JPH0818117B2 - 連続鋳造における湯面変動の制御装置 - Google Patents

Description

【発明の詳細な説明】 ［産業上の利用分野］ この発明は、鋼の連続鋳造等において、鋳型内湯面変
動を所定の範囲に制御する湯面変動の制御装置に関す
る。

［従来の技術］ 鋼の連続鋳造においては、タンディッシュ内の溶鋼が
鋳型内の溶鋼に浸漬された浸漬ノズルを介して鋳型内に
注入される。浸漬ノズルの吐出口はノズル本体の軸方向
に対して傾斜しており、この吐出口から溶鋼は吐出され
る。一方、鋳型内湯面上には、鋳型内溶鋼を保温するパ
ウダが浮遊しており、このパウダは溶融すると鋳型と凝
固殻との間に介在して両者間を潤滑する作用も有する。

［発明が解決しようとする問題点］ しかしながら、このタンディッシュからの溶鋼流によ
り、鋳型内湯面が変動するいわゆる湯暴れ現象が激しく
なると、湯面上のパウダが鋳型内溶鋼中に混入して鋳型
内の凝固界面に捕捉され、鋳片に介在物欠陥を発生させ
る。一方、鋳型内湯面が静か過ぎても、例えば、鋳型と
鋳片との間の溶融スラグによる潤滑が円滑になされない
等の問題点が生じる。

この発明は、かかる事情に鑑みてなされたものであっ
て、鋳型内の溶湯による湯面の変動を高精度で所定の範
囲に制御して高品質の鋳片を製造することができる連続
鋳造における湯面変動の制御装置を提供することを目的
とする。

［問題点を解決するための手段］ この発明に係る連続鋳造における湯面変動の制御装置
は、溶湯容器から浸漬ノズルを介して鋳型内に溶湯を注
入する肉厚スラブ用の連続鋳造における湯面変動の制御
装置において、浸漬ノズルからの溶湯の吐出流量Ｑ、溶
湯流が鋳型内壁に衝突する際の衝突速度ｖ及び衝突角度
θ、並びに溶湯流が鋳型内壁に衝突する位置の湯面から
の衝突深さＤの関数として、下記（１）式の如く現され
る変動指数Ｒ（Q,v,θ,D）を求める演算手段と、浸漬ノ
ズルからの溶湯流にその流れ方向又はその逆方向に電磁
力を付与する電磁力付与手段と、変動指数Ｒが１乃至10
の範囲に入るように電磁力付与手段の電磁力を調整する
調整手段と、を有することを特徴とする連続鋳造におけ
る湯面変動の制御装置。

Ｒ＝ρQv（１−sinθ）/4D ……（１） 但し、ρ：溶湯密度（kg/m³）、 Q:溶湯流量（m³／秒）、 v:溶湯の衝突速度、 θ：溶湯の衝突角度、 D:溶湯の衝突深さ（ｍ）。

浸漬ノズルからの噴流が鋳型短辺の内壁に衝突する直
前における噴流の速度をｖ、２つのうち１つの噴流の質
量をm₀（＝ρQ/2）、噴流の衝突角度をθとすると、１
つの噴流のもつ運動量はm₀ｖ（＝ρQv/2）となり、この
垂直方向成分はm₀vsinθとなる。さらに、噴流が鋳型短
辺の内壁に衝突した直後においては、噴流は内壁に沿っ
て上方に向かう質量m_uと下方に向かう質量m_dに２つにわ
かれ、それぞれの速度は衝突直前の速度ｖであるので、
上方に向かう溶湯流の運動量はm_uｖとなり、下方に向か
う溶湯流の運動量はm_dｖとなる。垂直方向の運動量保存
の法則から次式が成立する。

m₀vsinθ＝m_dｖ−m_uｖ 上式の両辺からｖを消去して次式を導出する。

m₀sinθ＝m_d-m_u また、噴流の鋳型短辺内壁への衝突前後における質量
保存の法則から次式が成立する。

m₀＝m_u+m_d よって、これらの関係から上方質量m_uと下方質量m_dを
それぞれ求めると、次に示す関係が得られる。

m_u＝m₀・（１−sinθ）/2 ＝ρＱ（１−sinθ）/4 m_d＝m₀・（１＋sinθ）/2 ＝ρＱ（１＋sinθ）/4 以上のようにして湯面に直接的に影響を及ぼす上方へ
振り分けられる溶湯流の質量m_uが求まる。

次に、上方質量m_uの運動量（m_uｖ）は湯面近傍に到達
して湯面を揺らすまでに減衰するので、その減衰係数を
求める。鋳型内壁の衝突点で溶湯流が有していた衝突速
度ｖは、湯面に到達するまでに鋳型内壁等から受ける摩
擦力によって減衰し、湯面での溶湯流の速度v_sとなる。
その減衰の程度を見積もる場合に、厚肉スラブ用の連続
鋳造機では長辺の幅に比べて短辺の幅は無視できないほ
ど広いので、「放射状壁面噴流の速度減衰モデル」を適
用する。このモデルではv_s∝1/dの関係にあり、ｎ＝１
となる。減衰係数として1Dを上方質量m_uに乗じると、湯
面変動の程度を推定するために導入した概念として変動
指数Ｒ（Q,v,θ,D）が上記の数式（１）のように求ま
る。

さらに、この変動指数Ｒが１乃至10の範囲に入るよう
に、実際の湯面変動を検出し、その検出結果に基づき浸
漬ノズルの浸漬深さ、浸漬ノズルのガス吹き込み量、鋳
型内溶湯への電磁撹拌強度のうち少なくとも１つを変更
する。これにより溶湯流の垂直上方成分の運動量を低減
させ、湯面の変動を抑制する。

［実施例］ 本願発明者等は、鋳型内湯面の変動を支配する因子に
ついて、鋭意研究実験を重ねた結果、浸漬ノズルから吐
出した溶湯流が鋳型内壁に衝突して上方及び下方に分岐
する場合に、この湯面に向かう溶鋼上昇流の運動量が湯
面変動に大きく影響を与えていることに想到した。この
ような溶鋼流の運動量に対応する変動指数Ｒ（Q,v,θ,
D）は、下記（１）式にて示すことができる。

Ｒ＝ρQv（１−sinθ）／（4D） ……（１） 但し、ρ：溶鋼密度（kg/m³）、 Q:溶鋼流量（m³／秒）、 v:溶鋼の衝突速度（m/秒）、 θ：溶鋼の衝突角度、 D:溶鋼の衝突深さ（ｍ）。

この各溶鋼流動条件を示す因子を第１図に示す。浸漬
ノズル１は鋳型２内の溶鋼３中に浸漬されており、この
溶鋼の湯面上にはパウダ４が浮遊している。この場合
に、溶鋼流の中心の軌跡を矢印５にて示すが、溶鋼は浸
漬ノズル１の吐出口から鋳型内壁に向かってほぼ２次曲
線に沿って流動する。衝突角度θは、溶鋼が鋳型内壁に
衝突する際の溶鋼の流れ方向と、鋳型２の内壁に直交す
る方向とがなす角度として現される。衝突深さＤは、こ
の溶鋼が鋳型内壁に衝突する位置と溶鋼湯面との間の距
離である。

浸漬ノズル１の吐出口は通常２個であるが、この場合
に各吐出口から吐出される溶鋼の注入流量はQ/2とな
る。また、衝突前の速度（衝突速度）をｖとすると、衝
突時の溶鋼流がもつ運動量はρQv/2と現される。衝突後
の溶鋼流は上方へ（１−sinθ）/2、下方へ（１＋sin
θ）/2の比で振分けられる。従って、衝突後の上方に向
かう溶鋼流の運動量は、（ρQ/2）（1/2）ｖ（１−sin
θ）と現される。この衝突時に保有していた運動量は、
溶鋼流が上昇して湯面に到達するまでに減衰すると考え
られる。このため、溶鋼流が湯面に到達した時に保持し
ている運動量は、衝突時に保有していた運動量の1/D
ⁿ（通常、ｎは約１）になると考えられる。従って、鋳
型内溶鋼の上昇流はその湯面において、下記（１）式に
て示す運動量を有している。

Ｒ＝ρQv（１−sinθ）／（4D） ……（１） この（１）式の中で、溶鋼の密度ρは定数として入力
すればよく、流量Ｑは鋳造鋳片サイズと鋳造速度により
決まる。一方、衝突角度θ及び衝突深さＤは浸漬ノズル
１の吐出口からの溶鋼流動の軌跡から求めることができ
る。この軌跡は、浸漬ノズル１の中心から鋳型内壁に向
かう方向を×軸にとり、溶鋼吐出口から下方に向かう方
向をｙ軸にとって現すと、下記（２）式に示す回帰式に
より近似的に現すことができる。

ｙ＝（b₁+a₁α）G₁x² −（b₂+a₂α）G₂x ……（２） 但し、αは、浸漬ノズルの吐出口の傾斜角度（下向きを
正とする）であり、a₁、a₂、b₁、b₂は浸漬ノズルの形状で
決まる定数である。なお、浸漬ノズルの内壁に溶鋼中の
介在物が付着することを防止するため、浸漬ノズルの内
側にArガス等のガスを吹き込むことがあるが、この浸漬
ノズルへのガス吹き込みも、溶鋼の流動軌跡に影響を与
える。この吹き込みガスの量は、前記（２）式における
G₁及びG₂に影響を及ぼすが、このG₁及びG₂は、下記
（３）式にて示される。

但し、θ₁は、浸漬ノズルから吐出した直後の溶鋼流
の方向（実質吐出角）であり、Q₁は、浸漬ノズルへのガ
ス吹き込み量である。また、c₁、c₂、m₁、m₂は浸漬ノズル
により決まる定数である。このθ₁は、例えば、下記
（４）式にて現すことができる。

θ₁＝−tan^-（dy/dx），（ｘ＝0.1） ……（４） 回帰式（２）は、種々のα、Ｑ、θ₁及びQ₁につい
て、連続鋳造の溶鋼流動をシュミレートする水モデル実
験によりその流動軌跡を求め、そのデータを下に回帰計
算を実施して求めることができる。この回帰式は浸漬ノ
ズルの形状によって異なる。つまり、浸漬ノズルは、第
２図に示すように、溶鋼がノズルの軸方向に対して傾斜
した下方にそのまま吐出される逆Ｙ型、及び、第３図に
示すように、溶鋼が一旦ノズル底部に落下した後斜め下
方に吐出されるプール型等がある。また、その吐出口の
形状が円形のもの又は角形のもの等があり、その傾斜角
度も異なる。このように浸漬ノズルの形式が異なること
によって、吐出溶鋼流の流動軌跡が異なるので、前記流
動軌跡の回帰式は各ノズル形状毎に求めておく必要があ
る。なお、前記（２）、（３）式の各定数はプール型の
円形状孔を有する浸漬ノズルについて下記の如くにな
る。

Ｑ＝0.005〜0.012m³／秒 Q₁＝０〜3.3×３×10^-4m³／秒 a₁＝0.003 a₂＝0.01466 b₁＝0.1779 b₂＝0.2684 c₁＝０ c₂＝0.3551 m₂＝1.2739 水モデル実験により観察された溶湯の流動をビデオカ
メラにより記録し、この記録結果に基づいて求めた流動
軌跡のプロットとその回帰式の一例を第４図に示す。第
４図において、横軸は浸漬ノズル中央からの水平距離ｘ
であり、縦軸は溶鋼吐出開始点からの深さである。第４
図は溶湯流量が4.98トン／分の場合であり、第４図
（ａ）、（ｂ）及び（ｃ）は、夫々、浸漬ノズルの吐出
口の傾斜角度αが−15°、−35°及び−45°の場合のデ
ータである。これらのグラフ図から明らかなように、回
帰式と実験データとはよく対応しており、実験データの
回帰式からのバラツキは小さい。従って、各ノズル毎に
このような回帰式（回帰曲線）を求めておくことによ
り、浸漬ノズルから吐出した溶鋼の流動軌跡を推定する
ことができる。つまり、各浸漬ノズルの中心から鋳型壁
までの距離は鋳型の鋳造断面の幅寸法ｗの1/2であるか
ら、ｘを（1/2）ｗとして前記（２）式に代入すれば、
衝突深さＤはそのときのｙの値として求まり、衝突角度
θは下記（５）式から求めることができる。

θ＝−tan^-（dy/dx），（ｘ＝w/2） ……（５） 第５図（ａ）及び（ｂ）は、溶湯流量が3.65トン／分
の場合に、浸漬ノズルへのガス吹き込み量が溶湯の流動
軌跡に及ぼす影響を示すグラフ図であり、（ａ）は浸漬
ノズルの吐出口の傾斜角度が−15°の場合、（ｂ）は−
35°の場合である。この図から明らかなように、ガス吹
き込み量が多くなると、衝突角度θが小さくなると共
に、衝突深さＤが浅くなる。このため、前記（１）式か
ら明らかなように、ガス吹き込み量が多くなると、湯面
変動を現す変動指数Ｒが大きくなり、湯面変動が激しく
なることが推定される。換言すれば、ガス吹き込み量を
調節することにより、湯面変動を多少調節することがで
きる。

次に、流速Ｖの回帰式について説明する。浸漬ノズル
からの吐出流の流速ｖは下記（６）式で現すことができ
る。

ｖ＝｛ｄ＋fQ/（60S）｝L^-k ……（６） 但し、S;浸漬ノズル内断面積（m²） L;流動軌跡に沿う吐出口からの距離（ｍ） K;浸漬ノズルの形状で決まる定数（0.4〜0.7） d,f;浸漬ノズルで決まる定数 但し、円形状の吐出口を有するプール型浸漬ノズルの
場合はｄが0.01703であり、ｆは0.09152である。

この速度の回帰式も水モデル実験による観察結果によ
り求めることができる。第６図にこのようにして求めた
回帰式の曲線を水モデル実験により求めたデータと共に
示す。第６図から明らかなように、前記（６）式により
衝突速度ｖを求めることができる。

以上のようにして、各鋳造条件因子を下に、衝突角度
θ、衝突深さＤ及び衝突速度ｖが求まる。そして、この
データを前記（１）式に代入すると、変動指数Ｒを算出
することができ、この変動指数Ｒの大小により鋳型内溶
鋼湯面の変動を推定することができる。第７図は、横軸
にこの変動指数Ｒをとり、縦軸に水モデル実験により求
められた湯面変動をとって、両者の関係を示すグラフ図
である。この図から明らかなように、変動指数Ｒと湯面
変動量との間には、極めて強い相関関係が存在し、鋳造
条件因子により決まる変動指数Ｒを下に、湯面変動量を
高精度で推定することができる。湯面変動量を１乃至7m
mの範囲にすることが鋳片品質上必要であるから、変動
指数Ｒは１乃至10の範囲、好ましくは２乃至７の範囲に
入ることが必要である。

第８図及び第９図はこの発明の実施状態を示す図であ
り、第８図は鋳型の縦断面図、第９図は鋳型の平面図で
ある。鋳造断面が矩形のスラブ連続鋳造用鋳型２には、
その中央に浸漬ノズル１が配設されており、浸漬ノズル
１の下部に形成された吐出口が鋳型内溶鋼３に浸漬され
ている。溶鋼３上には、パウダ４が浮遊しており、溶鋼
３を保温するようになっている。溶鋼３は鋳型２により
冷却されて凝固殻６を形成し、この凝固殻６に囲まれた
未凝固溶鋼を有する鋳片は鋳型から連続的に引抜かれ
る。

この鋳型２の長辺側の鋳壁には、鋳型２を挟むように
して２対の電磁力印加装置10が設置されている。この電
磁力調整装置10は鋳型２内の溶鋼流（矢印５にて示す）
に、白抜矢印にて示す力Ｆ又はＦ′を印加する。力Ｆは
溶鋼の流動方向に対して抗する方向に作用し、溶鋼流動
に対して制動力として作用する。一方、力Ｆ′は溶鋼の
流動方向に作用し、溶鋼流動に対して加速力として作用
する。この電磁力印加装置10における力（Ｆ又はＦ′）
の方向及びその大きさは調整装置11により調整される。
演算装置12は、前述のようにして、変動指数Ｒを算出
し、この変動指数Ｒが１乃至10の範囲に入るように、電
磁力印加装置10を介して溶鋼に電磁力を印加する。

次ぎに、このように構成された湯面変動制御装置の動作
について説明する。連続鋳造操業中に、鋳片の引抜き速
度が変更されたり、又は鋳型の鋳造断面の幅変更が実施
されたりすると、変動指数Ｒが変化する。例えば、幅変
更においては、浸漬ノズルの吐出角度は変化しないか
ら、鋳片の引抜き速度が一定であるとすると、鋳型の幅
を狭くしたときには、溶鋼流量Ｑは減少し、衝突位置Ｄ
は浅くなる。一方、浸漬ノズルと鋳型壁との距離は減少
するから、衝突速度ｖは上昇する。これにより、変動指
数Ｒは幅変更の実施前に対して変化する。

この場合に、変動指数Ｒが10又は７を超えた場合に
は、湯面の変動が大きくなるので、溶鋼の衝突速度ｖを
低下させて変動指数Ｒを減少させるために、溶鋼流動に
制動力Ｆを印加する。つまり、演算装置12が変動指数Ｒ
を算出し、調整装置11はこの変動指数Ｒが10又は７以下
になるのに必要な制動力Ｆを算出する。そして、電磁力
印加装置10が溶鋼流動に対してその流動方向に反対方向
に電磁力Ｆを印加し、溶鋼に制動力を印加して湯面変動
を抑制する。一方、変動指数Ｒが１又は３未満になった
ときには、電磁力印加装置10は溶鋼流動に対してその流
動方向に電磁力を印加し、溶鋼に加速力を印加する。こ
れにより、スラブのコーナ部の撹拌力が強化され、パウ
ダに基づく鋳片欠陥が減少する。

［発明の効果］ この発明によれば、連続鋳造において、鋳型内溶湯の
流動に起因する湯面変動を、溶湯流の運動量を含む変動
指数Ｒにより、高精度で推定することができる。そし
て、この変動指数Ｒが所定範囲に入るように、溶鋼に電
磁力を印加する。つまり、変動指数Ｒが大きい場合に
は、溶鋼流動に制動力を付与して変動指数Ｒを減少させ
る。一方、変動指数Ｒが小さい場合には、溶鋼流動に加
速力を印加して変動指数Ｒを大きくする。このため、常
に、最適の状態で鋳型内湯面が変動するから、高品質の
鋳片を製造することができる。

【図面の簡単な説明】

第１図は変動指数Ｒを説明する図、第２図及び第３図は
浸漬ノズルを示す断面図、第４（ａ）図乃至第４（ｃ）
図は流動軌跡の回帰曲線の正当性を示すグラフ図、第５
図（ａ）及び第５図（ｂ）は浸漬ノズルへのガス吹込み
の影響を示すグラフ図、第６図は速度の回帰曲線の正当
性を示す示すグラフ図、第７図は変動指数Ｒと湯面変動
との関係を示すグラフ図、第８図及び第９図はこの発明
の実施状態を示す図である。 1;浸漬ノズル、2:鋳型、3;溶鋼、4;スラグ、6;凝固殻、
10;電磁力印加装置、11;調整装置、12;演算装置

───────────────────────────────────────────────────── フロントページの続き (72)発明者 沖本 一生 東京都千代田区丸の内１丁目１番２号 日 本鋼管株式会社内 (72)発明者 北川 融 東京都千代田区丸の内１丁目１番２号 日 本鋼管株式会社内 (72)発明者 手嶋 俊雄 東京都千代田区丸の内１丁目１番２号 日 本鋼管株式会社内

Claims (1)

【特許請求の範囲】
1. 【請求項１】溶湯容器から浸漬ノズルを介して鋳型内に
   溶湯を注入する厚肉スラブ用の連続鋳造における湯面変
   動の制御装置において、浸漬ノズルからの溶湯の吐出流
   量Ｑ、溶湯流が鋳型内壁に衝突する際の衝突速度ｖ及び
   衝突角度θ、並びに溶湯流が鋳型内壁に衝突する位置の
   湯面からの衝突深さＤの関数として、下記（１）式の如
   く現される変動指数Ｒ（Q,v,θ,D）を求める演算手段
   と、浸漬ノズルからの溶湯流にその流れ方向又はその逆
   方向に電磁力を付与する電磁力付与手段と、変動指数Ｒ
   が１乃至10の範囲に入るように電磁力付与手段の電磁力
   を調整する調整手段と、を有することを特徴とする連続
   鋳造における湯面変動の制御装置。 Ｒ＝ρQv（１−sinθ）/4D ……（１） 但し、ρ：溶湯密度（kg/m³）、 Q:溶湯流量（m³／秒）、 v:溶湯の衝突速度、 θ：溶湯の衝突角度、 D:溶湯の衝突深さ（ｍ）。