JP6249099B2 - 連続鋳造機の操業方法 - Google Patents

Description

本発明は、鋼の連続鋳造に用いる連続鋳造機の操業方法に関し、特に、鋳型に振動を与える連続鋳造機の操業方法に関する。

鋼の連続鋳造は、溶鋼を、取鍋からタンディッシュを経て鋳型に注入し、鋳型内で凝固シェルを形成した後、未凝固領域を含む鋳片を鋳型の下方へ引き抜くことにより実施している。連続鋳造機の操業、特に、溶鋼を高速で鋳造するに際しては、鋳型の内壁に凝固シェルの一部が焼付きによって拘束され、この拘束部の作用により健全な凝固シェルの形成が阻害されることがある。この場合、種々の製品欠陥が発生するだけでなく、ブレークアウトが発生するおそれがある。

従来は、鋳型内の溶鋼へと投入するパウダーを選定することで、この問題に対応していた。溶融したパウダーは、溶鋼の表面に浮いて広がり、鋳型と凝固シェルとの間に供給され、これらの間の摩擦力を低減する潤滑剤として機能する。これにより、鋳型の内壁に対する凝固シェルの焼付きを、ある程度、抑制することができる。

しかし、近年、連続鋳造の操業は、多種多様の鋼種を対象とし、様々な鋳造条件で実施される。このため、パウダーの物性を変更して対応することには限界がある。そこで、パウダーの投入とともに、鋳型に振動を与えることが試みられている。鋳型に適切な振動を与えることにより、鋳型内での焼き付きを抑制することができる。

特許文献１には、正弦波形から偏倚した偏倚正弦波形を有する振動を、鋳型に、上下方向に与えることが開示されている。特許文献１では、偏倚正弦波形の具体的な形として、下記（Ｘ）式が挙げられている。
Ｚ＝ａ_１ｓｉｎ２πｆｔ＋ａ_２ｓｉｎ４πｆｔ＋ａ_３ｓｉｎ６πｆｔ＋ … （Ｘ）
ここで、Ｚ：鋳型の変位（ｍｍ）、ａ_１、ａ_２、ａ_３、…：振幅（ｍｍ）、ｆ：鋳型の振動数（サイクル／ｓ）、ｔ：時間（ｓ）である。

特許文献１では、振動波形を正弦波とした場合に比して、上記（Ｘ）式の波形の振動を、
（i） ネガティブストリップ期間の鋳型の最大下降速度を大きく、
（ii） ポジティブストリップ期間の鋳型の最大上昇速度を小さく、
（iii）ネガティブストリップ期間を短く、そして、
（iv） ポジティブストリップ期間を長く
するように調整する、とされている。

ネガティブストリップ期間は、鋳型の下降速度が未凝固鋳片の引抜き速度よりも速い期間であり、ポジティブストリップ期間は、鋳型の速度が未凝固鋳片の引抜き速度よりも遅い期間である。特許文献１によれば、上記（i）〜（iv）の要件を満たすようにすることにより、鋳型と凝固シェルとの間への溶融パウダーの流入量を増加させ、ブレークアウトの発生を減少させることができるとされている。

しかし、特許文献１の方法では、鋳型の振動において、鋳型の移動が上昇から下降へと急激に変化する。この際、鋳型内のメニスカス近傍に付着した溶融パウダー、および未溶融のパウダーが、溶鋼に巻き込まれる。これにより、使用するパウダーの種類によっては、鋳片の表面品質が悪化したり、操業上のトラブルが生じたりする。

なお、従来は、鋳型を振動させるために、電動モータと、偏芯カムと、を備えた振動装置が用いられており、偏芯カムの形状により、所望の振動波形を得ていた。この場合、振動波形を変更するためには、振動波形に対応した偏芯カムを用意する必要があった。近年、鋳型を振動させるために、電気油圧式振動装置が用いられるようになっている。これにより、特許文献１、および下記特許文献２に開示されているような複雑な波形で鋳型を振動させる際、パラメータを変更することが容易になっている。

特許文献２には、下記（Ｙ）式で表される波形で、鋳型を上下方向に振動させる連続鋳造機の操業方法が開示されている。
Ｚ＝Ａ（ｓｉｎ２πｆｔ＋ｂｃｏｓ４πｆｔ＋ｃ） …（Ｙ）
ここで、Ｚ：鋳型の変位（ｍｍ）、Ａ：鋳型の振動ストロークＳ（ｍｍ）の１／２、ｂ：歪み定数、ｃ：歪み定数、ｆ：鋳型の振動数（Ｈｚ／６０）、ｔ：時間（ｓ）である。

特許文献２によれば、このような振動波形を採用することにより、鋳型の上昇から下降への急激な変化が生じないようにし、溶融パウダー、および未溶融のパウダーが溶鋼へ巻き込まれないようにすることができるとされている。

このような振動波形を採用すると、振動の中立位置が、上下いずれかにずれる。この場合、鋳型内での未凝固鋳片の移動経路が鉛直方向に沿う垂直連続鋳造では、振動の対称性は確保される。これに対し、鋳型内での未凝固鋳片の移動経路が湾曲した湾曲連続鋳造では、振動の対称性がなくなるため、鋳型内潤滑不良や、パウダーの溶鋼への巻き込みなどの問題が発生しやすくなる。

また、特許文献２の上記振動波形を採用した場合、時間ｔ＝０での変位Ｚは、０ではなく、ＳＣ／２となる。この場合、鋳型を振動させる振動装置の運転開始時に、所定の振動波形で鋳型を振動させることができず、鋳型は、たとえば、時間に対してステップ状に変位する。これにより、鋳造開始時に鋳型の下部の開口を塞ぐ（シールする）ダミーバーが、開口を十分にシールできなくなり、鋳型から溶鋼が漏れ出ることがある。

特公平４−７９７４４号公報 特許第３６５１４４７号公報

本発明の目的は、上記先行技術の問題、特に湾曲連続鋳造における中立位置がずれることによる潤滑不良およびパウダーの溶鋼への巻き込みを防止することができる、連続鋳造機の操業方法を提供することである。
本発明の他の目的は、鋳造初期のトラブル（シール漏れなど）を防止することができ、振動装置の運転開始時から、所定の振動波形で鋳型を振動させることができる、連続鋳造機の操業方法を提供することである。

本発明は、下記の連続鋳造機の操業方法を要旨とする。
連続鋳造用の鋳型からの鋳片の引抜きを、前記鋳型を上下方向に振動させつつ行う連続鋳造機の操業方法において、
下記（１）式により表される振動波形を有し、下記（２）式を満たすように、前記鋳型を振動させる工程を含む、連続鋳造機の操業方法。
ｒ（ｔ）＝（Ｓ／２）｛ｓｉｎ（ωｔ＋φ）＋ｂｃｏｓ２（ωｔ＋φ）＋ｂ｝ …（１）

ただし、ｒ（ｔ）：鋳型の変位（ｍｍ）
Ｓ：鋳型の振動ストロークＳ（ｍｍ）
ω：角速度（＝２πｆ）（ｒａｄ／ｓ）
ｆ：鋳型の振動数（Ｈｚ）
ｔ：時間（ｓ）
φ：初期位相（°）
ｂ：非サイン係数（０＜ｂ≦０．２５）。

本発明の操業方法によれば、鋳型は、上記（１）式により表される振動波形で振動させられる。湾曲連続鋳造で、上記（１）式により表される振動波形では、中立位置のずれはない。このため、潤滑不良およびパウダーの溶鋼への巻き込みを防止することができる。

また、上記（２）式を満たすことにより、ｒ（０）＝０、すなわち、振動装置の運転開始時に、鋳型の変位が０となる。このため、振動装置の運転開始時から、所定の振動波形で鋳型を振動させることができるので、鋳造初期のトラブルを防止することができる。

本発明の操業方法を適用できる連続鋳造機の構成例を示す断面図である。 ｂ＝０．４０、φ＝３３．６６のときの振動波形（参考例の振動波形）を示す図である。 本発明において、ｂ＝０．１５、φ＝１６．０８のときの振動波形を示す図である。 本発明において、ｂ＝０．２０、φ＝２０．５３５のときの振動波形を示す図である。 本発明において、ｂ＝０．２５、φ＝２４．４６のときの振動波形を示す図である。 振動波形毎の最大摩擦力を示す図である。

図１は、本発明の操業方法を適用できる連続鋳造機の構成例を示す断面図である。タンディッシュ１には、図示しない取鍋から供給された溶鋼６が収容される。タンディッシュ１の下方には、筒形で、上下に開口を有する鋳型３が配置されている。溶鋼６は、タンディッシュ１から浸漬ノズル２を経て、鋳型３の上部の開口から、鋳型３内に注入される。

鋳型３には、振動装置２０が接続されている。振動装置２０は、電気油圧方式で、鋳型３に上下方向の振動を与える。振動装置２０は、制御部を備えている。制御部には、波形のパラメータを入力可能であり、振動装置２０は、入力されたパラメータに基づいて、様々な波形の振動を生じさせることができる。連続鋳造を行っている間、このようにして生成された波形の振動が、鋳型３に与えられる。

鋳型３内の溶鋼６には、パウダーが投入される。パウダーは、溶鋼６の熱により溶融し、溶融パウダーとなって、鋳型３内の溶鋼６の表面に広がる。溶鋼６において、鋳型３との接触部または対向部近傍の部分は、冷却され、固化して、筒状の凝固シェル７となる。溶融パウダーは、鋳型３と凝固シェル７との間に供給される。これにより、鋳型３と凝固シェル７との摩擦力が低減される。

凝固シェル７の内部は、溶鋼６で満たされている。溶鋼６は、鋳型３を通ることによっては完全には凝固せず、未凝固の部分を含む未凝固鋳片となる。未凝固鋳片は、鋳型３の下方に配置された図示しない二次冷却スプレーノズル群から噴射される冷却水により冷却される。これにより、凝固シェル７が拡大する。

未凝固鋳片は、鋳型３の直下に配置されたフットロール４と、フットロール４に対して未凝固鋳片の移動方向下流側（以下、単に、「下流側」という。）に配置された複数のローラーエプロン５によって支持されながら、ローラーエプロン５の下流側に配置されたピンチロール８によって引き抜かれる。そして、未凝固鋳片は、ピンチロール８の下流側に配置された圧下ロール９によって圧下されて、未凝固の部分を実質的に含まない鋳片となる。

上述のように、本発明の、連続鋳造機の操業方法では、（１）式により表される振動波形で鋳型を振動させる。従来技術における（Ｘ）式の波形が、周期の異なる正弦波のみを組み合わせた合成波形であるのに対して、（１）式の波形は、正弦波と余弦波との合成波形である。また、（１）式は、初期位相φが導入されてｒ（０）＝０とされている点で、（Ｘ）式と大きく異なる。

（１）式において、φ＝０とすると、鋳型の変位ｒ（ｔ）は、ωｔ＝π／２のとき、最大値（Ｓ／２）をとり、ωｔ＝−π／２のとき、最小値（−Ｓ／２）をとる。また、鋳型の変位ｒ（ｔ）の最大値および最小値は、初期位相φには依存しない。したがって、（１）式により表される振動波形では、中立位置のずれはない。このため、垂直連続鋳造のみならず、湾曲連続鋳造でも、潤滑不良およびパウダーの溶鋼への巻き込みを防止することができる。

また、時間ｔ＝０で鋳型の変位が０となるためには、下記（３）式を満たす必要がある。下記（３）式は、（１）式に、ｔ＝０を代入し、ｒ（０）＝０とすることにより得られる。
０＝ｓｉｎφ＋ｂｃｏｓ２φ＋ｂ …（３）

三角関数の公式、ｃｏｓ２φ＝１−２ｓｉｎ^２φを用いると、（３）式は、下記（４）式に書き換えることができる。
２ｂｓｉｎ^２φ−ｓｉｎφ−２ｂ＝０ （ｂ＞０） …（４）

｜ｓｉｎφ｜≦１であるので、（４）式を、ｓｉｎφについて解くと、下記（５）式が得られる。
ｓｉｎφ＝｛１−（１＋１６ｂ^２）^１／２｝／４ｂ …（５）

三角関数の公式、ｔａｎφ＝ｓｉｎφ／ｃｏｓφ、およびｃｏｓφ＝±（１−ｓｉｎ^２φ）^１／２を用いて、（５）式をφについて解くと、上記（２）式が得られる。

すなわち、（２）式を満たすことにより、時間ｔ＝０での鋳型の変位ｒ（０）が０となる。このため、鋳型を振動させる振動装置の運転開始時から、所定の振動波形で鋳型を振動させることが可能となり、鋳型の開口を、ダミーバーで良好にシールすることが可能となる。

（２）式から、φについて、２つの値が得られる。振動開始時の鋳型の移動方向が上方向であれば、ｄｒ（０）／ｄｔ＞０であるので、ｃｏｓφ＞０となるφを採用すればよい。

非サイン係数ｂは、０＜ｂ≦０．２５の範囲の値をとる。
ｂは、ｂｃｏｓ２（ωｔ＋φ）の項では、ｃｏｓ２（ωｔ＋φ）の係数であり、ｓｉｎ（ωｔ＋φ）の項に対するｂｃｏｓ２（ωｔ＋φ）の項の大きさを決定する。０．２５＜ｂの場合、ｓｉｎ（ωｔ＋φ）の項に対するｂｃｏｓ２（ωｔ＋φ）の項の大きさが大きくなりすぎ、鋳型が最も上昇すべきωｔ＋φ＝π（１／２＋２ｎ）（ｎは、０または正の整数）のときに、鋳型が下降してしまうという問題が生じる。このため、ｂ≦０．２５とする。参考までに、ｂ＝０．４、および、初期位相φ＝３３．６６°の場合の波形を図２に示す。図２に示したように、０．２５＜ｂを満たすｂ＝０．４の場合、鋳型が最も上昇すべきωｔ＋φ＝π（１／２＋２ｎ）（ｎは、０または正の整数）のときに、鋳型が下降してしまう。それゆえ、本発明では、ｂ≦０．２５とする。

一方、ｂが０であれば、鋳型の変位ｒ（ｔ）の波形は単振動となり、０＜ｂの場合に比して、鋳型と凝固シェルとの間への溶融パウダーの流入量を増加させることができない。それゆえ、本発明では、０＜ｂとする。単振動である場合に比して溶融パウダーの流入量を十分に増加させるために、本発明では、０．１５≦ｂであることが好ましい。

表１に、非サイン係数ｂが、０．１５、０．２０、０．２５である場合に、（２）式から求められる初期位相φの値を示す。非サイン係数ｂの値に応じて、（２）式を満たす初期位相φの値を採用することにより、ｒ（０）＝０とすることができる。

図３〜図５に、非サイン係数ｂ、および初期位相φの値として、表１に示す組み合わせ、すなわち、（ｂ＝０．１５、φ＝１６．０８）、（ｂ＝０．２０、φ＝２０．５３５）、（ｂ＝０．２５、φ＝２４．４６）を、それぞれ採用したときの、（１）式に基づく波形（時間ｔと、鋳型の変位ｒ（ｔ）との関係）を示す。

図３〜図５の各々において、（１）式において、ｓｉｎ（ωｔ＋φ）の部分を一次波形とし、ｂｃｏｓ２（ωｔ＋φ）の部分を二次波形とし、ｒ（ｔ）を合成波形として示している。ここで、Ｓ＝４ｍｍ、ω＝２πｒａｄ／ｓとした。

図３〜図５に示す合成波形では、振動波形が正弦波である場合に比して、最大変位（最高点）近傍における移動速度の変化が小さく、最小変位（最低点）近傍における移動速度の変化が大きくなっている。非サイン係数ｂを大きくするほど、最大変位近傍において、移動速度の変化が小さい期間が長くなる。また、振動波形が正弦波である場合に比して、最小変位近傍と最大変位近傍との間の期間では、鋳型の移動速度（上昇速度、および下降速度）が大きくなっている。

鋳型の下降速度が大きいことにより、鋳型と凝固シェルとの間に押し込まれる（ポンピングされる）溶融パウダーの量が多くなる。鋳型の上昇速度が大きいことにより、パウダーが、鋳型の内壁面に、より近い領域にまで至るようにする（パウダーの流路を広げる）ことができる。最大変位近傍で、鋳型の移動速度が小さい期間が長いことにより、パウダーの流路が広がった状態が長く続くようにすることができる。したがって、図３〜図５に示す合成波形で、鋳型を上下に振動させることにより、鋳型と凝固シェルとの間の潤滑性を高くすることができる。

また、図３〜図５に示す合成波形では、いずれも、ｔ＝０のときの鋳型の変位は、最大変位（２ｍｍ）と最小変位（−２ｍｍ）との中間位置、すなわち、中立位置にある。これにより、シール漏れ等の鋳造初期のトラブルを防止することができる。また、中立位置のずれがないことにより、鋳型内潤滑不良、およびパウダーの溶鋼への巻き込みを抑制するという効果を、安定して奏することができる。

非サイン係数ｂが大きいほど、鋳型と凝固シェルとの間の潤滑性を高くすることができる一方、パウダーの物性によっては、溶融パウダーが溶鋼中に巻き込まれやすくなる。これらを考慮して、パウダーの物性に合わせて、非サイン係数ｂの値として、適当なものを採用するか、非サイン係数ｂの値に合わせて、適当な物性を有するパウダーを採用することが好ましい。たとえば、非サイン係数ｂの値が大きい場合、凝固点温度が高く、溶融パウダーの粘度が高いパウダーを採用すると、溶融パウダーの溶鋼中への巻き込みを、効率的に抑えることができる。

振動波形の違いによる、パウダーの潤滑性能の違いを調査した。振動波形として、正弦波、図３に示す波形（ｂ＝０．１５）、および図５に示す波形（ｂ＝０．２５）をそれぞれ採用した。各波形で、油圧式振動装置を用いて、鋳型を上下方向に振動させながら、連続鋳造を行った。いずれの振動波形で鋳型を振動した場合も、同一特性のパウダー（凝固温度：１１５４℃、１３００℃における溶融パウダーの粘度：０．１４Ｐａ・ｓ）を用いた。上記油圧式振動装置により、鋳型振動時の荷重であって、鋳型上昇期の最大荷重（以下、単に、「最大荷重」という。）を測定した。

潤滑性能は、最大摩擦力により評価した。最大摩擦力Ｆは、
Ｆ＝（Ｌ１−Ｌ２）／Ｓ
で表される。ここで、
Ｌ１：鋳造時（鋳型内に溶鋼が存在するとき）の最大荷重
Ｌ２：非鋳造時（鋳型内に溶鋼が存在しないとき）の最大荷重
Ｓ：鋳型の内面において、溶鋼と接触または対向している部分の面積
である。

図６に、振動波形毎の最大摩擦力を示す。振動波形として、正弦波を採用した場合に比して、図３および図５に示す波形を採用した場合の方が、最大摩擦力は小さくなっている。すなわち、正弦波を採用した場合に比して、（１）式の波形（ｂ＝０．１５、０．２５）を採用した場合の方が、鋳型と凝固シェルとの間におけるパウダーの潤滑性能は高くなる。また、ｂ＝０．１５とした場合より、ｂ＝０．２５とした場合の方が、潤滑性能は高くなっている。

３…鋳型
２０…振動装置

Claims (2)

1. 連続鋳造用の鋳型からの鋳片の引抜きを、前記鋳型を上下方向に振動させつつ行う連続鋳造機の操業方法において、
   下記（１）式により表される振動波形を有し、下記（２）式を満たすように、前記鋳型を振動させる工程を含む、連続鋳造機の操業方法。
   ｒ（ｔ）＝（Ｓ／２）｛ｓｉｎ（ωｔ＋φ）＋ｂｃｏｓ２（ωｔ＋φ）＋ｂ｝ …（１）
   

   

   ただし、ｒ（ｔ）：鋳型の変位（ｍｍ）
   Ｓ：鋳型の振動ストロークＳ（ｍｍ）
   ω：角速度（＝２πｆ）（ｒａｄ／ｓ）
   ｆ：鋳型の振動数（Ｈｚ）
   ｔ：時間（ｓ）
   φ：初期位相（°）
   ｂ：非サイン係数（０＜ｂ≦０．２５）。
2. 請求項１の操業方法において、０．１５≦ｂである、連続鋳造機の操業方法。

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