JP2015160213A - Continuous casting method of slab made of titanium or titanium alloy - Google Patents
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Description
本発明は、チタンまたはチタン合金からなるスラブを連続的に鋳造する、チタンまたはチタン合金からなるスラブの連続鋳造方法に関する。 The present invention relates to a method for continuously casting a slab made of titanium or a titanium alloy, which continuously casts a slab made of titanium or a titanium alloy.
真空アーク溶解や電子ビーム溶解によって溶融させた金属を無底の鋳型内に注入して凝固させながら下方に引抜くことで、鋳塊を連続的に鋳造することが行われている。 Ingots are continuously cast by injecting a metal melted by vacuum arc melting or electron beam melting into a bottomless mold and solidifying it to draw downward.
特許文献１には、チタンまたはチタン合金をアルゴンガス雰囲気中でプラズマアーク溶解して鋳型内に注入して凝固させる、自動制御プラズマ溶解鋳造方法が開示されている。不活性ガス雰囲気中で行われるプラズマアーク溶解においては、真空中で行われる電子ビーム溶解とは異なり、純チタンだけでなく、チタン合金も鋳造することが可能である。 Patent Document 1 discloses an automatic control plasma melting casting method in which titanium or a titanium alloy is melted by plasma arc melting in an argon gas atmosphere and injected into a mold to be solidified. In plasma arc melting performed in an inert gas atmosphere, unlike electron beam melting performed in a vacuum, not only pure titanium but also a titanium alloy can be cast.
ところで、鋳造された鋳塊の鋳肌に凹凸や傷があると、圧延前に表面を切削する等の前処理が必要となり、歩留り低減や作業工数の増加の原因となる。そこで、鋳肌に凹凸や傷が無い鋳塊を鋳造することが求められる。 By the way, if there are irregularities or scratches on the cast surface of the cast ingot, pretreatment such as cutting the surface before rolling is required, which causes a reduction in yield and an increase in work man-hours. Therefore, it is required to cast an ingot having no irregularities or scratches on the casting surface.
ここで、溶湯が鋳型に触れて最初に凝固する部分である初期凝固部への入抜熱状況が鋳肌の性状に大きな影響を与えると推定される。そこで、溶湯の湯面近傍における初期凝固部への入抜熱状態を適切に制御することで、良好な鋳肌の鋳塊が得られると考えられる。 Here, it is presumed that the heat input / extraction state to the initial solidification part, which is the part where the molten metal first touches the mold and solidifies, greatly affects the properties of the casting surface. Therefore, it is considered that an ingot having a good casting surface can be obtained by appropriately controlling the heat input / extraction state to the initial solidification portion in the vicinity of the molten metal surface.
ところが、プラズマアーク溶解により、例えば２５０×１５００ｍｍ程度の大型のスラブを連続鋳造する場合には、プラズマトーチの加熱範囲に限界がある。そのため、断面矩形の鋳型に沿ってプラズマトーチを水平方向に移動させて、鋳型近傍の初期凝固部の成長を抑制しながら引抜きを行う必要がある。 However, when a large slab of, for example, about 250 × 1500 mm is continuously cast by plasma arc melting, the heating range of the plasma torch is limited. Therefore, it is necessary to move the plasma torch in the horizontal direction along the mold having a rectangular cross section and perform the drawing while suppressing the growth of the initial solidified portion in the vicinity of the mold.
ところが、鋳型の長辺側ではプラズマトーチの滞留時間が長いために、初期凝固部への入熱が大きく、凝固シェルが薄くなる。一方、鋳型の短辺側やコーナー部では、プラズマトーチの滞留時間が短いために、初期凝固部への入熱が不足し凝固シェルが成長する（厚くなる）。これにより、スラブの位置によって凝固挙動が不均一となり、鋳肌性状の悪化につながる。 However, since the residence time of the plasma torch is long on the long side of the mold, the heat input to the initial solidification portion is large and the solidification shell becomes thin. On the other hand, since the residence time of the plasma torch is short on the short side or corner of the mold, the heat input to the initial solidification part is insufficient and the solidified shell grows (thickens). Thereby, the solidification behavior becomes non-uniform depending on the position of the slab, which leads to deterioration of the casting surface properties.
そこで、電磁撹拌によって水平方向に旋回する流れ（旋回流）を溶湯の少なくとも湯面に生じさせる。この旋回流によって、鋳型の長辺部に滞留する熱い溶湯が、凝固シェルが成長しやすい鋳型の短辺部やコーナー部に移流される。これにより、プラズマトーチの滞留時間が長い鋳型の長辺側での温度上昇、および、プラズマトーチの滞留時間が短い鋳型の短辺側やコーナー部での温度低下が緩和される。 Therefore, a flow swirling in the horizontal direction (swirl flow) is generated on at least the molten metal surface by electromagnetic stirring. By this swirl flow, hot molten metal staying at the long side of the mold is transferred to the short side and corner of the mold where the solidified shell is likely to grow. As a result, the temperature rise on the long side of the mold having a long plasma torch residence time and the temperature drop on the short side or corner of the mold having a short plasma torch residence time are alleviated.
しかしながら、鋳造するスラブのサイズによって、鋳肌を平滑化するために必要なプラズマトーチの本数や出力、移動パターンが異なる。また、鋳造するスラブのサイズによって、鋳肌を平滑化するために必要な電磁撹拌の撹拌力が異なる。そのため、鋳造するスラブのサイズ毎に、入熱パターンや電磁撹拌パターンといった、鋳肌を平滑化するための操業条件を評価しなければならず、煩雑である。 However, the number, output, and movement pattern of the plasma torches necessary for smoothing the casting surface vary depending on the size of the slab to be cast. Moreover, the stirring force of electromagnetic stirring required in order to smooth a casting surface changes with sizes of the slab to cast. Therefore, operation conditions for smoothing the casting surface, such as a heat input pattern and an electromagnetic stirring pattern, must be evaluated for each size of the slab to be cast, which is complicated.
本発明の目的は、どのようなサイズのスラブを鋳造しても、鋳肌を平滑化することが可能なチタンまたはチタン合金からなるスラブの連続鋳造方法を提供することである。 The objective of this invention is providing the continuous casting method of the slab which consists of titanium or a titanium alloy which can smooth a casting surface, no matter what size slab is cast.
本発明は、チタンまたはチタン合金を溶解させた溶湯を断面矩形で無底の鋳型内に注入して凝固させながら下方に引抜くことで、チタンまたはチタン合金からなるスラブを連続的に鋳造する連続鋳造方法であって、予め特定のサイズのスラブを鋳造して、このスラブの鋳肌を平滑化可能な操業条件を得ておき、前記鋳型内の前記溶湯の湯面を加熱するプラズマトーチを前記湯面上において所定の移動パターンで一回移動させるのに要する時間であるトーチ移動周期が、前記操業条件のトーチ移動周期にほぼ一致し、且つ、前記溶湯が前記鋳型に触れて最初に凝固する部分である初期凝固部を前記鋳型の周方向に複数に分割してなる複数の部位の各々において、前記部位への入熱量を前記部位の前記鋳型に沿った長さ方向に平均した平均入熱量に、前記溶湯の湯面のうち各プラズマトーチが加熱する領域であるトーチ加熱領域を前記鋳型が囲む長さに基づいた補正値をかけた値であるスラブ平均入熱量が、前記操業条件の平均入熱量にほぼ一致するように、前記プラズマトーチの本数、出力、および、移動パターンを決定するとともに、水平方向に旋回する流れを前記溶湯の少なくとも湯面に生じさせる電磁攪拌により、前記鋳型の長辺方向における前記トーチ加熱領域の幅を前記溶湯が移流するのに要する時間である溶湯移流時間が、前記操業条件の溶湯移流時間にほぼ一致するように、前記電磁攪拌の撹拌力を決定することを特徴とする。 The present invention continuously casts a slab made of titanium or a titanium alloy by pouring a molten metal in which titanium or a titanium alloy is melted into a bottomless mold having a rectangular cross section and solidifying the molten metal. A casting method for casting a slab of a specific size in advance, obtaining an operating condition capable of smoothing the casting surface of the slab, and providing a plasma torch for heating the molten metal surface in the mold The torch movement period, which is the time required to move once in a predetermined movement pattern on the molten metal surface, substantially coincides with the torch movement period of the operating conditions, and the molten metal first solidifies by touching the mold. In each of a plurality of parts obtained by dividing the initial solidification part as a part into a plurality of circumferential directions of the mold, an average heat input amount obtained by averaging the heat input to the part in the length direction along the mold of the part The slab average heat input, which is a value obtained by multiplying a correction value based on the length of the mold surrounding the torch heating area, which is the area heated by each plasma torch, of the molten metal surface is the average input of the operating conditions. The number of the plasma torches, the output, and the movement pattern are determined so as to substantially match the amount of heat, and the long side of the mold is generated by electromagnetic stirring that causes a flow swirling in the horizontal direction on at least the molten metal surface. Determining the stirring force of the electromagnetic stirring so that the molten metal advancing time, which is the time required for the molten metal to advect the width of the torch heating region in the direction, substantially matches the molten metal advancing time of the operating conditions. Features.
本発明によれば、トーチ移動周期が、予め得た操業条件のトーチ移動周期にほぼ一致し、且つ、スラブ平均入熱量が、予め得た操業条件の平均入熱量にほぼ一致するように、プラズマトーチの本数、出力、および、移動パターンを決定する。ここで、予め得た操業条件の入熱パターンに対して、プラズマトーチの移動による溶湯の湯面への入熱量の時間変化および空間変動による不均一性がほぼ一致した入熱パターンが、求める入熱パターンであると推定される。そこで、プラズマトーチの移動による溶湯の湯面への入熱量の不均一性をほぼ一致させるために、トーチ移動周期を予め得た操業条件のトーチ移動周期にほぼ一致させる。また、予め得た操業条件の入熱パターンに対して、初期凝固部を複数に分割してなる複数の部位の各々における平均入熱量がほぼ一致した入熱パターンが、求める入熱パターンであると推定される。そこで、各部位における平均入熱量を予め得た操業条件の各部位における平均入熱量にほぼ一致させる。ここで、トーチ加熱領域を鋳型が囲む長さが長いほど、鋳型による冷却能力が大きくなる。そこで、平均入熱量を補正値で補正したスラブ平均入熱量を、予め得た操業条件の平均入熱量にほぼ一致させる。このようにして、プラズマトーチの本数、出力、および、移動パターンを決定することで、鋳肌を平滑化するための入熱パターンを得ることができる。 According to the present invention, the plasma is such that the torch moving period substantially matches the torch moving period of the operating condition obtained in advance, and the slab average heat input substantially matches the average heat input of the operating condition obtained in advance. Determine the number of torches, output, and movement pattern. Here, compared to the heat input pattern obtained in advance under the operating conditions, the heat input pattern in which the temporal change in the amount of heat input to the molten metal surface due to the movement of the plasma torch and the non-uniformity due to spatial fluctuations are almost the same is obtained. Presumed to be a thermal pattern. Therefore, in order to make the non-uniformity of the heat input amount of the molten metal to the molten metal surface due to the movement of the plasma torch almost coincide with the torch movement period of the operating condition obtained in advance. Further, a heat input pattern in which the average heat input amount in each of a plurality of parts obtained by dividing the initial solidification portion into a plurality of parts is a heat input pattern to be obtained, with respect to the heat input pattern of the operation conditions obtained in advance. Presumed. Therefore, the average heat input at each part is made to substantially coincide with the average heat input at each part under the operating conditions obtained in advance. Here, the longer the length of the mold surrounding the torch heating region, the greater the cooling capacity of the mold. Therefore, the slab average heat input obtained by correcting the average heat input with the correction value is made to substantially coincide with the average heat input of the operation conditions obtained in advance. Thus, by determining the number of plasma torches, the output, and the movement pattern, a heat input pattern for smoothing the casting surface can be obtained.
また、本発明によれば、溶湯移流時間が、予め得た操業条件の溶湯移流時間にほぼ一致するように、電磁攪拌の撹拌力を決定する。ここで、予め得た操業条件の電磁撹拌パターンに対して、溶湯移流時間がほぼ一致した電磁撹拌パターンが、求める電磁撹拌パターンであると推定される。そこで、溶湯移流時間を予め得た操業条件の溶湯移流時間にほぼ一致させる。このようにして、電磁攪拌の撹拌力を決定することで、鋳肌を平滑化するための電磁撹拌パターンを得ることができる。 Further, according to the present invention, the stirring force of electromagnetic stirring is determined so that the molten metal advancing time substantially matches the molten metal advancing time obtained in advance in the operating conditions. Here, it is presumed that the electromagnetic stirring pattern in which the molten metal advancing time substantially matches the electromagnetic stirring pattern of the operation condition obtained in advance is the electromagnetic stirring pattern to be obtained. Therefore, the molten metal advancing time is made to substantially coincide with the molten metal advancing time of the operating conditions obtained in advance. Thus, the electromagnetic stirring pattern for smoothing a casting surface can be obtained by determining the stirring force of electromagnetic stirring.
そして、得られた入熱パターンおよび電磁撹拌パターンを用いてスラブの鋳造を行うことで、鋳型とスラブとが接触する完全接触領域におけるスラブの表面温度の平均値を、良好な鋳肌が得られる所定の範囲に収めることができる。これにより、どのようなサイズのスラブを鋳造しても、鋳肌を平滑化することができる。 Then, by casting the slab using the obtained heat input pattern and electromagnetic stirring pattern, the average surface temperature of the slab in the complete contact region where the mold and the slab are in contact with each other, a good casting surface can be obtained. It can be within a predetermined range. Thereby, even if it casts what size slab, a casting surface can be smoothed.
なお、ほぼ一致とは、完全一致を含み、予め得た操業条件と求める操業条件とで、トーチ移動周期などが実質的に等しいとみなせる程度に一致していることを意味する。 Note that “substantially coincident” includes complete coincidence and means that the operation condition obtained in advance and the operation condition to be obtained coincide with each other to such an extent that the torch movement period and the like can be regarded as substantially equal.
以下、本発明の好適な実施の形態について、図面を参照しつつ説明する。 Hereinafter, preferred embodiments of the present invention will be described with reference to the drawings.
（連続鋳造装置の構成）
本実施形態によるチタンまたはチタン合金からなるスラブの連続鋳造方法は、プラズマアーク溶解させたチタンまたはチタン合金の溶湯を断面矩形で無底の鋳型内に注入して凝固させながら下方に引抜くことで、チタンまたはチタン合金からなるスラブを連続的に鋳造する連続鋳造方法である。この連続鋳造方法を実施するチタンまたはチタン合金からなるスラブの連続鋳造装置（連続鋳造装置）１は、斜視図である図１、および、断面図である図２に示すように、鋳型２と、コールドハース３と、原料投入装置４と、プラズマトーチ５と、スターティングブロック６と、プラズマトーチ７と、を有している。連続鋳造装置１のまわりは、アルゴンガスやヘリウムガス等からなる不活性ガス雰囲気にされている。
(Construction of continuous casting equipment)
The continuous casting method of a slab made of titanium or a titanium alloy according to the present embodiment is a method of injecting a plasma arc melted titanium or titanium alloy into a bottomless mold having a rectangular cross section and drawing it downward while solidifying. This is a continuous casting method for continuously casting a slab made of titanium or a titanium alloy. A slab continuous casting apparatus (continuous casting apparatus) 1 made of titanium or a titanium alloy for carrying out this continuous casting method, as shown in FIG. 1 which is a perspective view and FIG. 2 which is a sectional view, A cold hearth 3, a raw material charging device 4, a plasma torch 5, a starting block 6, and a plasma torch 7 are provided. The continuous casting apparatus 1 is surrounded by an inert gas atmosphere made of argon gas, helium gas, or the like.
原料投入装置４は、コールドハース３内にスポンジチタンやスクラップ等のチタンまたはチタン合金の原料を投入する。プラズマトーチ５は、コールドハース３の上方に設けられており、プラズマアークを発生させてコールドハース３内の原料を溶融させる。コールドハース３は、原料が溶融した溶湯１２を所定の流量で注湯部３ａから鋳型２内に注入する。 The raw material input device 4 inputs the raw material of titanium or titanium alloy such as sponge titanium and scrap into the cold hearth 3. The plasma torch 5 is provided above the cold hearth 3 and generates a plasma arc to melt the raw material in the cold hearth 3. The cold hearth 3 injects the molten metal 12 in which the raw material is melted into the mold 2 from the pouring part 3a at a predetermined flow rate.
鋳型２は、銅製であって、無底で断面形状が矩形に形成されており、角筒状の壁部の少なくとも一部の内部を循環する水によって冷却されるようになっている。スターティングブロック６は、図示しない駆動部によって上下動され、鋳型２の下側開口部を塞ぐことが可能である。プラズマトーチ７は、鋳型２内の溶湯１２の上方に設けられており、図示しない移動手段により溶湯１２の湯面上で水平移動されながら、鋳型２内に注入された溶湯１２の湯面をプラズマアークで加熱する。 The casting mold 2 is made of copper, has a bottom and has a rectangular cross-sectional shape, and is cooled by water circulating through at least a part of the rectangular tube-shaped wall portion. The starting block 6 is moved up and down by a drive unit (not shown) and can close the lower opening of the mold 2. The plasma torch 7 is provided above the molten metal 12 in the mold 2. The plasma torch 7 plasmas the molten metal 12 injected into the mold 2 while being horizontally moved on the molten metal 12 by moving means (not shown). Heat with an arc.
以上の構成において、鋳型２内に注入された溶湯１２は、水冷式の鋳型２との接触面から凝固していく。そして、鋳型２の下側開口部を塞いでいたスターティングブロック６を所定の速度で下方に引き下ろしていくことで、溶湯１２が凝固した角柱状のスラブ１１が下方に引抜かれながら連続的に鋳造される。 In the above configuration, the molten metal 12 injected into the mold 2 is solidified from the contact surface with the water-cooled mold 2. Then, the starting block 6 that has closed the lower opening of the mold 2 is pulled downward at a predetermined speed, so that the prismatic slab 11 with the molten metal 12 solidified is continuously cast while being drawn downward. Is done.
ここで、真空雰囲気での電子ビーム溶解では微少成分が蒸発するために、チタン合金の鋳造は困難である。これに対して、不活性ガス雰囲気でのプラズマアーク溶解では、純チタンだけでなく、チタン合金も鋳造することが可能である。 Here, in the electron beam melting in a vacuum atmosphere, since a minute component evaporates, it is difficult to cast a titanium alloy. On the other hand, in plasma arc melting in an inert gas atmosphere, not only pure titanium but also a titanium alloy can be cast.
なお、連続鋳造装置１は、鋳型２内の溶湯１２の湯面に固相あるいは液相のフラックスを投入するフラックス投入装置を有していてもよい。ここで、真空雰囲気での電子ビーム溶解では、フラックスが飛散するのでフラックスを鋳型２内の溶湯１２に投入するのが困難である。これに対して、不活性ガス雰囲気でのプラズマアーク溶解では、フラックスを鋳型２内の溶湯１２に投入することができるという利点を有する。 The continuous casting apparatus 1 may have a flux feeding device that feeds a solid phase or liquid phase flux to the molten metal surface of the molten metal 12 in the mold 2. Here, in the electron beam melting in a vacuum atmosphere, since the flux is scattered, it is difficult to put the flux into the molten metal 12 in the mold 2. In contrast, plasma arc melting in an inert gas atmosphere has the advantage that the flux can be charged into the molten metal 12 in the mold 2.
（操業条件）
ところで、チタンまたはチタン合金からなるスラブ１１を連続鋳造した際に、スラブ１１の表面（鋳肌）に凹凸や傷があると、次工程である圧延過程で表面欠陥となる。そのため、圧延する前にスラブ１１表面の凹凸や傷を切削等で取り除く必要があり、歩留まりの低下や作業工程の増加など、コストアップの要因となる。そのため、鋳肌に凹凸や傷が無いスラブ１１を鋳造することが求められる。
(Operating conditions)
By the way, when the slab 11 made of titanium or a titanium alloy is continuously cast, if there are irregularities or scratches on the surface (casting surface) of the slab 11, a surface defect occurs in the next rolling process. Therefore, it is necessary to remove irregularities and scratches on the surface of the slab 11 by cutting or the like before rolling, which causes a cost increase such as a decrease in yield and an increase in work processes. Therefore, it is required to cast the slab 11 having no irregularities or scratches on the casting surface.
ここで、図３Ａおよび図３Ｂに示すように、チタンからなるスラブ１１の連続鋳造においては、プラズマアークや電子ビームにより加熱される溶湯１２の湯面近傍（湯面から湯面下１０ｍｍ程度までの領域）においてのみ鋳型２とスラブ１１（凝固シェル１３）の表面とが接触している。そして、これより深い領域ではスラブ１１が熱収縮することで、鋳型２との間にエアギャップ１４が発生する。そして、図３Ａに示すように、初期凝固部１５（溶湯１２が鋳型２に触れて最初に凝固する部分）への入熱が過多の場合、凝固シェル１３が薄すぎるために強度不足により凝固シェル１３の表面が引きちぎられる「ちぎれ欠陥」が発生する。一方、図３Ｂに示すように、初期凝固部１５への入熱が不足すると、成長した（厚くなった）凝固シェル１３上に溶湯１２が被ることで「湯被り欠陥」が発生する。「ちぎれ欠陥」が発生したスラブ１１の表面写真を図４Ａに、「湯被り欠陥」が発生したスラブ１１の表面写真を図４Ｂに、それぞれ示す。 Here, as shown in FIGS. 3A and 3B, in continuous casting of the slab 11 made of titanium, the vicinity of the molten metal surface of the molten metal 12 heated by a plasma arc or an electron beam (from the molten metal surface to about 10 mm below the molten metal surface). The mold 2 and the surface of the slab 11 (solidified shell 13) are in contact only in the region. In the deeper region, the slab 11 is thermally contracted to generate an air gap 14 with the mold 2. Then, as shown in FIG. 3A, when the heat input to the initial solidification portion 15 (the portion where the molten metal 12 touches the mold 2 and solidifies first) is excessive, the solidified shell 13 is too thin and the solidified shell due to insufficient strength. A “fracture defect” occurs in which the surface of 13 is torn off. On the other hand, as shown in FIG. 3B, when the heat input to the initial solidified portion 15 is insufficient, the molten metal 12 is covered on the grown (thickened) solidified shell 13 to generate a “hot water covering defect”. FIG. 4A shows a surface photograph of the slab 11 in which the “scratch defect” has occurred, and FIG. 4B shows a photograph of the surface of the slab 11 in which the “water bath defect” has occurred.
したがって、溶湯１２の湯面近傍における初期凝固部１５への入抜熱状況が鋳肌の性状に大きな影響を与えると推定される。そこで、溶湯１２の湯面近傍における初期凝固部１５への入抜熱状態を適切に制御することで、良好な鋳肌のスラブ１１が得られると考えられる。 Therefore, it is estimated that the heat input / extraction state to the initial solidified portion 15 in the vicinity of the molten metal surface of the molten metal 12 greatly affects the properties of the casting surface. Therefore, it is considered that a slab 11 having a good casting surface can be obtained by appropriately controlling the heat input / extraction state to the initial solidification portion 15 in the vicinity of the molten metal 12.
ここで、鋳型２を上方から見たモデル図である図５Ａに示すように、プラズマアーク溶解により、例えば２５０×１５００ｍｍといった大型サイズのスラブ１１を連続鋳造する場合には、プラズマトーチ７の加熱範囲に限界がある。そのため、出力が大きいプラズマトーチ７を複数用いて、湯面全体を加熱する必要がある。図５Ａにおいては、出力が大きいプラズマトーチ７を２本用いている。また、スラブ１１の厚みが厚いため、鋳型２の短辺側やコーナー部において凝固シェル１３の成長を抑制するには、鋳型２に沿ってプラズマトーチ７を旋回移動させる必要がある。ここで、図５Ａに示す矢印は、プラズマトーチ７が移動する経路を示している。 Here, as shown in FIG. 5A, which is a model view of the mold 2 as viewed from above, when the slab 11 having a large size of, for example, 250 × 1500 mm is continuously cast by plasma arc melting, the heating range of the plasma torch 7 There is a limit. Therefore, it is necessary to heat the entire molten metal surface using a plurality of plasma torches 7 having a large output. In FIG. 5A, two plasma torches 7 having a large output are used. Further, since the slab 11 is thick, it is necessary to turn the plasma torch 7 along the mold 2 in order to suppress the growth of the solidified shell 13 on the short side or corner of the mold 2. Here, the arrow shown in FIG. 5A indicates the path along which the plasma torch 7 moves.
ところが、鋳型２の長辺側ではプラズマトーチ７の滞留時間が長いために、初期凝固部１５への入熱が大きく、凝固シェル１３が薄くなる。一方、鋳型２の短辺側やコーナー部では、プラズマトーチ７の滞留時間が短いために、初期凝固部１５への入熱が不足し凝固シェル１３が成長する（厚くなる）。これにより、スラブ１１の位置によって凝固挙動が不均一となり、鋳肌性状の悪化につながる。 However, since the residence time of the plasma torch 7 is long on the long side of the mold 2, the heat input to the initial solidification part 15 is large and the solidification shell 13 becomes thin. On the other hand, since the residence time of the plasma torch 7 is short on the short side or corner portion of the mold 2, heat input to the initial solidification portion 15 is insufficient and the solidified shell 13 grows (thickens). Thereby, the solidification behavior becomes non-uniform depending on the position of the slab 11, which leads to deterioration of cast surface properties.
そこで、鋳型２を上方から見たモデル図である図５Ｂに示すように、鋳型２の側方に配置した図示しない電磁攪拌装置（ＥＭＳ）で鋳型２内の溶湯１２の少なくとも湯面を電磁誘導により攪拌する。ＥＭＳは、コイル鉄心にＥＭＳコイルを巻回したものである。ＥＭＳによる電磁撹拌によって、水平方向に旋回する流れ（旋回流）を溶湯の湯面もしくは湯面近傍に生じさせる。この旋回流によって、鋳型２の長辺部に滞留する熱い溶湯１２が、凝固シェル１３が成長しやすい鋳型２の短辺部やコーナー部に移流される。これにより、プラズマトーチ７の滞留時間が長い鋳型２の長辺側での温度上昇、および、プラズマトーチ７の滞留時間が短い鋳型２の短辺側やコーナー部での温度低下が緩和される。 Therefore, as shown in FIG. 5B, which is a model diagram of the mold 2 as viewed from above, at least the molten metal surface of the molten metal 12 in the mold 2 is electromagnetically induced by an electromagnetic stirrer (EMS) (not shown) disposed on the side of the mold 2. To stir. The EMS is obtained by winding an EMS coil around a coil iron core. By electromagnetic stirring by EMS, a flow swirling in the horizontal direction (swirl flow) is generated on the molten metal surface or in the vicinity of the molten metal surface. By this swirl flow, the hot molten metal 12 staying in the long side portion of the mold 2 is transferred to the short side portion and the corner portion of the mold 2 where the solidified shell 13 is likely to grow. As a result, the temperature rise on the long side of the mold 2 with a long residence time of the plasma torch 7 and the temperature drop on the short side or corner portion of the mold 2 with a short residence time of the plasma torch 7 are alleviated.
なお、溶湯１２の少なくとも湯面における旋回流の方向は、プラズマトーチ７の旋回方向と一致していてもよいし、逆方向であってもよい。ただし、プラズマトーチ７の旋回方向とは逆方向に溶湯１２の少なくとも湯面を旋回させることで、スラブ１１の表面温度の変動幅を小さくすることができる。 In addition, the direction of the swirl flow at least on the molten metal surface of the molten metal 12 may coincide with the swirl direction of the plasma torch 7 or may be in the opposite direction. However, the fluctuation range of the surface temperature of the slab 11 can be reduced by turning at least the molten metal surface of the molten metal 12 in the direction opposite to the turning direction of the plasma torch 7.
ここで、大型サイズのスラブ１１を連続鋳造する場合、電磁撹拌によって湯面全体に熱を移流させるためには、大きな撹拌力によって溶湯１２の流速を速める必要がある。 Here, when continuously casting a large slab 11, it is necessary to increase the flow rate of the molten metal 12 with a large stirring force in order to transfer heat to the entire molten metal surface by electromagnetic stirring.
一方、鋳型２を上方から見たモデル図である図６Ａに示すように、プラズマアーク溶解により、例えば１２５×３７５ｍｍといった小型サイズのスラブ１１を連続鋳造する場合には、湯面の面積が小さいため、出力が小さい１本のプラズマトーチ７で湯面全体を加熱することが可能である。また、スラブ１１の厚みが薄いため、同一線上においてプラズマトーチ７を往復移動させることで、鋳型２の短辺側やコーナー部において凝固シェル１３の成長を抑制することが可能である。ここで、図６Ａに示す矢印は、プラズマトーチ７が移動する経路を示している。 On the other hand, as shown in FIG. 6A, which is a model view of the mold 2 as viewed from above, when the slab 11 having a small size of, for example, 125 × 375 mm is continuously cast by plasma arc melting, the area of the molten metal surface is small. It is possible to heat the entire molten metal surface with one plasma torch 7 having a small output. Moreover, since the thickness of the slab 11 is thin, it is possible to suppress the growth of the solidified shell 13 on the short side or corner of the mold 2 by reciprocating the plasma torch 7 on the same line. Here, the arrow shown in FIG. 6A indicates the path along which the plasma torch 7 moves.
また、鋳型２を上方から見たモデル図である図６Ｂに示すように、小型サイズのスラブ１１を連続鋳造する場合、電磁撹拌による撹拌力が小さくて溶湯１２の流速が遅めであっても、湯面全体に熱を移流させることが可能である。 Further, as shown in FIG. 6B, which is a model diagram when the mold 2 is viewed from above, when continuously casting a small slab 11, even if the stirring force by electromagnetic stirring is small and the flow rate of the molten metal 12 is slow, It is possible to transfer heat to the entire surface of the hot water.
このように、鋳造するスラブ１１のサイズによって、鋳肌を平滑化するために必要なプラズマトーチ７の本数や出力、移動パターンが異なる。また、鋳造するスラブ１１のサイズによって、鋳肌を平滑化するために必要な電磁撹拌の撹拌力が異なる。そのため、鋳造するスラブ１１のサイズ毎に、入熱パターンや電磁撹拌パターンといった、鋳肌を平滑化するための操業条件を評価しなければならず、煩雑である。 Thus, the number, output, and movement pattern of the plasma torches 7 necessary for smoothing the casting surface vary depending on the size of the slab 11 to be cast. Moreover, the stirring force of electromagnetic stirring required in order to smooth a casting surface changes with sizes of the slab 11 to cast. Therefore, operation conditions for smoothing the casting surface such as a heat input pattern and an electromagnetic stirring pattern must be evaluated for each size of the slab 11 to be cast, which is complicated.
ここで、鋳型２とスラブ１１との完全接触領域１６のモデル図を図７に示す。完全接触領域１６は、湯面から湯面下１０ｍｍ程度までのハッチングで図示された、鋳型２とスラブ１１とが接触している領域である。完全接触領域１６においては、スラブ１１の表面から鋳型２への通過熱流束ｑが生じる。Ｄは凝固シェル１３の厚みである。 Here, a model diagram of the complete contact region 16 between the mold 2 and the slab 11 is shown in FIG. The complete contact region 16 is a region where the mold 2 and the slab 11 are in contact with each other, which is illustrated by hatching from the molten metal surface to about 10 mm below the molten metal surface. In the complete contact region 16, a passing heat flux q from the surface of the slab 11 to the mold 2 is generated. D is the thickness of the solidified shell 13.
通過熱流束ｑとスラブ１１の表面温度ＴＳとの関係を図８に示す。ここで、熱バランス指標である通過熱流束ｑ［Ｗ／ｍ２］およびスラブ１１の表面温度ＴＳ［℃］は、完全接触領域１６における平均値で評価している。この関係図から、鋳型２とスラブ１１との完全接触領域１６におけるスラブ１１の表面温度ＴＳの平均値が８００℃＜ＴＳ＜１２５０℃の範囲であれば、ちぎれ欠陥や湯被り欠陥のない、鋳肌の状態が良好なスラブ１１を得ることができることがわかる。 The relationship between the surface temperature T S of the passing heat flux q and the slab 11 shown in FIG. Here, the passing heat flux q [W / m 2 ] and the surface temperature T S [° C.] of the slab 11 which are heat balance indexes are evaluated by average values in the complete contact region 16. From this relationship diagram, if the average value of the surface temperature T S of the slab 11 in the complete contact region 16 between the mold 2 and the slab 11 is in the range of 800 ° C. <T S <1250 ° C., there is no tearing defect or bathing defect. It can be seen that a slab 11 having a good casting surface can be obtained.
よって、鋳肌の状態が良好なスラブ１１を得るには、鋳肌を平滑化することが可能な操業条件において、プラズマトーチ７が所定の移動パターンで一回移動する間、完全接触領域１６におけるスラブ１１の平均表面温度が８００℃＜ＴＳ＜１２５０℃の範囲に収まるようにすればよい。 Therefore, in order to obtain the slab 11 having a good casting surface state, the operating state in which the casting surface can be smoothed, while the plasma torch 7 moves once in a predetermined movement pattern, in the complete contact region 16. the average surface temperature of the slab 11 may be clamped to the range 800 ℃ <T S <of 1250 ° C..
そこで、本実施形態においては、予め特定のサイズのスラブ１１を鋳造して、このスラブ１１の鋳肌を平滑化可能な操業条件を得ておく。そして、このサイズのスラブ１１とはサイズが異なるスラブ１１において、鋳肌を平滑化可能な操業条件を求めるに当たり、トーチ移動周期およびスラブ平均入熱量が、予め得た操業条件のトーチ移動周期および平均入熱量にほぼ一致するように、プラズマトーチ７の本数、出力、および、移動パターンを決定している。 Therefore, in the present embodiment, a slab 11 having a specific size is cast in advance, and an operation condition capable of smoothing the casting surface of the slab 11 is obtained. And in calculating | requiring the operating condition which can smooth a casting surface in the slab 11 in which this size differs from the slab 11 of this size, the torch moving period and the slab average heat input are the torch moving period and the average of the operating condition obtained in advance. The number, output, and movement pattern of the plasma torches 7 are determined so as to substantially match the heat input.
なお、本実施形態において、「ほぼ一致」とは、完全一致を含み、予め得た操業条件と求める操業条件とで、トーチ移動周期などが実質的に等しいとみなせる程度に一致していることを意味する。 In the present embodiment, “substantially coincident” means that the torch movement period and the like are substantially equal to each other, including the complete coincidence, and the operation condition obtained in advance and the operation condition to be obtained. means.
ここで、トーチ移動周期とは、鋳型２内の溶湯１２の湯面を加熱するプラズマトーチ７を湯面上において所定の移動パターンで一回移動させるのに要する時間である。具体的には、トーチ移動周期は、プラズマトーチ７の一回分の移動距離をプラズマトーチ７の移動速度で割ったものである。 Here, the torch moving period is a time required to move the plasma torch 7 for heating the molten metal surface of the molten metal 12 in the mold 2 once in a predetermined movement pattern on the molten metal surface. Specifically, the torch moving period is obtained by dividing the moving distance of one plasma torch 7 by the moving speed of the plasma torch 7.
図５Ａに示すように、大型のスラブ１１を鋳造する場合、プラズマトーチ７が湯面上を所定の速度で旋回移動される。プラズマトーチ７を１周させるのに要する時間がトーチ移動周期である。また、図６Ａに示すように、小型のスラブ１１を鋳造する場合、プラズマトーチ７が湯面上を所定の速度で往復移動される。プラズマトーチ７を１往復させるのに要する時間がトーチ移動周期である。 As shown in FIG. 5A, when casting a large slab 11, the plasma torch 7 is swung on the molten metal surface at a predetermined speed. The time required to make one round of the plasma torch 7 is the torch moving period. As shown in FIG. 6A, when casting a small slab 11, the plasma torch 7 is reciprocated on the molten metal surface at a predetermined speed. The time required to make the plasma torch 7 reciprocate once is the torch moving period.
ここで、溶湯１２の湯面の同じ箇所においてみた場合、移動するプラズマトーチ７が近づいたり離れたりすることで、時間の経過とともに入熱量が変化する。また、溶湯１２の湯面全体でみた場合、プラズマトーチ７の移動とともに、プラズマトーチ７に近くて入熱量が多い箇所と、プラズマトーチ７から遠くて入熱量が少ない箇所とが変化する。このように、プラズマトーチ７が移動することによって、溶湯１２の湯面への入熱量に時間変化および空間変動による不均一性が生じる。 Here, when it sees in the same location of the hot_water | molten_metal surface of the molten metal 12, the amount of heat input changes with progress of time because the moving plasma torch 7 approaches or leaves | separates. Further, when viewed from the entire molten metal surface of the molten metal 12, the location near the plasma torch 7 where the amount of heat input is large and the location far from the plasma torch 7 where the amount of heat input is small change as the plasma torch 7 moves. As described above, the movement of the plasma torch 7 causes nonuniformity due to temporal changes and spatial fluctuations in the amount of heat input to the molten metal surface of the molten metal 12.
よって、予め得た操業条件の入熱パターンに対して、プラズマトーチ７の移動による溶湯１２の湯面への入熱量の時間変化および空間変動による不均一性がほぼ一致した入熱パターンが、求める入熱パターンであると推定される。そこで、プラズマトーチ７の移動による溶湯１２の湯面への入熱量の不均一性をほぼ一致させるために、トーチ移動周期を予め得た操業条件のトーチ移動周期にほぼ一致させる。 Therefore, a heat input pattern in which the temporal change in the amount of heat input to the surface of the molten metal 12 due to the movement of the plasma torch 7 and the non-uniformity due to the spatial variation are substantially equal to the heat input pattern of the operation conditions obtained in advance is obtained. Presumed to be a heat input pattern. Therefore, in order to make the non-uniformity of the heat input to the molten metal surface of the molten metal 12 due to the movement of the plasma torch 7 substantially coincide with the torch movement period of the operating conditions obtained in advance.
また、平均入熱量とは、初期凝固部１５（溶湯１２が鋳型２に触れて最初に凝固する部分）（図３Ａ、図３Ｂ参照）を鋳型２の周方向に複数に分割してなる複数の部位の各々において、ある部位への入熱量をその部位の鋳型２に沿った長さ方向に平均したものである。スラブ平均入熱量とは、平均入熱量に補正値をかけた値である。補正値は、トーチ加熱領域を鋳型２が囲む長さに基づいた値である。トーチ加熱領域は、溶湯１２の湯面のうち各プラズマトーチ７が加熱する領域である。 The average heat input is a plurality of initial solidification portions 15 (portions where the molten metal 12 first solidifies when touching the mold 2) (see FIGS. 3A and 3B) divided into a plurality of portions in the circumferential direction of the mold 2. In each part, the amount of heat input to a certain part is averaged in the length direction along the mold 2 of the part. The slab average heat input is a value obtained by multiplying the average heat input by a correction value. The correction value is a value based on the length that the mold 2 surrounds the torch heating region. The torch heating region is a region where each plasma torch 7 heats the molten metal 12.
本実施形態においては、鋳型２を上方から見たモデル図である図９Ａに示すように、初期凝固部１５を鋳型２の内周に沿ってコーナー（１）〜（４）、長辺１／４（１），（２）、長辺１／２（１），（２）、長辺３／４（１），（２）、短辺（１），（２）の合計１２個の部位１５ａに分割して、各部位１５ａにおける平均入熱量を求めている。また、鋳型２を上方から見たモデル図である図９Ｂに示すように、１２個の部位１５ａの各々において代表点を設定している。即ち、コーナー（１）〜（４）および短辺（１），（２）においては、鋳型２の壁面に沿った長さ方向の中心位置に代表点をそれぞれ設定している。また、長辺１／４（１），（２）、長辺１／２（１），（２）、長辺３／４（１），（２）においては、図中左から右に向かって、鋳型２の長辺の１／４の位置、鋳型２の長辺の１／２の位置、鋳型２の長辺の３／４の位置に、それぞれ代表点を設定している。 In the present embodiment, as shown in FIG. 9A, which is a model view of the mold 2 as viewed from above, the initial solidified portion 15 is formed along the inner periphery of the mold 2 with corners (1) to (4), long side 1 / 4 (1), (2), long side 1/2 (1), (2), long side 3/4 (1), (2), short side (1), (2), 12 parts in total Dividing into 15a, the average heat input at each part 15a is obtained. Further, as shown in FIG. 9B, which is a model diagram of the mold 2 as viewed from above, representative points are set in each of the twelve portions 15a. That is, in the corners (1) to (4) and the short sides (1) and (2), representative points are respectively set at the center positions in the length direction along the wall surface of the mold 2. Further, in the long side 1/4 (1), (2), the long side 1/2 (1), (2), and the long side 3/4 (1), (2), from the left to the right in the figure. Thus, representative points are set at a position of 1/4 of the long side of the mold 2, a position of 1/2 of the long side of the mold 2, and a position of 3/4 of the long side of the mold 2, respectively.
また、鋳型２を上方から見たモデル図である図１０Ａに示すように、２本のプラズマトーチ７を使用して大型のスラブ１１を鋳造する場合、溶湯１２の湯面の半分が、各プラズマトーチ７が加熱するトーチ加熱領域１７である。一方、鋳型２を上方から見たモデル図である図１０Ｂに示すように、１本のプラズマトーチ７を使用して小型のスラブ１１を鋳造する場合、溶湯１２の湯面の全部が、プラズマトーチ７が加熱するトーチ加熱領域１７である。 As shown in FIG. 10A, which is a model view of the mold 2 as viewed from above, when casting a large slab 11 using two plasma torches 7, half of the molten metal surface of the molten metal 12 is each plasma. This is a torch heating region 17 where the torch 7 heats. On the other hand, when a small slab 11 is cast using one plasma torch 7 as shown in FIG. 10B which is a model view of the mold 2 as viewed from above, the entire molten metal surface of the molten metal 12 is plasma torch. Reference numeral 7 denotes a torch heating region 17 for heating.
上述したように、溶湯１２の湯面近傍の凝固シェル１３の成長は、初期凝固部１５への入熱状況に大きく影響を受ける。図３Ａに示したように、初期凝固部１５への入熱が過多の場合、「ちぎれ欠陥」が発生する。一方、図３Ｂに示したように、初期凝固部１５への入熱が不足すると、「湯被り欠陥」が発生する。 As described above, the growth of the solidified shell 13 near the molten metal surface of the molten metal 12 is greatly affected by the heat input state to the initial solidified portion 15. As shown in FIG. 3A, when the heat input to the initial solidification portion 15 is excessive, a “breakage defect” occurs. On the other hand, as shown in FIG. 3B, when the heat input to the initial solidification portion 15 is insufficient, a “hot water bath defect” occurs.
よって、予め得た操業条件の入熱パターンに対して、初期凝固部１５への入熱状況がほぼ一致した入熱パターン、より具体的には、初期凝固部１５を複数に分割してなる複数の部位１５ａの各々における平均入熱量がほぼ一致した入熱パターンが、求める入熱パターンであると推定される。そこで、各部位１５ａにおける平均入熱量を予め得た操業条件の各部位における平均入熱量にほぼ一致させる。 Therefore, a heat input pattern in which the heat input state to the initial solidification part 15 substantially matches the heat input pattern of the operating conditions obtained in advance, more specifically, a plurality of parts obtained by dividing the initial solidification part 15 into a plurality of parts. It is presumed that the heat input pattern in which the average heat input amounts in the respective parts 15a substantially coincide is the desired heat input pattern. Therefore, the average heat input at each part 15a is made to substantially coincide with the average heat input at each part under the operating conditions obtained in advance.
しかしながら、図１０Ａに示すトーチ加熱領域１７が、鋳型２によって３方を囲まれているのに対して、図１０Ｂに示すトーチ加熱領域１７は、鋳型２によって４方を囲まれている。そして、トーチ加熱領域１７を鋳型２が囲む長さが長いほど、鋳型２による冷却能力が大きくなる。そこで、予め得た操業条件のトーチ加熱領域１７と、求めたい操業条件のトーチ加熱領域１７とで、鋳型２による冷却能力が異なる場合には、求めたい操業条件の平均入熱量を、トーチ加熱領域１７を鋳型２が囲む長さに基づいた補正値で補正する。そして、平均入熱量を補正値で補正したスラブ平均入熱量を、予め得た操業条件の平均入熱量にほぼ一致させる。 However, the torch heating region 17 shown in FIG. 10A is surrounded on three sides by the mold 2, whereas the torch heating region 17 shown in FIG. And the cooling capability by the casting_mold | template 2 becomes large, so that the casting_mold | template 2 encloses the torch heating area | region 17 long. Therefore, when the cooling capacity of the mold 2 is different between the torch heating region 17 having the operation condition obtained in advance and the torch heating region 17 having the operation condition to be obtained, the average heat input amount of the operation condition to be obtained is determined as the torch heating region. 17 is corrected with a correction value based on the length surrounded by the mold 2. And the slab average heat input which correct | amended the average heat input with the correction value is made to correspond substantially with the average heat input of the operating conditions obtained beforehand.
このように、トーチ移動周期が、予め得た操業条件のトーチ移動周期にほぼ一致し、且つ、スラブ平均入熱量が、予め得た操業条件の平均入熱量にほぼ一致するように、プラズマトーチ７の本数、出力、および、移動パターンを決定する。これにより、鋳肌を平滑化するための入熱パターンを得ることができる。 In this way, the plasma torch 7 so that the torch moving period substantially coincides with the torch moving period of the operation condition obtained in advance and the slab average heat input substantially coincides with the average heat input of the operation condition obtained in advance. Number, output, and movement pattern are determined. Thereby, the heat input pattern for smoothing a casting surface can be obtained.
また、本実施形態においては、電磁攪拌による溶湯移流時間が、予め得た操業条件の溶湯移流時間にほぼ一致するように、電磁攪拌の撹拌力を決定している。ここで、溶湯移流時間とは、鋳型２の長辺方向におけるトーチ加熱領域１７の幅を溶湯１２が移流するのに要する時間である。具体的には、溶湯移流時間は、鋳型２の長辺方向におけるトーチ加熱領域１７の幅（トーチ有効加熱幅）を鋳型２近傍の溶湯１２の流速で除した値である。 Moreover, in this embodiment, the stirring force of electromagnetic stirring is determined so that the molten metal advancing time by electromagnetic stirring substantially corresponds to the molten metal advancing time of the operating conditions obtained in advance. Here, the molten metal advancing time is a time required for the molten metal 12 to move the width of the torch heating region 17 in the long side direction of the mold 2. Specifically, the molten metal advancing time is a value obtained by dividing the width of the torch heating region 17 (torch effective heating width) in the long side direction of the mold 2 by the flow velocity of the molten metal 12 in the vicinity of the mold 2.
図１０Ａに示すように、大型のスラブ１１を鋳造する場合、各プラズマトーチ７のトーチ加熱領域１７は、溶湯１２の湯面の半分であるので、トーチ有効加熱幅は鋳型２の長辺の１／２の長さである。一方、図１０Ｂに示すように、小型のスラブ１１を鋳造する場合、プラズマトーチ７のトーチ加熱領域１７は、溶湯１２の湯面の全部であるので、トーチ有効加熱幅は鋳型２の長辺の全長である。 As shown in FIG. 10A, when casting a large slab 11, the torch heating region 17 of each plasma torch 7 is half the surface of the molten metal 12, so the torch effective heating width is 1 of the long side of the mold 2. The length is / 2. On the other hand, as shown in FIG. 10B, when casting a small slab 11, the torch heating region 17 of the plasma torch 7 is the entire surface of the molten metal 12, so the torch effective heating width is the long side of the mold 2. Full length.
ここで、鋳型２を上方から見たモデル図である図１１に示すように、プラズマトーチ７が湯面の図中左側に移動すると、プラズマトーチ７から離れた図中右側の湯面において溶湯１２の温度が低下する。そこで、矢印で示すように、電磁撹拌によって、湯面の左側の熱い溶湯１２を湯面の右側に移流させる。これにより、スラブ１１の表面温度の時間変化を表す図である図１２に示すように、電磁撹拌がない場合に比べて、溶湯１２の温度低下が緩和され、スラブ表面温度が均一化される。 Here, as shown in FIG. 11, which is a model diagram when the mold 2 is viewed from above, when the plasma torch 7 moves to the left side in the figure of the molten metal surface, the molten metal 12 on the molten metal surface on the right side in the figure away from the plasma torch 7. Temperature drops. Therefore, as indicated by an arrow, the hot molten metal 12 on the left side of the molten metal surface is advected to the right side of the molten metal surface by electromagnetic stirring. Thereby, as shown in FIG. 12, which is a diagram showing the time change of the surface temperature of the slab 11, the temperature drop of the molten metal 12 is alleviated and the slab surface temperature is made uniform as compared with the case where there is no electromagnetic stirring.
しかしながら、トーチ有効加熱幅を溶湯１２が移流するのに要する時間である溶湯移流時間が異なると、時間の経過に伴うスラブ１１の表面温度の変化の度合いが異なってくる。具体的には、溶湯移流時間が短いほどスラブ１１の表面温度の時間変化が小さくなり、スラブ１１の表面温度が均一化される。よって、予め得た操業条件の電磁撹拌パターンに対して、溶湯移流時間がほぼ一致した電磁撹拌パターンが、求める電磁撹拌パターンであると推定される。そこで、溶湯移流時間を予め得た操業条件の溶湯移流時間にほぼ一致させる。 However, when the molten metal advancing time, which is the time required for the molten metal 12 to move through the torch effective heating width, is different, the degree of change in the surface temperature of the slab 11 with the passage of time varies. Specifically, the shorter the molten metal advancing time, the smaller the change in the surface temperature of the slab 11 becomes, and the surface temperature of the slab 11 becomes uniform. Therefore, it is presumed that the electromagnetic stirring pattern in which the molten metal advancing time substantially matches the electromagnetic stirring pattern of the operation condition obtained in advance is the electromagnetic stirring pattern to be obtained. Therefore, the molten metal advancing time is made to substantially coincide with the molten metal advancing time of the operating conditions obtained in advance.
このように、溶湯移流時間が、予め得た操業条件の溶湯移流時間にほぼ一致するように、電磁攪拌の撹拌力を決定する。これにより、鋳肌を平滑化するための電磁撹拌パターンを得ることができる。 Thus, the stirring force of electromagnetic stirring is determined so that the molten metal advancing time substantially coincides with the molten metal advancing time of the operating conditions obtained in advance. Thereby, the electromagnetic stirring pattern for smoothing a casting surface can be obtained.
そして、得られた入熱パターンおよび電磁撹拌パターンを用いてスラブ１１の鋳造を行うことで、鋳型２とスラブ１１とが接触する完全接触領域１６におけるスラブ１１の表面温度ＴＳの平均値を、良好な鋳肌が得られる所定の範囲（８００℃＜ＴＳ＜１２５０℃）に収めることができる。これにより、どのようなサイズのスラブ１１を鋳造しても、鋳肌を平滑化することができる。 Then, through the cast slab 11 using the obtained heat input pattern and the electromagnetic stirring pattern, the average value of the surface temperature T S of the slab 11 in a full contact area 16 of contact between the mold 2 and the slab 11, It can be contained in a predetermined range (800 ° C. <T S <1250 ° C.) where a good casting surface can be obtained. Thereby, even if the slab 11 of any size is cast, the casting surface can be smoothed.
（流動凝固計算）
次に、流動凝固計算により、全周にわたって鋳肌が良好なスラブ１１を得るための操業条件を得た。具体的には、予め２５０×１５００ｍｍの大型サイズのスラブ１１の鋳肌を平滑化可能な操業条件を得ておき、流動凝固計算により、１２５×３７５ｍｍの小型サイズのスラブ１１の鋳肌を平滑化可能な操業条件を得た。
(Flow solidification calculation)
Next, operating conditions for obtaining a slab 11 having a good casting surface over the entire circumference were obtained by fluidized solidification calculation. Specifically, an operating condition capable of smoothing the casting surface of a large slab 11 of 250 × 1500 mm in advance is obtained, and the casting surface of a small slab 11 of 125 × 375 mm is smoothed by fluidized solidification calculation. A possible operating condition was obtained.
予め得ている操業条件では、図５Ａに示すように、プラズマトーチ７の本数は２本であり、各プラズマトーチ７の出力は７５０ｋＷである。また、各プラズマトーチ７の移動パターンは、トーチ有効加熱幅を７５０ｍｍとして時計回りに旋回するパターンである。各プラズマトーチ７は鋳型２の鋳壁から６２．５ｍｍほど内側で旋回される。そして、プラズマトーチ７の移動速度は５０ｍｍ／ｓｅｃで一定である。よって、プラズマトーチ７のトーチ移動周期は３０ｓｅｃである。 Under the operating conditions obtained in advance, as shown in FIG. 5A, the number of plasma torches 7 is two, and the output of each plasma torch 7 is 750 kW. The movement pattern of each plasma torch 7 is a pattern that turns clockwise with the torch effective heating width set to 750 mm. Each plasma torch 7 is turned about 62.5 mm from the casting wall of the mold 2. The moving speed of the plasma torch 7 is constant at 50 mm / sec. Therefore, the torch moving period of the plasma torch 7 is 30 sec.
これに対して、流動凝固計算で求める操業条件では、図６Ａに示すように、プラズマトーチ７の本数は１本であり、プラズマトーチ７の出力は２００〜２５０ｋＷである。また、プラズマトーチ７の移動パターンは、トーチ有効加熱幅を３７５ｍｍとして同一線上を往復するパターンである。そこで、鋳型２を上方から見たモデル図である図１３に示すように、プラズマトーチ７が移動する片道の距離である２９０ｍｍのうち、中央の２１０ｍｍを移動する速度を３０ｍｍ／ｓｅｃ、その両側の４０ｍｍを移度する速度をそれぞれ１０ｍｍ／ｓｅｃにすることで、プラズマトーチ７のトーチ移動周期を予め得ている操業条件のトーチ移動周期（３０ｓｅｃ）に一致させた。 On the other hand, under the operating conditions obtained by the flow solidification calculation, as shown in FIG. 6A, the number of plasma torches 7 is one and the output of the plasma torches 7 is 200 to 250 kW. The movement pattern of the plasma torch 7 is a pattern that reciprocates on the same line with the torch effective heating width set to 375 mm. Therefore, as shown in FIG. 13 which is a model diagram when the mold 2 is viewed from above, the moving speed of the central 210 mm is 30 mm / sec out of 290 mm, which is the one-way distance that the plasma torch 7 moves, on both sides thereof. By changing the transfer speed of 40 mm to 10 mm / sec, the torch moving period of the plasma torch 7 was made to coincide with the torch moving period (30 sec) of the operating conditions obtained in advance.
また、初期凝固部１５を１２個の部位１５ａに分割した各部位（図９Ａ参照）における平均入熱量を、予め得ている操業条件の平均入熱量にほぼ一致させた。各部位１５ａにおける平均入熱量を図１４に示す。ここで、プラズマトーチ７の出力は２００ｋＷである。また、Ｃａｓｅ（１）は、予め得ている操業条件における各部位１５ａの平均入熱量、Ｃａｓｅ（２）は、求める操業条件において、Ｃａｓｅ（１）の平均入熱量にほぼ一致させた各部位１５ａの平均入熱量である。 Further, the average heat input at each part (see FIG. 9A) obtained by dividing the initial solidification portion 15 into 12 parts 15a was made to substantially coincide with the average heat input under the operating conditions obtained in advance. The average heat input in each part 15a is shown in FIG. Here, the output of the plasma torch 7 is 200 kW. In addition, Case (1) is the average heat input of each part 15a under the operating conditions obtained in advance, and Case (2) is each part 15a substantially matched with the average heat input of Case (1) under the required operating conditions. The average heat input.
ここで、図１０Ａに示すように、予め得ている操業条件では、トーチ加熱領域１７は鋳型２によって３方を囲まれている。これに対して、図１０Ｂに示すように、求める操業条件においては、トーチ加熱領域１７は鋳型２によって４方を囲まれている。このように、求める操業条件の方が鋳型２による冷却能力が大きいので、平均入熱量を補正値で補正した。補正値は、図６Ａに示す鋳型２の長辺及び短辺の長さ（ｍｍ）を用いて、以下の式（１）から算出した。 Here, as shown in FIG. 10A, the torch heating region 17 is surrounded on three sides by the mold 2 under the operation conditions obtained in advance. On the other hand, as shown in FIG. 10B, the torch heating region 17 is surrounded on four sides by the mold 2 under the operation conditions to be obtained. Thus, since the cooling condition by the casting mold 2 is larger under the operation condition to be obtained, the average heat input is corrected with the correction value. The correction value was calculated from the following equation (1) using the long side and the short side length (mm) of the mold 2 shown in FIG. 6A.
（３７５＋１２５＋３７５＋１２５）／（３７５＋１２５＋３７５）＝１．３ ・・・式（１） (375 + 125 + 375 + 125) / (375 + 125 + 375) = 1.3 Formula (1)
この補正値をプラズマトーチ７の出力値にかけると、出力は２５０ｋＷとなる。また、この補正値で平均入熱量を補正した値であるスラブ平均入熱量をＣａｓｅ（３）として図１４に示す。各部位１５ａにおけるスラブ平均入熱量を１．０ＭＷ／ｍ２以上にすることで、溶湯１２の湯面近傍の凝固シェル１３の成長を好適に抑制することができる。これにより、良好な鋳肌のスラブ１１を得ることができる。 When this correction value is applied to the output value of the plasma torch 7, the output is 250 kW. Further, the slab average heat input, which is a value obtained by correcting the average heat input with this correction value, is shown in FIG. 14 as Case (3). By setting the slab average heat input at each part 15a to 1.0 MW / m 2 or more, the growth of the solidified shell 13 in the vicinity of the molten metal surface of the molten metal 12 can be suitably suppressed. Thereby, the slab 11 of a favorable casting surface can be obtained.
電磁攪拌を行わない場合における、通過熱流束とスラブ表面温度との関係を図１５Ａ〜Ｃに示す。図１５Ａ〜Ｃは、プラズマトーチ７が所定の移動パターンで１回移動する間に、図９Ｂに示す１２個の代表点において熱バランス指標（通過熱流束およびスラブ表面温度）をそれぞれ抽出してプロットしたものである。Ｃａｓｅ（１）における、通過熱流束とスラブ表面温度との関係を図１５Ａに示す。これに対して、Ｃａｓｅ（２）における、通過熱流束とスラブ表面温度との関係を図１５Ｂに示す。Ｃａｓｅ（２）における熱バランス指標の分布範囲は、Ｃａｓｅ（１）のものに対して全体的に低温側にシフトしている。 15A to 15C show the relationship between the passing heat flux and the slab surface temperature when electromagnetic stirring is not performed. FIGS. 15A to 15C are plots obtained by extracting heat balance indices (passing heat flux and slab surface temperature) at 12 representative points shown in FIG. 9B while the plasma torch 7 moves once in a predetermined movement pattern. It is a thing. FIG. 15A shows the relationship between the passing heat flux and the slab surface temperature in Case (1). In contrast, FIG. 15B shows the relationship between the passing heat flux and the slab surface temperature in Case (2). The distribution range of the heat balance index in Case (2) is shifted to the low temperature side as a whole with respect to Case (1).
Ｃａｓｅ（３）における、通過熱流束とスラブ表面温度との関係を図１５Ｃに示す。Ｃａｓｅ（３）における熱バランス指標の分布範囲は、Ｃａｓｅ（１）のものと同等であり、溶湯１２の湯面への入熱量の不均一性が同程度であることがわかる。 FIG. 15C shows the relationship between the passing heat flux and the slab surface temperature in Case (3). The distribution range of the heat balance index in Case (3) is equivalent to that in Case (1), and it can be seen that the non-uniformity in the amount of heat input to the molten metal surface of the molten metal 12 is comparable.
熱バランス指標のヒストグラムを図１６Ａに示す。また、熱バランス指標の累積分布を図１６Ｂに示す。Ｃａｓｅ（１）とＣａｓｅ（３）とで熱バランス指標の分布がほぼ一致しており、両者は相似とみなせる入熱パターンとなっている。 A histogram of the heat balance index is shown in FIG. 16A. Moreover, the cumulative distribution of the heat balance index is shown in FIG. 16B. Case (1) and Case (3) have substantially the same heat balance index distribution, and both have a heat input pattern that can be regarded as similar.
このように、トーチ移動周期が、予め得た操業条件のトーチ移動周期にほぼ一致し、且つ、各部位１５ａにおいて、スラブ平均入熱量が、予め得た操業条件の平均入熱量にほぼ一致するように、プラズマトーチ７の本数、出力、および、移動パターンを決定することで、鋳肌を平滑化するための入熱パターンが得られることがわかる。 As described above, the torch moving period substantially coincides with the torch moving period of the operation condition obtained in advance, and the slab average heat input amount substantially coincides with the average heat input of the operation condition obtained in advance at each portion 15a. Furthermore, it can be seen that a heat input pattern for smoothing the casting surface can be obtained by determining the number, output, and movement pattern of the plasma torches 7.
次に、溶湯移流時間が、予め得た操業条件の溶湯移流時間にほぼ一致するように、電磁攪拌の撹拌力を決定し、その電磁撹拌パターンによる電磁撹拌を加えた。Ｃａｓｅ（１）における、通過熱流束とスラブ表面温度との関係を図１７Ａに、Ｃａｓｅ（２）における、通過熱流束とスラブ表面温度との関係を図１７Ｂに、Ｃａｓｅ（３）における、通過熱流束とスラブ表面温度との関係を図１７Ｃに、それぞれ示す。電磁撹拌を加えることで、熱バランス指標のばらつぎが緩和され、均熱化効果があらわれている。そして、Ｃａｓｅ（１）とＣａｓｅ（３）とでは、熱バランス指標が目標範囲に収まっている。一方、Ｃａｓｅ（２）では、目標範囲を下回る領域が存在している。これは、鋳型２の冷却能力が大きいことによる入熱不足が原因であると推定される。 Next, the stirring force of the electromagnetic stirring was determined so that the molten metal advancing time substantially coincided with the molten metal advancing time of the operating conditions obtained in advance, and electromagnetic stirring was applied according to the electromagnetic stirring pattern. The relationship between the passing heat flux and the slab surface temperature in Case (1) is shown in FIG. 17A, the relationship between the passing heat flux and the slab surface temperature in Case (2) is shown in FIG. 17B, and the passing heat flow in Case (3). FIG. 17C shows the relationship between the bundle and the slab surface temperature. By adding electromagnetic stirring, the variation of the heat balance index is relaxed, and a soaking effect is exhibited. In Case (1) and Case (3), the heat balance index is within the target range. On the other hand, in Case (2), an area below the target range exists. This is presumed to be caused by insufficient heat input due to the large cooling capacity of the mold 2.
熱バランス指標のヒストグラムを図１８Ａに示す。また、熱バランス指標の累積分布を図１８Ｂに示す。Ｃａｓｅ（１）とＣａｓｅ（３）とで熱バランス指標の分布がほぼ一致している。 A histogram of the heat balance index is shown in FIG. 18A. Further, FIG. 18B shows the cumulative distribution of the heat balance index. In Case (1) and Case (3), the distribution of the heat balance index is almost the same.
このように、溶湯移流時間が、予め得た操業条件の溶湯移流時間にほぼ一致するように、電磁攪拌の撹拌力を決定することで、鋳肌を平滑化するための電磁撹拌パターンが得られることがわかる。そして、入熱パターンをほぼ一致させた上で、電磁撹拌パターンをほぼ一致させることで、スラブサイズに寄らずに熱バランス指標の分布がほぼ一致することがわかる。 Thus, the electromagnetic stirring pattern for smoothing the casting surface can be obtained by determining the stirring force of the electromagnetic stirring so that the molten metal advancing time substantially coincides with the molten metal advancing time obtained in advance. I understand that. Then, it is understood that the distribution of the heat balance index is almost the same regardless of the slab size by making the heat input pattern substantially the same and then making the electromagnetic stirring pattern substantially the same.
ここで、通過熱流束とスラブ表面温度との関係図である図１９に示すように、スラブ１１の表面温度ＴＳの目標温度範囲（８００℃＜ＴＳ＜１２５０℃）からのずれ幅をａｊとすると、スラブ１１の表面に凹凸が発生する頻度を示す凹凸発生頻度指数Ｄは、以下の式（２）のようになる。 Here, as shown in FIG. 19 which is a relationship diagram between the passing heat flux and the slab surface temperature, the deviation width of the surface temperature T S of the slab 11 from the target temperature range (800 ° C. <T S <1250 ° C.) is defined as a. Assuming j , the unevenness occurrence frequency index D indicating the frequency of occurrence of unevenness on the surface of the slab 11 is expressed by the following equation (2).
Ｄ＝Σａｊ／Ｎ ・・・式（２）
ここで、Ｎはデータ抽出点の総数である。Ｄが０の場合、スラブ１１のすべての箇所での鋳肌の凹凸が目標範囲以下となり、良好な鋳肌性状が得られることを示す。
D = Σa j / N (2)
Here, N is the total number of data extraction points. When D is 0, the unevenness of the casting surface in all the locations of the slab 11 is below the target range, indicating that good casting surface properties can be obtained.
また、鋳型２を上方から見たモデル図である図２０に示すように、鋳型２の内面から１０ｍｍ離れた位置でのＸ方向の流速（絶対値）の、−２Ｌ／５≦ｘ≦２Ｌ／５の範囲での平均値を用いて、溶湯移流時間を求めた。 Further, as shown in FIG. 20 which is a model diagram when the mold 2 is viewed from above, the flow velocity (absolute value) in the X direction at a position 10 mm away from the inner surface of the mold 2 is −2L / 5 ≦ x ≦ 2L /. The melt advection time was determined using the average value in the range of 5.
溶湯移流時間と凹凸発生頻度指数Ｄとの関係を図２１に示す。この関係図では、電磁撹拌の撹拌力を変化させて、それぞれの撹拌力における計算結果をプロットしている。ここで、電磁撹拌の撹拌力が強いほど溶湯１２の流速が速くなって溶湯移流時間が短くなる。また、凹凸発生頻度指数Ｄが小さいほど鋳肌の性状が良好になる。 The relationship between the molten metal advancing time and the unevenness occurrence frequency index D is shown in FIG. In this relationship diagram, the calculation results for each stirring force are plotted while changing the stirring force of electromagnetic stirring. Here, the stronger the stirring force of electromagnetic stirring, the faster the flow rate of the molten metal 12 and the shorter the molten metal advancing time. In addition, the smaller the unevenness occurrence frequency index D, the better the properties of the casting surface.
Ｃａｓｅ（１）およびＣａｓｅ（３）の計算結果から、入熱パターンを予め得た操業条件の入熱パターンに相似するように制御すれば、スラブサイズに寄らずに、溶湯移流時間によって電磁撹拌の条件と鋳肌性状との関係を整理することができることがわかる。そして、溶湯移流時間が３ｓｅｃ以下になるように撹拌力を増加させることで、鋳肌性状が改善することがわかる。このように、溶湯移流時間によって、電磁撹拌による鋳肌改善の挙動を定量的に評価することができる。 From the calculation results of Case (1) and Case (3), if the heat input pattern is controlled so as to be similar to the heat input pattern of the operating conditions obtained in advance, the electromagnetic agitation can be performed according to the melt advection time without depending on the slab size. It can be seen that the relationship between conditions and casting surface properties can be organized. And it turns out that casting surface property improves by making stirring force increase so that molten metal advection time may be 3 sec or less. Thus, the behavior of casting surface improvement by electromagnetic stirring can be quantitatively evaluated by the molten metal advancing time.
一方、Ｃａｓｅ（２）の計算結果から、入熱パターンが予め得た操業条件の入熱パターンに相似していなければ、撹拌力を増加させても鋳肌性状は改善しないことがわかる。 On the other hand, from the calculation result of Case (2), it can be seen that if the heat input pattern is not similar to the heat input pattern of the operation conditions obtained in advance, the casting surface properties are not improved even if the stirring force is increased.
（効果）
以上に述べたように、本実施形態に係るチタンまたはチタン合金からなるスラブの連続鋳造方法によると、トーチ移動周期が、予め得た操業条件のトーチ移動周期にほぼ一致し、且つ、スラブ平均入熱量が、予め得た操業条件の平均入熱量にほぼ一致するように、プラズマトーチ７の本数、出力、および、移動パターンを決定する。ここで、予め得た操業条件の入熱パターンに対して、プラズマトーチ７の移動による溶湯１２の湯面への入熱量の時間変化および空間変動による不均一性がほぼ一致した入熱パターンが、求める入熱パターンであると推定される。そこで、プラズマトーチ７の移動による溶湯１２の湯面への入熱量の不均一性をほぼ一致させるために、トーチ移動周期を予め得た操業条件のトーチ移動周期にほぼ一致させる。また、予め得た操業条件の入熱パターンに対して、初期凝固部１５を複数に分割してなる複数の部位１５ａの各々における平均入熱量がほぼ一致した入熱パターンが、求める入熱パターンであると推定される。そこで、各部位１５ａにおける平均入熱量を予め得た操業条件の各部位における平均入熱量にほぼ一致させる。ここで、トーチ加熱領域１７を鋳型２が囲む長さが長いほど、鋳型２による冷却能力が大きくなる。そこで、平均入熱量を補正値で補正したスラブ平均入熱量を、予め得た操業条件の平均入熱量にほぼ一致させる。このようにして、プラズマトーチ７の本数、出力、および、移動パターンを決定することで、鋳肌を平滑化するための入熱パターンを得ることができる。
(effect)
As described above, according to the continuous casting method of a slab made of titanium or a titanium alloy according to the present embodiment, the torch moving period substantially coincides with the torch moving period of the operation condition obtained in advance, and the slab average input The number, output, and movement pattern of the plasma torches 7 are determined so that the amount of heat substantially matches the average amount of heat input obtained under the operating conditions obtained in advance. Here, with respect to the heat input pattern of the operating conditions obtained in advance, the heat input pattern in which the temporal change in the amount of heat input to the molten metal surface of the molten metal 12 due to the movement of the plasma torch 7 and the non-uniformity due to the spatial variation substantially coincided, It is estimated that this is the desired heat input pattern. Therefore, in order to make the non-uniformity of the heat input to the molten metal surface of the molten metal 12 due to the movement of the plasma torch 7 substantially coincide with the torch movement period of the operating conditions obtained in advance. In addition, a heat input pattern in which the average heat input amount in each of the plurality of portions 15a obtained by dividing the initial solidification portion 15 into a plurality of parts is a heat input pattern to be obtained with respect to the heat input pattern of the operation conditions obtained in advance. Presumed to be. Therefore, the average heat input at each part 15a is made to substantially coincide with the average heat input at each part under the operating conditions obtained in advance. Here, the longer the length that the mold 2 surrounds the torch heating region 17, the greater the cooling capacity of the mold 2. Therefore, the slab average heat input obtained by correcting the average heat input with the correction value is made to substantially coincide with the average heat input of the operation conditions obtained in advance. Thus, the heat input pattern for smoothing a casting surface can be obtained by determining the number of plasma torches 7, an output, and a movement pattern.
また、本実施形態によれば、溶湯移流時間が、予め得た操業条件の溶湯移流時間にほぼ一致するように、電磁攪拌の撹拌力を決定する。ここで、予め得た操業条件の電磁撹拌パターンに対して、溶湯移流時間がほぼ一致した電磁撹拌パターンが、求める電磁撹拌パターンであると推定される。そこで、溶湯移流時間を予め得た操業条件の溶湯移流時間にほぼ一致させる。このようにして、電磁攪拌の撹拌力を決定することで、鋳肌を平滑化するための電磁撹拌パターンを得ることができる。 Further, according to the present embodiment, the stirring force of electromagnetic stirring is determined so that the molten metal advancing time substantially matches the molten metal advancing time obtained in advance in the operating conditions. Here, it is presumed that the electromagnetic stirring pattern in which the molten metal advancing time substantially matches the electromagnetic stirring pattern of the operation condition obtained in advance is the electromagnetic stirring pattern to be obtained. Therefore, the molten metal advancing time is made to substantially coincide with the molten metal advancing time of the operating conditions obtained in advance. Thus, the electromagnetic stirring pattern for smoothing a casting surface can be obtained by determining the stirring force of electromagnetic stirring.
そして、得られた入熱パターンおよび電磁撹拌パターンを用いてスラブ１１の鋳造を行うことで、鋳型２とスラブ１１とが接触する完全接触領域１６におけるスラブ１１の表面温度ＴＳの平均値を、良好な鋳肌が得られる所定の範囲（８００℃＜ＴＳ＜１２５０℃）に収めることができる。これにより、どのようなサイズのスラブ１１を鋳造しても、鋳肌を平滑化することができる。 Then, through the cast slab 11 using the obtained heat input pattern and the electromagnetic stirring pattern, the average value of the surface temperature T S of the slab 11 in a full contact area 16 of contact between the mold 2 and the slab 11, It can be contained in a predetermined range (800 ° C. <T S <1250 ° C.) where a good casting surface can be obtained. Thereby, even if the slab 11 of any size is cast, the casting surface can be smoothed.
また、スラブ平均入熱量を１．０ＭＷ／ｍ２以上にすることで、溶湯１２の湯面近傍の凝固シェル１３の成長を好適に抑制することができる。これにより、良好な鋳肌のスラブ１１を得ることができる。 Moreover, the growth of the solidified shell 13 in the vicinity of the molten metal surface of the molten metal 12 can be suitably suppressed by setting the slab average heat input amount to 1.0 MW / m 2 or more. Thereby, the slab 11 of a favorable casting surface can be obtained.
また、電磁撹拌の撹拌力を増加させて、溶湯移流時間を３ｓｅｃ以下にすることで、鋳肌性状を好適に改善することができる。 Moreover, casting surface property can be improved suitably by increasing the stirring force of electromagnetic stirring and making molten metal advection time 3 sec or less.
（本実施形態の変形例）
以上、本発明の実施形態を説明したが、具体例を例示したに過ぎず、特に本発明を限定するものではなく、具体的構成などは、適宜設計変更可能である。また、発明の実施の形態に記載された、作用及び効果は、本発明から生じる最も好適な作用及び効果を列挙したに過ぎず、本発明による作用及び効果は、本発明の実施の形態に記載されたものに限定されるものではない。
(Modification of this embodiment)
The embodiment of the present invention has been described above, but only specific examples are illustrated, and the present invention is not particularly limited, and the specific configuration and the like can be appropriately changed in design. Further, the actions and effects described in the embodiments of the invention only list the most preferable actions and effects resulting from the present invention, and the actions and effects according to the present invention are described in the embodiments of the present invention. It is not limited to what was done.
１ 連続鋳造装置
２ 鋳型
３ コールドハース
３ａ 注湯部
４ 原料投入装置
５ プラズマトーチ
６ スターティングブロック
７ プラズマトーチ
１１ スラブ
１２ 溶湯
１３ 凝固シェル
１４ エアギャップ
１５ 初期凝固部
１５ａ 部位
１６ 完全接触領域
１７ トーチ加熱領域
DESCRIPTION OF SYMBOLS 1 Continuous casting apparatus 2 Mold 3 Cold hearth 3a Pouring part 4 Raw material injection | throwing-in apparatus 5 Plasma torch 6 Starting block 7 Plasma torch 11 Slab 12 Molten metal 13 Solidified shell 14 Air gap 15 Initial solidification part 15a Part 16 Complete contact area 17 Torch heating region
本発明は、チタンまたはチタン合金からなるスラブを連続的に鋳造する、チタンまたはチタン合金からなるスラブの連続鋳造方法に関する。 The present invention relates to a method for continuously casting a slab made of titanium or a titanium alloy, which continuously casts a slab made of titanium or a titanium alloy.
真空アーク溶解や電子ビーム溶解によって溶融させた金属を無底の鋳型内に注入して凝固させながら下方に引抜くことで、鋳塊を連続的に鋳造することが行われている。 Ingots are continuously cast by injecting a metal melted by vacuum arc melting or electron beam melting into a bottomless mold and solidifying it to draw downward.
特許文献１には、チタンまたはチタン合金をアルゴンガス雰囲気中でプラズマアーク溶解して鋳型内に注入して凝固させる、自動制御プラズマ溶解鋳造方法が開示されている。不活性ガス雰囲気中で行われるプラズマアーク溶解においては、真空中で行われる電子ビーム溶解とは異なり、純チタンだけでなく、チタン合金も鋳造することが可能である。 Patent Document 1 discloses an automatic control plasma melting casting method in which titanium or a titanium alloy is melted by plasma arc melting in an argon gas atmosphere and injected into a mold to be solidified. In plasma arc melting performed in an inert gas atmosphere, unlike electron beam melting performed in a vacuum, not only pure titanium but also a titanium alloy can be cast.
ところで、鋳造された鋳塊の鋳肌に凹凸や傷があると、圧延前に表面を切削する等の前処理が必要となり、歩留り低減や作業工数の増加の原因となる。そこで、鋳肌に凹凸や傷が無い鋳塊を鋳造することが求められる。 By the way, if there are irregularities or scratches on the cast surface of the cast ingot, pretreatment such as cutting the surface before rolling is required, which causes a reduction in yield and an increase in work man-hours. Therefore, it is required to cast an ingot having no irregularities or scratches on the casting surface.
ここで、溶湯が鋳型に触れて最初に凝固する部分である初期凝固部への入抜熱状況が鋳肌の性状に大きな影響を与えると推定される。そこで、溶湯の湯面近傍における初期凝固部への入抜熱状態を適切に制御することで、良好な鋳肌の鋳塊が得られると考えられる。 Here, it is presumed that the heat input / extraction state to the initial solidification part, which is the part where the molten metal first touches the mold and solidifies, greatly affects the properties of the casting surface. Therefore, it is considered that an ingot having a good casting surface can be obtained by appropriately controlling the heat input / extraction state to the initial solidification portion in the vicinity of the molten metal surface.
ところが、プラズマアーク溶解により、例えば２５０×１５００ｍｍ程度の大型のスラブを連続鋳造する場合には、プラズマトーチの加熱範囲に限界がある。そのため、断面矩形の鋳型に沿ってプラズマトーチを水平方向に移動させて、鋳型近傍の初期凝固部の成長を抑制しながら引抜きを行う必要がある。 However, when a large slab of, for example, about 250 × 1500 mm is continuously cast by plasma arc melting, the heating range of the plasma torch is limited. Therefore, it is necessary to move the plasma torch in the horizontal direction along the mold having a rectangular cross section and perform the drawing while suppressing the growth of the initial solidified portion in the vicinity of the mold.
ところが、鋳型の長辺側ではプラズマトーチの滞留時間が長いために、初期凝固部への入熱が大きく、凝固シェルが薄くなる。一方、鋳型の短辺側やコーナー部では、プラズマトーチの滞留時間が短いために、初期凝固部への入熱が不足し凝固シェルが成長する（厚くなる）。これにより、スラブの位置によって凝固挙動が不均一となり、鋳肌性状の悪化につながる。 However, since the residence time of the plasma torch is long on the long side of the mold, the heat input to the initial solidification portion is large and the solidification shell becomes thin. On the other hand, since the residence time of the plasma torch is short on the short side or corner of the mold, the heat input to the initial solidification part is insufficient and the solidified shell grows (thickens). Thereby, the solidification behavior becomes non-uniform depending on the position of the slab, which leads to deterioration of the casting surface properties.
そこで、電磁撹拌によって水平方向に旋回する流れ（旋回流）を溶湯の少なくとも湯面に生じさせる。この旋回流によって、鋳型の長辺部に滞留する熱い溶湯が、凝固シェルが成長しやすい鋳型の短辺部やコーナー部に移流される。これにより、プラズマトーチの滞留時間が長い鋳型の長辺側での温度上昇、および、プラズマトーチの滞留時間が短い鋳型の短辺側やコーナー部での温度低下が緩和される。 Therefore, a flow swirling in the horizontal direction (swirl flow) is generated on at least the molten metal surface by electromagnetic stirring. By this swirl flow, hot molten metal staying at the long side of the mold is transferred to the short side and corner of the mold where the solidified shell is likely to grow. As a result, the temperature rise on the long side of the mold having a long plasma torch residence time and the temperature drop on the short side or corner of the mold having a short plasma torch residence time are alleviated.
しかしながら、鋳造するスラブのサイズによって、鋳肌を平滑化するために必要なプラズマトーチの本数や出力、移動パターンが異なる。また、鋳造するスラブのサイズによって、鋳肌を平滑化するために必要な電磁撹拌の撹拌力が異なる。そのため、鋳造するスラブのサイズ毎に、入熱パターンや電磁撹拌パターンといった、鋳肌を平滑化するための操業条件を評価しなければならず、煩雑である。 However, the number, output, and movement pattern of the plasma torches necessary for smoothing the casting surface vary depending on the size of the slab to be cast. Moreover, the stirring force of electromagnetic stirring required in order to smooth a casting surface changes with sizes of the slab to cast. Therefore, operation conditions for smoothing the casting surface, such as a heat input pattern and an electromagnetic stirring pattern, must be evaluated for each size of the slab to be cast, which is complicated.
本発明の目的は、どのようなサイズのスラブを鋳造しても、鋳肌を平滑化することが可能なチタンまたはチタン合金からなるスラブの連続鋳造方法を提供することである。 The objective of this invention is providing the continuous casting method of the slab which consists of titanium or a titanium alloy which can smooth a casting surface, no matter what size slab is cast.
本発明は、チタンまたはチタン合金を溶解させた溶湯を断面矩形で無底の鋳型内に注入して凝固させながら下方に引抜くことで、チタンまたはチタン合金からなるスラブを連続的に鋳造する連続鋳造方法であって、前記鋳型内の前記溶湯の湯面を加熱するプラズマトーチを前記湯面上において所定の移動パターンで一回移動させるのに要する時間であるトーチ移動周期が、所定の操業条件のトーチ移動周期にほぼ一致し、且つ、前記溶湯が前記鋳型に触れて最初に凝固する部分である初期凝固部を前記鋳型の周方向に複数に分割してなる複数の部位の各々において、前記部位への入熱量を前記部位の前記鋳型に沿った長さ方向に平均した平均入熱量に、前記溶湯の湯面のうち各プラズマトーチが加熱する領域であるトーチ加熱領域を前記鋳型が囲む長さに基づいた補正値をかけた値であるスラブ平均入熱量が、前記操業条件の平均入熱量にほぼ一致するように、前記プラズマトーチの本数、出力、および、移動パターンを決定するとともに、水平方向に旋回する流れを前記溶湯の少なくとも湯面に生じさせる電磁攪拌により、前記鋳型の長辺方向における前記トーチ加熱領域の幅を前記溶湯が移流するのに要する時間である溶湯移流時間が、前記操業条件の溶湯移流時間にほぼ一致するように、前記電磁攪拌の撹拌力を決定することを特徴とする。 The present invention continuously casts a slab made of titanium or a titanium alloy by pouring a molten metal in which titanium or a titanium alloy is melted into a bottomless mold having a rectangular cross section and solidifying the molten metal. a casting method, the torch movement period is the time required to move once in a predetermined movement pattern plasma torch to heat the molten metal surface of the melt on the melt surface before Symbol in the mold it is, predetermined operations In each of a plurality of portions formed by dividing the initial solidification portion that is substantially the same as the torch moving period of the condition and is a portion where the molten metal first solidifies by touching the mold in the circumferential direction of the mold, A torch heating region, which is a region heated by each plasma torch on the molten metal surface, is obtained by averaging the heat input to the region in the length direction along the mold of the region. The number of plasma torches, the output, and the movement pattern are determined so that the slab average heat input, which is a value obtained by multiplying a correction value based on the surrounding length, substantially matches the average heat input of the operating conditions. The molten metal transfer time, which is the time required for the molten metal to move through the width of the torch heating region in the long side direction of the mold, by electromagnetic stirring that causes a flow swirling in the horizontal direction on at least the molten metal surface. The stirring force of the electromagnetic stirring is determined so as to substantially coincide with the molten metal advancing time of the operating conditions.
本発明によれば、トーチ移動周期が、所定の操業条件のトーチ移動周期にほぼ一致し、且つ、スラブ平均入熱量が、上記の操業条件の平均入熱量にほぼ一致するように、プラズマトーチの本数、出力、および、移動パターンを決定する。ここで、上記の操業条件の入熱パターンに対して、プラズマトーチの移動による溶湯の湯面への入熱量の時間変化および空間変動による不均一性がほぼ一致した入熱パターンが、求める入熱パターンであると推定される。そこで、プラズマトーチの移動による溶湯の湯面への入熱量の不均一性をほぼ一致させるために、トーチ移動周期を上記の操業条件のトーチ移動周期にほぼ一致させる。また、上記の操業条件の入熱パターンに対して、初期凝固部を複数に分割してなる複数の部位の各々における平均入熱量がほぼ一致した入熱パターンが、求める入熱パターンであると推定される。そこで、各部位における平均入熱量を上記の操業条件の各部位における平均入熱量にほぼ一致させる。ここで、トーチ加熱領域を鋳型が囲む長さが長いほど、鋳型による冷却能力が大きくなる。そこで、平均入熱量を補正値で補正したスラブ平均入熱量を、上記の操業条件の平均入熱量にほぼ一致させる。このようにして、プラズマトーチの本数、出力、および、移動パターンを決定することで、鋳肌を平滑化するための入熱パターンを得ることができる。 According to the present invention, the plasma torch is configured so that the torch moving period substantially matches the torch moving period of the predetermined operating condition, and the slab average heat input substantially matches the average heat input of the operating condition. The number, output, and movement pattern are determined. Here, compared to the heat input pattern under the above operating conditions, the heat input pattern in which the temporal change in the amount of heat input to the molten metal surface due to the movement of the plasma torch and the non-uniformity due to spatial fluctuations are almost the same is obtained. Presumed to be a pattern. Therefore, in order to substantially match the non-uniformity of the heat input to the molten metal surface due to the movement of the plasma torch, the torch movement period is made to substantially coincide with the torch movement period of the above operating conditions. In addition, with respect to the heat input pattern of the above operating conditions, it is estimated that the heat input pattern in which the average heat input amount in each of the plurality of parts obtained by dividing the initial solidification portion into a plurality of parts is the required heat input pattern. Is done. Therefore, the average heat input at each part is made to substantially coincide with the average heat input at each part under the above operating conditions. Here, the longer the length of the mold surrounding the torch heating region, the greater the cooling capacity of the mold. Therefore, the slab average heat input obtained by correcting the average heat input with the correction value is made to substantially coincide with the average heat input of the above operating conditions. Thus, by determining the number of plasma torches, the output, and the movement pattern, a heat input pattern for smoothing the casting surface can be obtained.
また、本発明によれば、溶湯移流時間が、上記の操業条件の溶湯移流時間にほぼ一致するように、電磁攪拌の撹拌力を決定する。ここで、上記の操業条件の電磁撹拌パターンに対して、溶湯移流時間がほぼ一致した電磁撹拌パターンが、求める電磁撹拌パターンであると推定される。そこで、溶湯移流時間を上記の操業条件の溶湯移流時間にほぼ一致させる。このようにして、電磁攪拌の撹拌力を決定することで、鋳肌を平滑化するための電磁撹拌パターンを得ることができる。 In addition, according to the present invention, the stirring force of electromagnetic stirring is determined so that the molten metal advancing time substantially matches the molten metal advancing time of the above operating conditions. Here, it is presumed that the electromagnetic stirring pattern in which the molten metal advancing time substantially matches the electromagnetic stirring pattern of the above operating conditions is the desired electromagnetic stirring pattern. Therefore, the melt advection time is made to substantially coincide with the melt advection time under the above operating conditions. Thus, the electromagnetic stirring pattern for smoothing a casting surface can be obtained by determining the stirring force of electromagnetic stirring.
そして、得られた入熱パターンおよび電磁撹拌パターンを用いてスラブの鋳造を行うことで、鋳型とスラブとが接触する完全接触領域におけるスラブの表面温度の平均値を、良好な鋳肌が得られる所定の範囲に収めることができる。これにより、どのようなサイズのスラブを鋳造しても、鋳肌を平滑化することができる。 Then, by casting the slab using the obtained heat input pattern and electromagnetic stirring pattern, the average surface temperature of the slab in the complete contact region where the mold and the slab are in contact with each other, a good casting surface can be obtained. It can be within a predetermined range. Thereby, even if it casts what size slab, a casting surface can be smoothed.
なお、ほぼ一致とは、完全一致を含み、上記の操業条件と求める操業条件とで、トーチ移動周期などが実質的に等しいとみなせる程度に一致していることを意味する。 Note that “substantially coincident” includes complete coincidence, and means that the above-described operation condition and the required operation condition coincide to such an extent that the torch movement period and the like can be regarded as substantially equal.
以下、本発明の好適な実施の形態について、図面を参照しつつ説明する。 Hereinafter, preferred embodiments of the present invention will be described with reference to the drawings.
（連続鋳造装置の構成）
本実施形態によるチタンまたはチタン合金からなるスラブの連続鋳造方法は、プラズマアーク溶解させたチタンまたはチタン合金の溶湯を断面矩形で無底の鋳型内に注入して凝固させながら下方に引抜くことで、チタンまたはチタン合金からなるスラブを連続的に鋳造する連続鋳造方法である。この連続鋳造方法を実施するチタンまたはチタン合金からなるスラブの連続鋳造装置（連続鋳造装置）１は、斜視図である図１、および、断面図である図２に示すように、鋳型２と、コールドハース３と、原料投入装置４と、プラズマトーチ５と、スターティングブロック６と、プラズマトーチ７と、を有している。連続鋳造装置１のまわりは、アルゴンガスやヘリウムガス等からなる不活性ガス雰囲気にされている。
(Construction of continuous casting equipment)
The continuous casting method of a slab made of titanium or a titanium alloy according to the present embodiment is a method of injecting a plasma arc melted titanium or titanium alloy into a bottomless mold having a rectangular cross section and drawing it downward while solidifying. This is a continuous casting method for continuously casting a slab made of titanium or a titanium alloy. A slab continuous casting apparatus (continuous casting apparatus) 1 made of titanium or a titanium alloy for carrying out this continuous casting method, as shown in FIG. 1 which is a perspective view and FIG. 2 which is a sectional view, A cold hearth 3, a raw material charging device 4, a plasma torch 5, a starting block 6, and a plasma torch 7 are provided. The continuous casting apparatus 1 is surrounded by an inert gas atmosphere made of argon gas, helium gas, or the like.
原料投入装置４は、コールドハース３内にスポンジチタンやスクラップ等のチタンまたはチタン合金の原料を投入する。プラズマトーチ５は、コールドハース３の上方に設けられており、プラズマアークを発生させてコールドハース３内の原料を溶融させる。コールドハース３は、原料が溶融した溶湯１２を所定の流量で注湯部３ａから鋳型２内に注入する。 The raw material input device 4 inputs the raw material of titanium or titanium alloy such as sponge titanium and scrap into the cold hearth 3. The plasma torch 5 is provided above the cold hearth 3 and generates a plasma arc to melt the raw material in the cold hearth 3. The cold hearth 3 injects the molten metal 12 in which the raw material is melted into the mold 2 from the pouring part 3a at a predetermined flow rate.
鋳型２は、銅製であって、無底で断面形状が矩形に形成されており、角筒状の壁部の少なくとも一部の内部を循環する水によって冷却されるようになっている。スターティングブロック６は、図示しない駆動部によって上下動され、鋳型２の下側開口部を塞ぐことが可能である。プラズマトーチ７は、鋳型２内の溶湯１２の上方に設けられており、図示しない移動手段により溶湯１２の湯面上で水平移動されながら、鋳型２内に注入された溶湯１２の湯面をプラズマアークで加熱する。 The casting mold 2 is made of copper, has a bottom and has a rectangular cross-sectional shape, and is cooled by water circulating through at least a part of the rectangular tube-shaped wall portion. The starting block 6 is moved up and down by a drive unit (not shown) and can close the lower opening of the mold 2. The plasma torch 7 is provided above the molten metal 12 in the mold 2. The plasma torch 7 plasmas the molten metal 12 injected into the mold 2 while being horizontally moved on the molten metal 12 by moving means (not shown). Heat with an arc.
以上の構成において、鋳型２内に注入された溶湯１２は、水冷式の鋳型２との接触面から凝固していく。そして、鋳型２の下側開口部を塞いでいたスターティングブロック６を所定の速度で下方に引き下ろしていくことで、溶湯１２が凝固した角柱状のスラブ１１が下方に引抜かれながら連続的に鋳造される。 In the above configuration, the molten metal 12 injected into the mold 2 is solidified from the contact surface with the water-cooled mold 2. Then, the starting block 6 that has closed the lower opening of the mold 2 is pulled downward at a predetermined speed, so that the prismatic slab 11 with the molten metal 12 solidified is continuously cast while being drawn downward. Is done.
ここで、真空雰囲気での電子ビーム溶解では微少成分が蒸発するために、チタン合金の鋳造は困難である。これに対して、不活性ガス雰囲気でのプラズマアーク溶解では、純チタンだけでなく、チタン合金も鋳造することが可能である。 Here, in the electron beam melting in a vacuum atmosphere, since a minute component evaporates, it is difficult to cast a titanium alloy. On the other hand, in plasma arc melting in an inert gas atmosphere, not only pure titanium but also a titanium alloy can be cast.
なお、連続鋳造装置１は、鋳型２内の溶湯１２の湯面に固相あるいは液相のフラックスを投入するフラックス投入装置を有していてもよい。ここで、真空雰囲気での電子ビーム溶解では、フラックスが飛散するのでフラックスを鋳型２内の溶湯１２に投入するのが困難である。これに対して、不活性ガス雰囲気でのプラズマアーク溶解では、フラックスを鋳型２内の溶湯１２に投入することができるという利点を有する。 The continuous casting apparatus 1 may have a flux feeding device that feeds a solid phase or liquid phase flux to the molten metal surface of the molten metal 12 in the mold 2. Here, in the electron beam melting in a vacuum atmosphere, since the flux is scattered, it is difficult to put the flux into the molten metal 12 in the mold 2. In contrast, plasma arc melting in an inert gas atmosphere has the advantage that the flux can be charged into the molten metal 12 in the mold 2.
（操業条件）
ところで、チタンまたはチタン合金からなるスラブ１１を連続鋳造した際に、スラブ１１の表面（鋳肌）に凹凸や傷があると、次工程である圧延過程で表面欠陥となる。そのため、圧延する前にスラブ１１表面の凹凸や傷を切削等で取り除く必要があり、歩留まりの低下や作業工程の増加など、コストアップの要因となる。そのため、鋳肌に凹凸や傷が無いスラブ１１を鋳造することが求められる。
(Operating conditions)
By the way, when the slab 11 made of titanium or a titanium alloy is continuously cast, if there are irregularities or scratches on the surface (casting surface) of the slab 11, a surface defect occurs in the next rolling process. Therefore, it is necessary to remove irregularities and scratches on the surface of the slab 11 by cutting or the like before rolling, which causes a cost increase such as a decrease in yield and an increase in work processes. Therefore, it is required to cast the slab 11 having no irregularities or scratches on the casting surface.
ここで、図３Ａおよび図３Ｂに示すように、チタンからなるスラブ１１の連続鋳造においては、プラズマアークや電子ビームにより加熱される溶湯１２の湯面近傍（湯面から湯面下１０ｍｍ程度までの領域）においてのみ鋳型２とスラブ１１（凝固シェル１３）の表面とが接触している。そして、これより深い領域ではスラブ１１が熱収縮することで、鋳型２との間にエアギャップ１４が発生する。そして、図３Ａに示すように、初期凝固部１５（溶湯１２が鋳型２に触れて最初に凝固する部分）への入熱が過多の場合、凝固シェル１３が薄すぎるために強度不足により凝固シェル１３の表面が引きちぎられる「ちぎれ欠陥」が発生する。一方、図３Ｂに示すように、初期凝固部１５への入熱が不足すると、成長した（厚くなった）凝固シェル１３上に溶湯１２が被ることで「湯被り欠陥」が発生する。「ちぎれ欠陥」が発生したスラブ１１の表面写真を図４Ａに、「湯被り欠陥」が発生したスラブ１１の表面写真を図４Ｂに、それぞれ示す。 Here, as shown in FIGS. 3A and 3B, in continuous casting of the slab 11 made of titanium, the vicinity of the molten metal surface of the molten metal 12 heated by a plasma arc or an electron beam (from the molten metal surface to about 10 mm below the molten metal surface). The mold 2 and the surface of the slab 11 (solidified shell 13) are in contact only in the region. In the deeper region, the slab 11 is thermally contracted to generate an air gap 14 with the mold 2. Then, as shown in FIG. 3A, when the heat input to the initial solidification portion 15 (the portion where the molten metal 12 touches the mold 2 and solidifies first) is excessive, the solidified shell 13 is too thin and the solidified shell due to insufficient strength. A “fracture defect” occurs in which the surface of 13 is torn off. On the other hand, as shown in FIG. 3B, when the heat input to the initial solidified portion 15 is insufficient, the molten metal 12 is covered on the grown (thickened) solidified shell 13 to generate a “hot water covering defect”. FIG. 4A shows a surface photograph of the slab 11 in which the “scratch defect” has occurred, and FIG. 4B shows a photograph of the surface of the slab 11 in which the “water bath defect” has occurred.
したがって、溶湯１２の湯面近傍における初期凝固部１５への入抜熱状況が鋳肌の性状に大きな影響を与えると推定される。そこで、溶湯１２の湯面近傍における初期凝固部１５への入抜熱状態を適切に制御することで、良好な鋳肌のスラブ１１が得られると考えられる。 Therefore, it is estimated that the heat input / extraction state to the initial solidified portion 15 in the vicinity of the molten metal surface of the molten metal 12 greatly affects the properties of the casting surface. Therefore, it is considered that a slab 11 having a good casting surface can be obtained by appropriately controlling the heat input / extraction state to the initial solidification portion 15 in the vicinity of the molten metal 12.
ここで、鋳型２を上方から見たモデル図である図５Ａに示すように、プラズマアーク溶解により、例えば２５０×１５００ｍｍといった大型サイズのスラブ１１を連続鋳造する場合には、プラズマトーチ７の加熱範囲に限界がある。そのため、出力が大きいプラズマトーチ７を複数用いて、湯面全体を加熱する必要がある。図５Ａにおいては、出力が大きいプラズマトーチ７を２本用いている。また、スラブ１１の厚みが厚いため、鋳型２の短辺側やコーナー部において凝固シェル１３の成長を抑制するには、鋳型２に沿ってプラズマトーチ７を旋回移動させる必要がある。ここで、図５Ａに示す矢印は、プラズマトーチ７が移動する経路を示している。 Here, as shown in FIG. 5A, which is a model view of the mold 2 as viewed from above, when the slab 11 having a large size of, for example, 250 × 1500 mm is continuously cast by plasma arc melting, the heating range of the plasma torch 7 There is a limit. Therefore, it is necessary to heat the entire molten metal surface using a plurality of plasma torches 7 having a large output. In FIG. 5A, two plasma torches 7 having a large output are used. Further, since the slab 11 is thick, it is necessary to turn the plasma torch 7 along the mold 2 in order to suppress the growth of the solidified shell 13 on the short side or corner of the mold 2. Here, the arrow shown in FIG. 5A indicates the path along which the plasma torch 7 moves.
ところが、鋳型２の長辺側ではプラズマトーチ７の滞留時間が長いために、初期凝固部１５への入熱が大きく、凝固シェル１３が薄くなる。一方、鋳型２の短辺側やコーナー部では、プラズマトーチ７の滞留時間が短いために、初期凝固部１５への入熱が不足し凝固シェル１３が成長する（厚くなる）。これにより、スラブ１１の位置によって凝固挙動が不均一となり、鋳肌性状の悪化につながる。 However, since the residence time of the plasma torch 7 is long on the long side of the mold 2, the heat input to the initial solidification part 15 is large and the solidification shell 13 becomes thin. On the other hand, since the residence time of the plasma torch 7 is short on the short side or corner portion of the mold 2, heat input to the initial solidification portion 15 is insufficient and the solidified shell 13 grows (thickens). Thereby, the solidification behavior becomes non-uniform depending on the position of the slab 11, which leads to deterioration of cast surface properties.
そこで、鋳型２を上方から見たモデル図である図５Ｂに示すように、鋳型２の側方に配置した図示しない電磁攪拌装置（ＥＭＳ）で鋳型２内の溶湯１２の少なくとも湯面を電磁誘導により攪拌する。ＥＭＳは、コイル鉄心にＥＭＳコイルを巻回したものである。ＥＭＳによる電磁撹拌によって、水平方向に旋回する流れ（旋回流）を溶湯の湯面もしくは湯面近傍に生じさせる。この旋回流によって、鋳型２の長辺部に滞留する熱い溶湯１２が、凝固シェル１３が成長しやすい鋳型２の短辺部やコーナー部に移流される。これにより、プラズマトーチ７の滞留時間が長い鋳型２の長辺側での温度上昇、および、プラズマトーチ７の滞留時間が短い鋳型２の短辺側やコーナー部での温度低下が緩和される。 Therefore, as shown in FIG. 5B, which is a model diagram of the mold 2 as viewed from above, at least the molten metal surface of the molten metal 12 in the mold 2 is electromagnetically induced by an electromagnetic stirrer (EMS) (not shown) disposed on the side of the mold 2. To stir. The EMS is obtained by winding an EMS coil around a coil iron core. By electromagnetic stirring by EMS, a flow swirling in the horizontal direction (swirl flow) is generated on the molten metal surface or in the vicinity of the molten metal surface. By this swirl flow, the hot molten metal 12 staying in the long side portion of the mold 2 is transferred to the short side portion and the corner portion of the mold 2 where the solidified shell 13 is likely to grow. As a result, the temperature rise on the long side of the mold 2 with a long residence time of the plasma torch 7 and the temperature drop on the short side or corner portion of the mold 2 with a short residence time of the plasma torch 7 are alleviated.
なお、溶湯１２の少なくとも湯面における旋回流の方向は、プラズマトーチ７の旋回方向と一致していてもよいし、逆方向であってもよい。ただし、プラズマトーチ７の旋回方向とは逆方向に溶湯１２の少なくとも湯面を旋回させることで、スラブ１１の表面温度の変動幅を小さくすることができる。 In addition, the direction of the swirl flow at least on the molten metal surface of the molten metal 12 may coincide with the swirl direction of the plasma torch 7 or may be in the opposite direction. However, the fluctuation range of the surface temperature of the slab 11 can be reduced by turning at least the molten metal surface of the molten metal 12 in the direction opposite to the turning direction of the plasma torch 7.
ここで、大型サイズのスラブ１１を連続鋳造する場合、電磁撹拌によって湯面全体に熱を移流させるためには、大きな撹拌力によって溶湯１２の流速を速める必要がある。 Here, when continuously casting a large slab 11, it is necessary to increase the flow rate of the molten metal 12 with a large stirring force in order to transfer heat to the entire molten metal surface by electromagnetic stirring.
一方、鋳型２を上方から見たモデル図である図６Ａに示すように、プラズマアーク溶解により、例えば１２５×３７５ｍｍといった小型サイズのスラブ１１を連続鋳造する場合には、湯面の面積が小さいため、出力が小さい１本のプラズマトーチ７で湯面全体を加熱することが可能である。また、スラブ１１の厚みが薄いため、同一線上においてプラズマトーチ７を往復移動させることで、鋳型２の短辺側やコーナー部において凝固シェル１３の成長を抑制することが可能である。ここで、図６Ａに示す矢印は、プラズマトーチ７が移動する経路を示している。 On the other hand, as shown in FIG. 6A, which is a model view of the mold 2 as viewed from above, when the slab 11 having a small size of, for example, 125 × 375 mm is continuously cast by plasma arc melting, the area of the molten metal surface is small. It is possible to heat the entire molten metal surface with one plasma torch 7 having a small output. Moreover, since the thickness of the slab 11 is thin, it is possible to suppress the growth of the solidified shell 13 on the short side or corner of the mold 2 by reciprocating the plasma torch 7 on the same line. Here, the arrow shown in FIG. 6A indicates the path along which the plasma torch 7 moves.
また、鋳型２を上方から見たモデル図である図６Ｂに示すように、小型サイズのスラブ１１を連続鋳造する場合、電磁撹拌による撹拌力が小さくて溶湯１２の流速が遅めであっても、湯面全体に熱を移流させることが可能である。 Further, as shown in FIG. 6B, which is a model diagram when the mold 2 is viewed from above, when continuously casting a small slab 11, even if the stirring force by electromagnetic stirring is small and the flow rate of the molten metal 12 is slow, It is possible to transfer heat to the entire surface of the hot water.
このように、鋳造するスラブ１１のサイズによって、鋳肌を平滑化するために必要なプラズマトーチ７の本数や出力、移動パターンが異なる。また、鋳造するスラブ１１のサイズによって、鋳肌を平滑化するために必要な電磁撹拌の撹拌力が異なる。そのため、鋳造するスラブ１１のサイズ毎に、入熱パターンや電磁撹拌パターンといった、鋳肌を平滑化するための操業条件を評価しなければならず、煩雑である。 Thus, the number, output, and movement pattern of the plasma torches 7 necessary for smoothing the casting surface vary depending on the size of the slab 11 to be cast. Moreover, the stirring force of electromagnetic stirring required in order to smooth a casting surface changes with sizes of the slab 11 to cast. Therefore, operation conditions for smoothing the casting surface such as a heat input pattern and an electromagnetic stirring pattern must be evaluated for each size of the slab 11 to be cast, which is complicated.
ここで、鋳型２とスラブ１１との完全接触領域１６のモデル図を図７に示す。完全接触領域１６は、湯面から湯面下１０ｍｍ程度までのハッチングで図示された、鋳型２とスラブ１１とが接触している領域である。完全接触領域１６においては、スラブ１１の表面から鋳型２への通過熱流束ｑが生じる。Ｄは凝固シェル１３の厚みである。 Here, a model diagram of the complete contact region 16 between the mold 2 and the slab 11 is shown in FIG. The complete contact region 16 is a region where the mold 2 and the slab 11 are in contact with each other, which is illustrated by hatching from the molten metal surface to about 10 mm below the molten metal surface. In the complete contact region 16, a passing heat flux q from the surface of the slab 11 to the mold 2 is generated. D is the thickness of the solidified shell 13.
通過熱流束ｑとスラブ１１の表面温度ＴSとの関係を図８に示す。ここで、熱バランス指標である通過熱流束ｑ［Ｗ／ｍ2］およびスラブ１１の表面温度ＴS［℃］は、完全接触領域１６における平均値で評価している。この関係図から、鋳型２とスラブ１１との完全接触領域１６におけるスラブ１１の表面温度ＴSの平均値が８００℃＜ＴS＜１２５０℃の範囲であれば、ちぎれ欠陥や湯被り欠陥のない、鋳肌の状態が良好なスラブ１１を得ることができることがわかる。 FIG. 8 shows the relationship between the passing heat flux q and the surface temperature T S of the slab 11. Here, the passing heat flux q [W / m 2 ] and the surface temperature T S [° C.] of the slab 11 which are heat balance indexes are evaluated by average values in the complete contact region 16. From this relationship diagram, if the average value of the surface temperature T S of the slab 11 in the complete contact region 16 between the mold 2 and the slab 11 is in the range of 800 ° C. <T S <1250 ° C., there is no tearing defect or bathing defect. It can be seen that a slab 11 having a good casting surface can be obtained.
よって、鋳肌の状態が良好なスラブ１１を得るには、鋳肌を平滑化することが可能な操業条件において、プラズマトーチ７が所定の移動パターンで一回移動する間、完全接触領域１６におけるスラブ１１の平均表面温度が８００℃＜ＴS＜１２５０℃の範囲に収まるようにすればよい。 Therefore, in order to obtain the slab 11 having a good casting surface state, the operating state in which the casting surface can be smoothed, while the plasma torch 7 moves once in a predetermined movement pattern, in the complete contact region 16. the average surface temperature of the slab 11 may be clamped to the range 800 ℃ <T S <of 1250 ° C..
そこで、本実施形態においては、予め特定のサイズのスラブ１１を鋳造して、このスラブ１１の鋳肌を平滑化可能な操業条件を得ておく。そして、このサイズのスラブ１１とはサイズが異なるスラブ１１において、鋳肌を平滑化可能な操業条件を求めるに当たり、トーチ移動周期およびスラブ平均入熱量が、予め得た操業条件のトーチ移動周期および平均入熱量にほぼ一致するように、プラズマトーチ７の本数、出力、および、移動パターンを決定している。 Therefore, in the present embodiment, a slab 11 having a specific size is cast in advance, and an operation condition capable of smoothing the casting surface of the slab 11 is obtained. And in calculating | requiring the operating condition which can smooth a casting surface in the slab 11 in which this size differs from the slab 11 of this size, the torch moving period and the slab average heat input are the torch moving period and the average of the operating condition obtained in advance. The number, output, and movement pattern of the plasma torches 7 are determined so as to substantially match the heat input.
なお、本実施形態において、「ほぼ一致」とは、完全一致を含み、予め得た操業条件と求める操業条件とで、トーチ移動周期などが実質的に等しいとみなせる程度に一致していることを意味する。 In the present embodiment, “substantially coincident” means that the torch movement period and the like are substantially equal to each other, including the complete coincidence, and the operation condition obtained in advance and the operation condition to be obtained. means.
ここで、トーチ移動周期とは、鋳型２内の溶湯１２の湯面を加熱するプラズマトーチ７を湯面上において所定の移動パターンで一回移動させるのに要する時間である。具体的には、トーチ移動周期は、プラズマトーチ７の一回分の移動距離をプラズマトーチ７の移動速度で割ったものである。 Here, the torch moving period is a time required to move the plasma torch 7 for heating the molten metal surface of the molten metal 12 in the mold 2 once in a predetermined movement pattern on the molten metal surface. Specifically, the torch moving period is obtained by dividing the moving distance of one plasma torch 7 by the moving speed of the plasma torch 7.
図５Ａに示すように、大型のスラブ１１を鋳造する場合、プラズマトーチ７が湯面上を所定の速度で旋回移動される。プラズマトーチ７を１周させるのに要する時間がトーチ移動周期である。また、図６Ａに示すように、小型のスラブ１１を鋳造する場合、プラズマトーチ７が湯面上を所定の速度で往復移動される。プラズマトーチ７を１往復させるのに要する時間がトーチ移動周期である。 As shown in FIG. 5A, when casting a large slab 11, the plasma torch 7 is swung on the molten metal surface at a predetermined speed. The time required to make one round of the plasma torch 7 is the torch moving period. As shown in FIG. 6A, when casting a small slab 11, the plasma torch 7 is reciprocated on the molten metal surface at a predetermined speed. The time required to make the plasma torch 7 reciprocate once is the torch moving period.
ここで、溶湯１２の湯面の同じ箇所においてみた場合、移動するプラズマトーチ７が近づいたり離れたりすることで、時間の経過とともに入熱量が変化する。また、溶湯１２の湯面全体でみた場合、プラズマトーチ７の移動とともに、プラズマトーチ７に近くて入熱量が多い箇所と、プラズマトーチ７から遠くて入熱量が少ない箇所とが変化する。このように、プラズマトーチ７が移動することによって、溶湯１２の湯面への入熱量に時間変化および空間変動による不均一性が生じる。 Here, when it sees in the same location of the hot_water | molten_metal surface of the molten metal 12, the amount of heat input changes with progress of time because the moving plasma torch 7 approaches or leaves | separates. Further, when viewed from the entire molten metal surface of the molten metal 12, the location near the plasma torch 7 where the amount of heat input is large and the location far from the plasma torch 7 where the amount of heat input is small change as the plasma torch 7 moves. As described above, the movement of the plasma torch 7 causes nonuniformity due to temporal changes and spatial fluctuations in the amount of heat input to the molten metal surface of the molten metal 12.
よって、予め得た操業条件の入熱パターンに対して、プラズマトーチ７の移動による溶湯１２の湯面への入熱量の時間変化および空間変動による不均一性がほぼ一致した入熱パターンが、求める入熱パターンであると推定される。そこで、プラズマトーチ７の移動による溶湯１２の湯面への入熱量の不均一性をほぼ一致させるために、トーチ移動周期を予め得た操業条件のトーチ移動周期にほぼ一致させる。 Therefore, a heat input pattern in which the temporal change in the amount of heat input to the surface of the molten metal 12 due to the movement of the plasma torch 7 and the non-uniformity due to the spatial variation are substantially equal to the heat input pattern of the operation conditions obtained in advance is obtained. Presumed to be a heat input pattern. Therefore, in order to make the non-uniformity of the heat input to the molten metal surface of the molten metal 12 due to the movement of the plasma torch 7 substantially coincide with the torch movement period of the operating conditions obtained in advance.
また、平均入熱量とは、初期凝固部１５（溶湯１２が鋳型２に触れて最初に凝固する部分）（図３Ａ、図３Ｂ参照）を鋳型２の周方向に複数に分割してなる複数の部位の各々において、ある部位への入熱量をその部位の鋳型２に沿った長さ方向に平均したものである。スラブ平均入熱量とは、平均入熱量に補正値をかけた値である。補正値は、トーチ加熱領域を鋳型２が囲む長さに基づいた値である。トーチ加熱領域は、溶湯１２の湯面のうち各プラズマトーチ７が加熱する領域である。 The average heat input is a plurality of initial solidification portions 15 (portions where the molten metal 12 first solidifies when touching the mold 2) (see FIGS. 3A and 3B) divided into a plurality of portions in the circumferential direction of the mold 2. In each part, the amount of heat input to a certain part is averaged in the length direction along the mold 2 of the part. The slab average heat input is a value obtained by multiplying the average heat input by a correction value. The correction value is a value based on the length that the mold 2 surrounds the torch heating region. The torch heating region is a region where each plasma torch 7 heats the molten metal 12.
本実施形態においては、鋳型２を上方から見たモデル図である図９Ａに示すように、初期凝固部１５を鋳型２の内周に沿ってコーナー（１）〜（４）、長辺１／４（１），（２）、長辺１／２（１），（２）、長辺３／４（１），（２）、短辺（１），（２）の合計１２個の部位１５ａに分割して、各部位１５ａにおける平均入熱量を求めている。また、鋳型２を上方から見たモデル図である図９Ｂに示すように、１２個の部位１５ａの各々において代表点を設定している。即ち、コーナー（１）〜（４）および短辺（１），（２）においては、鋳型２の壁面に沿った長さ方向の中心位置に代表点をそれぞれ設定している。また、長辺１／４（１），（２）、長辺１／２（１），（２）、長辺３／４（１），（２）においては、図中左から右に向かって、鋳型２の長辺の１／４の位置、鋳型２の長辺の１／２の位置、鋳型２の長辺の３／４の位置に、それぞれ代表点を設定している。 In the present embodiment, as shown in FIG. 9A, which is a model view of the mold 2 as viewed from above, the initial solidified portion 15 is formed along the inner periphery of the mold 2 with corners (1) to (4), long side 1 / 4 (1), (2), long side 1/2 (1), (2), long side 3/4 (1), (2), short side (1), (2), 12 parts in total Dividing into 15a, the average heat input at each part 15a is obtained. Further, as shown in FIG. 9B, which is a model diagram of the mold 2 as viewed from above, representative points are set in each of the twelve portions 15a. That is, in the corners (1) to (4) and the short sides (1) and (2), representative points are respectively set at the center positions in the length direction along the wall surface of the mold 2. Further, in the long side 1/4 (1), (2), the long side 1/2 (1), (2), and the long side 3/4 (1), (2), from the left to the right in the figure. Thus, representative points are set at a position of 1/4 of the long side of the mold 2, a position of 1/2 of the long side of the mold 2, and a position of 3/4 of the long side of the mold 2, respectively.
また、鋳型２を上方から見たモデル図である図１０Ａに示すように、２本のプラズマトーチ７を使用して大型のスラブ１１を鋳造する場合、溶湯１２の湯面の半分が、各プラズマトーチ７が加熱するトーチ加熱領域１７である。一方、鋳型２を上方から見たモデル図である図１０Ｂに示すように、１本のプラズマトーチ７を使用して小型のスラブ１１を鋳造する場合、溶湯１２の湯面の全部が、プラズマトーチ７が加熱するトーチ加熱領域１７である。 As shown in FIG. 10A, which is a model view of the mold 2 as viewed from above, when casting a large slab 11 using two plasma torches 7, half of the molten metal surface of the molten metal 12 is each plasma. This is a torch heating region 17 where the torch 7 heats. On the other hand, when a small slab 11 is cast using one plasma torch 7 as shown in FIG. 10B which is a model view of the mold 2 as viewed from above, the entire molten metal surface of the molten metal 12 is plasma torch. Reference numeral 7 denotes a torch heating region 17 for heating.
上述したように、溶湯１２の湯面近傍の凝固シェル１３の成長は、初期凝固部１５への入熱状況に大きく影響を受ける。図３Ａに示したように、初期凝固部１５への入熱が過多の場合、「ちぎれ欠陥」が発生する。一方、図３Ｂに示したように、初期凝固部１５への入熱が不足すると、「湯被り欠陥」が発生する。 As described above, the growth of the solidified shell 13 near the molten metal surface of the molten metal 12 is greatly affected by the heat input state to the initial solidified portion 15. As shown in FIG. 3A, when the heat input to the initial solidification portion 15 is excessive, a “breakage defect” occurs. On the other hand, as shown in FIG. 3B, when the heat input to the initial solidification portion 15 is insufficient, a “hot water bath defect” occurs.
よって、予め得た操業条件の入熱パターンに対して、初期凝固部１５への入熱状況がほぼ一致した入熱パターン、より具体的には、初期凝固部１５を複数に分割してなる複数の部位１５ａの各々における平均入熱量がほぼ一致した入熱パターンが、求める入熱パターンであると推定される。そこで、各部位１５ａにおける平均入熱量を予め得た操業条件の各部位における平均入熱量にほぼ一致させる。 Therefore, a heat input pattern in which the heat input state to the initial solidification part 15 substantially matches the heat input pattern of the operating conditions obtained in advance, more specifically, a plurality of parts obtained by dividing the initial solidification part 15 into a plurality of parts. It is presumed that the heat input pattern in which the average heat input amounts in the respective parts 15a substantially coincide is the desired heat input pattern. Therefore, the average heat input at each part 15a is made to substantially coincide with the average heat input at each part under the operating conditions obtained in advance.
しかしながら、図１０Ａに示すトーチ加熱領域１７が、鋳型２によって３方を囲まれているのに対して、図１０Ｂに示すトーチ加熱領域１７は、鋳型２によって４方を囲まれている。そして、トーチ加熱領域１７を鋳型２が囲む長さが長いほど、鋳型２による冷却能力が大きくなる。そこで、予め得た操業条件のトーチ加熱領域１７と、求めたい操業条件のトーチ加熱領域１７とで、鋳型２による冷却能力が異なる場合には、求めたい操業条件の平均入熱量を、トーチ加熱領域１７を鋳型２が囲む長さに基づいた補正値で補正する。そして、平均入熱量を補正値で補正したスラブ平均入熱量を、予め得た操業条件の平均入熱量にほぼ一致させる。 However, the torch heating region 17 shown in FIG. 10A is surrounded on three sides by the mold 2, whereas the torch heating region 17 shown in FIG. And the cooling capability by the casting_mold | template 2 becomes large, so that the casting_mold | template 2 encloses the torch heating area | region 17 long. Therefore, when the cooling capacity of the mold 2 is different between the torch heating region 17 having the operation condition obtained in advance and the torch heating region 17 having the operation condition to be obtained, the average heat input amount of the operation condition to be obtained is determined as the torch heating region. 17 is corrected with a correction value based on the length surrounded by the mold 2. And the slab average heat input which correct | amended the average heat input with the correction value is made to correspond substantially with the average heat input of the operating conditions obtained beforehand.
このように、トーチ移動周期が、予め得た操業条件のトーチ移動周期にほぼ一致し、且つ、スラブ平均入熱量が、予め得た操業条件の平均入熱量にほぼ一致するように、プラズマトーチ７の本数、出力、および、移動パターンを決定する。これにより、鋳肌を平滑化するための入熱パターンを得ることができる。 In this way, the plasma torch 7 so that the torch moving period substantially coincides with the torch moving period of the operation condition obtained in advance and the slab average heat input substantially coincides with the average heat input of the operation condition obtained in advance. Number, output, and movement pattern are determined. Thereby, the heat input pattern for smoothing a casting surface can be obtained.
また、本実施形態においては、電磁攪拌による溶湯移流時間が、予め得た操業条件の溶湯移流時間にほぼ一致するように、電磁攪拌の撹拌力を決定している。ここで、溶湯移流時間とは、鋳型２の長辺方向におけるトーチ加熱領域１７の幅を溶湯１２が移流するのに要する時間である。具体的には、溶湯移流時間は、鋳型２の長辺方向におけるトーチ加熱領域１７の幅（トーチ有効加熱幅）を鋳型２近傍の溶湯１２の流速で除した値である。 Moreover, in this embodiment, the stirring force of electromagnetic stirring is determined so that the molten metal advancing time by electromagnetic stirring substantially corresponds to the molten metal advancing time of the operating conditions obtained in advance. Here, the molten metal advancing time is a time required for the molten metal 12 to move the width of the torch heating region 17 in the long side direction of the mold 2. Specifically, the molten metal advancing time is a value obtained by dividing the width of the torch heating region 17 (torch effective heating width) in the long side direction of the mold 2 by the flow velocity of the molten metal 12 in the vicinity of the mold 2.
図１０Ａに示すように、大型のスラブ１１を鋳造する場合、各プラズマトーチ７のトーチ加熱領域１７は、溶湯１２の湯面の半分であるので、トーチ有効加熱幅は鋳型２の長辺の１／２の長さである。一方、図１０Ｂに示すように、小型のスラブ１１を鋳造する場合、プラズマトーチ７のトーチ加熱領域１７は、溶湯１２の湯面の全部であるので、トーチ有効加熱幅は鋳型２の長辺の全長である。 As shown in FIG. 10A, when casting a large slab 11, the torch heating region 17 of each plasma torch 7 is half the surface of the molten metal 12, so the torch effective heating width is 1 of the long side of the mold 2. The length is / 2. On the other hand, as shown in FIG. 10B, when casting a small slab 11, the torch heating region 17 of the plasma torch 7 is the entire surface of the molten metal 12, so the torch effective heating width is the long side of the mold 2. Full length.
ここで、鋳型２を上方から見たモデル図である図１１に示すように、プラズマトーチ７が湯面の図中左側に移動すると、プラズマトーチ７から離れた図中右側の湯面において溶湯１２の温度が低下する。そこで、矢印で示すように、電磁撹拌によって、湯面の左側の熱い溶湯１２を湯面の右側に移流させる。これにより、スラブ１１の表面温度の時間変化を表す図である図１２に示すように、電磁撹拌がない場合に比べて、溶湯１２の温度低下が緩和され、スラブ表面温度が均一化される。 Here, as shown in FIG. 11, which is a model diagram when the mold 2 is viewed from above, when the plasma torch 7 moves to the left side in the figure of the molten metal surface, the molten metal 12 on the molten metal surface on the right side in the figure away from the plasma torch 7. Temperature drops. Therefore, as indicated by an arrow, the hot molten metal 12 on the left side of the molten metal surface is advected to the right side of the molten metal surface by electromagnetic stirring. Thereby, as shown in FIG. 12, which is a diagram showing the time change of the surface temperature of the slab 11, the temperature drop of the molten metal 12 is alleviated and the slab surface temperature is made uniform as compared with the case where there is no electromagnetic stirring.
しかしながら、トーチ有効加熱幅を溶湯１２が移流するのに要する時間である溶湯移流時間が異なると、時間の経過に伴うスラブ１１の表面温度の変化の度合いが異なってくる。具体的には、溶湯移流時間が短いほどスラブ１１の表面温度の時間変化が小さくなり、スラブ１１の表面温度が均一化される。よって、予め得た操業条件の電磁撹拌パターンに対して、溶湯移流時間がほぼ一致した電磁撹拌パターンが、求める電磁撹拌パターンであると推定される。そこで、溶湯移流時間を予め得た操業条件の溶湯移流時間にほぼ一致させる。 However, when the molten metal advancing time, which is the time required for the molten metal 12 to move through the torch effective heating width, is different, the degree of change in the surface temperature of the slab 11 with the passage of time varies. Specifically, the shorter the molten metal advancing time, the smaller the change in the surface temperature of the slab 11 becomes, and the surface temperature of the slab 11 becomes uniform. Therefore, it is presumed that the electromagnetic stirring pattern in which the molten metal advancing time substantially matches the electromagnetic stirring pattern of the operation condition obtained in advance is the electromagnetic stirring pattern to be obtained. Therefore, the molten metal advancing time is made to substantially coincide with the molten metal advancing time of the operating conditions obtained in advance.
このように、溶湯移流時間が、予め得た操業条件の溶湯移流時間にほぼ一致するように、電磁攪拌の撹拌力を決定する。これにより、鋳肌を平滑化するための電磁撹拌パターンを得ることができる。 Thus, the stirring force of electromagnetic stirring is determined so that the molten metal advancing time substantially coincides with the molten metal advancing time of the operating conditions obtained in advance. Thereby, the electromagnetic stirring pattern for smoothing a casting surface can be obtained.
そして、得られた入熱パターンおよび電磁撹拌パターンを用いてスラブ１１の鋳造を行うことで、鋳型２とスラブ１１とが接触する完全接触領域１６におけるスラブ１１の表面温度ＴSの平均値を、良好な鋳肌が得られる所定の範囲（８００℃＜ＴS＜１２５０℃）に収めることができる。これにより、どのようなサイズのスラブ１１を鋳造しても、鋳肌を平滑化することができる。 Then, by casting the slab 11 using the obtained heat input pattern and electromagnetic stirring pattern, the average value of the surface temperature T S of the slab 11 in the complete contact region 16 where the mold 2 and the slab 11 are in contact with each other, It can be contained in a predetermined range (800 ° C. <T S <1250 ° C.) where a good casting surface can be obtained. Thereby, even if the slab 11 of any size is cast, the casting surface can be smoothed.
（流動凝固計算）
次に、流動凝固計算により、全周にわたって鋳肌が良好なスラブ１１を得るための操業条件を得た。具体的には、予め２５０×１５００ｍｍの大型サイズのスラブ１１の鋳肌を平滑化可能な操業条件を得ておき、流動凝固計算により、１２５×３７５ｍｍの小型サイズのスラブ１１の鋳肌を平滑化可能な操業条件を得た。
(Flow solidification calculation)
Next, operating conditions for obtaining a slab 11 having a good casting surface over the entire circumference were obtained by fluidized solidification calculation. Specifically, an operating condition capable of smoothing the casting surface of a large slab 11 of 250 × 1500 mm in advance is obtained, and the casting surface of a small slab 11 of 125 × 375 mm is smoothed by fluidized solidification calculation. A possible operating condition was obtained.
予め得ている操業条件では、図５Ａに示すように、プラズマトーチ７の本数は２本であり、各プラズマトーチ７の出力は７５０ｋＷである。また、各プラズマトーチ７の移動パターンは、トーチ有効加熱幅を７５０ｍｍとして時計回りに旋回するパターンである。各プラズマトーチ７は鋳型２の鋳壁から６２．５ｍｍほど内側で旋回される。そして、プラズマトーチ７の移動速度は５０ｍｍ／ｓｅｃで一定である。よって、プラズマトーチ７のトーチ移動周期は３０ｓｅｃである。 Under the operating conditions obtained in advance, as shown in FIG. 5A, the number of plasma torches 7 is two, and the output of each plasma torch 7 is 750 kW. The movement pattern of each plasma torch 7 is a pattern that turns clockwise with the torch effective heating width set to 750 mm. Each plasma torch 7 is turned about 62.5 mm from the casting wall of the mold 2. The moving speed of the plasma torch 7 is constant at 50 mm / sec. Therefore, the torch moving period of the plasma torch 7 is 30 sec.
これに対して、流動凝固計算で求める操業条件では、図６Ａに示すように、プラズマトーチ７の本数は１本であり、プラズマトーチ７の出力は２００〜２５０ｋＷである。また、プラズマトーチ７の移動パターンは、トーチ有効加熱幅を３７５ｍｍとして同一線上を往復するパターンである。そこで、鋳型２を上方から見たモデル図である図１３に示すように、プラズマトーチ７が移動する片道の距離である２９０ｍｍのうち、中央の２１０ｍｍを移動する速度を３０ｍｍ／ｓｅｃ、その両側の４０ｍｍを移度する速度をそれぞれ１０ｍｍ／ｓｅｃにすることで、プラズマトーチ７のトーチ移動周期を予め得ている操業条件のトーチ移動周期（３０ｓｅｃ）に一致させた。 On the other hand, under the operating conditions obtained by the flow solidification calculation, as shown in FIG. 6A, the number of plasma torches 7 is one and the output of the plasma torches 7 is 200 to 250 kW. The movement pattern of the plasma torch 7 is a pattern that reciprocates on the same line with the torch effective heating width set to 375 mm. Therefore, as shown in FIG. 13 which is a model diagram when the mold 2 is viewed from above, the moving speed of the central 210 mm is 30 mm / sec out of 290 mm, which is the one-way distance that the plasma torch 7 moves, on both sides thereof. By changing the transfer speed of 40 mm to 10 mm / sec, the torch moving period of the plasma torch 7 was made to coincide with the torch moving period (30 sec) of the operating conditions obtained in advance.
また、初期凝固部１５を１２個の部位１５ａに分割した各部位（図９Ａ参照）における平均入熱量を、予め得ている操業条件の平均入熱量にほぼ一致させた。各部位１５ａにおける平均入熱量を図１４に示す。ここで、プラズマトーチ７の出力は２００ｋＷである。また、Ｃａｓｅ（１）は、予め得ている操業条件における各部位１５ａの平均入熱量、Ｃａｓｅ（２）は、求める操業条件において、Ｃａｓｅ（１）の平均入熱量にほぼ一致させた各部位１５ａの平均入熱量である。 Further, the average heat input at each part (see FIG. 9A) obtained by dividing the initial solidification portion 15 into 12 parts 15a was made to substantially coincide with the average heat input under the operating conditions obtained in advance. The average heat input in each part 15a is shown in FIG. Here, the output of the plasma torch 7 is 200 kW. In addition, Case (1) is the average heat input of each part 15a under the operating conditions obtained in advance, and Case (2) is each part 15a substantially matched with the average heat input of Case (1) under the required operating conditions. The average heat input.
ここで、図１０Ａに示すように、予め得ている操業条件では、トーチ加熱領域１７は鋳型２によって３方を囲まれている。これに対して、図１０Ｂに示すように、求める操業条件においては、トーチ加熱領域１７は鋳型２によって４方を囲まれている。このように、求める操業条件の方が鋳型２による冷却能力が大きいので、平均入熱量を補正値で補正した。補正値は、図６Ａに示す鋳型２の長辺及び短辺の長さ（ｍｍ）を用いて、以下の式（１）から算出した。 Here, as shown in FIG. 10A, the torch heating region 17 is surrounded on three sides by the mold 2 under the operation conditions obtained in advance. On the other hand, as shown in FIG. 10B, the torch heating region 17 is surrounded on four sides by the mold 2 under the operation conditions to be obtained. Thus, since the cooling condition by the casting mold 2 is larger under the operation condition to be obtained, the average heat input is corrected with the correction value. The correction value was calculated from the following equation (1) using the long side and the short side length (mm) of the mold 2 shown in FIG. 6A.
（３７５＋１２５＋３７５＋１２５）／（３７５＋１２５＋３７５）＝１．３ ・・・式（１） (375 + 125 + 375 + 125) / (375 + 125 + 375) = 1.3 Formula (1)
この補正値をプラズマトーチ７の出力値にかけると、出力は２５０ｋＷとなる。また、この補正値で平均入熱量を補正した値であるスラブ平均入熱量をＣａｓｅ（３）として図１４に示す。各部位１５ａにおけるスラブ平均入熱量を１．０ＭＷ／ｍ2以上にすることで、溶湯１２の湯面近傍の凝固シェル１３の成長を好適に抑制することができる。これにより、良好な鋳肌のスラブ１１を得ることができる。 When this correction value is applied to the output value of the plasma torch 7, the output is 250 kW. Further, the slab average heat input, which is a value obtained by correcting the average heat input with this correction value, is shown in FIG. 14 as Case (3). The growth of the solidified shell 13 in the vicinity of the molten metal surface of the molten metal 12 can be suitably suppressed by setting the average slab heat input at each portion 15a to 1.0 MW / m 2 or more. Thereby, the slab 11 of a favorable casting surface can be obtained.
電磁攪拌を行わない場合における、通過熱流束とスラブ表面温度との関係を図１５Ａ〜Ｃに示す。図１５Ａ〜Ｃは、プラズマトーチ７が所定の移動パターンで１回移動する間に、図９Ｂに示す１２個の代表点において熱バランス指標（通過熱流束およびスラブ表面温度）をそれぞれ抽出してプロットしたものである。Ｃａｓｅ（１）における、通過熱流束とスラブ表面温度との関係を図１５Ａに示す。これに対して、Ｃａｓｅ（２）における、通過熱流束とスラブ表面温度との関係を図１５Ｂに示す。Ｃａｓｅ（２）における熱バランス指標の分布範囲は、Ｃａｓｅ（１）のものに対して全体的に低温側にシフトしている。 15A to 15C show the relationship between the passing heat flux and the slab surface temperature when electromagnetic stirring is not performed. FIGS. 15A to 15C are plots obtained by extracting heat balance indices (passing heat flux and slab surface temperature) at 12 representative points shown in FIG. 9B while the plasma torch 7 moves once in a predetermined movement pattern. It is a thing. FIG. 15A shows the relationship between the passing heat flux and the slab surface temperature in Case (1). In contrast, FIG. 15B shows the relationship between the passing heat flux and the slab surface temperature in Case (2). The distribution range of the heat balance index in Case (2) is shifted to the low temperature side as a whole with respect to Case (1).
Ｃａｓｅ（３）における、通過熱流束とスラブ表面温度との関係を図１５Ｃに示す。Ｃａｓｅ（３）における熱バランス指標の分布範囲は、Ｃａｓｅ（１）のものと同等であり、溶湯１２の湯面への入熱量の不均一性が同程度であることがわかる。 FIG. 15C shows the relationship between the passing heat flux and the slab surface temperature in Case (3). The distribution range of the heat balance index in Case (3) is equivalent to that in Case (1), and it can be seen that the non-uniformity in the amount of heat input to the molten metal surface of the molten metal 12 is comparable.
熱バランス指標のヒストグラムを図１６Ａに示す。また、熱バランス指標の累積分布を図１６Ｂに示す。Ｃａｓｅ（１）とＣａｓｅ（３）とで熱バランス指標の分布がほぼ一致しており、両者は相似とみなせる入熱パターンとなっている。 A histogram of the heat balance index is shown in FIG. 16A. Moreover, the cumulative distribution of the heat balance index is shown in FIG. 16B. Case (1) and Case (3) have substantially the same heat balance index distribution, and both have a heat input pattern that can be regarded as similar.
このように、トーチ移動周期が、予め得た操業条件のトーチ移動周期にほぼ一致し、且つ、各部位１５ａにおいて、スラブ平均入熱量が、予め得た操業条件の平均入熱量にほぼ一致するように、プラズマトーチ７の本数、出力、および、移動パターンを決定することで、鋳肌を平滑化するための入熱パターンが得られることがわかる。 As described above, the torch moving period substantially coincides with the torch moving period of the operation condition obtained in advance, and the slab average heat input amount substantially coincides with the average heat input of the operation condition obtained in advance at each portion 15a. Furthermore, it can be seen that a heat input pattern for smoothing the casting surface can be obtained by determining the number, output, and movement pattern of the plasma torches 7.
次に、溶湯移流時間が、予め得た操業条件の溶湯移流時間にほぼ一致するように、電磁攪拌の撹拌力を決定し、その電磁撹拌パターンによる電磁撹拌を加えた。Ｃａｓｅ（１）における、通過熱流束とスラブ表面温度との関係を図１７Ａに、Ｃａｓｅ（２）における、通過熱流束とスラブ表面温度との関係を図１７Ｂに、Ｃａｓｅ（３）における、通過熱流束とスラブ表面温度との関係を図１７Ｃに、それぞれ示す。電磁撹拌を加えることで、熱バランス指標のばらつぎが緩和され、均熱化効果があらわれている。そして、Ｃａｓｅ（１）とＣａｓｅ（３）とでは、熱バランス指標が目標範囲に収まっている。一方、Ｃａｓｅ（２）では、目標範囲を下回る領域が存在している。これは、鋳型２の冷却能力が大きいことによる入熱不足が原因であると推定される。 Next, the stirring force of the electromagnetic stirring was determined so that the molten metal advancing time substantially coincided with the molten metal advancing time of the operating conditions obtained in advance, and electromagnetic stirring was applied according to the electromagnetic stirring pattern. The relationship between the passing heat flux and the slab surface temperature in Case (1) is shown in FIG. 17A, the relationship between the passing heat flux and the slab surface temperature in Case (2) is shown in FIG. 17B, and the passing heat flow in Case (3). FIG. 17C shows the relationship between the bundle and the slab surface temperature. By adding electromagnetic stirring, the variation of the heat balance index is relaxed, and a soaking effect is exhibited. In Case (1) and Case (3), the heat balance index is within the target range. On the other hand, in Case (2), an area below the target range exists. This is presumed to be caused by insufficient heat input due to the large cooling capacity of the mold 2.
熱バランス指標のヒストグラムを図１８Ａに示す。また、熱バランス指標の累積分布を図１８Ｂに示す。Ｃａｓｅ（１）とＣａｓｅ（３）とで熱バランス指標の分布がほぼ一致している。 A histogram of the heat balance index is shown in FIG. 18A. Further, FIG. 18B shows the cumulative distribution of the heat balance index. In Case (1) and Case (3), the distribution of the heat balance index is almost the same.
このように、溶湯移流時間が、予め得た操業条件の溶湯移流時間にほぼ一致するように、電磁攪拌の撹拌力を決定することで、鋳肌を平滑化するための電磁撹拌パターンが得られることがわかる。そして、入熱パターンをほぼ一致させた上で、電磁撹拌パターンをほぼ一致させることで、スラブサイズに寄らずに熱バランス指標の分布がほぼ一致することがわかる。 Thus, the electromagnetic stirring pattern for smoothing the casting surface can be obtained by determining the stirring force of the electromagnetic stirring so that the molten metal advancing time substantially coincides with the molten metal advancing time obtained in advance. I understand that. Then, it is understood that the distribution of the heat balance index is almost the same regardless of the slab size by making the heat input pattern substantially the same and then making the electromagnetic stirring pattern substantially the same.
ここで、通過熱流束とスラブ表面温度との関係図である図１９に示すように、スラブ１１の表面温度ＴSの目標温度範囲（８００℃＜ＴS＜１２５０℃）からのずれ幅をａjとすると、スラブ１１の表面に凹凸が発生する頻度を示す凹凸発生頻度指数Ｄは、以下の式（２）のようになる。 Here, as shown in FIG. 19 which is a relationship diagram between the passing heat flux and the slab surface temperature, the deviation width of the surface temperature T S of the slab 11 from the target temperature range (800 ° C. <T S <1250 ° C.) is defined as a. Assuming j , the unevenness occurrence frequency index D indicating the frequency of occurrence of unevenness on the surface of the slab 11 is expressed by the following equation (2).
Ｄ＝Σａj／Ｎ ・・・式（２）
ここで、Ｎはデータ抽出点の総数である。Ｄが０の場合、スラブ１１のすべての箇所での鋳肌の凹凸が目標範囲以下となり、良好な鋳肌性状が得られることを示す。
D = Σa j / N (2)
Here, N is the total number of data extraction points. When D is 0, the unevenness of the casting surface in all the locations of the slab 11 is below the target range, indicating that good casting surface properties can be obtained.
また、鋳型２を上方から見たモデル図である図２０に示すように、鋳型２の内面から１０ｍｍ離れた位置でのＸ方向の流速（絶対値）の、−２Ｌ／５≦ｘ≦２Ｌ／５の範囲での平均値を用いて、溶湯移流時間を求めた。 Further, as shown in FIG. 20 which is a model diagram when the mold 2 is viewed from above, the flow velocity (absolute value) in the X direction at a position 10 mm away from the inner surface of the mold 2 is −2L / 5 ≦ x ≦ 2L /. The melt advection time was determined using the average value in the range of 5.
溶湯移流時間と凹凸発生頻度指数Ｄとの関係を図２１に示す。この関係図では、電磁撹拌の撹拌力を変化させて、それぞれの撹拌力における計算結果をプロットしている。ここで、電磁撹拌の撹拌力が強いほど溶湯１２の流速が速くなって溶湯移流時間が短くなる。また、凹凸発生頻度指数Ｄが小さいほど鋳肌の性状が良好になる。 The relationship between the molten metal advancing time and the unevenness occurrence frequency index D is shown in FIG. In this relationship diagram, the calculation results for each stirring force are plotted while changing the stirring force of electromagnetic stirring. Here, the stronger the stirring force of electromagnetic stirring, the faster the flow rate of the molten metal 12 and the shorter the molten metal advancing time. In addition, the smaller the unevenness occurrence frequency index D, the better the properties of the casting surface.
Ｃａｓｅ（１）およびＣａｓｅ（３）の計算結果から、入熱パターンを予め得た操業条件の入熱パターンに相似するように制御すれば、スラブサイズに寄らずに、溶湯移流時間によって電磁撹拌の条件と鋳肌性状との関係を整理することができることがわかる。そして、溶湯移流時間が３ｓｅｃ以下になるように撹拌力を増加させることで、鋳肌性状が改善することがわかる。このように、溶湯移流時間によって、電磁撹拌による鋳肌改善の挙動を定量的に評価することができる。 From the calculation results of Case (1) and Case (3), if the heat input pattern is controlled so as to be similar to the heat input pattern of the operating conditions obtained in advance, the electromagnetic agitation can be performed according to the melt advection time without depending on the slab size. It can be seen that the relationship between conditions and casting surface properties can be organized. And it turns out that casting surface property improves by making stirring force increase so that molten metal advection time may be 3 sec or less. Thus, the behavior of casting surface improvement by electromagnetic stirring can be quantitatively evaluated by the molten metal advancing time.
一方、Ｃａｓｅ（２）の計算結果から、入熱パターンが予め得た操業条件の入熱パターンに相似していなければ、撹拌力を増加させても鋳肌性状は改善しないことがわかる。 On the other hand, from the calculation result of Case (2), it can be seen that if the heat input pattern is not similar to the heat input pattern of the operation conditions obtained in advance, the casting surface properties are not improved even if the stirring force is increased.
（効果）
以上に述べたように、本実施形態に係るチタンまたはチタン合金からなるスラブの連続鋳造方法によると、トーチ移動周期が、所定の操業条件のトーチ移動周期にほぼ一致し、且つ、スラブ平均入熱量が、上記の操業条件の平均入熱量にほぼ一致するように、プラズマトーチ７の本数、出力、および、移動パターンを決定する。ここで、上記の操業条件の入熱パターンに対して、プラズマトーチ７の移動による溶湯１２の湯面への入熱量の時間変化および空間変動による不均一性がほぼ一致した入熱パターンが、求める入熱パターンであると推定される。そこで、プラズマトーチ７の移動による溶湯１２の湯面への入熱量の不均一性をほぼ一致させるために、トーチ移動周期を上記の操業条件のトーチ移動周期にほぼ一致させる。また、上記の操業条件の入熱パターンに対して、初期凝固部１５を複数に分割してなる複数の部位１５ａの各々における平均入熱量がほぼ一致した入熱パターンが、求める入熱パターンであると推定される。そこで、各部位１５ａにおける平均入熱量を上記の操業条件の各部位における平均入熱量にほぼ一致させる。ここで、トーチ加熱領域１７を鋳型２が囲む長さが長いほど、鋳型２による冷却能力が大きくなる。そこで、平均入熱量を補正値で補正したスラブ平均入熱量を、上記の操業条件の平均入熱量にほぼ一致させる。このようにして、プラズマトーチ７の本数、出力、および、移動パターンを決定することで、鋳肌を平滑化するための入熱パターンを得ることができる。
(effect)
As described above, according to the continuous casting method of a slab made of titanium or a titanium alloy according to the present embodiment, the torch moving period substantially coincides with the torch moving period of a predetermined operating condition, and the slab average heat input amount However, the number, the output, and the movement pattern of the plasma torches 7 are determined so as to substantially match the average heat input amount of the above operating conditions. Here, with respect to the heat input pattern under the above operating conditions, a heat input pattern in which the temporal change in the amount of heat input to the molten metal surface of the molten metal 12 due to the movement of the plasma torch 7 and the non-uniformity due to spatial fluctuations are almost the same is obtained. Presumed to be a heat input pattern. Therefore, in order to make the non-uniformity of the heat input to the molten metal surface of the molten metal 12 due to the movement of the plasma torch 7 substantially coincide with the torch movement period of the above operating conditions. In addition, a heat input pattern in which the average heat input amount in each of the plurality of portions 15a formed by dividing the initial solidification portion 15 into a plurality of parts is the heat input pattern to be obtained with respect to the heat input pattern of the above operating conditions. It is estimated to be. Therefore, the average heat input at each part 15a is made to substantially coincide with the average heat input at each part under the above operating conditions. Here, the longer the length that the mold 2 surrounds the torch heating region 17, the greater the cooling capacity of the mold 2. Therefore, the slab average heat input obtained by correcting the average heat input with the correction value is made to substantially coincide with the average heat input of the above operating conditions. Thus, the heat input pattern for smoothing a casting surface can be obtained by determining the number of plasma torches 7, an output, and a movement pattern.
また、本実施形態によれば、溶湯移流時間が、上記の操業条件の溶湯移流時間にほぼ一致するように、電磁攪拌の撹拌力を決定する。ここで、上記の操業条件の電磁撹拌パターンに対して、溶湯移流時間がほぼ一致した電磁撹拌パターンが、求める電磁撹拌パターンであると推定される。そこで、溶湯移流時間を上記の操業条件の溶湯移流時間にほぼ一致させる。このようにして、電磁攪拌の撹拌力を決定することで、鋳肌を平滑化するための電磁撹拌パターンを得ることができる。 Moreover, according to this embodiment, the stirring force of electromagnetic stirring is determined so that the molten metal advancing time substantially matches the molten metal advancing time of the above operating conditions. Here, it is presumed that the electromagnetic stirring pattern in which the molten metal advancing time substantially matches the electromagnetic stirring pattern of the above operating conditions is the desired electromagnetic stirring pattern. Therefore, the melt advection time is made to substantially coincide with the melt advection time under the above operating conditions. Thus, the electromagnetic stirring pattern for smoothing a casting surface can be obtained by determining the stirring force of electromagnetic stirring.
そして、得られた入熱パターンおよび電磁撹拌パターンを用いてスラブ１１の鋳造を行うことで、鋳型２とスラブ１１とが接触する完全接触領域１６におけるスラブ１１の表面温度ＴSの平均値を、良好な鋳肌が得られる所定の範囲（８００℃＜ＴS＜１２５０℃）に収めることができる。これにより、どのようなサイズのスラブ１１を鋳造しても、鋳肌を平滑化することができる。 Then, by casting the slab 11 using the obtained heat input pattern and electromagnetic stirring pattern, the average value of the surface temperature T S of the slab 11 in the complete contact region 16 where the mold 2 and the slab 11 are in contact with each other, It can be contained in a predetermined range (800 ° C. <T S <1250 ° C.) where a good casting surface can be obtained. Thereby, even if the slab 11 of any size is cast, the casting surface can be smoothed.
また、スラブ平均入熱量を１．０ＭＷ／ｍ2以上にすることで、溶湯１２の湯面近傍の凝固シェル１３の成長を好適に抑制することができる。これにより、良好な鋳肌のスラブ１１を得ることができる。 Moreover, the growth of the solidified shell 13 in the vicinity of the molten metal surface of the molten metal 12 can be suitably suppressed by setting the average slab heat input to 1.0 MW / m 2 or more. Thereby, the slab 11 of a favorable casting surface can be obtained.
また、電磁撹拌の撹拌力を増加させて、溶湯移流時間を３ｓｅｃ以下にすることで、鋳肌性状を好適に改善することができる。 Moreover, casting surface property can be improved suitably by increasing the stirring force of electromagnetic stirring and making molten metal advection time 3 sec or less.
（本実施形態の変形例）
以上、本発明の実施形態を説明したが、具体例を例示したに過ぎず、特に本発明を限定するものではなく、具体的構成などは、適宜設計変更可能である。また、発明の実施の形態に記載された、作用及び効果は、本発明から生じる最も好適な作用及び効果を列挙したに過ぎず、本発明による作用及び効果は、本発明の実施の形態に記載されたものに限定されるものではない。
(Modification of this embodiment)
The embodiment of the present invention has been described above, but only specific examples are illustrated, and the present invention is not particularly limited, and the specific configuration and the like can be appropriately changed in design. Further, the actions and effects described in the embodiments of the invention only list the most preferable actions and effects resulting from the present invention, and the actions and effects according to the present invention are described in the embodiments of the present invention. It is not limited to what was done.
１ 連続鋳造装置
２ 鋳型
３ コールドハース
３ａ 注湯部
４ 原料投入装置
５ プラズマトーチ
６ スターティングブロック
７ プラズマトーチ
１１ スラブ
１２ 溶湯
１３ 凝固シェル
１４ エアギャップ
１５ 初期凝固部
１５ａ 部位
１６ 完全接触領域
１７ トーチ加熱領域
DESCRIPTION OF SYMBOLS 1 Continuous casting apparatus 2 Mold 3 Cold hearth 3a Pouring part 4 Raw material injection | throwing-in apparatus 5 Plasma torch 6 Starting block 7 Plasma torch 11 Slab 12 Molten metal 13 Solidified shell 14 Air gap 15 Initial solidification part 15a Part 16 Complete contact area 17 Torch heating region
Claims (3)
予め特定のサイズのスラブを鋳造して、このスラブの鋳肌を平滑化可能な操業条件を得ておき、
前記鋳型内の前記溶湯の湯面を加熱するプラズマトーチを前記湯面上において所定の移動パターンで一回移動させるのに要する時間であるトーチ移動周期が、前記操業条件のトーチ移動周期にほぼ一致し、且つ、前記溶湯が前記鋳型に触れて最初に凝固する部分である初期凝固部を前記鋳型の周方向に複数に分割してなる複数の部位の各々において、前記部位への入熱量を前記部位の前記鋳型に沿った長さ方向に平均した平均入熱量に、前記溶湯の湯面のうち各プラズマトーチが加熱する領域であるトーチ加熱領域を前記鋳型が囲む長さに基づいた補正値をかけた値であるスラブ平均入熱量が、前記操業条件の平均入熱量にほぼ一致するように、前記プラズマトーチの本数、出力、および、移動パターンを決定するとともに、
水平方向に旋回する流れを前記溶湯の少なくとも湯面に生じさせる電磁攪拌により、前記鋳型の長辺方向における前記トーチ加熱領域の幅を前記溶湯が移流するのに要する時間である溶湯移流時間が、前記操業条件の溶湯移流時間にほぼ一致するように、前記電磁攪拌の撹拌力を決定することを特徴とするチタンまたはチタン合金からなるスラブの連続鋳造方法。 This is a continuous casting method in which a slab made of titanium or a titanium alloy is continuously cast by pouring molten metal in which titanium or a titanium alloy is melted into a bottomless mold having a rectangular section and solidifying the molten slab. And
Casting a slab of a specific size in advance, obtaining operating conditions that can smooth the casting surface of this slab,
The torch moving period, which is the time required to move the plasma torch for heating the molten metal surface in the mold once in a predetermined movement pattern on the molten metal surface, is approximately equal to the torch moving period of the operating conditions. In each of a plurality of portions obtained by dividing the initial solidified portion, which is a portion that the molten metal first contacts the mold and solidifies, into a plurality of circumferential directions of the mold, the amount of heat input to the portion is A correction value based on the length of the mold surrounding the torch heating region, which is a region heated by each plasma torch, of the molten metal surface is averaged to the average heat input amount in the length direction along the mold of the part. The number of the plasma torches, the output, and the movement pattern are determined so that the slab average heat input which is the multiplied value substantially matches the average heat input of the operation conditions,
The molten metal advancing time, which is the time required for the molten metal to move through the width of the torch heating region in the long side direction of the mold, by electromagnetic stirring that causes a flow swirling in the horizontal direction on at least the molten metal surface, A continuous casting method of a slab made of titanium or a titanium alloy, wherein the stirring force of the electromagnetic stirring is determined so as to substantially coincide with the molten metal advancing time of the operating conditions.
The continuous casting method of a slab made of titanium or a titanium alloy according to claim 1 or 2, wherein the molten metal advection time is 3 sec or less.
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|---|---|---|---|---|
| EP3225329A1 (en) * | 2016-04-01 | 2017-10-04 | Kabushiki Kaisha Kobe Seiko Sho (Kobe Steel, Ltd.) | Method for continuously casting slab containing titanium or titanium alloy |
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