JP6379955B2 - 連続鋳造方法 - Google Patents
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Description
本発明は、電磁ブレーキを有する連続鋳造装置を用いて高いスループットの連続鋳造を実現する連続鋳造方法に関するものである。
連続鋳造設備とは、溶融金属を鋳造してスラブ、ビレット等を製造する設備である。
スラブの連続鋳造は、タンディッシュに貯められた溶鋼を、タンディッシュ底部に接続された浸漬ノズルを介して、鋳型に溶鋼を供給される。例えば、浸漬ノズルは、２孔の吐出孔を有するものが広く用いられており、鋳型長辺方向と平行に高速高温な溶鋼が吐出孔を通じて噴出するものがある。
スラブの連続鋳造は、タンディッシュに貯められた溶鋼を、タンディッシュ底部に接続された浸漬ノズルを介して、鋳型に溶鋼を供給される。例えば、浸漬ノズルは、２孔の吐出孔を有するものが広く用いられており、鋳型長辺方向と平行に高速高温な溶鋼が吐出孔を通じて噴出するものがある。
まず、本願発明を説明する上で重要な用語である「鋳造速度」と「スループット」の違いにつて説明する。
鋳造速度とは、連続鋳造機における鋳片の引き抜き速度であり、[ｍ／ｍｉｎ]を単位として表記される物理量である。一方、スループットとは、１分間あたりに生産される鋳片の重さであり、[ｔｏｎ／ｍｉｎ]を単位として表記される物理量である。
したがって、スループットと鋳造速度との間には、スループット[ｔｏｎ／ｍｉｎ]＝鋳片断面積[ｍ２]×鋳造速度[ｍ／ｍｉｎ]×比重(７．８)[ｔｏｎ／ｍ３]という関係が成り立つ。
鋳造速度とは、連続鋳造機における鋳片の引き抜き速度であり、[ｍ／ｍｉｎ]を単位として表記される物理量である。一方、スループットとは、１分間あたりに生産される鋳片の重さであり、[ｔｏｎ／ｍｉｎ]を単位として表記される物理量である。
したがって、スループットと鋳造速度との間には、スループット[ｔｏｎ／ｍｉｎ]＝鋳片断面積[ｍ２]×鋳造速度[ｍ／ｍｉｎ]×比重(７．８)[ｔｏｎ／ｍ３]という関係が成り立つ。
さて、一般的な連続鋳造装置におけるスループットは５［ｔｏｎ／ｍｉｎ］以下であるが、生産性向上の観点からより高いスループットを実現することが望まれている。例えば、１０［ｔｏｎ／ｍｉｎ］を超える鋳造が可能となれば、同じ生産量を達成するための連続鋳造機の数が半分で良くなり、大幅なコストの低減が可能となるからである。
しかしながら、１０［ｔｏｎ／ｍｉｎ］を超える鋳造を実現するために解決しなければならない最大の課題は、ブレイクアウト防止である。
吐出孔から噴出する溶鋼の流速が高くなると、鋳型短辺上の凝固シェルを再溶解することになるが、この凝固シェルが溶解してしまうと、ブレイクアウトが発生し、鋳造することが不可能となるからである。
吐出孔から噴出する溶鋼の流速が高くなると、鋳型短辺上の凝固シェルを再溶解することになるが、この凝固シェルが溶解してしまうと、ブレイクアウトが発生し、鋳造することが不可能となるからである。
さて、溶鋼の流速が高まることに起因する凝固シェルの再溶解を防止するためには、鋳型厚みに対して垂直方向に静磁場を印可する電磁ブレーキと呼ばれる電磁力制御方法が有効である。
特許文献２には、高速連続鋳造において無手入れ鋳造鋳片を安定して製造することを目的として、連続鋳造用鋳型の対向側壁の相互間に静磁場を印加して、浸漬ノズルを通して該連続鋳造用鋳型内へ供給する溶鋼の噴流を制御するに当たり、６［ｔｏｎ／ｍｉｎ］以上のスループットにして溶鋼を連続鋳造鋳型内へ供給するとともに、前記浸漬ノズルの上下に各々電磁石を配置して連続鋳造用鋳型のメニスカス部に磁束密度が少なくとも０．５［Ｔ］になる静磁場を、浸漬ノズルの吐出口から噴出した溶鋼噴流の下方部域には磁束密度が０．５［Ｔ］以上になる静磁場を同時に印加する方法が開示されている。
すなわち、特許文献２に開示された方法は、超電導磁石を用いて０．５〜５．０Ｔという強大な磁束密度を適用することで、スループットを６〜１０［ｔｏｎ／ｍｉｎ］とする鋳造技術を開示している。なお、一般的な連続鋳造機の電磁ブレーキにより発生する磁束密度は０．１〜０．５［Ｔ］程度である。
しかしながら、特許文献１に開示された方法は、超電導磁石を用いるために、超電導体を液体ヘリウムで冷却するための大掛かりな設備が必要となり、簡単には導入することができず、維持管理に多大な労力が必要となるという問題がある。
しかしながら、特許文献１に開示された方法は、超電導磁石を用いるために、超電導体を液体ヘリウムで冷却するための大掛かりな設備が必要となり、簡単には導入することができず、維持管理に多大な労力が必要となるという問題がある。
特許文献１には、中炭素鋼の鋳造時に発生が懸念される鋳片短辺部の凝固シェル再溶解に起因する再溶解性ブレイクアウトを完全に防止することを目的として、炭素含有量が０．０８〜０．１６［質量％］の中炭素鋼を、鋳片厚さに相当する厚さが２４０［ｍｍ］を超え、鋳造方向の長さが１．１m以下の鋳型を用いて連続鋳造において、ＣａＯ／ＳｉＯ２が１．２〜２．５、凝固温度が１２００〜１２８０［℃］であるモールドフラックスと、吐出孔が水平方向よりも下方に向いた浸漬ノズルを使用する場合に、磁極の鋳造方向中心位置を前記吐出孔よりも下方の位置として静磁場印加装置を配置するとともに、鋳型厚さ方向中心部における磁場の強度が０．１５［Ｔ］以上の静磁場を溶鋼に印加し、鋳片の凝固シェル健全指数Aが１９０以上となる条件で鋳造する方法を開示している。
しかしながら、特許文献１に開示された方法では、１０［ｔｏｎ／ｍｉｎ］を超えるスループットを実現することは困難である。
本発明は、超電導磁石を用いることなく、スループット１０［ｔｏｎ／ｍｉｎ］〜１５［ｔｏｎ／ｍｉｎ］の鋳造を実現することを目的とする。
溶鋼吐出流の単位体積・単位時間当たりの熱エネルギーをＥｆ、吐出流が衝突する位置において凝固シェルを溶解するのに必要な単位体積当たりのエネルギーをＥｓ、とするときに
Ｐ＝Ｅｆ／Ｅｓ …（式１）
により計算されるＰの鋳型内における最大値Ｐｍａｘの逆数（１／Ｐｍａｘ）が、凝固シェルが再び溶解する迄に要する時間に相当する物理量（以下、「凝固シェル再溶解時間」という。）であることを発明者らは見出した。
Ｐ＝Ｅｆ／Ｅｓ …（式１）
により計算されるＰの鋳型内における最大値Ｐｍａｘの逆数（１／Ｐｍａｘ）が、凝固シェルが再び溶解する迄に要する時間に相当する物理量（以下、「凝固シェル再溶解時間」という。）であることを発明者らは見出した。
また、発明者らは、既に経験したブレイクアウト発生時のデータを基礎にしてＰｍａｘを計算し、Ｐｍａｘが２．６６以下であればブレイクアウトは発生しないこと、言い換えれば、凝固シェル再溶解時間を１／２．６６≒０．３８［ｓ］よりも大きな値となるような連続鋳造設備をつくることで、ブレイクアウトの発生を防止する指針となることを見出した。
本発明は以上の知見に基づいてなされたものであって、その要旨は以下の通りである。
本発明は以上の知見に基づいてなされたものであって、その要旨は以下の通りである。
（１）鋳型長辺側に２本の鉄芯を具備する電磁ブレーキを有する連続鋳造装置を用いて、１０［ｔｏｎ／ｍｉｎ］〜１５［ｔｏｎ／ｍｉｎ］のスループットで鋳造する連続鋳造方法であって、
鋳型短辺面の各位置において、溶鋼吐出流の単位体積・単位時間当たりの熱エネルギーをＥｆ 、凝固シェルを溶解するのに必要な単位体積当たりのエネルギーをＥｓ、とするときに
Ｐ＝Ｅｆ／Ｅｓ …（式１）により計算されるＰの鋳型内における最大値Ｐｍａｘの逆数（１／Ｐｍａｘ）が、０．３８［ｓ］以上となることを特徴とする連続鋳造方法。
鋳型短辺面の各位置において、溶鋼吐出流の単位体積・単位時間当たりの熱エネルギーをＥｆ 、凝固シェルを溶解するのに必要な単位体積当たりのエネルギーをＥｓ、とするときに
Ｐ＝Ｅｆ／Ｅｓ …（式１）により計算されるＰの鋳型内における最大値Ｐｍａｘの逆数（１／Ｐｍａｘ）が、０．３８［ｓ］以上となることを特徴とする連続鋳造方法。
（２）鋳型長辺側に２本の鉄芯を具備する電磁ブレーキを有する連続鋳造装置を用いて、１０［ｔｏｎ／ｍｉｎ］〜１５［ｔｏｎ／ｍｉｎ］のスループットで鋳造する連続鋳造方法であって、電磁ブレーキの鉄芯中心位置（ｘ０，ｙ０）［ｍｍ］、浸漬ノズルの吐出孔下端位置（ｘ１，ｙ１）［ｍｍ］および吐出孔角度αから
ｈ＝ｙ１＋（ｘ０−ｘ１）ｔａｎα−ｙ０ …（式２）
と計算される鋳型深さ方向の距離ｈが０［ｍｍ］以上であり、
鋳型厚み中心における磁束密度は０．４［Ｔ］から０．５［Ｔ］である、
ことを特徴とする連続鋳造方法。
ｈ＝ｙ１＋（ｘ０−ｘ１）ｔａｎα−ｙ０ …（式２）
と計算される鋳型深さ方向の距離ｈが０［ｍｍ］以上であり、
鋳型厚み中心における磁束密度は０．４［Ｔ］から０．５［Ｔ］である、
ことを特徴とする連続鋳造方法。
（３）浸漬ノズルの吐出孔上端が湯面から２２０〜４００［ｍｍ］の位置にあることを特徴とする（２）に記載の連続鋳造方法。
本発明の方法は、超電導磁石を用いることなく、スループット１０［ｔｏｎ／ｍｉｎ］〜１５［ｔｏｎ／ｍｉｎ］の連続鋳造を実現できるという顕著な効果を奏する。
本発明の実施形態は、鋳型長辺側に２本の鉄芯を具備する電磁ブレーキを有する連続鋳造装置を用いて１０［ｔｏｎ／ｍｉｎ］〜１５［ｔｏｎ／ｍｉｎ］のスループットで鋳造する連続鋳造方法である。
（第１の実施形態）
第１の実施形態は、次に述べる凝固シェル溶解時間を０．３８［ｓ］以上とする方法である。
第１の実施形態は、次に述べる凝固シェル溶解時間を０．３８［ｓ］以上とする方法である。
［凝固シェル溶解時間］
凝固シェル溶解時間とは、鋳型長辺側に２本の鉄芯を有する電磁ブレーキを有する連続鋳造設備を用いて連続鋳造を行うにあたり、溶鋼吐出流の単位体積・単位時間当たりの熱エネルギーをＥｆ、吐出流が衝突する位置において凝固シェルを溶解するのに必要な単位体積当たりのエネルギーをＥｓ、とするときに
Ｐ＝Ｅｆ／Ｅｓ …（式１）
により計算される再溶解性指数Ｐの鋳型内における最大値Ｐｍａｘの逆数（１／Ｐｍａｘ）である。
凝固シェル溶解時間とは、鋳型長辺側に２本の鉄芯を有する電磁ブレーキを有する連続鋳造設備を用いて連続鋳造を行うにあたり、溶鋼吐出流の単位体積・単位時間当たりの熱エネルギーをＥｆ、吐出流が衝突する位置において凝固シェルを溶解するのに必要な単位体積当たりのエネルギーをＥｓ、とするときに
Ｐ＝Ｅｆ／Ｅｓ …（式１）
により計算される再溶解性指数Ｐの鋳型内における最大値Ｐｍａｘの逆数（１／Ｐｍａｘ）である。
＜再溶解性指数Ｐ［１／ｓ］＞
図１は、連続鋳造装置の鋳型内部を説明する模式図である。
図１は、左右対称の装置の右側について記載するが、左側も同様の装備等がある。
図１において、１は原点（０，０）［ｍｍ］、２１は鋳型短辺、４は浸漬ノズル、５は湯面、６は吐出孔、６１は吐出孔角度、６２は吐出孔上端、６３は吐出孔下端（ｘ１，ｙ１）［ｍｍ］、６４は吐出流、７は凝固シェルであり、鋳造方向をｙ［ｍｍ］、鋳型幅方向をｘ［ｍｍ］、鋳型厚み方向をｚ［ｍｍ］とする。
浸漬ノズル４の吐出孔下端６３から吐出した溶鋼は、吐出流６４となって、吐出孔角度６１の方向にながれていき、凝固シェル７に衝突し、凝固シェルを再溶解する。
図１は、連続鋳造装置の鋳型内部を説明する模式図である。
図１は、左右対称の装置の右側について記載するが、左側も同様の装備等がある。
図１において、１は原点（０，０）［ｍｍ］、２１は鋳型短辺、４は浸漬ノズル、５は湯面、６は吐出孔、６１は吐出孔角度、６２は吐出孔上端、６３は吐出孔下端（ｘ１，ｙ１）［ｍｍ］、６４は吐出流、７は凝固シェルであり、鋳造方向をｙ［ｍｍ］、鋳型幅方向をｘ［ｍｍ］、鋳型厚み方向をｚ［ｍｍ］とする。
浸漬ノズル４の吐出孔下端６３から吐出した溶鋼は、吐出流６４となって、吐出孔角度６１の方向にながれていき、凝固シェル７に衝突し、凝固シェルを再溶解する。
いま、ある微小面積(ΔｙΔｚ)における凝固シェルに衝突する単位時間あたりの熱エネルギーＥｆは、ρＬを溶鋼比重［ｋｇ／ｍ３］、ＣＰを比熱［Ｊ／ｋｇ］、ｕを衝突流速［ｍ／ｓ］、Ｔを溶鋼温度［Ｋ］、Ｔｓを液相線温度［Ｋ］とすると（式１１)のように表現できる。
Ｅｆ＝ρＬＣＰｕ（Ｔ−Ｔｓ）ΔｙΔｚ＝ρＬＣＰｕΔＴΔｙΔｚ …（式１１）
Ｅｆ＝ρＬＣＰｕ（Ｔ−Ｔｓ）ΔｙΔｚ＝ρＬＣＰｕΔＴΔｙΔｚ …（式１１）
この位置の凝固シェル厚みをΓ［ｍ］とすると、凝固シェルが断熱状態で静止している場合に、凝固シェルを溶解するためのエネルギーＥｓは、ρＳは凝固シェルの比重［ｋｇ／ｍ３］、ΔＨは融解潜熱［Ｊ／ｋｇ］であり、（式１２）のように表現できる。
Ｅｓ＝ρｓΔＨΓΔｙΔｚ …（式１２）
さらに（式１）を用い、液相と固相の密度（ρＬ，ρＳ）は小さいため等しいとすると、（式１３）のように再溶解性指数Ｐを得ることができる。
Ｐ＝Ｅｆ／Ｅｓ＝（ρＬＣＰｕΔＴΔｙΔｚ）／（ρｓΔＨΓΔｙΔｚ）
＝（ＣＰｕΔＴ）／（ΔＨΓ） …（式１３）
（式１３）の再溶解性指数Ｐは、凝固シェルが静止している場合に、シェルが溶解するまでの時間の逆数を意味し、単位は［１／ｓ］である。
Ｅｓ＝ρｓΔＨΓΔｙΔｚ …（式１２）
さらに（式１）を用い、液相と固相の密度（ρＬ，ρＳ）は小さいため等しいとすると、（式１３）のように再溶解性指数Ｐを得ることができる。
Ｐ＝Ｅｆ／Ｅｓ＝（ρＬＣＰｕΔＴΔｙΔｚ）／（ρｓΔＨΓΔｙΔｚ）
＝（ＣＰｕΔＴ）／（ΔＨΓ） …（式１３）
（式１３）の再溶解性指数Ｐは、凝固シェルが静止している場合に、シェルが溶解するまでの時間の逆数を意味し、単位は［１／ｓ］である。
＜凝固シェル再溶解時間（１／Ｐｍａｘ）［ｓ］＞
再溶解性指数Ｐの値が大きいほど、再溶解する危険性が高い。
この再溶解性指数Ｐを、鋳型深さ方向に算出し、その最大値をＰｍａｘとし、さらにその逆数（１／Ｐｍａｘ）を凝固シェル再溶解時間［ｓ］として凝固シェル再溶解の危険性、すなわち、ブレイクアウト発生の危険性を評価する指針として取り扱う。
凝固シェル再溶解時間（１／Ｐｍａｘ）［ｓ］を求めるにあたり、過去において凝固シェルの再溶解によりブレイクアウトが発生したときの鋳型条件を用いて後述する数値解析シミュレーションにより計算を行った。
再溶解性指数Ｐの値が大きいほど、再溶解する危険性が高い。
この再溶解性指数Ｐを、鋳型深さ方向に算出し、その最大値をＰｍａｘとし、さらにその逆数（１／Ｐｍａｘ）を凝固シェル再溶解時間［ｓ］として凝固シェル再溶解の危険性、すなわち、ブレイクアウト発生の危険性を評価する指針として取り扱う。
凝固シェル再溶解時間（１／Ｐｍａｘ）［ｓ］を求めるにあたり、過去において凝固シェルの再溶解によりブレイクアウトが発生したときの鋳型条件を用いて後述する数値解析シミュレーションにより計算を行った。
図２は、磁束密度と凝固シェル再溶解時間（１／Ｐｍａｘ）との関係を説明する図である。凝固シェル再溶解時間（１／Ｐｍａｘ）［ｓ］の計算にはシミュレーションを利用した。
図２において、グループ１はブレイクアウトが発生しているグループであり、グループ２はブレイクアウトが発生していないグループである。
磁束密度が０．２１［Ｔ］以下のグループ１の場合にブレイクアウトが発生しており、磁束密度が０．２４［Ｔ］以上のグループ２の場合にはブレイクアウトが発生していなかったことから、グループ２の磁束密度が０．２４［Ｔ］の場合の条件の凝固シェル再溶解時間（１／Ｐｍａｘ）［ｓ］である０．３８［ｓ］を限界値とする。
すなわち、凝固シェル再溶解時間（１／Ｐｍａｘ）［ｓ］は０．３８［ｓ］以上とすることを指針とする。
図２において、グループ１はブレイクアウトが発生しているグループであり、グループ２はブレイクアウトが発生していないグループである。
磁束密度が０．２１［Ｔ］以下のグループ１の場合にブレイクアウトが発生しており、磁束密度が０．２４［Ｔ］以上のグループ２の場合にはブレイクアウトが発生していなかったことから、グループ２の磁束密度が０．２４［Ｔ］の場合の条件の凝固シェル再溶解時間（１／Ｐｍａｘ）［ｓ］である０．３８［ｓ］を限界値とする。
すなわち、凝固シェル再溶解時間（１／Ｐｍａｘ）［ｓ］は０．３８［ｓ］以上とすることを指針とする。
＜数値解析シミュレーション＞
鋳型内の溶鋼は１５００[℃]程度の高温であるため，流速や温度を測定して知ることは困難であり、現在のところ高精度な数値解析シミュレーションによる予測が最も有効な手段である。
鋳型内溶鋼の流動，伝熱と凝固を考慮した数値解析シミュレーションを実施することにより、鋳型内の凝固シェル厚みΓ[ｍ]と、凝固シェルに衝突する流速ｕ[ｍ／ｓ]、溶鋼温度Ｔ[Ｋ]を得ることができる。
鋳型内の溶鋼は１５００[℃]程度の高温であるため，流速や温度を測定して知ることは困難であり、現在のところ高精度な数値解析シミュレーションによる予測が最も有効な手段である。
鋳型内溶鋼の流動，伝熱と凝固を考慮した数値解析シミュレーションを実施することにより、鋳型内の凝固シェル厚みΓ[ｍ]と、凝固シェルに衝突する流速ｕ[ｍ／ｓ]、溶鋼温度Ｔ[Ｋ]を得ることができる。
図８は、数値解析シミュレーションの結果の一例を説明する図であり、図９は図８の一部を拡大した図である。
図８と図９を用いて、湯面からの距離ｙ２における鋳型内の凝固シェル厚みΓ[ｍ]と，凝固シェルに衝突する流速ｕ[ｍ／ｓ]、溶鋼温度Ｔ[Ｋ]を読み取る方法について説明する。
図８において、５は湯面、７は凝固シェル、８は溶鋼の流れ（矢印の方向が流れの方向であり、矢印の長さが流速を示す。）、３１は鉄心、３３は鉄心の中心であり、９は計測点ｙ２である。
溶鋼の流れ８は矢印で記載されており、矢印の方向が流速の方向であり、矢印の長さが流速を表し、流速基準８１（１[ｍ／ｓ]の大きさが）図８の左上に記載されている。
図８において、湯面からの距離ｙがｙ２となる位置を計測点ｙ２（９）とし、計測点ｙ２（９）の近傍を拡大図として図９に記載されている。
図８と図９を用いて、湯面からの距離ｙ２における鋳型内の凝固シェル厚みΓ[ｍ]と，凝固シェルに衝突する流速ｕ[ｍ／ｓ]、溶鋼温度Ｔ[Ｋ]を読み取る方法について説明する。
図８において、５は湯面、７は凝固シェル、８は溶鋼の流れ（矢印の方向が流れの方向であり、矢印の長さが流速を示す。）、３１は鉄心、３３は鉄心の中心であり、９は計測点ｙ２である。
溶鋼の流れ８は矢印で記載されており、矢印の方向が流速の方向であり、矢印の長さが流速を表し、流速基準８１（１[ｍ／ｓ]の大きさが）図８の左上に記載されている。
図８において、湯面からの距離ｙがｙ２となる位置を計測点ｙ２（９）とし、計測点ｙ２（９）の近傍を拡大図として図９に記載されている。
図９において、９は計測点ｙ２であり、７１は計測点ｙ２（９）における凝固シェル７の厚みΓ[ｍｍ]である。
図９に示すように、計測点ｙ２（９）は、湯面からの距離ｙがｙ２となる位置、かつ、凝固シェル７の左端から２０[ｍｍ]の位置を用いる。
凝固シェルに衝突する流速ｕ[ｍ／ｓ]は、図９の計測点ｙ２（９）における溶鋼の流れ（８）を示す矢印の長さと流速基準８２から求める。
溶鋼温度Ｔ[Ｋ]は、図９の計測点ｙ２（９）における温度であり、Ｔ＝２６[Ｋ]である。
鋳型内の凝固シェル厚みΓ[ｍ]は、図９の計測点ｙ２（９）の右側の凝固シェル厚み７１として求められる。
計測点ｙ２（９）における再溶解性指数Ｐ［１／ｓ］は、上述の手順で求められた鋳型内の凝固シェル厚みΓ[ｍ]と、凝固シェルに衝突する流速ｕ[ｍ／ｓ]、溶鋼温度Ｔ[Ｋ]を用いて、
Ｐ＝Ｅｆ／Ｅｓ＝（ρＬＣＰｕΔＴΔｙΔｚ）／（ρｓΔＨΓΔｙΔｚ）
＝（ＣＰｕΔＴ）／（ΔＨΓ）
＝（ＣＰｕ（Ｔ−Ｔｓ））／（ΔＨΓ） …（式１３）
より計算する。
図９に示すように、計測点ｙ２（９）は、湯面からの距離ｙがｙ２となる位置、かつ、凝固シェル７の左端から２０[ｍｍ]の位置を用いる。
凝固シェルに衝突する流速ｕ[ｍ／ｓ]は、図９の計測点ｙ２（９）における溶鋼の流れ（８）を示す矢印の長さと流速基準８２から求める。
溶鋼温度Ｔ[Ｋ]は、図９の計測点ｙ２（９）における温度であり、Ｔ＝２６[Ｋ]である。
鋳型内の凝固シェル厚みΓ[ｍ]は、図９の計測点ｙ２（９）の右側の凝固シェル厚み７１として求められる。
計測点ｙ２（９）における再溶解性指数Ｐ［１／ｓ］は、上述の手順で求められた鋳型内の凝固シェル厚みΓ[ｍ]と、凝固シェルに衝突する流速ｕ[ｍ／ｓ]、溶鋼温度Ｔ[Ｋ]を用いて、
Ｐ＝Ｅｆ／Ｅｓ＝（ρＬＣＰｕΔＴΔｙΔｚ）／（ρｓΔＨΓΔｙΔｚ）
＝（ＣＰｕΔＴ）／（ΔＨΓ）
＝（ＣＰｕ（Ｔ−Ｔｓ））／（ΔＨΓ） …（式１３）
より計算する。
図１０は、湯面からの距離ｙ[ｍ]を横軸とし、再溶解性指数Ｐ［１／ｓ］を縦軸としたときの値の一例を説明する図である。図１０において、Ｐｍａｘを得られるのは、ｙ≒０．３５[ｍ]の位置である。
さて、発明者らは、Ｐｍａｘを得られるｙについて検討した。
図１０において、Ｐｍａｘを得られるｙ≒０．３５[ｍ]の位置は浸漬ノズル下端近傍であるから、浸漬ノズル下端近傍において熱流束（流速×温度）が最大になり、Ｐｍａｘを与えることを見出した。すなわち、短時間にＰｍａｘを得るためには、浸漬ノズル下端近傍において再溶解性指数Ｐ［１／ｓ］を精密に計算すればよいことを見出した。
さて、発明者らは、Ｐｍａｘを得られるｙについて検討した。
図１０において、Ｐｍａｘを得られるｙ≒０．３５[ｍ]の位置は浸漬ノズル下端近傍であるから、浸漬ノズル下端近傍において熱流束（流速×温度）が最大になり、Ｐｍａｘを与えることを見出した。すなわち、短時間にＰｍａｘを得るためには、浸漬ノズル下端近傍において再溶解性指数Ｐ［１／ｓ］を精密に計算すればよいことを見出した。
（第２の実施形態）
第２の実施形態は、次に述べる凝固シェル溶解時間を０．３８［ｓ］以上とするべく、鋳型深さ方向の距離ｈ、鋳型厚み中心における磁束密度、浸漬ノズルの吐出孔上端位置を規定する方法である。
第２の実施形態は、次に述べる凝固シェル溶解時間を０．３８［ｓ］以上とするべく、鋳型深さ方向の距離ｈ、鋳型厚み中心における磁束密度、浸漬ノズルの吐出孔上端位置を規定する方法である。
［鋳型深さ方向の距離ｈ］
図３は、本発明の方法を実施する連続鋳造装置を詳細に説明する図である。
図３において、１は原点（０，０）［ｍｍ］、２は鋳型、２１は鋳型短辺、２２は鋳型長辺、３は電磁ブレーキ、３１は鉄心、３２はコイル、３３は鉄心の中心（ｘ０，ｙ０）［ｍｍ］、４は浸漬ノズル、５は湯面、６は吐出孔、６１は吐出孔角度α［°］、６３は吐出孔上端、６３は吐出孔下端（ｘ１，ｙ１）［ｍｍ］であり、鋳造方向をｙ［ｍｍ］、鋳型幅方向をｘ［ｍｍ］、鋳型厚み方向をｚ［ｍｍ］とする。
図３は、左右対称であるから、説明を簡略にするために主に右側について説明するが、左側も同様の装備がある。
図３は、本発明の方法を実施する連続鋳造装置を詳細に説明する図である。
図３において、１は原点（０，０）［ｍｍ］、２は鋳型、２１は鋳型短辺、２２は鋳型長辺、３は電磁ブレーキ、３１は鉄心、３２はコイル、３３は鉄心の中心（ｘ０，ｙ０）［ｍｍ］、４は浸漬ノズル、５は湯面、６は吐出孔、６１は吐出孔角度α［°］、６３は吐出孔上端、６３は吐出孔下端（ｘ１，ｙ１）［ｍｍ］であり、鋳造方向をｙ［ｍｍ］、鋳型幅方向をｘ［ｍｍ］、鋳型厚み方向をｚ［ｍｍ］とする。
図３は、左右対称であるから、説明を簡略にするために主に右側について説明するが、左側も同様の装備がある。
磁束密度が最大となるのは、電磁ブレーキ３の鉄芯３１の中心位置１２である。
このとき、鋳型深さ方向の距離ｈは、電磁ブレーキの鉄芯中心位置（ｘ０，ｙ０）［ｍｍ］、浸漬ノズルの吐出孔下端位置（ｘ１，ｙ１）［ｍｍ］および吐出孔角度α［°］から
ｈ＝ｙ１＋（ｘ０−ｘ１）ｔａｎα−ｙ０ …（式２）
と計算される値である。
このとき、鋳型深さ方向の距離ｈは、電磁ブレーキの鉄芯中心位置（ｘ０，ｙ０）［ｍｍ］、浸漬ノズルの吐出孔下端位置（ｘ１，ｙ１）［ｍｍ］および吐出孔角度α［°］から
ｈ＝ｙ１＋（ｘ０−ｘ１）ｔａｎα−ｙ０ …（式２）
と計算される値である。
＜幾何学的関係＞
浸漬ノズルの吐出孔から噴出する溶鋼流速は、吐出孔下方が最大値となる。
すなわち、吐出流は位置（ｘ１，ｙ１）を起点として、吐出孔角度α［°］の方向へ噴出すると考えることができる。
ｈ＞０の場合は、吐出流は磁束密度最大位置よりも下側を通過し、ｈ＜０の場合は磁束密度最大位置よりも上側を通過する。
浸漬ノズルの吐出孔から噴出する溶鋼流速は、吐出孔下方が最大値となる。
すなわち、吐出流は位置（ｘ１，ｙ１）を起点として、吐出孔角度α［°］の方向へ噴出すると考えることができる。
ｈ＞０の場合は、吐出流は磁束密度最大位置よりも下側を通過し、ｈ＜０の場合は磁束密度最大位置よりも上側を通過する。
＜鋳型深さ方向の距離ｈの範囲＞
鋳型深さ方向の距離ｈを−２０［ｍｍ］以上とする理由について説明する。
図５は、吐出流と磁束密度最大位置との距離hと再溶解性指数の関係を示す。
図５から、ｈ≧−２０［ｍｍ］の場合は、凝固シェル再溶解時間（１／Ｐｍａｘ）［ｓ］は０．３８［ｓ］以上となり、凝固シェルの再溶解なしに鋳造することが可能であると判断できる。
鋳型深さ方向の距離ｈを−２０［ｍｍ］以上とする理由について説明する。
図５は、吐出流と磁束密度最大位置との距離hと再溶解性指数の関係を示す。
図５から、ｈ≧−２０［ｍｍ］の場合は、凝固シェル再溶解時間（１／Ｐｍａｘ）［ｓ］は０．３８［ｓ］以上となり、凝固シェルの再溶解なしに鋳造することが可能であると判断できる。
＜吐出孔角度α［°］との関係＞
図４は、数値解析シミュレーションにより、吐出孔角度α［°］を変化させた場合の鋳型内流動変化を説明する図である。
例えば、（ｘ０，ｙ０）＝（５４５，６５０）［ｍｍ］、（ｘ１，ｙ１）＝（８７．５，４４０）［ｍｍ］とし、吐出孔角度α［°］を２５［°］、３０［°］、３５［°］とした場合を、それぞれ、図４（ａ）、図４（ｂ）、図４（ｃ）とした。図４（ａ）、図４（ｂ）、図４（ｃ）において、８は鉄心であり、３３は鉄心の中心である。
図４（ａ）、（ｂ）、（ｃ）から、吐出孔角度α［°］が小さい方が、吐出流が鋳型上方へ流されやすいことが確認される。すなわち、吐出孔角度α［°］が小さいほどｈが小さくなり、凝固シェルの薄い鋳型上方へ吐出流が衝突する傾向を理解することができる。
図４は、数値解析シミュレーションにより、吐出孔角度α［°］を変化させた場合の鋳型内流動変化を説明する図である。
例えば、（ｘ０，ｙ０）＝（５４５，６５０）［ｍｍ］、（ｘ１，ｙ１）＝（８７．５，４４０）［ｍｍ］とし、吐出孔角度α［°］を２５［°］、３０［°］、３５［°］とした場合を、それぞれ、図４（ａ）、図４（ｂ）、図４（ｃ）とした。図４（ａ）、図４（ｂ）、図４（ｃ）において、８は鉄心であり、３３は鉄心の中心である。
図４（ａ）、（ｂ）、（ｃ）から、吐出孔角度α［°］が小さい方が、吐出流が鋳型上方へ流されやすいことが確認される。すなわち、吐出孔角度α［°］が小さいほどｈが小さくなり、凝固シェルの薄い鋳型上方へ吐出流が衝突する傾向を理解することができる。
［鋳型厚み中心における磁束密度］
鋳型厚み中心における磁束密度は０．４［Ｔ］〜０．５［Ｔ］である。
磁束密度は、鋳型厚み中心における最大磁束密度であり、磁束密度が最大となるのは、ほぼ鉄芯中心位置である。
例えば、電磁ブレーキ鉄芯の断面形状は、７５０×３００［ｍｍ］であり、コイルに印可する直流電流は１０００［Ａ］、コイル巻き数は１８０［ターン］とし、鉄芯材質は、一般的な軟鉄とし、電磁場解析結果から求めた鋳型厚み中心の最大磁束密度は、電磁ブレーキ鉄芯の中心位置において０．５［Ｔ］程度とすることができる。
また、鋳型厚み中心のメニスカス部の最大磁束密度は０．０１［Ｔ］程度とすることができる。
鋳型厚み中心における磁束密度は０．４［Ｔ］〜０．５［Ｔ］である。
磁束密度は、鋳型厚み中心における最大磁束密度であり、磁束密度が最大となるのは、ほぼ鉄芯中心位置である。
例えば、電磁ブレーキ鉄芯の断面形状は、７５０×３００［ｍｍ］であり、コイルに印可する直流電流は１０００［Ａ］、コイル巻き数は１８０［ターン］とし、鉄芯材質は、一般的な軟鉄とし、電磁場解析結果から求めた鋳型厚み中心の最大磁束密度は、電磁ブレーキ鉄芯の中心位置において０．５［Ｔ］程度とすることができる。
また、鋳型厚み中心のメニスカス部の最大磁束密度は０．０１［Ｔ］程度とすることができる。
＜磁束密度の範囲＞
図７は、吐出孔角度α＝３５［°］で、電磁ブレーキの磁束密度の影響を検討した結果を説明する図である。
図７より、スループットが１０．９［ｔｏｎ／ｍｉｎ］の場合は最大磁束密度が０．３［Ｔ］であれば、凝固シェル再溶解時間（１／Ｐｍａｘ）［ｓ］は０．３８［ｓ］以上となる。また、スループットが１５．５［ｔｏｎ／ｍｉｎ］の場合は０．４［Ｔ］以上であれば、凝固シェル再溶解時間（１／Ｐｍａｘ）［ｓ］は０．３８［ｓ］以上となる。
また、コイルに通電する電流や電源装置の限界から０．５［Ｔ］超の磁束密度を印可することは、通常の電磁ブレーキ装置では困難である。
以上から、鋳型厚み中心の磁束密度の範囲は、０．４〜０．５［Ｔ］が適切である。好ましくは０．４〜０．５［Ｔ］である。
図７は、吐出孔角度α＝３５［°］で、電磁ブレーキの磁束密度の影響を検討した結果を説明する図である。
図７より、スループットが１０．９［ｔｏｎ／ｍｉｎ］の場合は最大磁束密度が０．３［Ｔ］であれば、凝固シェル再溶解時間（１／Ｐｍａｘ）［ｓ］は０．３８［ｓ］以上となる。また、スループットが１５．５［ｔｏｎ／ｍｉｎ］の場合は０．４［Ｔ］以上であれば、凝固シェル再溶解時間（１／Ｐｍａｘ）［ｓ］は０．３８［ｓ］以上となる。
また、コイルに通電する電流や電源装置の限界から０．５［Ｔ］超の磁束密度を印可することは、通常の電磁ブレーキ装置では困難である。
以上から、鋳型厚み中心の磁束密度の範囲は、０．４〜０．５［Ｔ］が適切である。好ましくは０．４〜０．５［Ｔ］である。
［浸漬ノズルの吐出孔上端位置］
浸漬ノズル４の吐出孔上端位置６２を湯面から２２０〜４００［ｍｍ］とする。
図６は、スループットと凝固シェル再溶解時間（１／Ｐｍａｘ）との関係を説明する図である（吐出孔角度α＝３５［°］、最大磁束密度０．４５Ｔ）。
図６には、吐出孔上端位置が３２０［ｍｍ］の場合と、吐出孔上端位置が２２０［ｍｍ］の場合のグラフが記載されている。
浸漬深さを１００［ｍｍ］浅くした場合は、電磁ブレーキの位置も１００［ｍｍ］浅くして、ｈは同じ値となるようにした。
浸漬ノズル４の吐出孔上端位置６２を湯面から２２０〜４００［ｍｍ］とする。
図６は、スループットと凝固シェル再溶解時間（１／Ｐｍａｘ）との関係を説明する図である（吐出孔角度α＝３５［°］、最大磁束密度０．４５Ｔ）。
図６には、吐出孔上端位置が３２０［ｍｍ］の場合と、吐出孔上端位置が２２０［ｍｍ］の場合のグラフが記載されている。
浸漬深さを１００［ｍｍ］浅くした場合は、電磁ブレーキの位置も１００［ｍｍ］浅くして、ｈは同じ値となるようにした。
吐出孔開口部の高さが１２０［ｍｍ］であれば、吐出孔上端位置が３２０［ｍｍ］の場合には、吐出孔下端位置は４４０［ｍｍ］であり、吐出孔上端位置が２２０［ｍｍ］の場合には、吐出孔下端位置は３４０［ｍｍ］である。
さて、浸漬ノズル深さが浅いほど、吐出流は凝固シェルの薄い鋳型上方で短辺に衝突するため、凝固シェル再溶解時間（１／Ｐｍａｘ）［ｓ］は短くなり、ブレイクアウトを発生しやすくなる。
さて、浸漬ノズル深さが浅いほど、吐出流は凝固シェルの薄い鋳型上方で短辺に衝突するため、凝固シェル再溶解時間（１／Ｐｍａｘ）［ｓ］は短くなり、ブレイクアウトを発生しやすくなる。
図６において、凝固シェル再溶解時間（１／Ｐｍａｘ）が０．３８［ｓ］の線と交差するスループットが限界であるから、吐出孔上端位置が２２０［ｍｍ］（吐出孔下端位置が３４０［ｍｍ］）の場合はスループットの限界は１５．５［ｔｏｎ／ｍｉｎ］程度であるが、吐出孔上端位置が３２０［ｍｍ］（吐出孔下端位置が４４０［ｍｍ］）の場合はスループットの限界は１６［ｔｏｎ／ｍｉｎ］と大きくなる。
このように、浸漬ノズルの浸漬深さは、が深いほど再溶解の危険性が低くなる。
しかしながら、浸漬深さを深くしたくても、タンディッシュを上下させる装置の限界があるため、通常は吐出孔上端位置で４００［ｍｍ］深さ程度が限界となる。
よって、浸漬ノズル深さは、吐出孔上端位置が湯面から２２０〜４００［ｍｍ］の深さの範囲が適切であり、好ましくは吐出孔上端位置が湯面から３２０〜４００［ｍｍ］である。
しかしながら、浸漬深さを深くしたくても、タンディッシュを上下させる装置の限界があるため、通常は吐出孔上端位置で４００［ｍｍ］深さ程度が限界となる。
よって、浸漬ノズル深さは、吐出孔上端位置が湯面から２２０〜４００［ｍｍ］の深さの範囲が適切であり、好ましくは吐出孔上端位置が湯面から３２０〜４００［ｍｍ］である。
［連続鋳造装置の例］
スループットが１０［ｔｏｎ／ｍｉｎ］以上の鋳造が可能な連続鋳造装置は、例えば、鋳型は、幅１６００［ｍｍ］×厚み２５０［ｍｍ］、浸漬ノズルは２孔ノズルであり、吐出孔は高さ１２０［ｍｍ］×幅１００［ｍｍ］であるような連続鋳造設備であるが、本発明はこれに限定されない。
スループットが１０［ｔｏｎ／ｍｉｎ］以上の鋳造が可能な連続鋳造装置は、例えば、鋳型は、幅１６００［ｍｍ］×厚み２５０［ｍｍ］、浸漬ノズルは２孔ノズルであり、吐出孔は高さ１２０［ｍｍ］×幅１００［ｍｍ］であるような連続鋳造設備であるが、本発明はこれに限定されない。
表１に本発明を実機の連続鋳造機で試験した条件と結果を示す。
「浸漬深さ」とは、浸漬ノズル４の吐出孔上端位置６２のことである。
評価は、ブレイクアウトが発生するか、鋳型に設置された熱電対による温度計測からブレイクアウトの危険性ありと判断された場合を不合格（×）とし、問題なく鋳造できた場合を合格（○）とした。不合格（×）の要因には下線を付してある。
「浸漬深さ」とは、浸漬ノズル４の吐出孔上端位置６２のことである。
評価は、ブレイクアウトが発生するか、鋳型に設置された熱電対による温度計測からブレイクアウトの危険性ありと判断された場合を不合格（×）とし、問題なく鋳造できた場合を合格（○）とした。不合格（×）の要因には下線を付してある。
Ｎｏ．４、９、１０、１５、１９９、２２、２３、３３、３７は比較例であり、不合格（×）と判断された。
Ｎｏ．４、１５、１９９、２２、２３、３３、３７は、ｈが負値であることが、凝固シェル再溶解時間（１／Ｐｍａｘ）を０．３８［ｓ］より小さな値にしたと考えられる。
Ｎｏ．４、１５、１９９、２２、２３、３３、３７は、ｈが負値であることが、凝固シェル再溶解時間（１／Ｐｍａｘ）を０．３８［ｓ］より小さな値にしたと考えられる。
Ｎｏ．９、１０は、ｈが正値をとっているが、磁束密度が０．３８［Ｔ］と、０．４０［Ｔ］を満たさないことが、凝固シェル再溶解時間（１／Ｐｍａｘ）を０．３８［ｓ］より小さな値にしたと考えられる。
比較例については、鋳造試験中に、ブレイクアウトが発生しているか、ブレイクアウトが発生する危険性ありと判断されている。
一方で、本発明例では、凝固シェル再溶解時間が０．３８［ｓ］となり、合格（○）となっており、本発明の方法が有効であることが示されている。
一方で、本発明例では、凝固シェル再溶解時間が０．３８［ｓ］となり、合格（○）となっており、本発明の方法が有効であることが示されている。
本発明の方法は、電磁ブレーキを有する連続鋳造装置を用いた高いスループットの連続鋳造に利用可能である。
１…原点（０，０）、２…鋳型、２１…鋳型短辺、２２…鋳型長辺、３…電磁ブレーキ、３１…鉄心、３２…コイル、３３…鉄心の中心（ｘ０，ｙ０）、４…浸漬ノズル、５…湯面、６…吐出孔、６１…吐出孔角度、６２…吐出孔上端、６３…吐出孔下端（ｘ１，ｙ１）、６４…吐出流、７…凝固シェル、７１…凝固シェル厚み、８…溶鋼の流れ、８１…流速基準１、８２…流速基準２、９…計測点ｙ２。
Claims (3)
- 鋳型長辺側に２本の鉄芯を具備する電磁ブレーキを有する連続鋳造装置を用いて、１０［ｔｏｎ／ｍｉｎ］〜１５［ｔｏｎ／ｍｉｎ］のスループットで鋳造する連続鋳造方法であって、
鋳型短辺面の各位置において、溶鋼吐出流の単位体積・単位時間当たりの熱エネルギーをＥｆ 、凝固シェルを溶解するのに必要な単位体積当たりのエネルギーをＥｓ、とするときに
Ｐ＝Ｅｆ／Ｅｓ …（式１）により計算されるＰの鋳型内における最大値Ｐｍａｘの逆数（１／Ｐｍａｘ）が、０．３８［ｓ］以上となることを特徴とする連続鋳造方法。 - 鋳型長辺側に２本の鉄芯を具備する電磁ブレーキを有する連続鋳造装置を用いて、１０［ｔｏｎ／ｍｉｎ］〜１５［ｔｏｎ／ｍｉｎ］のスループットで鋳造する連続鋳造方法であって、電磁ブレーキの鉄芯中心位置（ｘ０，ｙ０）［ｍｍ］、浸漬ノズルの吐出孔下端位置（ｘ１，ｙ１）［ｍｍ］および吐出孔角度αから
ｈ＝ｙ１＋（ｘ０−ｘ１）ｔａｎα−ｙ０ …（式２）
と計算される鋳型深さ方向の距離ｈが０［ｍｍ］以上であり、
鋳型厚み中心における磁束密度は０．４［Ｔ］から０．５［Ｔ］である、
ことを特徴とする連続鋳造方法。 - 浸漬ノズルの吐出孔上端が湯面から２２０〜４００［ｍｍ］の位置にあることを特徴とする請求項２に記載の連続鋳造方法。
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