JPS6224848A - 連続鋳造機における鋳造末期の自動停止方法 - Google Patents
連続鋳造機における鋳造末期の自動停止方法Info
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- JPS6224848A JPS6224848A JP16338185A JP16338185A JPS6224848A JP S6224848 A JPS6224848 A JP S6224848A JP 16338185 A JP16338185 A JP 16338185A JP 16338185 A JP16338185 A JP 16338185A JP S6224848 A JPS6224848 A JP S6224848A
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Abstract
(57)【要約】本公報は電子出願前の出願データであるた
め要約のデータは記録されません。
め要約のデータは記録されません。
Description
【発明の詳細な説明】
〈発明の目的〉
産業上の利用分野
本発明は連続鋳造機におけるオートストップ方法に係り
、詳しくは、自動的に鋳込を停止きせる連続鋳造機にお
けるオートストップ方法に係る。
、詳しくは、自動的に鋳込を停止きせる連続鋳造機にお
けるオートストップ方法に係る。
従 来 の 技 術
連続鋳造設備においてモールドレベルの制御と鋳造速度
の制御は通常第7図に示すようにして行なわれる。
の制御は通常第7図に示すようにして行なわれる。
すなわち、タンディツシュ1からモールド4に注入され
る溶鋼のレベルは例えばγ線を用いた溶鋼レベル検出器
5によって計測され、そのレベル信号を制御装置8に入
力し、駆動シリンダー6によってスライディングノズル
を調部し、モールドレベルが一定に保たれるようにタン
ディツシュからモールドへ注入される溶鋼量を調節する
。
る溶鋼のレベルは例えばγ線を用いた溶鋼レベル検出器
5によって計測され、そのレベル信号を制御装置8に入
力し、駆動シリンダー6によってスライディングノズル
を調部し、モールドレベルが一定に保たれるようにタン
ディツシュからモールドへ注入される溶鋼量を調節する
。
また、鋳造速度の制御は、演算器12の設定する鋳造速
度に従い、モータ10がピンチロール9を駆動し、鋳片
の引張速度を制御することにより調節される。
度に従い、モータ10がピンチロール9を駆動し、鋳片
の引張速度を制御することにより調節される。
また、連続鋳造における鋳込の自動制陣方法として特開
昭48−81729号および48−80431号がある
が、前記のようにモールドレベル計からの信号とモール
ド目標レベル値とを比較し、この差異にもとづきスライ
ディングノズルを開閉してモールドへの流入量の制御を
行ない、また、鋳造速度の制御を行なっている。
昭48−81729号および48−80431号がある
が、前記のようにモールドレベル計からの信号とモール
ド目標レベル値とを比較し、この差異にもとづきスライ
ディングノズルを開閉してモールドへの流入量の制御を
行ない、また、鋳造速度の制御を行なっている。
これらの方法は取鍋からタンディツシュへ溶鋼の供給が
行なわれている限りにおいては、自動制御が問題無く行
なわれる。しかしながら、鋳造末期となり取鍋からタン
ディツシュへの溶鋼供給がない時期においては問題が発
生する。
行なわれている限りにおいては、自動制御が問題無く行
なわれる。しかしながら、鋳造末期となり取鍋からタン
ディツシュへの溶鋼供給がない時期においては問題が発
生する。
すなわち、従来の鋳造末期における自動停止方法の一例
を第7図および第8図を用いて説明すると、鋳造未明と
なり取鍋(図示せず)よりタンディツシュ1への注入が
完了すると、第8図に示すようにタンディツシュ1内の
溶鋼レベルは低下し、タンディツシュ1とモールド4と
のヘッド差が小さくなるため、モールドへの流入」が減
少するので重量式タンディツシュレベル計11の信号に
もとづいて鋳造速度を段階的に漸減させるごとによって
行なわれる。
を第7図および第8図を用いて説明すると、鋳造未明と
なり取鍋(図示せず)よりタンディツシュ1への注入が
完了すると、第8図に示すようにタンディツシュ1内の
溶鋼レベルは低下し、タンディツシュ1とモールド4と
のヘッド差が小さくなるため、モールドへの流入」が減
少するので重量式タンディツシュレベル計11の信号に
もとづいて鋳造速度を段階的に漸減させるごとによって
行なわれる。
しかし、この方法には次の問題点がある。
1)タンディツシュは使用中に耐火物が溶損して断面積
が変化し、溶鋼重量の計測ではモールドよりのヘッド差
は算出できない。
が変化し、溶鋼重量の計測ではモールドよりのヘッド差
は算出できない。
2)3本以上の多ストランドで操業を行なう際に、溶鋼
2の温度のバラツキにより、鋳造末期には外側ストラン
ドのタンディツシュ−モールド間のノズルが詰り易くな
り、注入由が内側ストランドより少なくなるので鋳造速
度も、より小さくする必要が生じるほか、ノズルの詰り
か甚だしくなり、タンディツシュ内の残存溶w4量がま
だ十分あるにも拘わらず、先行して鋳造を停止する必要
も生じるが、従来法ではストランドを一括して処理する
ことしができない。
2の温度のバラツキにより、鋳造末期には外側ストラン
ドのタンディツシュ−モールド間のノズルが詰り易くな
り、注入由が内側ストランドより少なくなるので鋳造速
度も、より小さくする必要が生じるほか、ノズルの詰り
か甚だしくなり、タンディツシュ内の残存溶w4量がま
だ十分あるにも拘わらず、先行して鋳造を停止する必要
も生じるが、従来法ではストランドを一括して処理する
ことしができない。
上記2)の問題に対しては、ストランド別にパタンを持
つ口とにより対処されているが、溶SR温度やタンディ
ツシュ内における溶m流動などの変動要素が多く、どう
しても手動操作を介入させざるを得ない場合が多い。
つ口とにより対処されているが、溶SR温度やタンディ
ツシュ内における溶m流動などの変動要素が多く、どう
しても手動操作を介入させざるを得ない場合が多い。
以上のように、1)および2)の問題点や手動操作の介
入によりプロセス制御は不安定となり、@]・ツブ部の
鋳片の品質が悪くなることが避けられなかった。
入によりプロセス制御は不安定となり、@]・ツブ部の
鋳片の品質が悪くなることが避けられなかった。
また、多ストランドを有する連続鋳造機においては、鋳
造停止時の操作ミスによるブレークアウトも少なからず
発生し、鋳造未明における鋳片の品質の向上および監視
に要する人員の削減等の点から自動鋳造停止は極めて重
要な問題であって、解決を忌かれていた。
造停止時の操作ミスによるブレークアウトも少なからず
発生し、鋳造未明における鋳片の品質の向上および監視
に要する人員の削減等の点から自動鋳造停止は極めて重
要な問題であって、解決を忌かれていた。
発明が解決しようとする問題点
本発明はこれらの問題点の解決を目的とし、具体的には
、鋳造末期における鋳片品質の確保および監視に要する
人員の削減を可能とする連続鋳造機におけるオートスト
ップ ることを目的とする。
、鋳造末期における鋳片品質の確保および監視に要する
人員の削減を可能とする連続鋳造機におけるオートスト
ップ ることを目的とする。
〈発明の構成〉
問題点を解決するための
手段ならびにその作用
本発明は、溶鋼レベル制御系および鋳片引抜速度制御系
を備えた連続鋳造プロセスにおいて、電磁誘導式タンデ
ィツシュレベル計および重量式タンディツシュレベル計
の検知値よりタンディツシュノズルを流下する溶鋼流但
を推定すると共に、モールドレベルならびに鋳造速度よ
り前記推定溶鋼流器に対する鋳込流量を算出し、この偏
差とタンディツシュノズル吹込ガス流量によるノズル流
下口変化の関係からノズル詰り指数を演算し、この演算
値に基づいて鋳造速度を減速することを特徴とする。
を備えた連続鋳造プロセスにおいて、電磁誘導式タンデ
ィツシュレベル計および重量式タンディツシュレベル計
の検知値よりタンディツシュノズルを流下する溶鋼流但
を推定すると共に、モールドレベルならびに鋳造速度よ
り前記推定溶鋼流器に対する鋳込流量を算出し、この偏
差とタンディツシュノズル吹込ガス流量によるノズル流
下口変化の関係からノズル詰り指数を演算し、この演算
値に基づいて鋳造速度を減速することを特徴とする。
以下、本発明の手段たる構成ならびに作用を図面により
詳しく説明する。
詳しく説明する。
第1図は本発明による連鋳機のオートス[・ツブ装置の
説明図であり、第2図はノズルガス流量と絶対流量係数
との関係を示すグラフであり、第3図はノズル詰り指数
と鋳込速度補正係数の関係を示すグラフであり、第4図
(a)および(b)はそれぞれ従来方式による鋳造速度
の変化とモールドレベル変化の関係を示すグラフであり
、第5図<a)、(b)および(C)はそれぞれ第4図
と同−条件における本発明方式の詰り指数、V?造速度
およびモールドレベルの変化を示すグラフであり、第6
図は本発明方式実施前後の手動介入率の変化を示すグラ
フであり、第7図は従来方式による連鋳機のモールドレ
ベルおよび鋳造速度の制御方法を示す説明図であり、第
8図は従来方式における鋳造速度の変化とタンディツシ
ュレベルの変化を示すグラフである。
説明図であり、第2図はノズルガス流量と絶対流量係数
との関係を示すグラフであり、第3図はノズル詰り指数
と鋳込速度補正係数の関係を示すグラフであり、第4図
(a)および(b)はそれぞれ従来方式による鋳造速度
の変化とモールドレベル変化の関係を示すグラフであり
、第5図<a)、(b)および(C)はそれぞれ第4図
と同−条件における本発明方式の詰り指数、V?造速度
およびモールドレベルの変化を示すグラフであり、第6
図は本発明方式実施前後の手動介入率の変化を示すグラ
フであり、第7図は従来方式による連鋳機のモールドレ
ベルおよび鋳造速度の制御方法を示す説明図であり、第
8図は従来方式における鋳造速度の変化とタンディツシ
ュレベルの変化を示すグラフである。
本発明による自動鋳造設備は従来の調節系に9口えて電
磁誘導式タンディツシュレベル計13と重量式タンディ
ツシュレベル計11の信号よりタンディツシュ内溶鋼ヘ
ッドを算出するタンディツシュレベル演算器17と、タ
ンディツシュ−モールド間のノズルに吹込むガスを計測
するノズルガス流は計14とスライプイングツスル駆動
シリンダー6の開度計7と鋳造速度計15とモールドレ
ベル計5からの信号によりノズルの詰りを演算するノズ
ル詰り指数演算器1Gが追加されている。
磁誘導式タンディツシュレベル計13と重量式タンディ
ツシュレベル計11の信号よりタンディツシュ内溶鋼ヘ
ッドを算出するタンディツシュレベル演算器17と、タ
ンディツシュ−モールド間のノズルに吹込むガスを計測
するノズルガス流は計14とスライプイングツスル駆動
シリンダー6の開度計7と鋳造速度計15とモールドレ
ベル計5からの信号によりノズルの詰りを演算するノズ
ル詰り指数演算器1Gが追加されている。
まず、タンディツシュレベルの演算について説明すると
、タンディツシュは使用中に内張耐大物が溶損するため
、タンディツシュ下面レベルの低下△hfmm)がある
。この時のタンディツシュ内溶鋼のヘッドをh(mm)
とするとタンディツシュ内の溶鋼型H1(+−ン)は次
の式で示される。
、タンディツシュは使用中に内張耐大物が溶損するため
、タンディツシュ下面レベルの低下△hfmm)がある
。この時のタンディツシュ内溶鋼のヘッドをh(mm)
とするとタンディツシュ内の溶鋼型H1(+−ン)は次
の式で示される。
W= ρ×Axh/1000−・−−−−(A)(ρ・
・・溶鋼比重トン/′m3、 A・・・タンディツシュ断面積mal 一方、注入Q 74に関係するヘッド差h’tmm+は
次の式で示される。
・・溶鋼比重トン/′m3、 A・・・タンディツシュ断面積mal 一方、注入Q 74に関係するヘッド差h’tmm+は
次の式で示される。
h齋−h + ho−Δh・・・・・・(2)(ho(
mm)・・・初期のタンディツシュ下面からモールドま
での距@) hlIは電磁誘導式レベル計13の出力である(h −
−△h)より簡単に算出できる。しかし、実際に 1は
溶鋼の上部にスラグ層があるので重量式ダンディツシュ
レベル計11の信号を用いて補正をする必要がある。実
験の結果、電TtB誘導式レベル計13および重量式タ
ンディツシュレベル計11の出力信号をそれぞれ112
およびWとすればhlIは次式で近似できることが分っ
た。
mm)・・・初期のタンディツシュ下面からモールドま
での距@) hlIは電磁誘導式レベル計13の出力である(h −
−△h)より簡単に算出できる。しかし、実際に 1は
溶鋼の上部にスラグ層があるので重量式ダンディツシュ
レベル計11の信号を用いて補正をする必要がある。実
験の結果、電TtB誘導式レベル計13および重量式タ
ンディツシュレベル計11の出力信号をそれぞれ112
およびWとすればhlIは次式で近似できることが分っ
た。
h寮 = khε + (1−k)Ill/ρA・・
・・・・(3)(k・・・0<k<1の係数) 次に、ノズル詰り推定による鋳造速度の減速方法につい
て説明すると、ノズル詰りの推定 。
・・・・(3)(k・・・0<k<1の係数) 次に、ノズル詰り推定による鋳造速度の減速方法につい
て説明すると、ノズル詰りの推定 。
(ノズル詰り指数Gと呼・S;)に基づき、第3図に示
すような特性によって鋳造速度補正係数fを定める。こ
の係数fはノズル詰り指数演算器16より鋳造速度制御
装置12に出力され、鋳造速度制御l装置12は従来の
減速バタン(第8図参照)で指定された速度に[をかけ
たものをピンチロール駆動モーター10に設定する。
すような特性によって鋳造速度補正係数fを定める。こ
の係数fはノズル詰り指数演算器16より鋳造速度制御
装置12に出力され、鋳造速度制御l装置12は従来の
減速バタン(第8図参照)で指定された速度に[をかけ
たものをピンチロール駆動モーター10に設定する。
次に、ノズル詰り指数Gを算出する方法を説明すると、
詰りが無い場合、スライディングノズルを通過する注入
流ffiF(kg/秒)は次の式によって決まる。
詰りが無い場合、スライディングノズルを通過する注入
流ffiF(kg/秒)は次の式によって決まる。
F−α×ρxio−3xsx召マh” 15+汀・・・
・・・(4)(α・・・流量係数、S・・・ノズル断面
積(mm2)、q・・・重力加速度(m/秒2)) さらに、ノズルの径がd(mm)の場合のノズル断面積
(S)とシリンダ開度X(%)の関係は次式で示される
。
・・・(4)(α・・・流量係数、S・・・ノズル断面
積(mm2)、q・・・重力加速度(m/秒2)) さらに、ノズルの径がd(mm)の場合のノズル断面積
(S)とシリンダ開度X(%)の関係は次式で示される
。
S=1/2Xd2x(sin”θX+7r/2+1/2
S!n20X)−(51・ とL ここで、θx=s+n−’()である。
S!n20X)−(51・ とL ここで、θx=s+n−’()である。
+00
流量係数αは詰り状況によって変わる値であるほか、ノ
ズルガスの流mとも関係し、実験の結果、詰り−h”全
くない状態では第2図に示す関係があることが分った。
ズルガスの流mとも関係し、実験の結果、詰り−h”全
くない状態では第2図に示す関係があることが分った。
そこで、ノズルガスの流量から第2図の関係によって定
まる絶対流量係数をαっとし、ノズル詰り指数C=α/
α。
まる絶対流量係数をαっとし、ノズル詰り指数C=α/
α。
とおくごとができる。
従って、C値の大小がノズル詰りの軽・重度を表わす指
数としで表現できる。
数としで表現できる。
このノズル詰り指数によって鋳造末期の鋳込速度を制御
すれば、各ストランドの各ノズルの溶鋼流下状況が反映
できることから、より妥当となることは明らかであり、
第3図に鋳込速度の変更を表わすCによる補正図を示す
。
すれば、各ストランドの各ノズルの溶鋼流下状況が反映
できることから、より妥当となることは明らかであり、
第3図に鋳込速度の変更を表わすCによる補正図を示す
。
第3図はノズル詰り指数を横軸に、鋳込速度の補正係数
を縦軸としたもので、ノズル詰り指数の低下、すなわち
、詰り発生により、タンディツシュ内残溶鋼レベルに基
づいて算出される吐出流間に児合った設定鋳込速度の補
正を可能とする。従って、G値がC2→C1と変化する
ことにより速度補正係数も「2→「1ととり、設定速度
を低下させ、鋳造未明の鋳込速度の減速を図る。なお、
図中GOとは、ノズル詰りの管理設定値であり、タンデ
ィツシュ容1、ノズル径により設定値が異なるが、ノズ
ル詰りが発生し、この詰りが発達してゆくことによって
、鋳造に困難をきたすことから、経験的に定められるも
のである。従って、この値以下では、もはや正常な注入
が困難とされ、鋳込停止とされる。
を縦軸としたもので、ノズル詰り指数の低下、すなわち
、詰り発生により、タンディツシュ内残溶鋼レベルに基
づいて算出される吐出流間に児合った設定鋳込速度の補
正を可能とする。従って、G値がC2→C1と変化する
ことにより速度補正係数も「2→「1ととり、設定速度
を低下させ、鋳造未明の鋳込速度の減速を図る。なお、
図中GOとは、ノズル詰りの管理設定値であり、タンデ
ィツシュ容1、ノズル径により設定値が異なるが、ノズ
ル詰りが発生し、この詰りが発達してゆくことによって
、鋳造に困難をきたすことから、経験的に定められるも
のである。従って、この値以下では、もはや正常な注入
が困難とされ、鋳込停止とされる。
なお、(4)式におけるFは直接測定できないが、次式
によって推定できる。
によって推定できる。
「−ρX BX 1o−3x (y刈0−3x v/6
0)・・・・・・(6)(B・・・モールI・断面積、
9・・・モールドレベルの時間微分(mm/秒)、■・
・・鋳造速度(mt’分))従って、(4)、(5)、
(6)式および第2図、第3図の関係を用いて、モール
ドレベル、タンディツシュレベル11を定値(11“)
、鋳造速度(V)、ガスノズル′&吊(Q)、スライデ
ィングノズル開度(X)より鋳造速度補正係数(f)と
ノズル詰り指数(C)が算出できる。
0)・・・・・・(6)(B・・・モールI・断面積、
9・・・モールドレベルの時間微分(mm/秒)、■・
・・鋳造速度(mt’分))従って、(4)、(5)、
(6)式および第2図、第3図の関係を用いて、モール
ドレベル、タンディツシュレベル11を定値(11“)
、鋳造速度(V)、ガスノズル′&吊(Q)、スライデ
ィングノズル開度(X)より鋳造速度補正係数(f)と
ノズル詰り指数(C)が算出できる。
すなわち、本発明ではfによってバタン減速中の速度に
補正を行なう他、Cが一定値Goより小さくなった時点
でスライディングノズルを閉とすることにより安定した
オートス[・ツブ制御をストランド個別毎に行なうこと
が可能となった。
補正を行なう他、Cが一定値Goより小さくなった時点
でスライディングノズルを閉とすることにより安定した
オートス[・ツブ制御をストランド個別毎に行なうこと
が可能となった。
実 施 例
次に、実施例により更に説明する。
まず、従来法による4本ストランド中、外側ストランド
での制御結果を第4図(a)および(b)に示す。鋳造
末期となってタンディツシュ内の溶鋼ヘッドが下がると
、モールドレベルも多少下がるが、オートストップ制御
により、鋳造速度が■1 に下がった結果、設定レベル
まで一時戻るが、外側ストランドであるため、ノズルの
詰りか進み、モールドレベルが低下するほか、制御が不
安定になり、手動介入による停止に到っている。これに
対し、本発明法による制御を第4図と同条件として実験
を行なった結果を第5図に示した。鋳造末期になって(
a)図に示すように詰り指数は単調に増加し、(b)図
のようなパタンで鋳造速度が減少し、詰り指数がGoを
越えた時点以後は鋳造速度を瞬時に0にすることなく、
一定の減速率を保って減少させるようにしである(詰り
指数の算出ではk = 0.95を用いた)。
での制御結果を第4図(a)および(b)に示す。鋳造
末期となってタンディツシュ内の溶鋼ヘッドが下がると
、モールドレベルも多少下がるが、オートストップ制御
により、鋳造速度が■1 に下がった結果、設定レベル
まで一時戻るが、外側ストランドであるため、ノズルの
詰りか進み、モールドレベルが低下するほか、制御が不
安定になり、手動介入による停止に到っている。これに
対し、本発明法による制御を第4図と同条件として実験
を行なった結果を第5図に示した。鋳造末期になって(
a)図に示すように詰り指数は単調に増加し、(b)図
のようなパタンで鋳造速度が減少し、詰り指数がGoを
越えた時点以後は鋳造速度を瞬時に0にすることなく、
一定の減速率を保って減少させるようにしである(詰り
指数の算出ではk = 0.95を用いた)。
この時のモールドレベルの変化をみると、詰り指数がG
Oを越えた時と鋳造速度を変更する直前に若干のレベル
の低下がある池は、良好な制御が得られていることがわ
かる。
Oを越えた時と鋳造速度を変更する直前に若干のレベル
の低下がある池は、良好な制御が得られていることがわ
かる。
本発明実施による自動化の効果を第6図に示す。稼動当
初は、パラメタ類(kおよび第2図の関係)の調整が未
完であったため、1時期手動介入が以前より増加したが
、以俊、パラメタの調整が進み、外側ストランド(図中
−Δ−で示す)のみならず、内側ストランド(図中−〇
−で示す)も手動介入の率が下がり、稼動4ケ月後には
手動介入Oを達成した。第1表は本発明の効果をまとめ
た図である。
初は、パラメタ類(kおよび第2図の関係)の調整が未
完であったため、1時期手動介入が以前より増加したが
、以俊、パラメタの調整が進み、外側ストランド(図中
−Δ−で示す)のみならず、内側ストランド(図中−〇
−で示す)も手動介入の率が下がり、稼動4ケ月後には
手動介入Oを達成した。第1表は本発明の効果をまとめ
た図である。
第1表で明らかなように、本発明実M後、最トップ部の
不良率および必要入門は共に低下し、また、ブレークア
ウトは皆無となった。
不良率および必要入門は共に低下し、また、ブレークア
ウトは皆無となった。
第1表
註 1)稼動前半年間の平均
2)稼動後4ケ月目の1ケ月間の平均
〈発明の効果〉
以上説明したように、本発明は電1a誘導式および重量
式タンディツシュレベル計の検知値よリタンディツシュ
ノズルを流下する溶鋼流量を推定すると共に、モールド
レベルならびに鋳造速度より前記推定溶鋼流量に対する
鋳込流量を算出し、この偏差と前記タンディツシュノズ
ル吹込ガス流出によるノズル流量変化の関係からノズル
詰り指数を演弾し、この演算値に基づいてl造速度を減
速することを特徴とする連続鋳造(幾のオーi・ストッ
プ方法であって、従来方式で問題であった手動操作の介
入によるプロセス制御の不安定および鋳片最トップ部の
品質不良は完全に解決され、特に、多ストランドの連鋳
機においても鋳造末期における鋳片品質の向上および監
視要部の削減が達成され、また、ブレークアウトも皆無
となった。
式タンディツシュレベル計の検知値よリタンディツシュ
ノズルを流下する溶鋼流量を推定すると共に、モールド
レベルならびに鋳造速度より前記推定溶鋼流量に対する
鋳込流量を算出し、この偏差と前記タンディツシュノズ
ル吹込ガス流出によるノズル流量変化の関係からノズル
詰り指数を演弾し、この演算値に基づいてl造速度を減
速することを特徴とする連続鋳造(幾のオーi・ストッ
プ方法であって、従来方式で問題であった手動操作の介
入によるプロセス制御の不安定および鋳片最トップ部の
品質不良は完全に解決され、特に、多ストランドの連鋳
機においても鋳造末期における鋳片品質の向上および監
視要部の削減が達成され、また、ブレークアウトも皆無
となった。
第1図は本発明による連鋳機のオートストップ装置の説
明図、第2図はノズルガス流量と絶対流量係数との関係
を示すグラフ、第3図はノズル詰り指数と鋳込速度補正
係数の関係を示すグラフ、第4図(a)および(b)は
それぞれ従来方式による鋳造速度の変化とモールドレベ
ル変化の関係を示すグラフ、第5図(a)、(b)およ
び(C)はそれぞれ第4図と同一条件における本発明方
式の詰り指数、鋳造速度およびモールドレベルの変化を
示すグラフ、第6図は本発明方式実施前後の手動介入率
の変化を示すグラフ、第7図は従来方式による連鋳機の
モールドレベルおよび#R造速度の制御方法を示す説明
図、第8図は従来方式における鋳造速度の変化とダンデ
ィツシュレベルの変化を示すグラフである。 符号1・・・・・・タンディツシュ 2・・・・・・溶鋼 3・・・・・・スライディングノズル 4・・・・・・モールド 5・・・・・・R1式モールドレベル計6・・・・・・
スライディングノズル駆動シリンダ7・・・・・・シリ
ンダ位置検出器 8・・・・・・スライディングノズル制御装冒9・・・
・・・ビンチロール 10・・・・・・ビンチロール駆動モータ11・・・・
・・重S式タンディツシュレベル計12・・・・・・鋳
造速度制御装置 13・・・・・・電11誘導式タンディツシュレベル計
14・・・・・・ノズルガス流量計 15・・・・・・鋳造速度計
明図、第2図はノズルガス流量と絶対流量係数との関係
を示すグラフ、第3図はノズル詰り指数と鋳込速度補正
係数の関係を示すグラフ、第4図(a)および(b)は
それぞれ従来方式による鋳造速度の変化とモールドレベ
ル変化の関係を示すグラフ、第5図(a)、(b)およ
び(C)はそれぞれ第4図と同一条件における本発明方
式の詰り指数、鋳造速度およびモールドレベルの変化を
示すグラフ、第6図は本発明方式実施前後の手動介入率
の変化を示すグラフ、第7図は従来方式による連鋳機の
モールドレベルおよび#R造速度の制御方法を示す説明
図、第8図は従来方式における鋳造速度の変化とダンデ
ィツシュレベルの変化を示すグラフである。 符号1・・・・・・タンディツシュ 2・・・・・・溶鋼 3・・・・・・スライディングノズル 4・・・・・・モールド 5・・・・・・R1式モールドレベル計6・・・・・・
スライディングノズル駆動シリンダ7・・・・・・シリ
ンダ位置検出器 8・・・・・・スライディングノズル制御装冒9・・・
・・・ビンチロール 10・・・・・・ビンチロール駆動モータ11・・・・
・・重S式タンディツシュレベル計12・・・・・・鋳
造速度制御装置 13・・・・・・電11誘導式タンディツシュレベル計
14・・・・・・ノズルガス流量計 15・・・・・・鋳造速度計
Claims (1)
- 溶鋼レベル制御系および鋳片引抜速度制御系を備えた連
続鋳造プロセスにおいて、電磁誘導式タンディッシュレ
ベル計および重量式タンディッシュレベル計の検知値よ
りタンディッシュノズルを流下する溶鋼流量を推定する
と共に、モールドレベルならびに鋳造速度より前記推定
溶鋼流量に対する鋳込流量を算出し、この偏差とタンデ
ィッシュノズル吹込ガス流量によるノズル流下量変化の
関係からノズル詰り指数を演算し、この演算値に基づい
て鋳造速度を減速することを特徴とする連続鋳造機にお
けるオートストップ方法。
Priority Applications (1)
Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
---|---|---|---|
JP60163381A JPH0659530B2 (ja) | 1985-07-23 | 1985-07-23 | 連続鋳造機における鋳造末期の自動停止方法 |
Applications Claiming Priority (1)
Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
---|---|---|---|
JP60163381A JPH0659530B2 (ja) | 1985-07-23 | 1985-07-23 | 連続鋳造機における鋳造末期の自動停止方法 |
Publications (2)
Publication Number | Publication Date |
---|---|
JPS6224848A true JPS6224848A (ja) | 1987-02-02 |
JPH0659530B2 JPH0659530B2 (ja) | 1994-08-10 |
Family
ID=15772801
Family Applications (1)
Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
---|---|---|---|
JP60163381A Expired - Lifetime JPH0659530B2 (ja) | 1985-07-23 | 1985-07-23 | 連続鋳造機における鋳造末期の自動停止方法 |
Country Status (1)
Country | Link |
---|---|
JP (1) | JPH0659530B2 (ja) |
Cited By (5)
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 |
US5486967A (en) * | 1993-03-15 | 1996-01-23 | Kabushiki Kaisha Toshiba | Magnetic disk memory system |
KR101193850B1 (ko) | 2010-06-30 | 2012-10-23 | 현대제철 주식회사 | 침지 노즐의 개재물 탈락 검출 방법 및 이를 이용한 연속 주조 방법 |
KR101400045B1 (ko) * | 2012-04-26 | 2014-05-30 | 현대제철 주식회사 | 연속주조시 연연주 가능 예측방법 |
CN108160965A (zh) * | 2017-12-28 | 2018-06-15 | 山东钢铁股份有限公司 | 一种钢包内钢水的净重测量方法 |
Citations (1)
Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
---|---|---|---|---|
JPS5554249A (en) * | 1978-10-16 | 1980-04-21 | Hitachi Ltd | Molten steel level control method in mold |
-
1985
- 1985-07-23 JP JP60163381A patent/JPH0659530B2/ja not_active Expired - Lifetime
Patent Citations (1)
Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
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JPS5554249A (en) * | 1978-10-16 | 1980-04-21 | Hitachi Ltd | Molten steel level control method in mold |
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CN108160965A (zh) * | 2017-12-28 | 2018-06-15 | 山东钢铁股份有限公司 | 一种钢包内钢水的净重测量方法 |
Also Published As
Publication number | Publication date |
---|---|
JPH0659530B2 (ja) | 1994-08-10 |
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