JPH078424B2 - 鋼の連続鋳造方法 - Google Patents

Description

【発明の詳細な説明】 〔産業上の利用分野〕 本発明は鋼の連続鋳造において、鋳片の内部割れの発生
を未然に予知し、割れが発生すると予知できたときに迅
速に割れの発生を防止する操業方法の変更を行うととも
に、不良鋳片を後行程である圧延行程に供給しないこと
によって、操業トラブル無く無欠陥鋳片を圧延行程に安
定供給する方法に関する。

〔従来の技術〕

第９図は一般的な湾曲型連続鋳造設備を示す略側面図で
あり、１は溶鋼を貯留したタンディッシュ、２は溶鋼を
注入するイマージョンノズル、３は鋳型である。鋳型３
に注入された溶鋼は、鋳型壁面に接する表面より凝固殻
５を生成し、所定断面形状をした鋳片６となる。この鋳
片６は案内支持ロール71で支持されつつ引き抜きロール
72で連続的に引き抜かれる。また鋳片６は、芯部に未凝
固の溶銅４が残存する状態で矯正ロール73群で、垂直型
連鋳機の場合は鉛直方向から水平方向に、湾曲型連鋳機
の場合は湾曲状態から水平状態に矯正（この矯正ロール
73群が配設され水平状態への矯正が行われる域を以下矯
正域と言い、この矯正域における矯正操作を以下単に矯
正という）され、完全凝固した機端部８以降でガス切断
される。

さて、前記矯正ロール73群で水平方向に矯正される際に
は、鋳片内部にロール間のバルジングによるバルジング
歪ε_Ｂ、ロール配列の不整によるロール不整歪ε_Ｍに加
えて矯正歪ε_Ｕが加わり、鋳片の内部割れが発生し易い
ことが一般に知られている。

特に近年、連鋳行程と圧延行程の直行直結化が推進され
ており、このプロセスを効率的に実行するためには、連
鋳行程で極力高温の鋳片を製造する必要がある。高温鋳
片を得るためには、凝固殻５があまり成長していない高
温状態で前記矯正をおこなう必要があり、なお一層内部
割れ発生が生じ易い状態となることは周知の事実であ
る。

而して従来より、矯正過程で発生する鋳片の界面歪を推
定し、内部割れの発生を予知し防止する方法が種々検討
されてきた。例えば特開昭51−55730号公報において
は、鋳片温度分布を測定して鋳片の内部歪を算定し、内
部割れの発生がない安全な範囲になるように引き抜き速
度を制御する方法が開示されている。また特開昭60−24
449号公報においては、鋳片の上下面平均幅、または短
辺台形化量を計測し、この計測値に基づいて鋳片の内質
を推定する方法が開示されている。さらに特開昭61−15
9254号公報においては、連鋳機の矯正域に複数の鋳片移
送速度検出器を設置し、検出された鋳片の移送速度から
鋳片の内部歪を演算することによって、内部割れの推定
を行う方法が開示されている。

〔発明が解決しようとする課題〕

前述のように未凝固溶鋼が残存する状態で矯正すると、
界面歪は増大し内部割れが発生し易くなるが、前記従来
技術においては、単なる鋳片の温度分布、あるいは表面
歪の変化と鋳片の内質との相関から、内部割れの発生を
推定するといったような方法のみが検討されてきた。こ
れらの方法の最も大きな問題点は、推定精度そのものが
極端に悪いということであった。その理由としては、ロ
ールのスリップによる鋳片の移送速度の検出誤差が生
じ、それが直接内部割れの推定精度を低下させたり、ま
た単純に表面歪と鋳片の内質を相関させたために、操業
条件が変化した場合、例えば緩冷却を実施したことによ
ってバルジング歪ε_Ｂ、ロール不整歪ε_Ｍが変化する
が、この変化も考慮した本来の界面歪を求めているので
はないために、推定そのものの精度が悪くなったのであ
った。

この問題点を解決するために本出願人は、案内ロールの
ロール間隔を測定するロール変位計、ロール間のバルジ
ングを計測するバルジング計、鋳片表面温度を測定する
表面温度計、凝固殻厚みを計測する凝固殻厚み計を設置
し、それらの計測値と鋳造条件によって鋳造中の鋳片の
歪を算出し、限界値を超えないように鋳片に圧縮力を作
用させる方法を発明し、先に特願昭62−51218号（特開
昭63−220960号）として出願した。これは前述した操業
条件による歪の変動をも加味した鋳片の真の界面歪（こ
の界面歪を以下総合歪ε_Ｔという）を時々刻々演算し、
この総合歪ε_Ｔが限界値を超えないように鋳片への圧縮
力を制御する方法である。

しかしながらこの方法においても、内部割れの発生の有
無に大きな影響を与える前記圧縮力によって生じる鋳造
方向の歪（以下圧縮歪ε_CPCと言う）を、モデル計算あ
るいはオフラインテストによって求め、総合歪を算出し
ていた。ところが実際には、鋳片の温度分布の変化、引
抜ロール72のスリップや回転不良、鋳片表面のスケール
の付着状態等により圧縮力は変動し、この変動によって
鋳片に発生する圧縮歪ε_CPCは時々刻々変化している
が、この圧縮歪ε_CPCを時々刻々求めていないため、結
果的に内部割れの発生予測の精度の悪化が生じることに
なっていた。

本発明は、前記従来技術における問題点の抜本的な解決
を図ると共に、前述した特願昭62−51218号の技術のさ
らに改良を図るもので、実測したロール配列状態、およ
び鋳造中における鋳片の幅変化状態等より前記圧縮歪ε
_CPCを正確に求め、この圧縮歪ε_CPCに基づき内部割れの
発生を精度良く推定し、それを防止する鋼の連続鋳造方
法を提供するものである。

〔課題を解決するための手段〕

前記課題を解決する本発明は、ロール不整量と当該鋳造
条件とから求まるロール不整歪ε_Ｍと、当該鋳造条件か
ら求まるロール間のバルジング歪ε_Ｂおよび矯正歪ε_Ｕ
に加えて、圧縮歪ε_CPCとから矯正域における鋳片の凝
固界面の総合歪ε_Ｔを算出し、この値と予め当該鋳造条
件に応じて決定された鋳片内部割れ発生の限界歪ε_Ｃと
を比較し、前記総合歪ε_Ｔが限界歪ε_Ｃを超えたときに
鋳造条件を変更して内部割れを防止する鋼の連続鋳造方
法において、 少なくとも前記矯正域の入側および出側の２箇所に鋳片
幅測定装置を設け、該幅測定装置により連続鋳造中にお
ける鋳片の上下面の幅を測定し、この幅測定値と鋳造条
件、設備条件より設定される鋳片厚みＤ、連続鋳造機の
曲率半径Ｒとを下記（１）式に基づき演算処理して中立
軸移動量ηを求め、次いで前記矯正歪ε_Ｕと圧縮歪ε
_CPCとの歪差Δεを下記（４）式に基づいて求めると共
に、この歪差Δεと鋳片の内部割れ発生との予め求めら
れた相関に基づき当該操業条件に応じて設定された歪差
Δεの前記総合歪ε_Ｔ低減への寄与効果係数αとから、
下記（５）式もしくは（６）式により総合歪ε_Ｔを時々
刻々算出し、その総合歪ε_Ｔが限界歪ε_Ｃを超えたとき
に鋳造条件を変更して内部割れを防止することを特徴と
するものである。

ただし、ΔＢ＝（B_Fy＋B_Ly−B_Fx−B_Lx）/2 ……（２） B_O＝（B_Fx＋B_Lx）/2 ……（３） ただし、 η：中立軸移動量 ε_US:鋳片表面の矯正歪（％） Δε：矯正歪ε_Ｕと前記圧縮歪ε_CPCの歪差（％） D:鋳片厚み S:凝固殻厚み ΔB:矯正域入側と出側の鋳片上下面平均幅の差 B_O:矯正域入側の鋳片上下面の平均幅 B_Fx:矯正域入側の下面の鋳片幅 B_Lx:矯正域入側の上面の鋳片幅 B_Fy:矯正域出側の下面の鋳片幅 B_Ly:矯正域出側の上面の鋳片幅 Δε＜０の場合 ε_Ｔ＝ε_Ｍ＋ε_Ｂ＋α×Δε ……（５） Δε≧０の場合 ε_Ｔ＝ε_Ｍ＋ε_Ｂ＋Δε ……（６） ただし、ε_T:総合歪（％） ε_M:ロール不整歪（％） ε_B:バルジング歪（％） α：Δεの総合歪ε_Ｔ低減への寄与効果係数 Ri:i番目のロールの曲率半径 〔作 用〕 鋼の連続鋳造において、従来の内部割れ発生の推定精度
を向上させる必要があると考えた本発明者らは、鋳片に
発生する歪を精度よく推定する方法について研究を重ね
た。

まず一般的に、鋳造中の鋳片に発生する歪は下記（７）
式のように表すことができる。

ε_Ｔ＝ε_Ｍ＋ε_Ｂ＋ε_Ｕ−ε_CPC ……（７） だたし、ε_T:鋳造中の鋳片に発生する総合歪（％） ε_M:ロール不整歪（％） ε_B:バルジング歪（％） ε_U:矯正歪（％） ε_CPC:圧縮歪（％） なお歪の符号は、引張歪を正、圧縮歪を負と定義して用
いた。前記（７）式の右辺第２項第３項のバルジング歪
ε_Ｂ、矯正歪ε_Ｕは、二次冷却水量、鋳造速度、鋳片
幅、鋳片厚み、等の鋳造条件や曲げ矯正時の曲率半径や
ロールピッチ等の連鋳機の形式によって変化し、例えば
下記（８）式および（９）式のように算出できることは
周知である。

ただし、 a_S:鋳片の断面形状計数（＝0.13） am:クリープ定数＝0.56×10⁶×exp｛−58000/〔Ｒ×
（Ｔ＋273）〕｝ a_X:定数｛＝（0.23×R_P/S）−0.45｝ P:溶鋼静圧 R_P:ロールピッチ V_C:鋳造速度 R:ガス定数 T:凝固殻平均温度 ただし、D:鋳片厚み Ri:i番目のロールの曲率半径 この（９）式においてＳは凝固殻厚みであり、この凝固
殻厚みＳが零（Ｓ＝0mm＝鋳片表面）の場合、（９）式
は、 となり、前述した周知の鋳片表面の矯正歪ε_USを求める
式となる。つまり鋳片表面の矯正歪ε_USは鋳造条件から
決定される鋳片厚みＤと、設備条件から定まるロールの
曲率半径Ｒとから求めることができる。鋳片厚みＤはよ
り正確に当該鋳造時に実測した値を用いることでもよい
ことは言うまでもない。

つぎに、前記（７）式の右辺第１項のロール不整歪ε_Ｍ
の算出方法についてであるが、これについては本出願人
が先に出願した特願昭63−157929号に示したように、連
続する３対の案内ロールを単位測定対象として、両端部
ロール表面を結ぶ接線に対する中央部ロールの出入量を
内外ロール毎に測定し、予め設定されている基準の出入
量とからロール不整量δ_Ｍを求め、下記（10）式により
ロール不整歪ε_Ｍの算出が可能である。

ただし、K:鋳片の変形形態に基づく係数（＝50〜1200） δ_M:ロール不整量 さて近年では、高温かつ無欠陥の鋳片を製造するため
に、鋳片に圧縮力を付与して前記矯正歪ε_Ｕを軽減した
状態では鋳片を矯正する鋳造方式が採用されている。こ
の圧縮力によって軽減される鋳片の歪量すなわち前記圧
縮歪ε_CPCは、前述したように従来においては予め実験
によって求めるか、あるいは計算によって推定するとい
う方法しか提案されておらず、鋳造中の鋳片の状態変化
からそれを正確に求めるまでには至っていないのが実体
であった。そのため前述したように、結果的に内部割れ
の発生推定の精度が悪いという問題が生じていた。

本発明者らはこの問題を解決するために、圧縮歪ε_CPC
を鋳造中の鋳片の状態変化から正確に求める方法につい
て研究したところ、矯正域の入側と出側の鋳片の幅を実
測することによりそれが可能であることを知見した。

以下にその方法について詳述する。

第２図は鋳片６の断面形状変化を模式的に示した図であ
る。第２図（ａ）には鋳片6aが前述した圧縮力や矯正を
受ける前の鋳片の断面形状を示し、この鋳片6aが前述し
た矯正を受けた後の鋳片6bの断面形状を第２図（ｂ）に
示した。短形であった鋳片が矯正を受けると、鋳片の上
面側は引張力を受けるために鋳片幅が縮小し、対して下
面側は圧縮を受けるために鋳片幅が拡大する。また矯正
を受けない状態で圧縮力だけを受けると、第２図（ｃ）
のように鋳片6cの上下面とも鋳片幅が拡大する。矯正と
圧縮を同時に受ける場合の鋳片の断面形状を第２図
（ｄ）に示したが、鋳片6dの上下面に発生する歪の程度
によって複雑に鋳片の幅は変化する。この第２図から鋳
片幅の変化状況を時々刻々把握することによって、鋳片
に発生している歪の状態を求めることが可能であること
が判る。

次に第３図は、矯正を受けている状態の鋳片に圧縮力が
作用したときの、鋳片の矯正歪ε_Ｕの低減効果を説明す
るための図面である。矯正のみを受けている場合の矯正
歪ε_Ｕの分布を第３図中に実線ａで示した。前述したよ
うに矯正を受けている鋳片の上面には引張歪が生じ、下
面には圧縮歪が生じている。ここで言う矯正歪ε_Ｕと
は、第３図中の凝固界面ｓ 発生している引張歪εａの
ことである。こ状態の鋳片に圧縮力が作用した場合の鋳
片内の矯正歪の分布を第３図中に太実線ｂで示した。こ
の圧縮力により鋳片の矯正歪ε_Ｕの分布が圧縮方向に変
位していることが判り、凝固界面ｓの引張歪もそれにと
もなってεａからεｂに軽減されている（第３図では圧
縮力により凝固界面の矯正歪ε_Ｕが零になった状態を示
している）。圧縮力によるこの歪軽減量、すなわち圧縮
歪ε_CPCは第３図中に示した大きさ（ε_CPC）である。な
お一般的には、この圧縮力による凝固界面の歪の減少効
果を、第３図中のηで示した中立軸移動量として表現す
る。本発明においては、この中立軸移動量ηを用いて後
述する歪差Δε等を求めるようにした。

さてこの圧縮歪ε_CPCを求める方法について、種々検討
を重ねた本発明者らは、前述した圧縮力および矯正が作
用している状態では鋳片の上下面の幅が変化することに
着目し、この上下面幅比と、一般にポアソン比と称され
る鋳片の鋳造方向と、幅方向の歪比ν_CPCとを基に下記
（11）式を創案し、実操業への適否を調査検討した。

この（11）式において、ΔＢは鋳片の矯正域入側の上下
面平均幅と出側の上下面平均幅との差であり、下記
（２）式より求めることができる。

ΔＢ＝（B_Fy＋B_Ly−B_Fx−B_Lx）/2 ……（２） ただじ、B_Fx:入側の下面の鋳片幅 B_Lx:入側の上面の鋳片幅 B_Fy:出側の下面の鋳片幅 B_Ly:出側の上面の鋳片幅 またB_Oは前記ΔＢを求めるための基準となる鋳片上下面
平均幅で、矯正域入側の鋳片幅から下記（３）式より求
めることとした。

B_O＝（B_Fx＋B_Ly）/2 ……（３） 本発明者らは、前記（11）式中のν_CPCを実験的に求め
るために、圧縮力がかかる前、矯正終了位置に配設され
た複数の案内ロール７の表面に突起を形成して鋳造を実
施した。前記突起によってロール１回転毎に鋳片表面に
疵が付くが、その疵の間隔を鋳片を冷片にした後に測定
し、各側定位置におけるこの値の変化から鋳片の圧縮力
によって生じる鋳造方向の歪、つまり圧縮歪ε_CPCを下
記（12）式で算出した。

ただし、Δｌ＝l₀−l₁ l₁:出側のロールマーク間隔 l₀:入側のロールマーク間隔 l:入側ロールのロール周長 また同時に突起を形成したロールを設置した当該位置の
鋳片幅を、後述する第５図に示した光学式の鋳片幅装置
により測定し、その値の変化から幅方向の歪（ΔB/B₀×
100）を算出した。この両者の関係の調査結果の一例を
示したのが第４図である。第４図を見て明らかなよう
に、関係にばらつきはあるが、前記ν_CPCはどのような
鋳造条件でもほぼ１とみなすことができた。

このようにν_CPCが約１であることから、前記（11）式
は下記（13）式として表すことができ、鋳造中における
ΔＢとB₀を実測することにより、当該鋳造時における圧
縮歪ε_CPCを求めることができる。

ε_CPC＝ΔB/B₀×100（％） ……（13） さて第３図に示したように、この圧縮歪ε_CPCにより矯
正歪ε_Ｕは軽減されるが、圧縮歪ε_CPCによって軽減さ
れた後の歪（第３図中のεａ）を求める方法を以下に説
明する。

まず（13）式にて求められる圧縮歪ε_CPCは、鋳片幅を
測定した入側と出側間で鋳片の受ける鋳造方向の歪と等
価なものであり、第３図に示したように矯正を受ける位
置で前記出側の鋳片幅を測定すると、その矯正を受ける
時の矯正歪ε_Ｕの軽減量は前記（13）式で求まる値であ
る。よって圧縮歪ε_CPCによって軽減された後の歪は、
前記（９）式で求まる矯正歪ε_CPCから（13）式で求ま
る圧縮歪ε_CPCを減じればよい。

しかし入側と出側の鋳片幅測定位置の中間で矯正を受け
る場合、例えば多点矯正連続鋳造機において、入側を矯
正前，出側を最終矯正後の位置で鋳片幅を測定した場合
には、各矯正位置での矯正歪の軽減量は前記（13）式で
求まる値として評価することはできない。つまり前記
（13）式で求まる値は、出側の鋳片幅測定装置までに鋳
片が受けた歪に基づいて求まる値であり、よって入側と
出側間の矯正位置では、出側の鋳片幅測定装置位置まで
に鋳片が受けた歪とは当然異なるためである。鋳片が受
けた歪と（13）式で求まる圧縮歪ε_CPCの関係は、第３
図に示した中立軸移動量ηを用いると下記（14）式のよ
うに表すことができる。

よって、（14）式にて求まる圧縮歪ε_CPCによって前記
各矯正位置における矯正歪ε_Ｕを軽減した後の歪は
（９）式〜（14）式で求めることができ、以下の（４）
式のように表すことができる。

すなわち前記中立軸移動量ηを求めることにより、矯正
を受ける時の鋳片の歪状態を把握することができる。ま
た前記中立軸移動量ηは、（13）式，（14）式から以下
の（１）式のように表すことができる。

（１）式中の鋳片厚みＤと鋳片表面の矯正歪ε_USは、前
述したように鋳造条件、設備条件等より決定される連続
鋳造機の固有の値であり、鋳造中は変化しないものとし
て差支えが無い。また後述する（17）〜（20）式中の凝
固殻厚みＳを、0mmとして求めても良い。矯正を受ける
時の鋳片の歪状態を把握するためには、鋳片幅の変化、
すなわち（１）式中のΔB,B₀と、凝固殻厚みＳを時々刻
々求めればよい。前記凝固殻厚みＳは、周知の方法によ
って２次冷却条件、鋳造速度、鋼種等の鋳造条件を基に
モデル計算によって推定するか、もしくは電磁超音波計
等を利用したシェル厚測定器で実測するなどして求めれ
ばよい。

次に本発明者らは、曲率半径が、10.5,12,16,30mの４点
曲げ方式（湾曲型）の連続鋳造機における実操業におい
て、前述した方法で求めた中立軸移動量ηと圧縮力の関
係を調査した。中立軸移動量ηを求めるための鋳型幅
は、第５図に示したように矯正域入側と出側の２箇所に
光学式の鋳型幅測定装置10を設置し、この鋳型幅測定装
置10によって連続鋳造中における鋳片幅を時々刻々測定
した。鋳片幅測定装置10の検出信号は鋳片幅演算装置11
に入力され、この鋳片幅演算装置11において鋳片の上下
面の幅を算出すると共に、その算出値を前記（１）式に
基づいて演算処理し、中立軸移動量ηを求めた。また鋳
造条件は第１表に示した通りであり、圧縮力は水平部の
引抜きロール72の制動力を調整し、40屯から100屯の範
囲で制御した。

第６図は、求めた中立軸移動量ηと圧縮力の関係の調査
結果の一例を示す図面である。また第１表の鋳造条件で
の最終矯正位置における矯正歪ε_Ｕは、前述した（９）
式に基づいて算出すると概略0.13％である。一方第１表
の鋳造条件において、圧縮力は約75屯に制御されること
が多く、この75屯の圧縮力が作用している状態における
鋳片幅の変化から求めた前記中立軸移動量ηは、第６図
より約80mmであった。この時の圧縮歪ε_CPCを（14）式
にて算出すると約0.28％であり、而してこの状態では矯
正歪ε_Ｕより圧縮歪ε_CPCが大きく、第３図に示すよう
に矯正によって生じる引張歪は圧縮歪ε_CPCによって零
になる。ところでこのように圧縮歪ε_CPCが矯正歪ε_Ｕ
を低減する効果を有することは従来より知られていた
が、従来は前記（７）式に示されるように、（ε_Ｍ＋ε
_Ｂ＋ε_Ｕ）から圧縮歪ε_CPCを減ずることのみによって
単純に総合歪ε_Ｔを求めていた。しかしながら、圧縮歪
ε_CPCが矯正歪ε_Ｕより大きい場合の圧縮歪ε_CPCと矯正
歪ε_Ｕとの差、つまり前述の場合のΔεを（４）式にて
算出すると約−0.15％にも達するが、この値の前記総合
歪ε_Ｔへの影響は従来技術では全く考慮されていなかっ
た。

そこで本発明者らは、圧縮歪ε_CPCと矯正歪ε_Ｕとの差
Δεが前記総合歪ε_Ｔに与える影響について調査した。

第１表で示した鋳造条件で圧縮力と圧縮歪ε_CPCとの関
係を調査したときに、圧縮力を約40屯と極端に低下した
場合の鋳片を冷片にした後に観察すると、内部割れが発
生しており、すなわち総合歪ε_Ｔが限界歪ε_Ｃを超えて
いた。この圧縮力が約40屯の時の前記中立軸移動量ηは
約40mm（前記Δεは−0.02％）であり、前述した矯正歪
ε_Ｕより大きい。しかも圧縮力を約75屯にし、前記中立
軸移動量ηを約75mm（前記Δεは−0.14％）とすると内
部割れが発生しなくなり、すなわち総合歪ε_Ｔが限界歪
ε_Ｃ以下となった。このことから前記Δεは、ロール不
整歪ε_Ｍおよびバルジング歪ε_Ｂも低減させる、すなわ
ち、総合歪ε_Ｔを低減させる方向に寄与していることが
推定できた。このときの各測定データをもとに以下のよ
うな想定に基づき前記Δεの影響を調査した。

つまり前記Δεが総合歪ε_Ｔの低減へ寄与する割合を寄
与効果関係αと仮定し、前記（７）式にこの寄与効果係
数αを採り入れた総合歪ε_Ｔの算出式を創案し、調査検
討を加えた。

前述したように寄与効果係数αは、矯正歪ε_Ｕより圧縮
歪ε_CPCが大きい、つまりΔεが負の場合にのみ総合歪
ε_Ｔに採り入れる考えであるため、本発明者らは総合歪
ε_Ｔを表現するための歪算出式を、Δεが正の場合と負
の場合の２通りを検討し、以下の（５）式と（６）式と
して表した。

Δε＜０の場合 ε_Ｔ＝ε_Ｍ＋ε_Ｂ＋α×Δε ……（５） Δε≧０の場合 ε_Ｔ＝ε_Ｍ＋ε_Ｂ＋Δε ……（６） ここでα＝１であれば、従来の考え方である（７）式と
同一となり、（５）式と（６）式も当然等しくなる。

また前述したように、（５）式のΔεは総合歪ε_Ｔを低
減するということが、圧縮力と圧縮歪ε_CPCを調査した
ときの鋳片の内部割れと圧縮力の関係から明らかである
ことから、（５）式の寄与効果係数αはα＞０と考えら
れる。

さて具体的な寄与効果係数αの求め方であるが、αは前
述したようにΔεの総合歪ε_Ｔ低減へ寄与する効果係数
であるので、Δε＜０の状態を考えなければならず、よ
って（５）式から以下の（15）式が導出できる。

この（15）式において、右辺の総合歪ε_Ｔは未知である
ので、（15）式によって寄与効果係数αを求めることは
できない。一方前記（５）式からΔεは常に負であり、
α＞０であることから、Δεが最小値のときに総合歪ε
_Ｔも最小値になる。

また内部割れが発生している場合、総合歪ε_Ｔは当然内
部割れが発生する最小の限界歪ε_Ｃより大（ε_Ｔ≧
ε_Ｃ）であるので、内部割れが発生した時の前記Δεの
最小値をΔε_Ｍとして求めると、その時の総合歪ε_Ｔが
概略内部割れが発生する最小の限界歪ε_Ｃと等しいと判
断できるので、以下の（16）式が導出できる。この（1
6）式に当該鋳造条件から予め内部割れが発生する最小
の限界歪ε_Ｃを求めておき、代入することによって前記
寄与効果係数αを算出することができる。

ただし、Δε_M:内部割れが発生したときのΔεの最小値 ε_C:内部割れが発生する最小の限界歪（％） 第１表の鋳造条件の下での前記Δεと内部割れ発生の関
係を第７図に示した。本例の鋳造条件で内部割れが発生
する最小の限界歪ε_Ｃは、オフライン試験により0.70％
であることが判明しているので、前述した方法で寄与効
果係数αを算出するために、便宜上各Δεにおける総合
歪ε_Ｔは前記限界歪ε_Ｃ（0.70％）に等しいとして第７
図に示した。第７図中の□は内部割れの発生が無かった
場合、■は内部割れ発生の場合を示す。

内部割れの発生とΔεには相関があり、本例の鋳造条件
であれば、前記Δεが約−0.11％以上で内部割れが発生
することになる。すなわち、Δε_Ｍ＝−0.11％である。
また、前記限界歪ε_Ｃは0.70％であることが判明してお
り、またロール不整歪ε_Ｍは前記（10）式より0.55％、
バルジング歪ε_Ｂは前記（８）式より0.20％として求ま
った。而して寄与効果係数αは、前記（16）式より約0.
45と求めることができる。従ってこの鋳造条件における
前記Δεが総合歪ε_Ｔに与える影響は、その値の約45％
であるという新たな知見が得られた。

このように当該鋳造条件に応じて、前記歪差Δεと鋳片
の内部割れ発生との予め求められた相関に基づき、総合
歪ε_Ｔ低減への寄与効果係数αを求め、設定しておくこ
とにより総合歪ε_Ｔを正確に把握することが可能とな
る。

さて第１表の鋳造条件の下で、前述した方法によって鋳
造条件を変更した際の矯正域における鋳造中に測定した
各歪および鋳片を、一旦冷却した後に内部割れの有無を
さらに調査した結果を第２表に示す。なお本調査では、
限界歪ε_Ｃは割れが発生する限界値つまりその値を超え
ると内部割れが発生するという値を用いた。

第２表に示した通り、通常操業を継続していた鋳片番号
１〜４においては、中立軸移動量ηが75mm〜85mmと変動
はあるものの十分大きいため、総合歪ε_Ｔは限界歪ε_Ｃ
以下、すなわち内部割れの発生は無いと推定できた。そ
のときの鋳片を冷片とし、内部割れの発生を調査すると
割れの発生が無く、推定と実態は一致した。さらに鋳片
番号５〜８においては、圧縮力を極端に低減し中立軸移
動量ηを12mm〜50mmとした。その結果総合歪ε_Ｔは限界
歪ε_Ｃ以上、すなわち内部割れの発生があると推定でき
た。そのときの鋳片を冷片とし、内部割れの発生を調査
すると割れの発生が有り、推定と実態は良く一致した。
またその状態から鋳片番号９においては、圧縮力を増大
し中立軸移動量ηを約90mmに増すように操業条件を変更
することにより、総合歪ε_Ｔは限界歪ε_Ｃ以下となり、
内部割れの発生の無い状態とした。そのときの割れ発生
の推定結果と実体も合致している。

以上のように前記中立軸移動量ηを時々刻々測定しなが
ら、前述した総合歪式によって得た総合歪ε_Ｔが限界歪
ε_Ｃ以上となったときに内部割れが発生したと推定する
ことが、非常に精度良くできることが確認できた。

内部割れの発生が推定できた場合には、例えば圧縮力を
増大する、鋳造速度を低下する、２次冷却水量を増大す
る等の周知の操業アクションにより、効率的に内部割れ
の発生を未然に防止することも可能であることが確認で
きた。

また前述した説明では、鋳片幅測定装置10は矯正帯の前
後の２箇所に設置した例で説明したが、矯正途中にも鋳
片幅測定装置10を設置することにより、矯正途中の鋳片
の総合歪ε_Ｔも前述した方法を用いれば精度良く算出す
ることができる。

即ち前記第２図で説明したように、鋳片が矯正を受ける
と鋳片幅が変化し、この鋳片幅を測定することによって
実際に鋳片に発生している矯正歪ε_Ｕが算出できる。

第５図に示したように、矯正域の入側と出側にのみ鋳片
幅測定装置10を設置した場合には、（９）式に基づいて
矯正歪ε_Ｕを算出し、総合歪ε_Ｔに採り入れればよい。
しかし例えば矯正途中にさらに１台の鋳片幅測定装置10
を設置すれば、矯正途中の鋳片に発生している実際の矯
正歪ε_Ｕを把握することができる。矯正域の入側と出側
に加えて矯正途中にも鋳片幅測定装置10を設置し、これ
によって測定される鋳片幅の値から矯正歪ε_Ｕを算出す
る方法の一例を以下に示す。

δBi＝（B_Fi−B_Li）−（B_Fi_-1−B_Li_-1） ……（19） δB₀＝（B_Fy−B_Ly）−（B_Fx−B_Lx） ……（20） ただしε_UO:入側出側の鋳片幅測定装置間の鋳片表面の
矯正歪の合計（％） B_Fi:i番目の鋳片幅測定装置による下面の鋳片幅 B_Li:i番目の鋳片幅測定装置による上面の鋳片幅 B_Fi_-1:（ｉ−１）番目の鋳片幅測定装置による下面の鋳
片幅 B_Li_-1:（ｉ−１）番目の鋳片幅測定装置による上面の鋳
片幅 以上のように複数の部位において鋳片の幅を測定するこ
とにより、実際の鋳片に生じている矯正歪ε_US,ε_Ｕを
求めることができ、この値を時々刻々算出し、前述した
（１）式，（４）式，（５）式もしくは（６）式のε_Ｕ
に代入することにより、より正確な総合歪ε_Ｔを把握す
ることができる。

また鋳片幅測定装置10についても、前述した光学式に限
定するものではなく、例えば接触式の鋳片幅測定装置を
用いることも可能であり、設置する場所の雰囲気から装
置のメンテナンス性を考慮し、適宜測定装置の種類を決
定し用いればよい。加えて前記限界歪ε_Ｃを、内部割れ
が発生するときの歪より実行上差し支えない範囲で小さ
い値とすることにより、内部割れの発生を皆無にするこ
とも可能である。

また内部割れを防止するために、前記圧縮力を過大に鋳
片に作用させると、内部割れ以外の鋳片の内部欠陥、例
えば鋳片の中心偏析の悪化や中心割れが発生することに
もつながり、さらに前記圧縮力を過大にすると、引き抜
きロールの摩耗が激しくなり、ロール寿命が短くなると
いう問題も発生する。よって前記圧縮力は、内部割れが
発生しない必要最小限を鋳片に作用させることが望まし
く、本発明によってそれも実現できることが可能であ
る。

〔実施例〕

連鋳機能力、月産16万屯、機長37mの連鋳機において本
発明の鋳造方法を実施した。前述した作用の説明と同様
な方法で、鋳造条件毎に前記Δεが鋳片の歪低減へ寄与
する効果係数αを求めた。第３表に鋳造条件と前記予め
求めた寄与効果係数αを示す。

第１図は本実施例に基づく連続鋳造設備の全体構成図で
ある。この第１図における機器構成は、基本的には前述
した第５図と同一であり、矯正域の入側と出側の２箇所
に光学式の鋳片幅測定装置10を設置し、鋳片幅測定装置
10からの信号によって鋳片幅演算装置11にて鋳片の上下
面の幅を算出し、その情報を歪演算装置12に伝送し、前
記中立軸移動量η，並びに前記歪差Δεを時々刻々算出
する構成とした。

また鋳造条件指示装置13からの鋳造条件情報と、ロール
間隔およびロール配列測定装置９からの両測定結果も、
前記歪演算装置12に伝送され、当該鋳造条件からバルジ
ング歪ε_Ｂ、矯正歪ε_Ｕを求め、ロール間隔とロール配
列測定結果よりロール不整歪ε_Ｍを演算する。そして前
記歪演算装置12によって前述した方法に従って各歪を時
々刻々算出し、また、当該鋳造条件から予め求めておい
た寄与効果係数αと限界歪ε_Ｃとを参照し、前記方法に
て鋳片の総合歪ε_Ｔを該歪演算装置12で演算し、且つ限
界歪ε_Ｃと比較を行う。そして総合歪ε_Ｔが限界歪以上
ε_Ｃとなったときで警報装置14にアラームを出し、また
その情報から操業者がしかるべき処置を採れるように
（本実施例では圧縮力を増大するように）作業指示をそ
の作業指示装置15に出力し、内部割れの発生を防止する
ことにした。

本装置で操業した結果を第６図に示すが、本発明に基づ
く方法を採用することにより、内部割れの発生屯数率の
指数が従来の約10％から約２％へと激減した。

〔発明の効果〕

以上のように、本発明法を実操業に適用することによ
り、鋳片の内部割れ発生を未然に予知し、しかるべき処
理を採ることによって割れ発生の防止が可能となり、優
れた効果が発揮できることが確認できた。

【図面の簡単な説明】

第１図は本発明を適用した一実施例を示す連続鋳造設備
の全体構成図、第２図は（ａ）〜（ｄ）鋳片の断面形状
の変化状況を模式的に示した鋳片断面図、第３図は矯正
を受ける鋳片に圧縮力が作用した時の鋳片内の歪分布を
模式的に示した図面、第４図は鋳造方向の歪と幅方向の
歪の関係を示す図面、第５図は圧縮力と圧縮歪の関係を
調査するための試験装置図、第６図は圧縮力と中立軸移
動量の関係を示す図面、第７図は寄与効果係数αを求め
るための説明図、第８図は本発明法を実操業に適用した
ことによる内部割れの発生状況を示す図、第９図は従来
の方法を説明する連続鋳造設備の略側面図である。 １……ダンディッシュ、２……イマージョンノズル、３
……鋳型、４……溶鋼、５……凝固殻、６……鋳片、７
……案内ロール、71……案内支持ロール、72……引抜ロ
ール、73……矯正ロール、８……カッター、９……ロー
ル間隔計とロール配列測定装置、10……鋳片幅測定装
置、11……鋳片幅演算装置、12……歪演算装置、13……
鋳造条件指示装置、14……警報装置、15……作業指示装
置、

Claims (1)

【特許請求の範囲】
1. 【請求項１】ロール不整量と当該鋳造条件とから求まる
   ロール不整歪ε_Ｍと、当該鋳造条件から求まるロール間
   のバルジング歪ε_Ｂおよび矯正歪ε_Ｕに加えて、圧縮歪
   ε_CPCとから矯正域における鋳片の凝固界面の総合歪ε
   _Ｔを算出し、この値と予め当該鋳造条件に応じて決定さ
   れた鋳片内部割れ発生の限界歪ε_Ｃとを比較し、前記総
   合ε_Ｔが限界歪ε_Ｃを超えたときに鋳造条件を変更して
   内部割れを防止する鋼の連続鋳造方法において、 少なくとも前記矯正域の入側および出側の２箇所に鋳片
   幅測定装置を設け、該幅測定装置により連続鋳造中にお
   ける鋳片の上下面の幅を測定し、この幅測定値と鋳造条
   件、設備条件より設定される鋳片厚みＤ、連続鋳造機の
   曲率半径Ｒとを下記（１）式に基づき演算処理して中立
   軸移動量ηを求め、次いで前記矯正歪ε_Ｕと圧縮歪ε
   _CPCとの歪差Δεを下記（４）式に基づいて求めると共
   に、この歪差Δεと鋳片の内部割れ発生との予め求めら
   れた相関に基づき当該操業条件に応じて設定された歪差
   Δεの前記総合歪ε_Ｔ低減への寄与効果係数αとから、
   下記（５）式もしくは（６）式により総合歪ε_Ｔを時々
   刻々算出し、この総合歪ε_Ｔが限界歪ε_Ｃを超えたとき
   に鋳造条件を変更して内部割れを防止することを特徴と
   する鋼の連続鋳造方法。 ただし、ΔＢ＝（B_Fy＋B_Ly−B_Fx−B_Lx）/2 ……（２） B_O＝（B_Fx＋B_Lx）/2 ……（３） ただし、 η：中立軸移動量 ε_US:鋳片表面の矯正歪（％） Δε：矯正歪ε_Ｕと前記圧縮歪ε_CPCの歪差（％） D:鋳片厚み S:凝固殻厚み ΔB:矯正域入側と出側の鋳片上下面平均幅の差 B_O:矯正域入側の鋳片上下面の平均幅 B_Fx:矯正域入側の下面の鋳片幅 B_Lx:矯正域入側の上面の鋳片幅 B_Fy:矯正域出側の下面の鋳片幅 B_Ly:矯正域出側の上面の鋳片幅 Δε＜０の場合 ε_Ｔ＝ε_Ｍ＋ε_Ｂ＋α×Δε ……（５） Δε≧０の場合 ε_Ｔ＝ε_Ｍ＋ε_Ｂ＋Δε ……（６） ただし、ε_T:総合歪（％） ε_M:ロール不整歪（％） ε_B:バルジング歪（％） α：Δεの総合歪ε_Ｔ低減への寄与効果係数 Ri:i番目のロールの曲率半径