JPH0217263B2 - - Google Patents
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- JPH0217263B2 JPH0217263B2 JP23138585A JP23138585A JPH0217263B2 JP H0217263 B2 JPH0217263 B2 JP H0217263B2 JP 23138585 A JP23138585 A JP 23138585A JP 23138585 A JP23138585 A JP 23138585A JP H0217263 B2 JPH0217263 B2 JP H0217263B2
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- molten steel
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Classifications
-
- B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
- B22—CASTING; POWDER METALLURGY
- B22D—CASTING OF METALS; CASTING OF OTHER SUBSTANCES BY THE SAME PROCESSES OR DEVICES
- B22D11/00—Continuous casting of metals, i.e. casting in indefinite lengths
- B22D11/16—Controlling or regulating processes or operations
-
- B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
- B22—CASTING; POWDER METALLURGY
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- B22D11/00—Continuous casting of metals, i.e. casting in indefinite lengths
- B22D11/10—Supplying or treating molten metal
- B22D11/11—Treating the molten metal
Landscapes
- Engineering & Computer Science (AREA)
- Mechanical Engineering (AREA)
- Continuous Casting (AREA)
Description
［産業上の利用分野］
本発明は連続鋳造方法における溶鋼の注入方法
に関し、詳しくはタンデイツシユから鋳型へ注入
される間のノズル内で溶鋼流に不活性ガスを吹き
込み、溶鋼中の不純物の除去やノズル詰まり等を
防止しつつ注入することにより高品質の鋳片を製
造する連続鋳造に関するものである。 ［従来の技術］ 鋼の連続鋳造においては、取鍋で搬送されてき
た溶鋼をタンデイツシユに一旦貯留し、該タンデ
イツシユより浸漬式ノズル（以下、ノズルと云
う）を介して鋳型に注入することが普通である。
このさい溶鋼には脱酸生成物、あるいはスラグ等
の不純物（以下、介在物と云う）が含まれてお
り、この介在物が鋳片内に捕捉され、鋳片内に止
まると表面疵等の弊害が発生する。また前記介在
物の内、Al2O3等はノズルを通過する際に、その
内面に付着、堆積してノズルを閉塞せしめ安定し
た操業に支障を来すことが多い。 このため従来より前記介在物を溶鋼から効率的
に分離し、浮上せしめる手段、および前記浮上せ
しめた介在物を鋳型内に供給されるパウダーによ
つて捕捉する手段等が提案され実用化されるよう
になつている。例えば特公昭49−28569号公報で
は前記鋳型へ注入される過程の溶鋼流にArガス、
N2ガス等の不活性ガスを吹き込むことによつて
前記介在物を効果的に浮上せしめる技術が開示さ
れており、また実公昭56−48440号公報には前記
不活性ガスの吹き込みの効果をより高めるための
ノズルの提案が行われている。しかしながら前記
不活性ガス吹き込みによつて介在物の浮上効果を
高め、ノズルの閉塞を防止するに際しては、作業
上の困難を伴う場合が多い。すなわち前記不活性
ガスの吹き込み量は或る程度を越えると不活性ガ
スの流量が不安定となり、鋳型内の湯面が大きく
乱れ、ノズルに溶鋼が流入しなくなる現象、つま
りボイル現象が発生するようになる。このような
ボイル現象が激しくなると極端な場合、ブレーク
アウトに至ることもある。このため従来はオペレ
ーターが、過去の経験よりボイル現象の生じない
領域で吹き込むように、常に鋳型の湯面状態を監
視しながら操業をすることが一般的であつた。と
くにタンデイツシユ内の溶鋼深さや、鋳造速度等
に変動があつたり、鋳造幅の変更を行う等の場合
にはボイル現象が多発していた。 ［発明が解決しようとする問題点］ 従来の方法では、不活性ガスの吹き込み量の設
定や制御をオペレーターの経験や勘に頼つてお
り、このため鋼種、サイズ、鋳造速度、タンデイ
ツシユ内溶鋼量などの操業条件の変化に的確に追
従した前記不活性ガス吹き込み量の制御が行い難
く、またボイル現象の発生に起因する操業の不安
定やブレークアウト等の大きなトラブルを懸念す
るあまり、不活性ガスの吹き込み量は少な目とな
りがちであつた。このため介在物の除去効果は十
分なものではなく、又ノズル詰まりも発生してお
り、オペレーターは高温下で常に湯面監視に神経
を尖らせねばならず、精神的肉体的負担が極めて
大きかつた。 本発明は溶鋼注入時の不活性ガス吹き込み方法
における前記従来の問題点の解決を図るものであ
り、操業条件の変動に対しても的確に追従してボ
イル現象を発生させることなく、常に最適な吹き
込み量を確保し、これによつて鋳片の品質向上や
確実なノズル詰まり防止等を可能ならしめる方法
を提供するものである。 ［問題点を解決するための手段］ 本発明は、タンデイツシユに貯留された溶鋼
を、浸漬式ノズルを介し、通過する溶鋼流中に不
活性ガスの吹き込みを行いつつ鋳型内に注入する
連続鋳造における溶鋼の注入方法において、前記
ノズル内溶鋼流の最小総圧力部位における通過溶
鋼量に対するガス量の比Ｒと、ボイル発生状況と
の相関を求め、該相関より前記比Ｒの許容範囲を
設定するとともに、当該操業時の前記通過溶鋼量
とガス量を実測し、該実測値に基づく前記比Ｒが
前記許容範囲となるよう、吹き込みガス量、鋳造
速度、タンデイツシユ内溶鋼深さのいずれか、も
しくは２以上を同時に制御することを特徴とする
連続鋳造における溶鋼の注入方法に関する。 ［作用］ ノズル内で溶鋼流中に不活性ガス（以下、ガス
と云う）を吹き込む際に、吹き込まれるガス量が
多くなると浮力が増していき、溶鋼のスムーズな
流れを困難化しこれがある限度を超えると溶鋼の
流下を阻止して溶鋼が下方へ流れなくなつたり、
あるいは断続的な流下となり、またこの現象が一
度発生すると溶鋼流中の圧力が急激に下がり、ガ
ス供給系のガスが一挙に溶鋼流中に流れ込み、前
記現象は益々激しくなつてボイル現象が発生す
る。 第１図は一般的な彎曲型連続鋳造設備を示す構
造図であり、図において１は取鍋、２はタンデイ
ツシユである。タンデイツシユ２に、一旦貯留さ
れた溶鋼３はノズル４を介して鋳型５に注入され
る。本実施例のノズル４はタンデイツシユ２の底
壁に装着された上ノズル４１、前記上ノズル４１
に接してタンデイツシユ２の底部に装着されたス
ライデイングノズル４２、前記スライデイングノ
ズル４２の可動板と一体的に取りつけられた注入
ノズル４３とから構成されている。６はガス供給
系を示し、その先端は前記上ノズル４１に接続さ
れ、該上ノズル４１を介して溶鋼流中にガスの吹
き込みが行われる。 本発明者らは前記連続鋳造設備における溶鋼の
注入方法においてボイル発生時のガス吹き込み量
と通過溶鋼量との関係に着目し、追跡調査した結
果、吹き込みガス量の当該圧力、温度下における
実際の体積（以下、実体積と云う）をVgで表す
と、前記ボイル発生は下記(1)式に示すように溶鋼
の通過量、つまり通過溶鋼量Vlに対する吹き込
みガスの実体積Vgの比、Ｒに密接な関係があり、
しかも溶鋼注入流の総圧力（総圧力とは溶鋼流に
よる動圧と溶鋼ヘツドによる静圧を加えたものを
云う）の最も小さい部位（以下最小総圧力部位と
云う）での前記Ｒときわめて高い相関関係のある
ことを知見した。 Vg／Vl＝Ｒ ………(1) 但し、Vg；吹き込みガス量（実体積m3／sec） Vl；通過溶鋼量（通過溶鋼の体積m3／sec） 尚最小総圧力部位におけるVg、Vl、及びＲを
以下Vog、Vol、Roと表示する。 第２図は実操業におけるボイル発生状況を、通
過溶鋼量Volと吹き込みガスの実体積Vogとの関
係に基づいて調査した結果の一例を示す図表であ
る。図において縦軸がVogを、また横軸が通過溶
鋼量Volを表し、〇印はボイル発生のない正常な
ものを、また×印はボイル発生を示している。本
例では直線ａはVog＝0.029Volの関係を示す線で
ありボイル発生を生じさせることなく最大ガス吹
き込み量を確保できるほぼ限界である。従つて前
記のR0（Vog／Vol）の許容限界は29/1000となつ
た。従つてR0を、前記許容範囲である29/1000以
下の範囲内になるように操業条件に応じてガス量
を制御すれば、ボイルを発生させることがないこ
とが判つた。 次にガス流量をVog＜0.029Volとなるように制
御する具体的な方法を説明する。 実操業においては、ガス供給系６の流量調整装
置（例えば第１図に示す流量調整弁６０）は標準
温度、標準圧力（０℃、1atm）下における体積
（前記実体積に対して以下、標準体積と云う）に
よつて制御する必要があるため、前記実体積に対
して、圧力及び温度の補正を下記の(2)式によつて
行う。 Qn＝（Ｐ／P0）×（273／Ｔ）×Qr ………(2) 但しQn；標準体積（m3） Po；大気圧（10336Kg／m2） Ｐ；ガス圧力（Kg／m2） Ｔ；ガス温度（゜Ｋ） Qr；実体積（m3） 溶鋼流の総圧力はノズル４の上ノズル４１から
鋳型５内に位置する注入ノズル４３の下端までの
間で変動するが、前述したようにボイル現象発生
に大きな影響を与える部位は溶鋼流の総圧力の最
も小さいところである。最小総圧力部位における
圧力を求める方法としては、該最小総圧力部位に
圧力検出装置を設けて直接検出することも考えら
れるが、極めて高温の溶鋼が脈動しながら流下す
る位置での検出はハード的な制約が多く、精度の
高い測定は期待し難い。而して例えば周知のベル
ヌーイの式を利用して下記(3)式のように算出して
求めればよい。 Ｐ＝｛Po＋ρ・Ｈ−（1/2） ・（ρ／ｇ）・（Ｕ・κ）2−Δp｝ ………(3) 但し、Ｈ；溶鋼深さ（ｍ） Ｕ；溶鋼の流速（ｍ／sec） ｇ；重力の加速度（ｍ／sec2） κ；流速抵抗 ρ；溶鋼の比重（Kg／m3） Δp；ノズル内の圧力損失（Kg／m2） 以上の結果、操業時における最適なガス量は連
続鋳造中における溶鋼深さＨとノズル内の断面積
の最も小さい部分、つまり絞り部の溶鋼流の流速
を把握できれば求めることができる。前記溶鋼深
さＨは、例えばタンデイツシユ２の重量を検出
し、予め求めておいたタンデイツシユ自重、タン
デイツシユ内容積との相関より算出して求める
か、あるいは光学的又は電気的レベル検出器を用
い、基準レベルよりの偏倚を算出することによつ
て求めることが可能である。一方、前記の流速を
検出することは容易でなく、現在の計測技術では
その精度も極めて低いものである。従つてノズル
を流下する溶鋼流量を、例えば非接触型の流量計
を用いて直接検出するか、あるいは鋳片の幅、厚
み及び鋳造速度から間接的に検出すると共に、予
め求めておいたノズル内の断面積から前記流速を
算出することが効果的である。第１図において７
は鋳片８の速度検出装置であり、該鋳片移動速度
より鋳造速度を検出できる。９は前述したタンデ
イツシユ２の重量を検出する重量検出装置であ
る。また１０は演算制御装置であり、前記速度検
出装置７重量検出装置９等の検出信号や予め入力
されたデータに基づいてガス量を算出すると共
に、ガス供給系に流量制御信号を発する。以上の
結果、ボイル現象が発生するガス吹き込み量の限
界を、鋳造速度、溶鋼深さ、鋳片サイズなどを要
因とした関数として定量的に把握でき、従つてボ
イル現象の発生を防止して効率的なガス吹き込み
を制御することが可能となつた。 ［実施例］ ５千屯／日の彎曲型連続鋳造設備において、
250mm厚×1200mm幅の低炭Alキルド鋼の鋳片を製
造する際に本発明を実施した。 本実施例における操業条件は第１表に示す通り
であり、前述したR0の許容範囲は、予め同一操
業条件下で実施した際のR0と、ボイル発生状況
との相関から、21/1000以下に設定した。 第３図は前記操業条件における制御チヤートを
示すもので、実線ｂがタンデイツシユ内溶鋼深さ
で、実線ｃがガス圧力で、実線ｄが通過溶鋼量で
ある。通過溶鋼量が段階的に変化しているd1、
d2、d3が幅変更を表すものである。前記溶鋼深
に関し、詳しくはタンデイツシユから鋳型へ注入
される間のノズル内で溶鋼流に不活性ガスを吹き
込み、溶鋼中の不純物の除去やノズル詰まり等を
防止しつつ注入することにより高品質の鋳片を製
造する連続鋳造に関するものである。 ［従来の技術］ 鋼の連続鋳造においては、取鍋で搬送されてき
た溶鋼をタンデイツシユに一旦貯留し、該タンデ
イツシユより浸漬式ノズル（以下、ノズルと云
う）を介して鋳型に注入することが普通である。
このさい溶鋼には脱酸生成物、あるいはスラグ等
の不純物（以下、介在物と云う）が含まれてお
り、この介在物が鋳片内に捕捉され、鋳片内に止
まると表面疵等の弊害が発生する。また前記介在
物の内、Al2O3等はノズルを通過する際に、その
内面に付着、堆積してノズルを閉塞せしめ安定し
た操業に支障を来すことが多い。 このため従来より前記介在物を溶鋼から効率的
に分離し、浮上せしめる手段、および前記浮上せ
しめた介在物を鋳型内に供給されるパウダーによ
つて捕捉する手段等が提案され実用化されるよう
になつている。例えば特公昭49−28569号公報で
は前記鋳型へ注入される過程の溶鋼流にArガス、
N2ガス等の不活性ガスを吹き込むことによつて
前記介在物を効果的に浮上せしめる技術が開示さ
れており、また実公昭56−48440号公報には前記
不活性ガスの吹き込みの効果をより高めるための
ノズルの提案が行われている。しかしながら前記
不活性ガス吹き込みによつて介在物の浮上効果を
高め、ノズルの閉塞を防止するに際しては、作業
上の困難を伴う場合が多い。すなわち前記不活性
ガスの吹き込み量は或る程度を越えると不活性ガ
スの流量が不安定となり、鋳型内の湯面が大きく
乱れ、ノズルに溶鋼が流入しなくなる現象、つま
りボイル現象が発生するようになる。このような
ボイル現象が激しくなると極端な場合、ブレーク
アウトに至ることもある。このため従来はオペレ
ーターが、過去の経験よりボイル現象の生じない
領域で吹き込むように、常に鋳型の湯面状態を監
視しながら操業をすることが一般的であつた。と
くにタンデイツシユ内の溶鋼深さや、鋳造速度等
に変動があつたり、鋳造幅の変更を行う等の場合
にはボイル現象が多発していた。 ［発明が解決しようとする問題点］ 従来の方法では、不活性ガスの吹き込み量の設
定や制御をオペレーターの経験や勘に頼つてお
り、このため鋼種、サイズ、鋳造速度、タンデイ
ツシユ内溶鋼量などの操業条件の変化に的確に追
従した前記不活性ガス吹き込み量の制御が行い難
く、またボイル現象の発生に起因する操業の不安
定やブレークアウト等の大きなトラブルを懸念す
るあまり、不活性ガスの吹き込み量は少な目とな
りがちであつた。このため介在物の除去効果は十
分なものではなく、又ノズル詰まりも発生してお
り、オペレーターは高温下で常に湯面監視に神経
を尖らせねばならず、精神的肉体的負担が極めて
大きかつた。 本発明は溶鋼注入時の不活性ガス吹き込み方法
における前記従来の問題点の解決を図るものであ
り、操業条件の変動に対しても的確に追従してボ
イル現象を発生させることなく、常に最適な吹き
込み量を確保し、これによつて鋳片の品質向上や
確実なノズル詰まり防止等を可能ならしめる方法
を提供するものである。 ［問題点を解決するための手段］ 本発明は、タンデイツシユに貯留された溶鋼
を、浸漬式ノズルを介し、通過する溶鋼流中に不
活性ガスの吹き込みを行いつつ鋳型内に注入する
連続鋳造における溶鋼の注入方法において、前記
ノズル内溶鋼流の最小総圧力部位における通過溶
鋼量に対するガス量の比Ｒと、ボイル発生状況と
の相関を求め、該相関より前記比Ｒの許容範囲を
設定するとともに、当該操業時の前記通過溶鋼量
とガス量を実測し、該実測値に基づく前記比Ｒが
前記許容範囲となるよう、吹き込みガス量、鋳造
速度、タンデイツシユ内溶鋼深さのいずれか、も
しくは２以上を同時に制御することを特徴とする
連続鋳造における溶鋼の注入方法に関する。 ［作用］ ノズル内で溶鋼流中に不活性ガス（以下、ガス
と云う）を吹き込む際に、吹き込まれるガス量が
多くなると浮力が増していき、溶鋼のスムーズな
流れを困難化しこれがある限度を超えると溶鋼の
流下を阻止して溶鋼が下方へ流れなくなつたり、
あるいは断続的な流下となり、またこの現象が一
度発生すると溶鋼流中の圧力が急激に下がり、ガ
ス供給系のガスが一挙に溶鋼流中に流れ込み、前
記現象は益々激しくなつてボイル現象が発生す
る。 第１図は一般的な彎曲型連続鋳造設備を示す構
造図であり、図において１は取鍋、２はタンデイ
ツシユである。タンデイツシユ２に、一旦貯留さ
れた溶鋼３はノズル４を介して鋳型５に注入され
る。本実施例のノズル４はタンデイツシユ２の底
壁に装着された上ノズル４１、前記上ノズル４１
に接してタンデイツシユ２の底部に装着されたス
ライデイングノズル４２、前記スライデイングノ
ズル４２の可動板と一体的に取りつけられた注入
ノズル４３とから構成されている。６はガス供給
系を示し、その先端は前記上ノズル４１に接続さ
れ、該上ノズル４１を介して溶鋼流中にガスの吹
き込みが行われる。 本発明者らは前記連続鋳造設備における溶鋼の
注入方法においてボイル発生時のガス吹き込み量
と通過溶鋼量との関係に着目し、追跡調査した結
果、吹き込みガス量の当該圧力、温度下における
実際の体積（以下、実体積と云う）をVgで表す
と、前記ボイル発生は下記(1)式に示すように溶鋼
の通過量、つまり通過溶鋼量Vlに対する吹き込
みガスの実体積Vgの比、Ｒに密接な関係があり、
しかも溶鋼注入流の総圧力（総圧力とは溶鋼流に
よる動圧と溶鋼ヘツドによる静圧を加えたものを
云う）の最も小さい部位（以下最小総圧力部位と
云う）での前記Ｒときわめて高い相関関係のある
ことを知見した。 Vg／Vl＝Ｒ ………(1) 但し、Vg；吹き込みガス量（実体積m3／sec） Vl；通過溶鋼量（通過溶鋼の体積m3／sec） 尚最小総圧力部位におけるVg、Vl、及びＲを
以下Vog、Vol、Roと表示する。 第２図は実操業におけるボイル発生状況を、通
過溶鋼量Volと吹き込みガスの実体積Vogとの関
係に基づいて調査した結果の一例を示す図表であ
る。図において縦軸がVogを、また横軸が通過溶
鋼量Volを表し、〇印はボイル発生のない正常な
ものを、また×印はボイル発生を示している。本
例では直線ａはVog＝0.029Volの関係を示す線で
ありボイル発生を生じさせることなく最大ガス吹
き込み量を確保できるほぼ限界である。従つて前
記のR0（Vog／Vol）の許容限界は29/1000となつ
た。従つてR0を、前記許容範囲である29/1000以
下の範囲内になるように操業条件に応じてガス量
を制御すれば、ボイルを発生させることがないこ
とが判つた。 次にガス流量をVog＜0.029Volとなるように制
御する具体的な方法を説明する。 実操業においては、ガス供給系６の流量調整装
置（例えば第１図に示す流量調整弁６０）は標準
温度、標準圧力（０℃、1atm）下における体積
（前記実体積に対して以下、標準体積と云う）に
よつて制御する必要があるため、前記実体積に対
して、圧力及び温度の補正を下記の(2)式によつて
行う。 Qn＝（Ｐ／P0）×（273／Ｔ）×Qr ………(2) 但しQn；標準体積（m3） Po；大気圧（10336Kg／m2） Ｐ；ガス圧力（Kg／m2） Ｔ；ガス温度（゜Ｋ） Qr；実体積（m3） 溶鋼流の総圧力はノズル４の上ノズル４１から
鋳型５内に位置する注入ノズル４３の下端までの
間で変動するが、前述したようにボイル現象発生
に大きな影響を与える部位は溶鋼流の総圧力の最
も小さいところである。最小総圧力部位における
圧力を求める方法としては、該最小総圧力部位に
圧力検出装置を設けて直接検出することも考えら
れるが、極めて高温の溶鋼が脈動しながら流下す
る位置での検出はハード的な制約が多く、精度の
高い測定は期待し難い。而して例えば周知のベル
ヌーイの式を利用して下記(3)式のように算出して
求めればよい。 Ｐ＝｛Po＋ρ・Ｈ−（1/2） ・（ρ／ｇ）・（Ｕ・κ）2−Δp｝ ………(3) 但し、Ｈ；溶鋼深さ（ｍ） Ｕ；溶鋼の流速（ｍ／sec） ｇ；重力の加速度（ｍ／sec2） κ；流速抵抗 ρ；溶鋼の比重（Kg／m3） Δp；ノズル内の圧力損失（Kg／m2） 以上の結果、操業時における最適なガス量は連
続鋳造中における溶鋼深さＨとノズル内の断面積
の最も小さい部分、つまり絞り部の溶鋼流の流速
を把握できれば求めることができる。前記溶鋼深
さＨは、例えばタンデイツシユ２の重量を検出
し、予め求めておいたタンデイツシユ自重、タン
デイツシユ内容積との相関より算出して求める
か、あるいは光学的又は電気的レベル検出器を用
い、基準レベルよりの偏倚を算出することによつ
て求めることが可能である。一方、前記の流速を
検出することは容易でなく、現在の計測技術では
その精度も極めて低いものである。従つてノズル
を流下する溶鋼流量を、例えば非接触型の流量計
を用いて直接検出するか、あるいは鋳片の幅、厚
み及び鋳造速度から間接的に検出すると共に、予
め求めておいたノズル内の断面積から前記流速を
算出することが効果的である。第１図において７
は鋳片８の速度検出装置であり、該鋳片移動速度
より鋳造速度を検出できる。９は前述したタンデ
イツシユ２の重量を検出する重量検出装置であ
る。また１０は演算制御装置であり、前記速度検
出装置７重量検出装置９等の検出信号や予め入力
されたデータに基づいてガス量を算出すると共
に、ガス供給系に流量制御信号を発する。以上の
結果、ボイル現象が発生するガス吹き込み量の限
界を、鋳造速度、溶鋼深さ、鋳片サイズなどを要
因とした関数として定量的に把握でき、従つてボ
イル現象の発生を防止して効率的なガス吹き込み
を制御することが可能となつた。 ［実施例］ ５千屯／日の彎曲型連続鋳造設備において、
250mm厚×1200mm幅の低炭Alキルド鋼の鋳片を製
造する際に本発明を実施した。 本実施例における操業条件は第１表に示す通り
であり、前述したR0の許容範囲は、予め同一操
業条件下で実施した際のR0と、ボイル発生状況
との相関から、21/1000以下に設定した。 第３図は前記操業条件における制御チヤートを
示すもので、実線ｂがタンデイツシユ内溶鋼深さ
で、実線ｃがガス圧力で、実線ｄが通過溶鋼量で
ある。通過溶鋼量が段階的に変化しているd1、
d2、d3が幅変更を表すものである。前記溶鋼深
【表】
さ、ガス圧力、通過溶鋼量の変化に対応してガス
量は前記比R0を（21／1000）に近づけるべく実
線ｅのように制御した。この結果ブレークアウト
の発生はなく、ノズル詰まりや品質を著しく改善
できた。これに対して従来のオペレーターの判断
による操業方法では、定常的な操業時においても
ガス量は著しく変動し、品質のばらつきや、ブレ
ークアウトが発生した。 第４図のＡ、Ｂは前記本発明に基づく制御を行
つた実施例と、従来のオペレーターの判断による
操業方法におけるノズル詰まりと製品中に残存し
た介在物の調査結果の例を比較して表したもので
ある。 この第４図から明らかなように本発明の実施に
よりノズル詰まりや品質改善に著しい効果が得ら
れることが確認された。 ［発明の効果］ 以上詳述したように本発明の実施により溶鋼注
入時の不活性ガスの吹き込み量を時々刻々の操業
の変化に対応して的確に制御できるようになつ
た。この結果、鋳片の品質は向上し、ノズル詰ま
りを著しく軽減できた。
量は前記比R0を（21／1000）に近づけるべく実
線ｅのように制御した。この結果ブレークアウト
の発生はなく、ノズル詰まりや品質を著しく改善
できた。これに対して従来のオペレーターの判断
による操業方法では、定常的な操業時においても
ガス量は著しく変動し、品質のばらつきや、ブレ
ークアウトが発生した。 第４図のＡ、Ｂは前記本発明に基づく制御を行
つた実施例と、従来のオペレーターの判断による
操業方法におけるノズル詰まりと製品中に残存し
た介在物の調査結果の例を比較して表したもので
ある。 この第４図から明らかなように本発明の実施に
よりノズル詰まりや品質改善に著しい効果が得ら
れることが確認された。 ［発明の効果］ 以上詳述したように本発明の実施により溶鋼注
入時の不活性ガスの吹き込み量を時々刻々の操業
の変化に対応して的確に制御できるようになつ
た。この結果、鋳片の品質は向上し、ノズル詰ま
りを著しく軽減できた。
第１図は一般的な彎曲型連続鋳造設備に本発明
を実施した例を示す構造図、第２図は実操業にお
けるボイル発生状況を、通過溶鋼量Volと吹き込
みガスの実体積Vogに基づいて調査した結果の一
例を示す図、第３図は本発明に基づく制御チヤー
トの一実施例を示すチヤート図で、ｂ：タンデイ
ツシユ内溶鋼深さ（目盛０〜100は０〜1.3ｍ）、
ｃ：Arガス圧力（目盛０〜100は０〜２Kg／cm2）、
ｄ：通過溶鋼量（目盛０〜100は０〜0.89m3／
分）、ｅ：Arガス流量（目盛０〜100は０〜
40Nl／分）、第４図は前記第３図に示す本発明に
基づく実施例と従来の制御法におけるノズル詰ま
り発生状況Ａと製品中に残留した介在物数Ｂを比
較して表す図である。 １；取鍋、２；タンデイツシユ、３；溶鋼、
４；浸漬ノズル、５；鋳型、６；ガス供給系、
７；速度検出装置、８；鋳片、９；重量検出装
置、１０；演算制御装置、４１；上ノズル、４
２；スライデイングノズル、４３；注入ノズル、
６０；流量調整弁。
を実施した例を示す構造図、第２図は実操業にお
けるボイル発生状況を、通過溶鋼量Volと吹き込
みガスの実体積Vogに基づいて調査した結果の一
例を示す図、第３図は本発明に基づく制御チヤー
トの一実施例を示すチヤート図で、ｂ：タンデイ
ツシユ内溶鋼深さ（目盛０〜100は０〜1.3ｍ）、
ｃ：Arガス圧力（目盛０〜100は０〜２Kg／cm2）、
ｄ：通過溶鋼量（目盛０〜100は０〜0.89m3／
分）、ｅ：Arガス流量（目盛０〜100は０〜
40Nl／分）、第４図は前記第３図に示す本発明に
基づく実施例と従来の制御法におけるノズル詰ま
り発生状況Ａと製品中に残留した介在物数Ｂを比
較して表す図である。 １；取鍋、２；タンデイツシユ、３；溶鋼、
４；浸漬ノズル、５；鋳型、６；ガス供給系、
７；速度検出装置、８；鋳片、９；重量検出装
置、１０；演算制御装置、４１；上ノズル、４
２；スライデイングノズル、４３；注入ノズル、
６０；流量調整弁。
Claims (1)
- １ タンデイツシユに貯留された溶鋼を、浸漬式
ノズルを介し、通過する溶鋼流中に不活性ガスの
吹き込みを行いつつ鋳型内に注入する連続鋳造に
おける溶鋼の注入方法において、前記ノズル内溶
鋼流の最小総圧力部位における通過溶鋼量に対す
るガス量の比R0と、ボイル発生状況との相関を
求め、該相関より前記比R0の許容範囲を設定す
るとともに、当該操業時の前記通過溶鋼量とガス
量を実測し、該実測値に基づく前記比R0が前記
許容範囲となるよう、吹き込みガス量、鋳造速
度、タンデイツシユ内溶鋼深さのいずれか、もし
くは２以上を同時に制御することを特徴とする連
続鋳造における溶鋼の注入方法。
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP23138585A JPS6293051A (ja) | 1985-10-18 | 1985-10-18 | 連続鋳造における溶鋼の注入方法 |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP23138585A JPS6293051A (ja) | 1985-10-18 | 1985-10-18 | 連続鋳造における溶鋼の注入方法 |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPS6293051A JPS6293051A (ja) | 1987-04-28 |
| JPH0217263B2 true JPH0217263B2 (ja) | 1990-04-19 |
Family
ID=16922781
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP23138585A Granted JPS6293051A (ja) | 1985-10-18 | 1985-10-18 | 連続鋳造における溶鋼の注入方法 |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JPS6293051A (ja) |
Families Citing this family (3)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JPH02200362A (ja) * | 1989-01-30 | 1990-08-08 | Kawasaki Steel Corp | 連続鋳造装置におけるノズル詰まり予測方法およびノズル詰まり抑制方法 |
| CN103817303B (zh) * | 2013-12-04 | 2015-11-04 | 石家庄钢铁有限责任公司 | 一种连铸大包的浇注保护装置及控制方法 |
| CN104999045A (zh) * | 2015-08-03 | 2015-10-28 | 深圳市鼎正鑫科技有限公司 | 自动化镁合金铸造导液箱及其工作方法 |
-
1985
- 1985-10-18 JP JP23138585A patent/JPS6293051A/ja active Granted
Also Published As
| Publication number | Publication date |
|---|---|
| JPS6293051A (ja) | 1987-04-28 |
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