度)と、ステップS30で求めた温度計4bが計測した表面温度実測値との差が予め設定した閾値以上か否かを判定する、閾値以上の場合にはステップS50に移行する。閾値未満の場合には、ステップS60に移行して、2次冷却計算の再計算を終了して、補正後の2次冷却計算に基づき最終凝固位置及び最終凝固形状(プロフィール)を求める。
ここで、鋳片幅方向の補正点nを複数、例えば20点(n=20)に設定し、その各補正点位置において、推定温度と実測値との偏差を求め、その偏差の最大値が上記閾値以下か否かを判定する。
Next, in Step S40, the heat flux distribution correction unit 20Bb calculates the calculated value (estimated temperature) of the slab surface temperature obtained in Step S20 and the actual surface temperature value measured by the
Here, a plurality of correction points n in the slab width direction are set, for example, 20 points (n = 20), and a deviation between the estimated temperature and the actual measurement value is obtained at each correction point position. It is determined whether or not it is equal to or less than the threshold value.
一方、ステップS50では、熱流束分布補正部20Bbが、ステップS20で求めた鋳片表面温度の計算値と、ステップS30で求めた温度計4bが計測した表面温度実測値との差が小さく若しくはゼロとなるように、上記補正係数di(i=1〜n)を変更する。上記補正係数diを変更したらステップS10に移行して、2次冷却計算の再計算を実施する。
なお、幅方向熱伝達係数hの補正係数diの変更は、長手方向の冷却ゾーンでは一律でされるものとする。これは幅方向に計測可能な温度計4bが長手方向の一箇所のみに設置するとして、便宜的に長手方向で一律変更としている。
On the other hand, in step S50, the difference between the calculated value of the slab surface temperature obtained in step S20 and the actual measured surface temperature measured by the
The correction coefficient d i of the width direction heat transfer coefficient h is uniformly changed in the longitudinal cooling zone. For the sake of convenience, the
具体的な計算方法としては、指定場所の幅方向温度分布実測データと、同じ位置の表面温度計算結果の誤差面積を評価関数として、その評価関数値が小さくなるように、つまり誤差面積が最小になるように計算を行えばよい。手法としては一般的な最適化手法を用いれば良い。また補正係数に制約を設ける場合には、例えば逐次2次計画法などの非線形最適化手法を用いると良い。 As a specific calculation method, using the error area of the temperature distribution measurement data at the specified location and the surface temperature calculation result at the same position as the evaluation function, the evaluation function value is reduced, that is, the error area is minimized. Calculation may be performed as follows. A general optimization method may be used as the method. In addition, when a restriction is imposed on the correction coefficient, a nonlinear optimization method such as a sequential quadratic programming method may be used.
また、移動磁場制御部20Cは、凝固状態推定部20Bが推定した凝固状態の情報に基づいて、磁場力指令を決定して、鋳型内磁場力を制御する。移動磁場制御部20Cは、推定された鋳片幅方向の最終凝固形状から、最短凝固完了位置及び最長凝固完了位置を求め、最短凝固完了位置と最長凝固完了位置との差、即ち両者間の距離に応じて、この差が設定長さいかまで小さくなるように、リニア型交流移動磁場発生装置40によって磁場を印加する、または磁場の強度若しくは印加パターンを変更し、鋳型内の溶鋼流動を調整する。
Further, the moving magnetic field control unit 20C determines a magnetic force command based on the solidification state information estimated by the solidification
具体的には、鋳片5の幅方向の幅方向の短辺面寄りに最長凝固完了位置が存在する場合には、浸漬ノズルからの吐出流を減速させるように移動磁場を印加するかこの磁場強度を強くする。逆に、鋳片5の幅方向の中央部寄りに最長凝固完了位置が存在する場合には、浸漬ノズルからの吐出流を増速させるように移動磁場を印加するかこの磁場強度を強くする。鋳型内の溶鋼流動は浸漬ノズルからの吐出流により左右されているので、吐出流の流速を制御することにより鋳型内溶鋼の全体の流動を制御することができる。
Specifically, when the longest solidification completion position exists near the short side surface in the width direction of the
2次冷却幅切り制御部20Dは、凝固状態推定部20Bが推定した凝固状態の情報に基づいて、幅切り量を決定して製造管理用制御装置41へ出力し、製造管理用制御装置41で制御する。製造管理用制御装置41は、2次冷却幅切り制御部20Dが出力した幅切り量に基づき、幅切りの調整を行う。2次冷却幅切り制御部20Dは、推定された鋳片幅方向の最終凝固形状から、最短凝固完了位置及び最長凝固完了位置を求め、最短凝固完了位置と最長凝固完了位置との差、即ち両者間の距離に応じて、この差が設定長さ以下まで小さくなるように、2次冷却の幅切り量を変更するための幅切り量を決定する。
The secondary cooling width
具体的には、鋳片5の幅方向の短辺面寄りに最長凝固完了位置が存在する場合には、幅切り量を小さくする。逆に、鋳片5の幅方向の中央部寄りに最長凝固完了位置が存在する場合には、幅切り量を大きくして対処する。鋳型内の溶鋼流動は浸漬ノズルからの吐出流により左右されているので、吐出流の流速を制御することにより鋳型内溶鋼の全体の流動を制御することができる。幅切り量を小さくする場合、幅切り量をゼロ即ち幅切りしないで凝固完了位置長さを調整してもよいが、特に、直送圧延のための鋳片5を鋳造している場合には、鋳片5のコーナー部の温度を確保する観点から幅切り量の最小量を100mm程度とすることが好ましい。
Specifically, when the longest solidification completion position exists near the short side surface in the width direction of the
ここで、通常、最短凝固完了位置及び最長凝固完了位置の鋳片幅方向位置は鋳造中にも変化する。しかし、スプレーノズル60の詰まりなどがない状態で鋳片5を冷却している場合には、一般的に最短凝固完了位置は鋳片幅中央部に存在し、一方、最長凝固完了位置は、鋳片短辺面から200mm前後離れた位置に存在することが多い。そのため、凝固完了位置の幅方向形状は図27に示すようなW型になっている。但し、この場合に凝固完了位置形状は鋳片5の中心に対して左右で対称ではなく、図27に示すように幅方向左右で差が生じることが多い。このような場合に、最短凝固完了位置と最長凝固完了位置との差は厳密には図中の差L1であるが、磁場の強度及び印加パターン、或いは、幅切り量を変更する際に、差L1及び差L2のどちらを基準としてもよい。このような場合には、どちらを基準としても溶鋼流動及び幅切り量の対応処置は同様になるからである。
ここで、上記移動磁場制御部20Cが行う磁場制御、及び2次冷却幅切り制御部20Dが行う2次冷却幅切り制御の少なくとも一方の制御を実行すれば良い。
Here, normally, the shortest solidification completion position and the position of the longest solidification completion position in the slab width direction also change during casting. However, when the
Here, at least one of the magnetic field control performed by the moving magnetic field control unit 20C and the secondary cooling width cutting control performed by the secondary cooling width
加えて更に中心偏析を軽減するために鋳片5を軽圧下する場合には、最短凝固完了位置が連続鋳造機の軽圧下帯16の中央部ないし出口側となるように鋳造速度及び2次冷却水量を調整し、更に、移動磁場による鋳型内溶鋼の流動制御または幅切り量の調整若しくは両者を調整して、最短凝固完了位置と最長凝固完了位置との差を設定長さ以下まで小さくさせ、最長凝固完了位置を軽圧下帯16の範囲内に制御する。この場合、最短凝固完了位置と最長凝固完了位置との差は小さいほど中心偏析が軽減されるため、最短凝固完了位置と最長凝固完了位置との差を2m以下に制御することが好ましい。
In addition, when the
(2次冷却計算について)
上述の2次冷却計算について、以下に補足説明を行う。
通常の連続鋳造の2次冷却計算は、例えば、鋳片長手方向(鋳造方向)に沿って単位長さでスライスされた鋳片断面を考え、鋳造中のストランド内の場所に応じて、水冷、空冷、ミスト冷却、ロール抜熱などからなる2次冷却条件によるスラブ表面での境界条件を示す上記式(2)に基づき熱流束を求め、その求めた熱流束を使用して、上記式(4)の2次元伝熱方程式を解くことで実施される。
(About secondary cooling calculation)
The above secondary cooling calculation will be supplementarily described below.
The secondary cooling calculation of normal continuous casting is, for example, considering a slab cross-section sliced by unit length along the slab longitudinal direction (casting direction), depending on the location in the strand during casting, water cooling, The heat flux is obtained based on the above equation (2) indicating the boundary condition on the slab surface by the secondary cooling conditions including air cooling, mist cooling, heat removal from the roll, etc., and using the obtained heat flux, the above equation (4 ) To solve the two-dimensional heat transfer equation.
ここで、式(4)で示される2次元熱伝導方程式は、鋳片断面において、スラブの鋳造方向には熱伝導が無いものと仮定した式である。
一般に比熱、密度、熱伝導率の物性値は鋳片の温度変化とともに変化するので、物性値を温度の関数として変化させて、式(4)を解く必要がある。物性値に温度依存性がある場合、式(4)はこのままでは差分式に展開できない。
そこで、実際の計算では公知の手法である「含温度-変換温度法」を用いて、温度を以下のように置き換えて線形化している。
Here, the two-dimensional heat conduction equation represented by the equation (4) is an equation assuming that there is no heat conduction in the casting direction of the slab in the slab cross section.
In general, the physical property values of specific heat, density, and thermal conductivity change with the temperature change of the slab, so it is necessary to solve equation (4) by changing the physical property values as a function of temperature. When the physical property value has temperature dependence, Equation (4) cannot be developed into a difference equation as it is.
Therefore, in the actual calculation, the “temperature-conversion temperature method”, which is a well-known method, is used to linearize the temperature as follows.
そして、式(6)、(7)を式(4)に代入すると、下記式(8)となる。 Then, when Expressions (6) and (7) are substituted into Expression (4), the following Expression (8) is obtained.
この(8)式を差分化することにより、スライス毎の伝熱計算が数値解析可能となる。
ここで、スライスの内部点と表面点で差分式が異なる。
スラブ表面では、下記(9)式で表されるとし、
By differentiating this equation (8), the heat transfer calculation for each slice can be numerically analyzed.
Here, the difference formula differs between the internal point and the surface point of the slice.
On the slab surface, it is expressed by the following formula (9):
これら式(9)(10)を踏まえ、式(8)を内部点、表面点のそれぞれで差分化(離散化)すると、下記式となる Based on these formulas (9) and (10), when formula (8) is differentiated (discretized) at each of the internal points and surface points, the following formula is obtained.
また、上記式では、lは計算時間ステップを表し、lの各値から、次の計算ステップ(時間)の(l+1)の値を求めている。
これら(11)、(12)の差分化式を用いて差分化法により実際の伝熱計算を行う。
この実際の計算過程では、以下のような(1)〜(9)の手続きを踏んで3次元計算をトレースしている。
(1)解析開始とともに1枚の2次元シートがモールドに入り進んでいく。
(2)このシートが外部の境界条件と2次元内部の熱伝導のみで計算されていく。(進行方向の熱伝導は考えない。)
(3)途中で、速度のデータにより各時刻で速度が変化していく。
(4)途中で、外部冷却パターンデータにより、スプレーパターンが切り替わる。
(5)この1枚のシートが、解析時間の終了時刻まで計算される。
(6)次のシートに移ったとき、入力に合わせ物性値、初期温度を変える。
(7)1枚のシートの計算が終了したら、タイムステップの時間だけ離れて次のシートの計算を開始し解析時間終了時刻まで計算する。
(8)以上の計算を各シートにつき、引き抜き終了時刻まで行う。
(9)途中必要に応じてファイル出力を行う。
In the above equation, l represents a calculation time step, and the value of (l + 1) of the next calculation step (time) is obtained from each value of l.
Using these difference formulas (11) and (12), the actual heat transfer calculation is performed by the difference method.
In this actual calculation process, the three-dimensional calculation is traced through the following procedures (1) to (9).
(1) As the analysis starts, one two-dimensional sheet enters the mold and proceeds.
(2) This sheet is calculated only by external boundary conditions and two-dimensional internal heat conduction. (The heat conduction in the traveling direction is not considered.)
(3) On the way, the speed changes at each time according to the speed data.
(4) In the middle, the spray pattern is switched by the external cooling pattern data.
(5) This one sheet is calculated until the end time of the analysis time.
(6) When moving to the next sheet, change the physical property value and initial temperature according to the input.
(7) When the calculation of one sheet is completed, the calculation of the next sheet is started after the time step, and is calculated until the analysis time end time.
(8) The above calculation is performed for each sheet until the drawing end time.
(9) File output is performed as needed during the process.
[メッシュ分割について]
上記伝熱計算の演算は、スラブ内の熱伝導を差分法を用いて解析しており、また、構造的対象性より厚み方向1/2の部分を解析対象としている。例えば、短辺、長辺を、m分割、n分割した場合には、メッシュは図9のようになる。
[使用する熱伝達係数について]
また式(9)における熱伝達係数hは、水冷、空冷、ミスト冷却などの冷却方式、冷却操作量、ロール抜熱量などの2次冷却条件によって決定される。また熱伝達係数hは冷却方法(水のみ、水と空気、空気のみ、およびそれぞれの流量)に従い、計算式を変更する。
実際に使用する抜熱は、これらと放射冷却を比較して、より大きい値を採用している。
[About mesh division]
In the calculation of the heat transfer calculation, the heat conduction in the slab is analyzed using a difference method, and the portion in the
[About heat transfer coefficient used]
Further, the heat transfer coefficient h in the equation (9) is determined by a secondary cooling condition such as a cooling method such as water cooling, air cooling, mist cooling, a cooling operation amount, a roll heat removal amount, or the like. Moreover, the heat transfer coefficient h changes a calculation formula according to the cooling method (only water, water and air, only air, and each flow rate).
The heat removal actually used adopts a larger value by comparing these with radiant cooling.
[固相率について]
固相率の計算は、各セルの温度が、液相線温度よりも下に有る時は固相率=1、固相線温度よりも上に有る時は固相率=0、液相線温度と固相線温度の間にある時は、下記式としている。
[About solid phase ratio]
The calculation of the solid phase ratio is as follows. When the temperature of each cell is lower than the liquidus temperature, the solid phase ratio = 1, and when the temperature is higher than the solidus temperature, the solid phase ratio = 0. When it is between the temperature and the solidus temperature, the following formula is used.
[モールド内での抜熱計算について]
モールド内ではスライスのモールド通過時間により表面抜熱量を決定している。
なお、抜熱は長辺、短辺ともに均一として決定する。
[計算条件の例について]
計算条件は例えば次のように設定する。
・シミュレーション時間刻み:0.02sec
・鋳造速度:1.4mpm
・解析厚:125mm(半厚、全厚250mm)
・解析幅:1050mm(半幅、全幅2100mm)
・雰囲気温度:30℃
・2次冷却水温度:28℃
・溶鋼温度:1555℃
・基準温度での熱伝導率:対象とする材の成分に基づき決定
・上記成分から求めた液相温度、固層温度:実験その他で決定
・変換温度φ−温度の関係:実験その他で決定
・含熱量H−温度の関係:実験その他で決定
・密度ρ−温度の関係:実験その他で決定
・メッシュ幅方向分割数の例
幅(n)=66
厚(n)=25
[Calculating heat removal in the mold]
In the mold, the amount of heat removed from the surface is determined by the time required for the slice to pass through the mold.
The heat removal is determined to be uniform on both the long side and the short side.
[Examples of calculation conditions]
The calculation conditions are set as follows, for example.
・ Simulation time step: 0.02 sec
・ Casting speed: 1.4 mpm
・ Analysis thickness: 125 mm (half thickness, total thickness 250 mm)
・ Analysis width: 1050 mm (half width, full width 2100 mm)
・ Atmosphere temperature: 30 ℃
・ Secondary cooling water temperature: 28 ℃
-Molten steel temperature: 1555 ° C
・ Thermal conductivity at the reference temperature: Determined based on the components of the target material ・ Liquid phase temperature and solid phase temperature determined from the above components: Determined by experiments and others ・ Conversion temperature φ-temperature relationship: Determined by experiments and others ・Heat content H-temperature relationship: determined by experiment, etc. Density ρ-temperature relationship: determined by experiment, etc. Example of mesh width direction division number width (n) = 66
Thickness (n) = 25
(動作その他)
図10は本実施形態による幅方向の熱流束分布の補正を実施することなく、表面温度計測時の操業条件を取り込んだ上で、2次冷却計算のみを用いて、温度計設置位置(計測位置)でのモデル計算温度と実測温度を比較した図である。図10では、鋳片5の幅方向中央から片側の状態を図示している。後述の図11〜14等においても同様である。
この図10に示すように計算温度(推定温度)の温度分布は鋳片幅方向にフラットであり、また表面温度実測値との間に差が生じている、このため、計算温度と実測温度とでは、幅方向の分布の仕方も異なっている。このような状況では計算結果から最終凝固位置形状を予測しても実態と合っているという保証はない。
(Operation other)
FIG. 10 shows the thermometer installation position (measurement position) using only the secondary cooling calculation after taking in the operating conditions at the time of surface temperature measurement without correcting the heat flux distribution in the width direction according to the present embodiment. It is the figure which compared the model calculation temperature in FIG. In FIG. 10, the state of one side from the center of the width direction of the
As shown in FIG. 10, the temperature distribution of the calculated temperature (estimated temperature) is flat in the slab width direction, and there is a difference between the measured surface temperature values. Then, the way of distribution in the width direction is also different. In such a situation, even if the final solidification position shape is predicted from the calculation result, there is no guarantee that it matches the actual situation.
これに対する本実施形態を適用した場合の例を図11に示す。図11は、幅方向補正点を20メッシュ(n=20)として、最適化計算を行い実測値と計算値の誤差が小さくなるように、幅方向の熱伝達係数の倍率を修正(diを調整)したときの表面温度の計算結果の例を示す図である。またこのときの、補正前後の熱伝達係数の補正倍率(補正係数diの値)を図12に示す。 An example of applying this embodiment to this is shown in FIG. 11, the width direction correction point as 20 mesh (n = 20), so that the error of the measured value and the calculated value after optimization calculation is reduced, modifying the magnification of the heat transfer coefficient in the width direction (d i It is a figure which shows the example of the calculation result of the surface temperature when adjusting. In addition, FIG. 12 shows the correction magnification (value of the correction coefficient d i ) of the heat transfer coefficient before and after correction at this time.
演算においては、メッシュ毎にモデルによる温度計測と実測の温度平均とをそれぞれ算出して、演算に用いている。結果、図12のように熱伝達係数の補正倍率を鋳片幅方向で変更することで、温度計測点のある部分では数値計算結果と一致する温度計算が実現されている。評価関数で指定した表面温度の差が着実に小さくなるような計算が最適化計算で実現できることが分かる。
この2つの場合(図10及び図11参照)における、最終凝固の位置(CE位置)および形状を求めたものが図13(比較例)及び図14(実施例)である。図13及び図14は、縦軸が鋳型2からの鋳片長手方向の距離、横軸が鋳片幅方向位置における凝固完了位置を示している。
In the calculation, the temperature measurement by the model and the actually measured temperature average are calculated for each mesh and used for the calculation. As a result, by changing the correction factor of the heat transfer coefficient in the slab width direction as shown in FIG. 12, temperature calculation that matches the numerical calculation result is realized at a portion where the temperature measurement point is present. It can be seen that the optimization calculation can realize a calculation that steadily reduces the difference in surface temperature specified by the evaluation function.
FIG. 13 (Comparative Example) and FIG. 14 (Example) show the final solidification position (CE position) and shape in these two cases (see FIGS. 10 and 11). 13 and 14, the vertical axis indicates the distance in the slab longitudinal direction from the
図13(比較例)では、幅方向温度分布がフラットな計算温度に基づいているため、最終凝固形状は端部を除いて凹凸がなく、フラットになっている。一方、図14(実施例)の幅方向の表面実測温度を用いて幅方向の熱伝達係数を補正した場合では、幅方向の凹凸を表現できており、かつ表面温度分布が一致しているため、現実に近い最終凝固状態を表現できていると考えられる。このように、表面温度計測位置での計算結果と実測値が一致するならば、スラブ内部の温度状態によって決まる最終凝固位置および形状の推定精度向上が期待される。
このように、表面温度計測位置での計算結果と実測値が一致するならば、鋳片内部の温度状態によって決まる最終凝固位置・形状の推定値の妥当性がより向上する。
In FIG. 13 (comparative example), since the temperature distribution in the width direction is based on a flat calculated temperature, the final solidified shape is flat with no irregularities except at the end. On the other hand, in the case where the heat transfer coefficient in the width direction is corrected using the actual surface temperature in the width direction in FIG. 14 (Example), the unevenness in the width direction can be expressed and the surface temperature distributions match. It is thought that the final coagulation state close to reality can be expressed. Thus, if the calculation result at the surface temperature measurement position matches the actual measurement value, it is expected to improve the estimation accuracy of the final solidification position and shape determined by the temperature state in the slab.
Thus, if the calculation result at the surface temperature measurement position matches the actual measurement value, the validity of the estimated value of the final solidification position / shape determined by the temperature state inside the slab is further improved.
以上のように、温度計4bによる計測位置における幅方向のモデル表面温度を、実測表面温度に基づき熱伝達係数の分布を補正することで、実測表面温度に一致若しくは近づける。この結果、より実際の操業状態を反映することが可能となり、最終凝固位置・形状の推定精度を上げることが実現できる。
ここで、上記実施形態では、熱伝達係数を調整することで熱流束の分布を補正しているが、他のパラメータを調整することで、熱流束の幅方向分布を補正しても良い。
As described above, the model surface temperature in the width direction at the measurement position by the
Here, in the above-described embodiment, the heat flux distribution is corrected by adjusting the heat transfer coefficient. However, the width direction distribution of the heat flux may be corrected by adjusting other parameters.
また、上記求めた最終凝固位置・形状の予測結果に基づき、2次冷却条件、軽圧下条件、鋳造速度、鋳型電磁攪拌強度を操作して、最終凝固位置や形状を、予め設定した目標位置や目標形状に近づくように制御して、能率や品質の向上を図っても良い。
更に本実施形態では、上記推定した鋳片幅方向の最終凝固形状から、最短凝固完了位置及び最長凝固完了位置を求め、最短凝固完了位置と最長凝固完了位置との差、即ち両者間の距離に応じて、この差が設定長さ以下まで小さくなるように、磁場制御及び幅切り制御の少なくとも一方の制御を実施する。
In addition, based on the prediction result of the final solidification position / shape obtained above, the final solidification position and shape can be controlled by adjusting the secondary cooling condition, light pressure reduction condition, casting speed, and mold electromagnetic stirring strength. The efficiency and quality may be improved by controlling to approach the target shape.
Furthermore, in this embodiment, the shortest solidification completion position and the longest solidification completion position are obtained from the estimated final solidification shape in the slab width direction, and the difference between the shortest solidification completion position and the longest solidification completion position, that is, the distance between the two. Accordingly, at least one of the magnetic field control and the width-cutting control is performed so that the difference becomes smaller than the set length.
加えて更に中心偏析を軽減するために鋳片5を軽圧下する場合には、最短凝固完了位置が連続鋳造機の軽圧下帯16の中央部ないし出口側となるように鋳造速度及び2次冷却水量を調整し、更に、移動磁場による鋳型内溶鋼の流動制御または幅切り量の調整若しくは両者を調整して、最短凝固完了位置と最長凝固完了位置との差を小さくさせ、最長凝固完了位置を軽圧下帯16の範囲内に制御する。
これによって、本発明によれば鋳片幅方向の凝固完了位置の形状を平坦化しながら鋳片5を製造することが可能であり、中心偏析の改善並びに連続鋳造機の生産性の向上等の副次的効果を得ることができる。
In addition, when the
As a result, according to the present invention, it is possible to manufacture the
(変形例)
上述の図11〜図14においては、また熱伝達係数の補正係数diの値(補正倍率)は、複数の冷却ゾーンの各ゾーンに対し一律に変更している。
具体的には、式(20)に基づき補正係数diの計算を行っている。
補正係数更新値
=(モデル温度-実測温度)×ゲイン+補正係数前回値 ・・・(20)
更にこれを拡張して、式(21)に示すように、長手方向の冷却ゾーン毎に個別に調整可能(設定変更可能)としても良い。
冷却ゾーンnの補正係数更新値
=(モデル温度-実測温度)×ゲインn+(冷却ゾーンnの補正係数前回値)
・・・(21)
ここでnは冷却ゾーンの番号を示す。
(Modification)
In FIGS. 11 to 14 described above, and the value of the correction coefficient d i of the heat transfer coefficient (correction factor) is changed uniformly for each zone of the plurality of cooling zones.
Specifically, the correction coefficient d i is calculated based on the equation (20).
Correction coefficient update value = (model temperature-measured temperature) x gain + previous correction coefficient value (20)
Further, this may be expanded so as to be individually adjustable (setting can be changed) for each cooling zone in the longitudinal direction, as shown in Expression (21).
Correction coefficient update value for cooling zone n = (model temperature-measured temperature) x gain n + (correction coefficient previous value for cooling zone n)
(21)
Here, n indicates the number of the cooling zone.
式(21)では、冷却ゾーンによってゲインnを変更している。
ゲインnは、例えば、基準として設定したゾーンに対するゲインを基準ゲインとし、その基準として設定したゾーンよりも冷却が強いゾーンでは、基準ゲインよりも大きな値にゲインnを設定すると共に、基準として設定したゾーンよりも冷却が弱いゾーンでは、基準ゲインよりも小さな値にゲインnを設定する。
このように冷却ゾーン毎に個別に調整する場合には、冷却ゾーン毎に冷却ムラがある場合などがあっても、精度良く最終凝固位置・形状の予測結果を求めることが可能となる。
In Expression (21), the gain n is changed depending on the cooling zone.
The gain n is, for example, a gain for a zone set as a reference as a reference gain, and in a zone where cooling is stronger than the zone set as the reference, the gain n is set to a value larger than the reference gain and set as a reference. In a zone where cooling is weaker than the zone, the gain n is set to a value smaller than the reference gain.
Thus, when adjusting for every cooling zone individually, even if there is a case where there is a cooling nonuniformity for every cooling zone, it becomes possible to obtain the prediction result of the final solidification position and shape with high accuracy.
次に、本変形例の冷却ゾーン毎の個別の調整例について具体的に説明する。
本例では、温度計4aを使用するケース場合を示す。
式(20)を用いた補正では、表1に示すように冷却ゾーンの全ゾーン共通のゲインnを用いている。
Next, an individual adjustment example for each cooling zone of the present modification will be specifically described.
In this example, the case where the
In the correction using the equation (20), as shown in Table 1, the gain n common to all the cooling zones is used.
一方、式(21)を用いた補正では、表2に示すようにゾーン毎のゲインnの調整を実施している。例としての表2でのゲインの数値は、冷却の強い7a−8aのゾーンでは冷却による温度ムラの発生が大きいとしてゲインnを大きく、また冷却が弱めの9a−13aのゾーンでは冷却による温度ムラの発生が小さいとして補正用ゲインを小さく設定する。また温度計設置位置以降の14a−15aのゾーンでは、補正用ゲインを0として、温度計による補正を実施しないとしている。
On the other hand, in the correction using the equation (21), as shown in Table 2, the gain n for each zone is adjusted. As an example, the gain values in Table 2 are as follows. In the
これらのゲインn、および温度計4aの同じ温度計測値を用いて、最終凝固位置の推定を行った結果を図15に示す。
図15に示されるように、同じ温度計値を使用した場合でも、変形例に基づき表2のようにゾーン毎に個別のゲインnを使用した場合の方が最終凝固形状の山谷差が大きくなっている。これは温度計から遠く、かつ冷却の強いゾーンで強く表面温度の補正したためである。このように式(20)のケースと比べ、調整の自由度が向上したことがわかる。これにより、更に実際に即した調整が可能となる。
FIG. 15 shows the result of estimating the final solidification position using the gain n and the same temperature measurement value of the
As shown in FIG. 15, even when the same thermometer value is used, the difference between the peaks and valleys of the final solidification shape becomes larger when individual gain n is used for each zone as shown in Table 2 based on the modification. ing. This is because the surface temperature is strongly corrected in a zone where the temperature is far from the thermometer and the cooling is strong. Thus, it can be seen that the degree of freedom of adjustment is improved as compared with the case of the equation (20). This makes it possible to make adjustments that are more practical.
(第3実施形態)
次に、第3実施形態について図面を参照して説明する。なお、上記第2実施形態と同様な構成には同一の符号を付して説明する。
本実施形態の基本構成は、上記第2実施形態と同様である。
ただし、鋳片長手方向に沿って上記計測位置を2箇所以上設定し、その各計測位置でそれぞれ鋳片幅方向の表面温度分布を計測すると共に、各計測位置毎に、上記熱伝達モデルで推定した推定温度と上記計測した鋳片幅方向の温度分布とが一致するように、上記熱流束の鋳片幅方向の熱流束分布の補正を繰り返し、補正する度に、凝固状態推定部本体20Baによる2次冷却計算を再度実施する。
(Third embodiment)
Next, a third embodiment will be described with reference to the drawings. In addition, the same code | symbol is attached | subjected and demonstrated to the structure similar to the said 2nd Embodiment.
The basic configuration of the present embodiment is the same as that of the second embodiment.
However, two or more measurement positions are set along the slab longitudinal direction, the surface temperature distribution in the slab width direction is measured at each measurement position, and the measurement is performed using the heat transfer model for each measurement position. Each time the correction of the heat flux distribution in the slab width direction of the heat flux is repeated and corrected so that the estimated temperature temperature and the measured temperature distribution in the slab width direction coincide with each other, the solidification state estimation unit body 20Ba The secondary cooling calculation is performed again.
本実施形態では、上記計測位置の設定を2箇所とした場合で説明するが、計測位置を3箇所以上としても良い。
本実施形態では、鋳片長手方向に沿って各計測位置を境界として区分し、計測位置を、上流側から第1の計測位置、第2の計測位置とした場合に、最上流から第1の計測位置までの計測区間、第1計測位位置から第2の計測位置までの計測区間・・のように、計測位置に基づき複数の計測区間に区分する。そして、各計測区間毎に熱伝達モデルの鋳造幅方向の熱流束分布を修正し、修正する毎にモデルを使用した計算をやり直す。
このとき、2つ目以降の計測区間では、直前の計測区間で求めた熱流束分布を初期値として使用する。
In the present embodiment, the case where the measurement position is set to two places will be described, but the measurement position may be three or more.
In the present embodiment, each measurement position is divided as a boundary along the slab longitudinal direction, and when the measurement position is the first measurement position and the second measurement position from the upstream side, A measurement section up to the measurement position, a measurement section from the first measurement position to the second measurement position,... Are divided into a plurality of measurement sections based on the measurement position. Then, the heat flux distribution in the casting width direction of the heat transfer model is corrected for each measurement section, and the calculation using the model is performed again each time correction is performed.
At this time, in the second and subsequent measurement intervals, the heat flux distribution obtained in the immediately preceding measurement interval is used as the initial value.
本実施形態の凝固状態推定部20Bでの熱伝達係数の補正処理について、図16を参照して説明する。
図16中のステップS10〜S50、S60は、上記第1実施形態(図8)におけるステップS10〜S50、S60と同じ処理を行う。なお、ステップS30では、温度計4aを採用し、温度計4aの計測位置を温度比較位置とする。
なお、本実施形態にあっては、補正係数diの変更は、温度計設置間毎に、鋳片長手方向で一律でされるものとする。
The heat transfer coefficient correction process in the solidification
Steps S10 to S50 and S60 in FIG. 16 perform the same processing as steps S10 to S50 and S60 in the first embodiment (FIG. 8). In step S30, the
In the present embodiment, the correction coefficient d i is changed uniformly in the slab longitudinal direction every time the thermometer is installed.
また、図16中のステップS110〜ステップS150は、上記第1実施形態(図8)におけるステップS10〜S50と同じ処理を行う。なお、ステップS130では、温度計4bを採用し、温度計4bの計測位置を温度比較位置とする。
但し、ステップS110の計算における熱流束分布の初期値である補正係数di(i=1〜n)は、ステップS10〜ステップS50で補正した値とする。
Also, steps S110 to S150 in FIG. 16 perform the same processing as steps S10 to S50 in the first embodiment (FIG. 8). In step S130, the
However, the correction coefficient d i (i = 1 to n), which is the initial value of the heat flux distribution in the calculation in step S110, is the value corrected in steps S10 to S50.
また、ステップS110の計算において、第1の計測位置〜第2の計測位置までの計測区間に対し、ステップS150で調整した補正係数di(i=1〜n)を反映する。
すなわち、ステップS110の計算においては、第1の計測位置までの範囲においては、補正係数diとしてステップS50で求めた値を使用し、第1の計測位置〜第2の計測位置までの計測区間に対し、ステップS150で調整した補正係数di(i=n)を使用する。
その他の処理は上記第2実施形態と同様である。
Further, in the calculation in step S110, the correction coefficient d i (i = 1 to n) adjusted in step S150 is reflected on the measurement section from the first measurement position to the second measurement position.
That is, in the calculation in step S110, in the range up to a first measurement position, the correction coefficient d i using the value obtained in step S50 as the first measurement position and the second measurement section to the measurement position On the other hand, the correction coefficient d i (i = n) adjusted in step S150 is used.
Other processes are the same as those in the second embodiment.
(動作その他)
第1の計測位置(温度計4aの位置)までに対して、本実施形態を採用した場合の作用については、上記第1実施形態と同様である(図10〜図12を参照)。
また、図17は、ステップS10〜50の処理による、温度計4aの計測位置に基づく補正後の温度計4aの計測位置における、スライス断面温度分布の例である。
この図18に示すスライス断面温度分布に基づいて計算した温度計4bの計測位置での幅方向表面温度と、温度計4bの計測位置における実測温度とを比較すると、図18に示すような結果となる。この図18のように、温度計4aの計測位置で幅方向温度分布を補正した場合でも若干のずれが生じている場合がある。
このずれを解消するため、前述温度計4aの計測結果に基づく補正と同様に、温度計4a〜4bの計測位置間の区間内における幅方向の熱伝達係数の倍率(補正係数diの値)を温度計4bの計測結果に基づき修正することで、温度計4bの計測位置においては、図19に示すような表面温度の計算結果を得ることが出来る。
(Operation other)
The operation when the present embodiment is adopted up to the first measurement position (the position of the
FIG. 17 is an example of the slice cross-section temperature distribution at the measurement position of the
When the width-direction surface temperature at the measurement position of the
To eliminate this deviation, similarly to the correction based on the measurement result of the
次に、温度計による計測値によって全く補正しない場合と2箇所の温度計4a,4bの各計測値によって本実施形態に基づき補正した場合とで、最終凝固の位置、および形状がどのように変わったかを求めてみたところ、それぞれ図20(比較例)及び図21(実施例)の結果を得た。
この図20,図21は、縦軸が鋳型2からの長手方向距離、横軸が幅方向位置で凝固完了位置を示している。ここでは、2箇所の温度計値を用いて2度のモデル温度補正を行うことで、計算温度が上昇し、その結果、最終凝固位置も機端側に伸びる結果となっている。このように、2箇所の表面温度計測位置での計算結果と実測値が一致するならば、スラブ内部の温度状態によって決まる最終凝固位置・形状の推定値の精度確保が期待できる。また温度計を3箇所以上設置して同様の手法を適用することにより更なる精度向上も期待できる。
Next, how the position and shape of the final coagulation change between the case where no correction is made by the measurement value by the thermometer and the case where the correction is made based on this embodiment by the measurement value of the two
20 and 21, the vertical axis represents the distance in the longitudinal direction from the
すなわち、鋳造条件の変更などの非定常な操作が発生した場合、冷却条件がダイナミックに変化するため、冷却履歴による鋳片5の温度分布変化をモデルで正確には表現するのは難しい。そして、上記のような非定常な操作が発生した場合、モデルと実際の鋳片温度分布との間にはずれが発生する可能性が高い。途中に幅方向温度計を設置してその値を用いることで、モデルのずれ分を補正はできるが、冷却条件変更が複数回繰り返された場合、鋳片長手方向一箇所の温度計の値での補正の場合には、温度計での計測位置より下流での冷却条件によるずれ分の補正ができず、最終凝固位置・形状の推定精度がその分だけ低下する可能性がある。また最終凝固位置より下流の一箇所に温度計を設置したとしても、温度計の位置よりも上流で発生した冷却条件の変動によるずれを十分には補正できない可能性がある。
That is, when an unsteady operation such as a change in casting conditions occurs, the cooling conditions change dynamically, so that it is difficult to accurately represent the temperature distribution change of the
これに対し、本実施形態にあっては、以上の不都合を低減若しくは解消することが可能となる。
なお、以上の考えからすると、複数のゾーン毎に2次冷却制御が異なる場合には、その境界値位置に温度計を設置して、上記補正を実施することが好ましい。
On the other hand, in the present embodiment, the above disadvantages can be reduced or eliminated.
From the above consideration, when the secondary cooling control is different for each of a plurality of zones, it is preferable to perform the above correction by installing a thermometer at the boundary value position.
また前述のように従来計算と比べ、高精度に最終凝固位置・形状が観測できるから、シミュレーションにより鋳造条件(冷却条件、軽圧下条件、鋳造速度、鋳型電磁攪拌強度など)を様々変更し、この形状がどのように変化するかを把握することができる。これによって、最終凝固形状がフラットで中心偏析の少ない鋳片製造条件を定めることができる。例えば表面温度に基づいて計算した最終凝固位置・形状に応じて、幅方向に複数設置されたスプレー流量をスプレーごとに変更するなど2次冷却条件を変更することで、最終凝固位置や形状を、予め設定した目標位置や目標形状(最終凝固形状のフラット化など)に近づくように制御して、能率や品質の向上を図っても良い。 In addition, as described above, the final solidification position and shape can be observed with higher accuracy compared to the conventional calculation, so various casting conditions (cooling conditions, light rolling conditions, casting speed, mold electromagnetic stirring strength, etc.) were changed by simulation. It is possible to grasp how the shape changes. This makes it possible to define the slab manufacturing conditions with a flat final solidification shape and little center segregation. For example, according to the final solidification position and shape calculated based on the surface temperature, the final solidification position and shape can be changed by changing the secondary cooling conditions such as changing the spray flow rate installed in the width direction for each spray. The efficiency and quality may be improved by controlling to approach a preset target position and target shape (such as flattening of the final solidified shape).
更に本実施形態では、第1実施形態と同様に、上記推定した鋳片幅方向の最終凝固形状から、最短凝固完了位置及び最長凝固完了位置を求め、最短凝固完了位置と最長凝固完了位置との差、即ち両者間の距離に応じて、この差が設定長さ以下まで小さくなるように、磁場制御及び幅切り制御の少なくとも一方の制御を実施する。
加えて更に中心偏析を軽減するために鋳片5を軽圧下する場合には、最短凝固完了位置が連続鋳造機の軽圧下帯16の中央部ないし出口側となるように鋳造速度及び2次冷却水量を調整し、更に、移動磁場による鋳型内溶鋼の流動制御または幅切り量の調整若しくは両者を調整して、最短凝固完了位置と最長凝固完了位置との差を小さくさせ、最長凝固完了位置を軽圧下帯16の範囲内に制御する。
Further, in the present embodiment, as in the first embodiment, the shortest solidification completion position and the longest solidification completion position are obtained from the estimated final solidification shape in the slab width direction, and the shortest solidification completion position and the longest solidification completion position are determined. In accordance with the difference, that is, the distance between the two, at least one of the magnetic field control and the width cutting control is performed so that the difference becomes smaller than the set length.
In addition, when the
これによって、本発明によれば鋳片幅方向の凝固完了位置の形状を平坦化しながら鋳片5を製造することが可能であり、中心偏析の改善並びに連続鋳造機の生産性の向上等の副次的効果を得ることができる。
その他の構成等については上記第2実施形態と同様である。
As a result, according to the present invention, it is possible to manufacture the
Other configurations and the like are the same as those in the second embodiment.
2 鋳型
2a 鋳型長辺
2b 鋳型短辺
3 浸漬ノズル
4,4a、4b温度計
5 鋳片
20 連鋳制御部
20A 次冷却制御部
20B 凝固状態推定部
20Ba 凝固状態推定部本体
20Bb 熱流束分布補正部
20C 移動磁場制御部
20D 2次冷却幅切り制御部
40 移動磁場発生装置
60 スプレーノズル
di 補正係数
h 熱伝達係数
2
Claims (6)
鋳片幅方向の表面温度分布を計測し、この計測された表面温度実測値と鋳片断面の温度分布の上記推定計算結果の上記表面温度分布計測位置における表面温度推定値との誤差が最小となるように、鋳片断面の温度分布の計算値を修正し再推定計算することにより、最終凝固位置および形状の予測精度を向上させて最終凝固の形状を予測し、
上記予測した最終凝固の形状に基づき、浸漬ノズルからの溶鋼吐出流に対する、鋳型の長辺に沿って鋳型の短辺側から浸漬ノズル側へ向かって水平方向に磁界を移動させることによって発生する制動力を調整して、最も上流側の凝固完了位置と最も下流側の凝固完了位置との差が、予め設定した設定長さ以下になるように鋳片の凝固完了位置の幅方向形状を制御し、
鋳片断面の温度分布の計算値を修正し再推定計算するにあたっては、
上記表面温度分布計測位置より上流で、かつ最終凝固位置より上流である位置を定め、上記誤差が最小となるように該定めた上流位置での鋳片断面の温度分布の計算値を修正し、該修正された上流位置での鋳片断面の温度分布の計算値を用いて再推定計算することを特徴とする連続鋳造鋳片の製造方法。 Estimate and calculate the temperature distribution of multiple slab cross sections from the upstream side to the downstream side in the casting direction using the operating conditions of a continuous casting machine equipped with a light reduction belt for lightly reducing the slab. A method for producing a continuous cast slab in which molten steel is continuously cast by controlling the solidification completion position of the slab within the range of the light pressure lowering zone while predicting the final solidification position and shape from the calculation,
The surface temperature distribution in the slab width direction is measured, and the error between the measured surface temperature measured value and the estimated surface temperature value at the surface temperature distribution measurement position in the estimated calculation result of the temperature distribution of the slab cross section is minimized. By correcting the calculated value of the temperature distribution of the slab cross section and re-estimating, the final solidification position and shape prediction accuracy can be improved to predict the final solidification shape,
Based on the predicted shape of the final solidification, the control generated by moving the magnetic field in the horizontal direction from the short side of the mold toward the immersion nozzle along the long side of the mold for the molten steel discharge flow from the immersion nozzle. By adjusting the power, the width direction shape of the solidification completion position of the slab is controlled so that the difference between the solidification completion position on the most upstream side and the solidification completion position on the most downstream side is equal to or less than a preset length. ,
In correcting and recalculating the calculated temperature distribution of the slab cross section,
Determine the position upstream of the surface temperature distribution measurement position and upstream of the final solidification position, and correct the calculated value of the temperature distribution of the slab cross section at the determined upstream position so that the error is minimized , A method for producing a continuous cast slab characterized by performing re-estimation calculation using a calculated value of a temperature distribution of a cross section of the slab at the corrected upstream position.
鋳片幅方向の表面温度分布を計測し、この計測された表面温度実測値と鋳片断面の温度分布の上記推定計算結果の上記表面温度分布計測位置における表面温度推定値との誤差が最小となるように、鋳片断面の温度分布の計算値を修正し再推定計算することにより、最終凝固位置および形状の予測精度を向上させて最終凝固の形状を予測し、
上記予測した最終凝固の形状に基づき、浸漬ノズルからの溶鋼吐出流に対する鋳型の長辺に沿って鋳型の短辺側から浸漬ノズル側へ向かって水平方向に磁界を移動させることによって発生する制動力の調整、及び2次冷却の幅切り量の調整の少なくとも一方の調整を実施して、最も上流側の凝固完了位置と最も下流側の凝固完了位置との差が、予め設定した設定長さ以下になるように鋳片の凝固完了位置の幅方向形状を制御し、
鋳片断面の温度分布の計算値を修正し再推定計算するにあたっては、
上記表面温度分布計測位置より上流で、かつ最終凝固位置より上流である位置を定め、上記誤差が最小となるように該定めた上流位置での鋳片断面の温度分布の計算値を修正し、該修正された上流位置での鋳片断面の温度分布の計算値を用いて再推定計算することを特徴とする連続鋳造鋳片の製造方法。 Estimate and calculate the temperature distribution of multiple slab cross sections from the upstream side to the downstream side in the casting direction using the operating conditions of a continuous casting machine equipped with a light reduction belt for lightly reducing the slab. A method for producing a continuous cast slab in which molten steel is continuously cast by controlling the solidification completion position of the slab within the range of the light pressure lowering zone while predicting the final solidification position and shape from the calculation,
The surface temperature distribution in the slab width direction is measured, and the error between the measured surface temperature measured value and the estimated surface temperature value at the surface temperature distribution measurement position in the estimated calculation result of the temperature distribution of the slab cross section is minimized. By correcting the calculated value of the temperature distribution of the slab cross section and re-estimating, the final solidification position and shape prediction accuracy can be improved to predict the final solidification shape,
Based on the predicted shape of final solidification, the braking force generated by moving the magnetic field in the horizontal direction from the short side of the mold toward the immersion nozzle along the long side of the mold for the molten steel discharge flow from the immersion nozzle The difference between the most upstream solidification completion position and the most downstream solidification completion position is equal to or less than a preset set length. The width direction shape of the solidification completion position of the slab is controlled so that
In correcting and recalculating the calculated temperature distribution of the slab cross section,
Determine the position upstream of the surface temperature distribution measurement position and upstream of the final solidification position, and correct the calculated value of the temperature distribution of the slab cross section at the determined upstream position so that the error is minimized , A method for producing a continuous cast slab characterized by performing re-estimation calculation using a calculated value of a temperature distribution of a cross section of the slab at the corrected upstream position.
少なくとも上記2次冷却の冷却条件に基づく熱流束を使用した熱伝達モデルによって、鋳造方向の上流側から下流側に向けて複数の鋳片断面の温度分布を計算して、上記鋳片の最終凝固位置及び形状を推定すると共に、鋳片長手方向における予め設定した計測位置での鋳片幅方向の温度分布を計測し、
上記計測位置における上記熱伝達モデルで計算した推定温度と上記計測した鋳片幅方向の温度分布とが一致するように、上記熱流束の鋳片幅方向の熱流束分布を補正して鋳片断面の温度分布を再計算することで、最終凝固形状を推定し、
上記推定した最終凝固形状に基づき、浸漬ノズルからの溶鋼吐出流に対する、鋳型の長辺に沿って鋳型の短辺側から浸漬ノズル側へ向かって水平方向に磁界を移動させることによって発生する制動力を調整して、最も上流側の凝固完了位置と最も下流側の凝固完了位置との差が、予め設定した設定長さ以下になるように鋳片の凝固完了位置の幅方向形状を制御し、
上記2次冷却は、複数の冷却ゾーンによって実施され、
上記熱流束分布の倍率を補正するための熱流束分布の補正係数di(i:幅方向補正位置)を上記各冷却ゾーン毎に個別に設定し、
上記補正係数diは、上記熱流束の熱伝達係数に乗算する係数であって該乗算することで熱流束の倍率を補正し、且つ上記幅方向補正位置iを2以上設定することで、上記熱流束分布の倍率が補正されることを特徴とする連続鋳造鋳片の製造方法。 Using a continuous casting machine equipped with a light reduction belt for lightly reducing the slab, the molten steel injected into the mold is solidified by performing secondary cooling while being drawn, and the solidification completion position of the slab is reduced lightly. A method for producing a continuous cast slab in which molten steel is continuously cast within a range of a strip,
By calculating the temperature distribution of a plurality of slab cross sections from the upstream side to the downstream side in the casting direction by a heat transfer model using a heat flux based on the cooling condition of at least the secondary cooling, the final solidification of the slab While estimating the position and shape, measure the temperature distribution in the slab width direction at a preset measurement position in the slab longitudinal direction,
The slab cross section is corrected by correcting the heat flux distribution in the slab width direction of the slab width direction so that the estimated temperature calculated by the heat transfer model at the measurement position matches the measured temperature distribution in the slab width direction. By recalculating the temperature distribution of the
Based on the estimated final solidification shape, the braking force generated by moving the magnetic field in the horizontal direction from the short side of the mold toward the immersion nozzle along the long side of the mold for the molten steel discharge flow from the immersion nozzle Adjusting the width direction shape of the solidification completion position of the slab so that the difference between the solidification completion position on the most upstream side and the solidification completion position on the most downstream side is equal to or less than a preset set length,
The secondary cooling is performed by a plurality of cooling zones,
A heat flux distribution correction coefficient di (i: width direction correction position) for correcting the magnification of the heat flux distribution is set individually for each of the cooling zones ,
The correction coefficient di is a coefficient by which the heat transfer coefficient of the heat flux is multiplied. By multiplying the correction coefficient di, the magnification of the heat flux is corrected, and the width direction correction position i is set to 2 or more. A method for producing a continuous cast slab, wherein the magnification of the bundle distribution is corrected .
少なくとも上記2次冷却の冷却条件に基づく熱流束を使用した熱伝達モデルによって、鋳造方向の上流側から下流側に向けて複数の鋳片断面の温度分布を計算して、上記鋳片の最終凝固位置及び形状を推定すると共に、鋳片長手方向における予め設定した計測位置での鋳片幅方向の温度分布を計測し、
上記計測位置における上記熱伝達モデルで計算した推定温度と上記計測した鋳片幅方向の温度分布とが一致するように、上記熱流束の鋳片幅方向の熱流束分布を補正して鋳片断面の温度分布を再計算することで、最終凝固形状を推定し、
上記推定した最終凝固形状に基づき、浸漬ノズルからの溶鋼吐出流に対する鋳型の長辺に沿って鋳型の短辺側から浸漬ノズル側へ向かって水平方向に磁界を移動させることによって発生する制動力の調整、及び2次冷却の幅切り量の調整の少なくとも一方の調整を実施して、最も上流側の凝固完了位置と最も下流側の凝固完了位置との差が、予め設定した設定長さ以下になるように鋳片の凝固完了位置の幅方向形状を制御し、
上記2次冷却は、複数の冷却ゾーンによって実施され、
上記熱流束分布の倍率を補正するための熱流束分布の補正係数di(i:幅方向補正位置)を上記各冷却ゾーン毎に個別に設定し、
上記補正係数diは、上記熱流束の熱伝達係数に乗算する係数であって該乗算することで熱流束の倍率を補正し、且つ上記幅方向補正位置iを2以上設定することで、上記熱流束分布の倍率が補正されることを特徴とする連続鋳造鋳片の製造方法。 Using a continuous casting machine equipped with a light reduction belt for lightly reducing the slab, the molten steel injected into the mold is solidified by performing secondary cooling while being drawn, and the solidification completion position of the slab is reduced lightly. A method for producing a continuous cast slab in which molten steel is continuously cast within a range of a strip,
By calculating the temperature distribution of a plurality of slab cross sections from the upstream side to the downstream side in the casting direction by a heat transfer model using a heat flux based on the cooling condition of at least the secondary cooling, the final solidification of the slab While estimating the position and shape, measure the temperature distribution in the slab width direction at a preset measurement position in the slab longitudinal direction,
The slab cross section is corrected by correcting the heat flux distribution in the slab width direction of the slab width direction so that the estimated temperature calculated by the heat transfer model at the measurement position matches the measured temperature distribution in the slab width direction. By recalculating the temperature distribution of the
Based on the estimated final solidification shape, the braking force generated by moving the magnetic field in the horizontal direction from the short side of the mold toward the immersion nozzle along the long side of the mold with respect to the molten steel discharge flow from the immersion nozzle. After adjusting at least one of the adjustment and the width adjustment amount of the secondary cooling, the difference between the solidification completion position on the most upstream side and the solidification completion position on the most downstream side is less than or equal to a preset set length. Control the width direction shape of the solidification completion position of the slab so that
The secondary cooling is performed by a plurality of cooling zones,
A heat flux distribution correction coefficient di (i: width direction correction position) for correcting the magnification of the heat flux distribution is set individually for each of the cooling zones ,
The correction coefficient di is a coefficient by which the heat transfer coefficient of the heat flux is multiplied. By multiplying the correction coefficient di, the magnification of the heat flux is corrected, and the width direction correction position i is set to 2 or more. A method for producing a continuous cast slab, wherein the magnification of the bundle distribution is corrected .
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