JP4987545B2 - Secondary cooling device for continuous casting machine and its secondary cooling method - Google Patents
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Description
本発明は、連続鋳造用鋳型で製造された鋳片を冷却するための連続鋳造機の二次冷却装置およびその二次冷却方法に関する。 The present invention relates to a secondary cooling device of a continuous casting machine for cooling a slab manufactured by a continuous casting mold and a secondary cooling method thereof.
連続鋳造機は、水冷鋳型内で半凝固された鋳片を、鋳型に続く二次冷却帯(二次冷却装置)で、隣り合うロール間に配置されたスプレーノズルを用いて、連続的に冷却を行うものであり、二次冷却帯の終了点(以下、機端ともいう)までに鋳片の凝固を完了させる設備である。この機端までに、鋳片の凝固完了が収まらない場合、鋳片内部に作用する溶鋼の静圧により凝固シェルが押し上げられ、鋳片の内部に割れが生じる問題があり、二次冷却帯の冷却能力強化を行わないまま、鋳造速度を上げることはできなかった。ここで、二次冷却帯の冷却能力と鋳造速度の関係について説明をするが、二次冷却帯の冷却能力を強化することで、鋳片の厚み方向の抜熱量が増加し、凝固シェル厚の成長速度が速くなり、凝固完了点が従来より上流側(鋳型側)に移動することで、鋳造速度の上昇が可能となる。
そこで、鉄鋼業界では、高生産化に対応すべく、連続鋳造機の二次冷却帯における鋳片の冷却能力を強化する様々な研究が進められている。
この二次冷却帯に配置された複数のロール間の冷却能力の評価は、鋳片からの抜熱量をQ(kcal/時間)とした場合、以下の式(1)〜式(3)で表すことができる。
Q=α×A×ΔT ・・・(1)
ここで、αは熱伝達係数(kcal/m2/時間/℃)、Aは冷却面積(m2)、ΔTは{鋳片の表面温度(Ts:℃)}−{冷却水の温度(Tw:℃)}をそれぞれ示す。
なお、αは、スプレー冷却能(冷却媒体による冷却能力)であるα1と、垂れ水冷却能(垂れ水による冷却能力)であるα2で表される。
α1(スプレー冷却能)∝f(Ts,W1,Pc) ・・・(2)
ここで、W1はスプレー(冷却媒体の)水量密度(L/m2/分)、Pcはスプレー(冷却媒体の噴出部における)背圧(kgf/cm2)をそれぞれ示す。
α2(垂れ水冷却能)∝f(Ts,W2) ・・・(3)
ここで、W2は垂れ水水量密度(L/m2/分)を示す。
A continuous casting machine continuously cools a slab semi-solidified in a water-cooled mold using a spray nozzle disposed between adjacent rolls in a secondary cooling zone (secondary cooling device) following the mold. This is a facility that completes the solidification of the slab by the end of the secondary cooling zone (hereinafter also referred to as the machine end). If the solidification of the slab does not finish by the end of this machine, the solidified shell is pushed up by the static pressure of the molten steel acting inside the slab, causing cracks inside the slab, and the secondary cooling zone The casting speed could not be increased without increasing the cooling capacity. Here, the relationship between the cooling capacity of the secondary cooling zone and the casting speed will be described. By strengthening the cooling capacity of the secondary cooling zone, the amount of heat removal in the thickness direction of the slab increases, and the thickness of the solidified shell increases. The growth rate becomes faster, and the solidification completion point moves to the upstream side (mold side) than before, so that the casting speed can be increased.
Therefore, in the steel industry, various researches for enhancing the cooling capacity of the slab in the secondary cooling zone of the continuous casting machine are underway in order to cope with high production.
The evaluation of the cooling capacity between the plurality of rolls arranged in the secondary cooling zone is expressed by the following formulas (1) to (3), where Q (kcal / hour) is the amount of heat removed from the slab. be able to.
Q = α × A × ΔT (1)
Where α is a heat transfer coefficient (kcal / m 2 / hour / ° C.), A is a cooling area (m 2 ), ΔT is {slab surface temperature (Ts: ° C.)} − {Cooling water temperature (Tw : ° C.)}.
Α is represented by α1 which is spray cooling ability (cooling ability by cooling medium) and α2 which is dripping water cooling ability (cooling ability by dripping water).
α1 (spray cooling capacity) ∝ f (Ts, W1, Pc) (2)
Here, W1 represents the water density (L / m 2 / min) of the spray (cooling medium), and Pc represents the back pressure (kgf / cm 2 ) of the spray (in the ejection part of the cooling medium).
α2 (dripping water cooling capacity) ∝ f (Ts, W2) (3)
Here, W2 represents a drooping water density (L / m 2 / min).
上記した式(1)、(2)から分かるように、抜熱量Qを増加させるには、スプレー水量密度を増加させ、α1を増加させることが効果的だと考えられる。
しかし、600℃以上の高温の鋳片表面に冷却水を噴霧(スプレー)した場合、鋳片表面に蒸気の膜が形成され、鋳片表面を冷却水で直接的に冷却できない問題があった。
そこで、抜熱量Qを増加させる方法として、以下に示す様々な二次冷却技術が提案されている。
例えば、特許文献1には、連続鋳造機の鋳型の下流で、鋳片のパスラインに沿って配列された複数基の冷却手段の少なくとも一基に、高圧ノズルを有する衝突圧可変冷却手段を使用し、高圧スプレー水を鋳片表面に衝突させて鋳片の冷却を行い、鋳造速度を向上させる装置および方法が開示されている。
また、特許文献2には、二次冷却帯を構成するロール間に配置した冷却用ノズルを用いて二次冷却を施すに際し、冷却水の水量分布の形状を規定することで、冷却能力を効率よく強化する方法が開示されている。
As can be seen from the above formulas (1) and (2), it is considered effective to increase the spray water density and increase α1 in order to increase the heat removal amount Q.
However, when cooling water is sprayed (sprayed) on the surface of a slab having a high temperature of 600 ° C. or higher, there is a problem that a steam film is formed on the surface of the slab and the surface of the slab cannot be directly cooled with cooling water.
Therefore, as a method for increasing the heat removal amount Q, various secondary cooling techniques shown below have been proposed.
For example,
Further, in
また、ロールそのものを利用した二次冷却方法も提案されている。
例えば、特許文献3には、複数のロールの表面側外周部に凹溝を形成することで、各ロール間に配置された冷却用ノズルから噴出される二次冷却水が、各ロールの凹溝内を流れてロールの冷却効率を向上させ、しかも、熱変形によるロールの回転不良の事故を防止する装置が開示されている。
また、特許文献4には、ロールの固定軸内に冷却水を流し、この冷却水をロールの回転スリーブに設けた冷却水噴出孔から噴出させて、鋳片のロール対向面側を冷却する装置および方法が開示されている。
A secondary cooling method using the roll itself has also been proposed.
For example, in
しかしながら、前記従来の方法には、未だ解決すべき以下のような問題があった。
特許文献1のように、高温の鋳片表面に高圧スプレー水を衝突させると、冷却時に鋳片表面に発生する蒸気膜が、高圧スプレー水を使用しない場合よりも高温側で破壊される。これにより、水と鋳片表面とが直接接触して鋳片の冷却能力が向上するため、鋳片の鋳造速度を向上させることができる。
しかし、本発明者らによると、高圧スプレー水(スプレー背圧:5kgf/cm2以上、即ち0.49MPa以上)を鋳片表面に衝突させた場合、蒸気膜が破壊される鋳片の表面温度がばらつき(偏差が大きい)、図7に示すように、冷却能力が安定しないことがわかった。そのため、定常鋳造時に安定に冷却を行った場合でも、前記した冷却能力のばらつきにより非定常の過冷却が発生し、復熱不可な温度域まで鋳片温度が低下することが考えられる。従って、復熱の確保ができず連続鋳造機の曲げ戻し部で鋳片の表面割れが発生する恐れがある。
However, the conventional method still has the following problems to be solved.
As in
However, according to the present inventors, when the high pressure spray water (spray back pressure: 5 kgf / cm 2 or more, that is, 0.49 MPa or more) is made to collide with the slab surface, the surface temperature of the slab at which the vapor film is destroyed. As shown in FIG. 7, it was found that the cooling capacity is not stable. Therefore, even when cooling is stably performed during steady casting, it is considered that unsteady overcooling occurs due to the above-described variation in cooling capacity, and the slab temperature is lowered to a temperature range where reheating is not possible. Therefore, recuperation cannot be ensured and there is a risk that the surface crack of the slab will occur at the bent back portion of the continuous casting machine.
なお、上記した図7は、縦軸に熱伝達係数指数をとり、横軸にスプレー背圧をとった説明図である。この熱伝達係数指数とは、鋳片の表面温度が700℃、スプレー背圧が0.10MPa(1kgf/cm2)のときの熱伝達係数を1としたときの比である。また、スプレー背圧とは、冷却用ノズルから噴霧(噴出)される冷却水の噴出部における圧力である。そして、各スプレー背圧での熱伝達係数の算出は、熱電対を埋め込んだ鋳片(ダミー)を1000℃以上に加熱した後、この鋳片に冷却用ノズルから冷却水を噴霧することで400℃程度まで冷却したときの700℃付近における鋳片の冷却速度から求めている。ここで、冷却水の水量密度は、2000リットル/m2/分に固定し、スプレー背圧は、0.10〜0.79MPa(1〜8kgf/cm2)の範囲で変化させている。
更に、特許文献1では、鋳片の鋳造条件に応じて冷却能力を調整することを目的として、プランジャーポンプのモータ回転数をインバータ制御することにより、冷却水の衝突圧の調整を行っているが、プランジャーポンプの導入または保守に多大のコストを必要とするため、経済的な問題もある。
FIG. 7 is an explanatory diagram in which the vertical axis represents the heat transfer coefficient index and the horizontal axis represents the spray back pressure. The heat transfer coefficient index is a ratio when the heat transfer coefficient is 1 when the surface temperature of the slab is 700 ° C. and the spray back pressure is 0.10 MPa (1 kgf / cm 2 ). Further, the spray back pressure is a pressure at an ejection portion of the cooling water sprayed (ejected) from the cooling nozzle. The heat transfer coefficient at each spray back pressure is calculated by heating the cast piece (dummy) in which the thermocouple is embedded to 1000 ° C. or more and then spraying cooling water onto the cast piece from the cooling nozzle. It is determined from the cooling rate of the slab at around 700 ° C. when it is cooled to about ° C. Here, the water density of the cooling water is fixed at 2000 liters / m 2 / min, and the spray back pressure is changed in the range of 0.10 to 0.79 MPa (1 to 8 kgf / cm 2 ).
Further, in
また、特許文献2は、冷却水による冷却面積Aを向上させて鋳片の冷却能力を向上させる技術であり(前記した式(1)参照)、この技術を用いた場合、鋳片の冷却能力をある程度向上させることはできる。しかし、冷却能力の更なる向上を指向し、冷却面積を拡大した場合、冷却水の一部がロールにかかるため、設備仕様を変更することなく冷却能力を向上させることには限界がある。
そして、特許文献3の方法は、ロールに形成された凹溝内に冷却水を流すことで、ロールの冷却効率を向上させているため、ロールの寿命を延ばすことはできると考えられるが、積極的に鋳片を冷却するものではなく、鋳片の冷却速度の更なる向上は期待できない。また、このため、鋳片の鋳造速度の更なる向上を図ることもできないものと考えられる。
And since the method of
また、特許文献4の方法は、ロールから冷却水を噴出することで、冷却用ノズルのみでは冷却水をかけることができない部位も冷却し、鋳片の内部割れの抑制と冷却効率の向上を図ることができる。しかし、連続鋳造機は、鋳造速度に応じて冷却水の水量を変更することで、過冷却による鋳片の表面割れと、冷却不足による鋳片の内部割れを抑制する必要があるが、この方法では、鋳造速度の変動に応じた冷却水の噴出量、即ち鋳片の表面温度の制御が考慮されておらず、実機導入した場合、上記した品質問題が発生すると考えられる。
更に、ロールの固定軸内に通水した冷却水を、同ロールの回転スリーブに設けた冷却水噴出孔より噴出させているが、固定軸内を冷却水で完全に満たさない限り、冷却水を噴出孔から均一に噴出させることができない。このため、冷却水の水力分布が鋳片の幅方向で不均一となるため、場合によっては、鋳片に対して部分的に過冷却を発生させる懸念も考えられる。また、仮に、固定軸内を冷却水で満たせたとしても、鋳造速度に応じて固定軸内の水圧を変更する必要があるため、この場合、コンプレッサー等を導入して水圧を高くする必要があり、この技術の導入には経済的な問題がある。
Moreover, the method of
Furthermore, the cooling water that has flowed into the fixed shaft of the roll is ejected from the cooling water jet holes provided in the rotating sleeve of the roll, but the cooling water is not filled unless the inside of the fixed shaft is completely filled with cooling water. It cannot be uniformly ejected from the ejection holes. For this reason, since the hydraulic power distribution of the cooling water becomes non-uniform in the width direction of the slab, there may be a possibility that the supercooling is partially generated in the slab. Also, even if the fixed shaft can be filled with cooling water, it is necessary to change the water pressure in the fixed shaft according to the casting speed. In this case, it is necessary to introduce a compressor or the like to increase the water pressure. There are economic problems with the introduction of this technology.
本発明はかかる事情に鑑みてなされたもので、鋳型で製造された鋳片を冷却するに際し、大規模な設備改造を行うことなく、鋳片の冷却能力を向上させ、しかも鋳片温度を安定に制御でき、鋳片の表面割れを回避しながら鋳造速度の向上を図れる連続鋳造機の二次冷却装置およびその二次冷却方法を提供することを目的とする。 The present invention has been made in view of such circumstances, and when cooling a slab manufactured with a mold, the cooling capacity of the slab is improved and the slab temperature is stabilized without performing a large-scale facility modification. It is an object of the present invention to provide a secondary cooling device for a continuous casting machine and a secondary cooling method for the continuous casting machine that can be controlled in a controlled manner and can improve the casting speed while avoiding surface cracks of the slab.
前記目的に沿う第1の発明に係る連続鋳造機の二次冷却装置は、連続鋳造用鋳型から引き抜かれた鋳片の表側および裏側に、それぞれ引き抜き方向に間隔を有して配置され、該鋳片を厚み方向から挟み込み搬送するロールと、前記表側のロール間および前記裏側のロール間にそれぞれ前記鋳片の幅方向に並べて配置され、該鋳片を冷却する多数の冷却用ノズルとを有する垂直曲げ型または湾曲曲げ型の連続鋳造機の二次冷却装置において、
前記鋳片の表側および裏側に形成された凝固シェルの厚みの合計値dが前記鋳片の厚みDに対して、0.25<d/D<0.55となる範囲の一部または全部を強冷却範囲とし、該強冷却範囲の前記鋳片の少なくとも表側に配置された前記ロールに対して前記鋳片の幅方向に1または複数の通水部を設け、前記冷却用ノズルから噴射される冷却媒体を前記ロールの通水部を通過させると共に、該強冷却範囲に設置された前記冷却用ノズルから噴射される冷却媒体の水量密度を800リットル/m2/分以上2000リットル/m2/分以下とし、0.55≦d/D<0.75となる範囲に設置された前記冷却用ノズルから噴射される冷却媒体の水量密度を50リットル/m 2 /分以上700リットル/m 2 /分以下として前記鋳片を冷却する。
A secondary cooling device for a continuous casting machine according to the first invention that meets the above object is disposed on the front side and the back side of a slab drawn from a continuous casting mold with an interval in the drawing direction. Vertically having a roll that sandwiches and conveys a piece from the thickness direction, and a plurality of cooling nozzles that are arranged in the width direction of the cast piece between the front-side roll and the back-side roll and cool the cast piece. In the secondary cooling device of the bending type or the bending type continuous casting machine,
Part or all of the range in which the total value d of the thicknesses of the solidified shells formed on the front and back sides of the slab is 0.25 <d / D <0.55 with respect to the thickness D of the slab A strong cooling range is provided , and one or a plurality of water passing portions are provided in the width direction of the slab with respect to the roll disposed at least on the front side of the slab in the strong cooling range, and sprayed from the cooling nozzle. While allowing the cooling medium to pass through the water passing portion of the roll, the density of the cooling medium sprayed from the cooling nozzle installed in the strong cooling range is 800 liters / m 2 / min to 2000 liters / m 2 / The water density of the cooling medium sprayed from the cooling nozzle installed in the range of 0.55 ≦ d / D <0.75 is 50 liters / m 2 / minute or more and 700 liters / m 2 / cold the cast piece as a minute or less To.
第1の発明に係る連続鋳造機の二次冷却装置において、前記強冷却範囲に配置された前記ロールの通水部と前記鋳片とが、該ロールの通水部のうち該鋳片の幅内に位置する幅方向の合計幅をLtとし、該鋳片の幅をwとした場合、0.25≦Lt/w<0.5の条件を満足し、しかも前記鋳片の引き抜き方向に隣り合う前記ロールの通水部の位置を、該鋳片の幅方向に渡って交互にずらしていることが好ましい。
第1の発明に係る連続鋳造機の二次冷却装置において、前記各ロールへの前記通水部の形成位置は、前記鋳片の引き抜き方向に隣り合う前記各ロールのうち、上流側に配置された前記ロールの通水部の幅をLsaとし、下流側に配置された前記ロールの通水部の幅をLsbとし、更に最も近距離に位置する前記各通水部が、前記鋳片の幅方向における該各通水部の幅方向中心位置の間隔をLとした場合、L/Lsa≧1かつL/Lsb≧1の条件を満足することが好ましい。
第1の発明に係る連続鋳造機の二次冷却装置において、前記冷却用ノズルから噴射される冷却媒体の前記噴出部における背圧が0.49MPa未満で制御可能であることが好ましい。
In the secondary cooling device of the continuous casting machine according to the first aspect of the present invention, the water flow portion of the roll and the cast piece arranged in the strong cooling range are the width of the cast piece of the water flow portion of the roll. When the total width in the width direction positioned inside is Lt and the width of the slab is w, the condition of 0.25 ≦ Lt / w <0.5 is satisfied, and adjacent to the drawing direction of the slab. It is preferable that the positions of the water passing portions of the matching rolls are alternately shifted in the width direction of the slab.
In the secondary cooling device of the continuous casting machine according to the first aspect of the present invention, the formation position of the water flow portion to each of the rolls is arranged upstream of each of the rolls adjacent in the drawing direction of the slab. Further, the width of the water flow portion of the roll is Lsa, the width of the water flow portion of the roll disposed on the downstream side is Lsb, and each water flow portion positioned at the closest distance is the width of the slab. When the interval between the center positions in the width direction of each water flow portion in the direction is L, it is preferable that the conditions of L / Lsa ≧ 1 and L / Lsb ≧ 1 are satisfied.
In the secondary cooling device of the continuous casting machine according to the first aspect of the present invention, it is preferable that the back pressure at the ejection portion of the cooling medium ejected from the cooling nozzle can be controlled to be less than 0.49 MPa.
前記目的に沿う第2の発明に係る連続鋳造機の二次冷却方法は、第1の発明に係る連続鋳造機の二次冷却装置を用いて前記鋳片を強冷却する。 In the secondary cooling method for a continuous casting machine according to the second aspect of the invention, the slab is strongly cooled using the secondary cooling device for the continuous casting machine according to the first aspect.
請求項1〜4記載の連続鋳造機の二次冷却装置、および請求項5記載の連続鋳造機の二次冷却方法は、強冷却範囲として、鋳片を曲げることなく、強冷却後に鋳片が復熱するための時間を確保でき、しかも形成される凝固シェルの厚みが比較的薄い範囲を規定しているので、冷却強化をする際に従来発生していた諸問題、即ち曲げ戻し部(更には曲げ部)における鋳片の表面割れの懸念がなく、冷却効率を高めることができ、しかも冷却可能な距離も十分にとることができ、鋳片の鋳造速度を向上できる。
また、強冷却範囲に、通水部が形成されたロールを使用しているため、従来ロールの軸方向両側からのみ流れ落ちていた冷却媒体(垂れ水)を、ロールの通水部を通過させて流れ落とすことができる。これにより、ロールと鋳片の接触部分より上方に、冷却媒体を一時的に蓄積させることができるので、鋳片の冷却面積を従来よりも広範囲にでき、冷却媒体による冷却能力を向上させることができる。なお、通水部が形成された部位、ならびにその周辺部においても、鋳片を幅方向にわたって均一に冷却できる。
そして、冷却用ノズルにより噴射する冷却媒体の水量密度を所定の範囲内で制御するので、冷却能力を高めながら鋳片の鋳造速度を向上させることができる。
従って、大規模な設備改造を行うことなく、鋳片の冷却能力を向上させ、しかも鋳片温度を安定に制御でき、鋳片の表面割れを回避しながら鋳造速度を向上させることができるので、品質が良好な製品を生産性よく製造できる。
The secondary cooling device of the continuous casting machine according to
Moreover, since the roll in which the water flow part was formed is used in a strong cooling range, the cooling medium (dripping water) which has flowed down only from the axial direction both sides of the conventional roll is allowed to pass through the roll water flow part. It can be washed away. Thereby, since the cooling medium can be temporarily accumulated above the contact portion between the roll and the slab, the cooling area of the slab can be made wider than before, and the cooling capacity by the cooling medium can be improved. it can. Note that the slab can be uniformly cooled in the width direction also at the site where the water flow portion is formed and at the periphery thereof.
And since the water quantity density of the cooling medium injected by the cooling nozzle is controlled within a predetermined range, the casting speed of the slab can be improved while increasing the cooling capacity.
Therefore, it is possible to improve the cooling capacity of the slab without making a large-scale equipment modification, and to stably control the slab temperature, and to improve the casting speed while avoiding the surface crack of the slab, Products with good quality can be manufactured with good productivity.
特に、請求項2記載の連続鋳造機の二次冷却装置は、強冷却範囲に配置されたロールの通水部の幅と鋳片の幅との関係を規定するので、通水部に相当する部分での鋳片変形に起因した鋳片表面のでっぱりを抑制し、鋳片の品質低下を防止しながら、鋳片の冷却能力の向上効果を得ることができる。
請求項3記載の連続鋳造機の二次冷却装置は、各ロールに形成する通水部の位置を規定するので、鋳片の幅方向に渡って均一な冷却を行うことができ、鋳片の過冷却部分の発生を抑制できる。
請求項4記載の連続鋳造機の二次冷却装置は、冷却用ノズルから噴射される冷却媒体の背圧を規定するので、鋳片表面に形成される蒸気膜の破壊に起因する鋳片の冷却能力のばらつきを更に抑制できる。
In particular, the secondary cooling device of the continuous casting machine according to
Since the secondary cooling device of the continuous casting machine of
Since the secondary cooling device of the continuous casting machine according to
続いて、添付した図面を参照しつつ、本発明を具体化した実施の形態につき説明し、本発明の理解に供する。
ここで、図1は本発明の一実施の形態に係る連続鋳造機の二次冷却装置および二次冷却方法の説明図、図2は同連続鋳造機の説明図、図3は冷却用ノズルから噴霧される冷却水の水量密度と熱伝達係数指数との関係を示す説明図、図4(A)は二次冷却装置のロールスパンの説明図、(B)は強冷却を行うロールスパンと平均抜熱量指数との関係を示す説明図、図5は本発明の一実施の形態に係る連続鋳造機の二次冷却装置に使用するロールの部分正面図、図6(A)、(B)はそれぞれ同連続鋳造機の二次冷却装置の一部省略正面図、一部省略側面図である。
Next, embodiments of the present invention will be described with reference to the accompanying drawings for understanding of the present invention.
Here, FIG. 1 is an explanatory view of a secondary cooling device and a secondary cooling method of a continuous casting machine according to an embodiment of the present invention, FIG. 2 is an explanatory view of the continuous casting machine, and FIG. 3 is a cooling nozzle. Explanatory diagram showing the relationship between the water density of sprayed cooling water and the heat transfer coefficient index, FIG. 4 (A) is an explanatory diagram of the roll span of the secondary cooling device, and (B) is the roll span and average for strong cooling FIG. 5 is a partial front view of a roll used in a secondary cooling device of a continuous casting machine according to an embodiment of the present invention, and FIGS. 6 (A) and 6 (B) are diagrams illustrating a relationship with a heat removal amount index. FIG. 4 is a partially omitted front view and a partially omitted side view of the secondary cooling device of the continuous casting machine, respectively.
図1、図2に示すように、本発明の一実施の形態に係る連続鋳造機の二次冷却装置(以下、単に二次冷却装置ともいう)10は、連続鋳造機11に配置される装置であり、連続鋳造用鋳型(以下、単に鋳型ともいう)13から引き抜かれた鋳片14(例えば、スラブ)の表側15および裏側16に、それぞれ引き抜き方向(鋳造方向、または長手方向ともいう)に間隔を有して配置され、鋳片14を厚み方向から挟み込み搬送(サポート)するロール(鋳造用ロールともいう)17と、表側のロール17間および裏側のロール17間にそれぞれ鋳片14の幅方向に並べて配置され、鋳片14を冷却する多数の冷却用ノズル18とを有する装置である。以下、詳しく説明する。
As shown in FIGS. 1 and 2, a secondary cooling device (hereinafter also simply referred to as a secondary cooling device) 10 of a continuous casting machine according to an embodiment of the present invention is an apparatus disposed in a
連続鋳造機11は、スラブの垂直曲げ型連続鋳造機である。
この連続鋳造機11は、溶鋼を貯留するタンディッシュ19と、タンディッシュ19から浸漬ノズル20を介して供給される溶鋼を凝固させる連続鋳造用鋳型13と、この鋳型13により表側15と裏側16に凝固シェル21、22が形成された鋳片14を連続的に下流側へ搬送しながら冷却する二次冷却装置(二次冷却帯ともいう)10とを有している。この二次冷却装置10では、鋳片14を冷却し曲げながら下流側へ搬送しており、この二次冷却装置10の下流側に配置された矯正装置(図示しない)によって、曲げられた鋳片14を曲げ戻し直線状に伸ばして(即ち、矯正して)いる。なお、製造する鋳片14は、例えば、幅が700〜2200mm程度、厚みが150〜300mm程度のものである。
連続鋳造機としては、垂直曲げ型連続鋳造機よりも鋳片の曲げ量が小さい(曲率半径が大きい)湾曲曲げ型連続鋳造機を使用することもできる。
The
The
As the continuous casting machine, a curved bending type continuous casting machine in which the bending amount of the slab is smaller (the curvature radius is large) than that of the vertical bending type continuous casting machine can also be used.
二次冷却装置10のロール17は、鋳片14の幅方向で分割され、しかも鋳片14に接触しないロール軸で繋いだ、いわゆる分割ロールであるが、この分割ロールよりも径が大きく、しかも鋳片の幅方向で分割されることなく一体となったロールを使用してもよい。
また、各冷却用ノズル18は、鋳片14に対し、冷却媒体として冷却水を吹き付けるものであるが、この冷却水に空気を混合した気水を吹き付けるものでもよく、多数の冷却用ノズルが全て同一の構成となっているが、異なる構成のものでもよい。
The
Each cooling
ここで、鋳片14の引き抜き方向に隣り合う各冷却用ノズル18の配置位置は、鋳片14の幅方向の位置を、鋳片14の幅方向に渡って交互にずらして(千鳥状に)配置しているが、部分的にまたは全体的に、鋳片14の引き抜き方向に渡って同一としてもよい。
また、鋳片14の引き抜き方向に配置する冷却用ノズル18のピッチは、鋳造する鋳片14の幅に応じて設定され、他の部位より冷え易い鋳片14の幅方向端部の過冷却による鋳片14の表面割れを防ぐため、例えば、200mm以上400mm以下の範囲内で設定することが好ましい。なお、本実施の形態では、鋳片14の幅方向に隣り合う冷却用ノズル18の間隔と、鋳片14の引き抜き方向に隣り合う冷却用ノズル18の間隔を同一にしているが、各間隔のいずれか一方または双方が異なっていてもよい。
そして、冷却用ノズル18と鋳片14表面との距離は、ロール17の径に応じて変更することが、冷却水の一部がロール17に接触することなく鋳片14の冷却面積をより広い範囲で確保する意味で好ましく、例えば、ロール17の半径程度の距離(例えば、80〜200mm程度)にするとよい。
Here, the arrangement positions of the cooling
Moreover, the pitch of the cooling
Then, the distance between the cooling
前記したように、連続鋳造機には、大きく分けて、垂直曲げ型の連続鋳造機と湾曲曲げ型の連続鋳造機があり、鋳型で連続的に鋳造した鋳片を二次冷却装置で冷却しながら、曲げ戻し部で曲げ戻して製造している。このとき、垂直曲げ型の連続鋳造機では、曲げ部で曲げられた鋳片を、曲げ戻し部で曲げ戻している。
この連続鋳造プロセスにおいて、品質のよい鋳片を安定的に生産するためには、鋳片に歪みが生じる曲げ部と曲げ戻し部での鋳片の表面温度を、脆化温度域(上限:概ね650℃以上700℃以下の範囲)を超える温度に確保し、鋳片の表面割れを回避する必要がある。そのため、鋳片に対する強冷却を曲げ部または曲げ戻し部で行うと、表面温度の低下により鋳片に表面割れが発生する懸念があり、強冷却を行うには好ましくないことがわかる。
As described above, the continuous casting machine is roughly divided into a vertical bending type continuous casting machine and a curved bending type continuous casting machine, and a slab continuously cast with a mold is cooled by a secondary cooling device. However, it is manufactured by bending back at the bending back part. At this time, in the vertical bending die continuous casting machine, the slab bent at the bending portion is bent back by the bending return portion.
In this continuous casting process, in order to stably produce a high quality slab, the surface temperature of the slab at the bent part and the bent back part where the slab is distorted is set to the embrittlement temperature range (upper limit: approximately It is necessary to ensure a temperature exceeding the range of 650 ° C. to 700 ° C. to avoid surface cracking of the slab. Therefore, it can be seen that if strong cooling of the slab is performed at the bent portion or the bent back portion, there is a concern that surface cracks may occur in the slab due to a decrease in surface temperature, which is not preferable for strong cooling.
そこで、鋳片の強冷却を行う領域として、以下に示す3つの範囲について検討した。
(i)鋳型下端から曲げ部まで(0.10<d/D≦0.25)
(ii)曲げ部直後から曲げ戻し部の手前まで(0.25<d/D<0.55)
(iii)曲げ戻し部から連続鋳造機の下流端まで(d/D≧0.75)
なお、d/Dとは、鋳片14の表側15および裏側16に形成された凝固シェル21、22の厚みd1、d2の合計値をdとし、鋳片14の厚みをDとした場合の比である。
ここで、鋳片に形成される凝固シェルの厚みの成長推移は、後述する非定常凝固解析モデルにより推定した。
Therefore, the following three ranges were examined as areas for strong cooling of the slab.
(I) From lower end of mold to bent part (0.10 <d / D ≦ 0.25)
(Ii) Immediately after the bent portion to before the bent back portion (0.25 <d / D <0.55)
(Iii) From the bent back part to the downstream end of the continuous casting machine (d / D ≧ 0.75)
D / D is a ratio when the total value of the thicknesses d1 and d2 of the solidified
Here, the growth transition of the thickness of the solidified shell formed on the slab was estimated by an unsteady solidification analysis model described later.
まず、(i)の範囲で鋳片の強冷却を行う場合、鋳片の表面割れ防止のために、鋳片の温度を、強冷却後の曲げ部までに脆化温度域を超える温度まで復熱させる必要がある。このため、強冷却が可能な距離が短くなり過ぎ、冷却不足により鋳片の鋳造速度の向上効果を期待できない。
また、(iii)の範囲で鋳片の強冷却を行う場合、他の(i)、(ii)と比較して凝固シェルが成長し厚くなり過ぎているため、強冷却により鋳片の表面温度を低下させた場合でも、凝固シェルの厚みに起因する熱抵抗により、冷却効率が低く、鋳片の鋳造速度の向上効果は期待できない。
一方、(ii)の範囲で鋳片の強冷却を行う場合は、曲げ部直後から鋳片の強冷却を行うため、鋳片の表面割れの懸念がなく、また形成される凝固シェルの厚みも比較的薄いことから、冷却効率を高めることができ、しかも冷却可能な距離も十分にとることができ、鋳片の鋳造速度の向上効果が期待できる。
以上のことから、鋳片の強冷却を行う範囲、即ち、強冷却範囲として、(ii)曲げ部直後から曲げ戻し部の手前まで(0.25<d/D<0.55、好ましくは0.26≦d/D≦0.54)の一部または全部の範囲とした。
なお、前記した(ii)と(iii)の間の領域、即ち、0.55≦d/D<0.75を、検討する領域から事前に外したのは、曲げ戻し部直前の領域ではあるが、当該領域で鋳片を強冷すると、鋳片の表面温度が脆化温度域で曲げ戻されるため、表面割れの原因となり好ましくないからである。
First, when performing strong cooling of the slab in the range of (i), the slab temperature is restored to a temperature exceeding the embrittlement temperature range by the bent part after strong cooling in order to prevent surface cracking of the slab. It needs to be heated. For this reason, the distance in which strong cooling is possible becomes too short, and the effect of improving the casting speed of the slab cannot be expected due to insufficient cooling.
In addition, when strong cooling of the slab is performed within the range of (iii), the solidified shell grows and becomes too thick as compared with the other (i) and (ii). Even in the case of decreasing the cooling rate, the cooling efficiency is low due to the thermal resistance caused by the thickness of the solidified shell, and the effect of improving the casting speed of the slab cannot be expected.
On the other hand, when performing strong cooling of the slab in the range of (ii), since the slab is strongly cooled immediately after the bending portion, there is no fear of surface cracking of the slab, and the thickness of the solidified shell to be formed is also Since it is relatively thin, the cooling efficiency can be increased, and a sufficient cooling distance can be secured, and an improvement in the casting speed of the slab can be expected.
From the above, the range in which the slab is strongly cooled, that is, the strong cooling range is (ii) from immediately after the bent portion to before the bent portion (0.25 <d / D <0.55, preferably 0 .26 ≦ d / D ≦ 0.54).
In addition, the region between the above (ii) and (iii), that is, the region immediately before the bend back portion is removed from the region to be examined in advance, that is, 0.55 ≦ d / D <0.75. However, if the slab is strongly cooled in the region, the surface temperature of the slab is bent back in the embrittlement temperature region, which causes a surface crack, which is not preferable.
ここで、上記した強冷却範囲において、冷却用ノズルから噴霧する冷却水の水量密度について説明する。
前記した式(2)に示すように、冷却水の熱伝達係数は水量密度の関数で示されるが、冷却水の水量密度が高くなると、鋳片の冷却面における水同士の干渉により冷却能力の向上が阻害されるため、冷却能力の向上には限界があると推定される。
そこで、本研究者らが、水量密度と熱伝達係数α1の関係を調査したところ、図3に示すように、冷却水の水量密度が2000L/m2/分(リットル/m2/分、以下同様)以上になると、熱伝達係数が殆ど変化しないことがわかった。そのため、冷却水による冷却効率を考慮すると、水量密度2000L/m2/分を上限にする必要があることがわかる。
また、図3に示すラボ冷却試験から得たデータと非定常凝固伝熱解析モデルを用い、水量密度が鋳片の表面温度に及ぼす影響を推定した。その結果、水量密度が500L/m2/分未満の場合、冷却能力を向上させて鋳造速度を向上できるまでの鋳片の表面温度域まで、表面温度が低下しないことがわかった。
Here, the amount density of the cooling water sprayed from the cooling nozzle in the above-described strong cooling range will be described.
As shown in the above equation (2), the heat transfer coefficient of the cooling water is expressed as a function of the water density. However, when the water density of the cooling water is increased, the cooling capacity of the slab is reduced by the interference between the water. Since the improvement is hindered, it is estimated that there is a limit to the improvement of the cooling capacity.
Therefore, when the researchers investigated the relationship between the water density and the heat transfer coefficient α1, the cooling water quantity density was 2000 L / m 2 / min (liter / m 2 / min, below) as shown in FIG. Similarly, it was found that the heat transfer coefficient hardly changed at the above. Therefore, when the cooling efficiency by cooling water is considered, it turns out that it is necessary to make water volume density 2000L / m < 2 > / min into an upper limit.
In addition, the data obtained from the laboratory cooling test shown in FIG. 3 and the unsteady solidification heat transfer analysis model were used to estimate the influence of the water density on the surface temperature of the slab. As a result, it was found that when the water density is less than 500 L / m 2 / min, the surface temperature does not decrease to the surface temperature range of the slab until the cooling capacity can be improved and the casting speed can be improved.
以上のことから、冷却効率を向上させて鋳造速度を高速化することを考慮すれば、冷却水の水量密度を500L/m2/分以上2000L/m2/分以下(好ましくは、下限を800L/m2/分、更には1000L/m2/分)の範囲内で制御する必要がある(強冷却範囲以外での冷却水の水量密度は、通常、50L/m2/分以上700L/m2/分以下程度である)。
なお、前記した非定常凝固伝熱解析モデルは、例えば、鉄と鋼、第60年(1974年)第7号、1023頁に示される一般的な手法を用いている。このとき、以下の事項を適用し、実機での鋳片の表面温度推移とモデル解析値とを一致させることで、各種操業と設備条件が変化した場合の鋳片の鋳造速度と表面温度の推移、ならびに品質への影響を推定できる。
(a)冷却能力に及ぼす冷却水の水量密度とスプレー背圧の影響、および垂れ水の冷却能力は、ラボ冷却試験で求めた冷却能力の回帰式を、非定常凝固伝熱解析モデルに組み入れる。
(b)実機操業の鋳片に温度計を取付け、鋳片の表面温度を実際に測定した。
(c)ラボ冷却試験で求めた冷却能力の回帰式に係数を乗じることで、実機操業での鋳片の表面温度とモデルの解析値とが一致するようにした。
From the above, considering that the cooling efficiency is improved and the casting speed is increased, the water density of the cooling water is 500 L / m 2 / min or more and 2000 L / m 2 / min or less (preferably, the lower limit is 800 L). / M 2 / min, and further it is necessary to control within the range of 1000 L / m 2 / min) (the water density of the cooling water outside the strong cooling range is usually 50 L / m 2 / min or more and 700 L / m) 2 / min or less).
The unsteady solidification heat transfer analysis model described above uses, for example, a general method shown in Iron and Steel, 60th (1974) No. 7, page 1023. At this time, by applying the following items and matching the slab surface temperature transition with the model analysis value in the actual machine, the slab casting speed and surface temperature transition when various operations and equipment conditions change As well as the impact on quality.
(A) For the influence of the cooling water volume density and spray back pressure on the cooling capacity, and the cooling capacity of the dripping water, the regression formula of the cooling capacity obtained in the laboratory cooling test is incorporated into the unsteady solidification heat transfer analysis model.
(B) A thermometer was attached to the slab of actual machine operation, and the surface temperature of the slab was actually measured.
(C) By multiplying the regression formula of the cooling capacity obtained in the laboratory cooling test by a coefficient, the surface temperature of the slab in the actual machine operation and the analysis value of the model were made to coincide.
前記した冷却能力の回帰式は、例えば、図3を得た以下に示す方法により得ている。
図3は、縦軸に熱伝達係数指数をとり、横軸に冷却水の水量密度をとった説明図である。この熱伝達係数指数とは、鋳片の表面温度が700℃、冷却水の水量密度が1000L/m2/分のときの熱伝達係数を1としたときの比である。
この図3には、実験値(■)と回帰式(実線)とが記載されているが、この実験値とは、ラボ冷却試験から算出した熱伝達係数であり、回帰式とは、この実験値から求めた式であり、この回帰式を前記した非定常凝固伝熱解析モデルに組み入れ温度計算を行った。
なお、各水量密度での熱伝達係数の算出は、熱電対を埋め込んだ鋳片(ダミー)を1000℃以上に加熱した後、この鋳片に冷却用ノズルから冷却水を噴出することで400℃程度まで冷却したときの700℃付近における鋳片の冷却速度から求めている。ここで、冷却水の水量密度は、100〜3000L/m2/分の範囲で変化させている。
The regression equation of the cooling capacity described above is obtained, for example, by the method shown below in which FIG. 3 is obtained.
FIG. 3 is an explanatory diagram in which the vertical axis represents the heat transfer coefficient index and the horizontal axis represents the cooling water quantity density. The heat transfer coefficient index is a ratio when the heat transfer coefficient is 1 when the surface temperature of the slab is 700 ° C. and the water density of the cooling water is 1000 L / m 2 / min.
In FIG. 3, the experimental value (■) and the regression equation (solid line) are described. The experimental value is a heat transfer coefficient calculated from the laboratory cooling test, and the regression equation is the experiment. This regression equation was calculated from the values, and this regression equation was incorporated into the above-described unsteady solidification heat transfer analysis model to calculate the temperature.
The heat transfer coefficient at each water density is calculated by heating a cast slab (dummy) embedded with a thermocouple to 1000 ° C. or higher and then ejecting cooling water from the cooling nozzle onto this slab by 400 ° C. It is obtained from the cooling rate of the slab at around 700 ° C. when cooled to the extent. Here, the water density of the cooling water is changed in the range of 100 to 3000 L / m 2 / min.
また、冷却用ノズル18から噴射される冷却水の噴出部における背圧(以下、スプレー背圧ともいう)は、0.49MPa(5kgf/cm2)未満であることが好ましい(強冷却範囲以外での冷却水の背圧は、通常、0.04MPa以上0.25MPa以下程度である)。
鋳片を冷却する方法としては、スプレー(噴霧)方式の冷却用ノズルを使用することが一般的であるが、600℃以上の高温の鋳片に冷却水を噴霧した場合、鋳片の表面に蒸気の膜が形成され、冷却水で鋳片表面を直接冷却できない問題があった。そこで、この蒸気膜を破壊し、冷却水による熱伝達係数α1を大きくする方法として、スプレー背圧(Pc)を上げて衝突エネルギーE(∝Pc)を大きくする方法がある(前記した式(2)参照)。これにより、鋳片の表面温度がより高い状態で蒸気膜が破壊され、冷却水が鋳片表面に直接接触するので、冷却能力を上昇させることができる。
Moreover, it is preferable that the back pressure (hereinafter also referred to as spray back pressure) at the cooling water jetting portion jetted from the cooling
As a method of cooling the slab, it is common to use a spray type cooling nozzle. However, when cooling water is sprayed on a slab of a high temperature of 600 ° C. or higher, it is applied to the surface of the slab. There was a problem that a steam film was formed and the slab surface could not be directly cooled with cooling water. Therefore, as a method for breaking the vapor film and increasing the heat transfer coefficient α1 by the cooling water, there is a method for increasing the spray back pressure (Pc) and increasing the collision energy E (∝Pc) (the above equation (2) )reference). Thereby, the vapor film is destroyed in a state where the surface temperature of the slab is higher, and the cooling water directly contacts the slab surface, so that the cooling capacity can be increased.
しかし、本研究者らが、スプレー背圧が熱伝達係数α1に及ぼす影響を調査したところ、図7から明らかなように、スプレー背圧が高いほど冷却能力が向上するが、冷却能力がばらつくことがわかった。
冷却能力の向上は、前記したように衝突エネルギーEを大きくし、より高温状態で蒸気膜を破壊することで達成できる。しかし、高温状態の鋳片表面はスケールが発生し易く(スケール発生の有無で蒸気膜の厚みが異なる)、冷却水で冷却をした際の冷却面の蒸気膜厚みが、冷却のタイミングごとに局部的に変わり、蒸気膜が破壊される温度が変わるため、冷却能力が大きくばらつくと考えられる。
なお、この冷却能力のばらつきは、スプレー背圧を下げ、衝突エネルギーEを下げることで、小さくできることもわかっている。これは、衝突エネルギーが小さくなることで、より低温(蒸気膜が薄くなる温度)で蒸気膜が破壊されるため、スケールの発生状態と蒸気膜の厚みの変動影響を受け難くなることに起因するためだと考えられる。
However, when the investigators investigated the effect of spray back pressure on the heat transfer coefficient α1, as shown in FIG. 7, the higher the spray back pressure, the better the cooling capacity, but the cooling capacity varies. I understood.
As described above, the cooling capacity can be improved by increasing the collision energy E and breaking the vapor film at a higher temperature. However, the slab surface at high temperature is likely to generate scale (the thickness of the vapor film differs depending on whether or not the scale is generated), and the vapor film thickness on the cooling surface when cooled with cooling water is localized at each cooling timing. Because the temperature at which the vapor film is destroyed changes, the cooling capacity is considered to vary greatly.
It has also been found that this variation in cooling capacity can be reduced by lowering the spray back pressure and lowering the collision energy E. This is because the vapor film is destroyed at a lower temperature (temperature at which the vapor film becomes thinner) because the collision energy becomes smaller, and therefore it is less susceptible to fluctuations in the scale generation state and the vapor film thickness. This is probably because of this.
そこで、図7に示すラボ冷却試験から得たデータと、前記した非定常伝熱解析モデルを用い、スプレー背圧が鋳片表面温度に及ぼす影響を推定した。
その結果、スプレー背圧を0.49MPaに設定した際のばらつきの範囲では、鋳片の表面温度が表面割れを発生する温度域まで低下する可能性があることがわかった。従って、スプレー冷却能の向上と冷却能の安定化を考慮し、スプレー背圧を0.49MPa(好ましくは、0.44MPa、更には0.4MPa)未満にすることが好ましい。
また、前記したモデルより、スプレー背圧が0.01MPa(0.1kgf/cm2)未満の場合、冷却能力を向上させて鋳造速度を向上できるまでの鋳片の表面温度域まで、表面温度が低下しないことがわかり、スプレー背圧の下限は0.01MPa(好ましくは、0.20MPa、更には0.29MPa)にすることが好ましい。
Therefore, the data obtained from the laboratory cooling test shown in FIG. 7 and the unsteady heat transfer analysis model described above were used to estimate the effect of spray back pressure on the slab surface temperature.
As a result, it was found that the surface temperature of the slab may be lowered to a temperature range where surface cracks occur in the range of variation when the spray back pressure is set to 0.49 MPa. Therefore, it is preferable to make the spray back pressure less than 0.49 MPa (preferably 0.44 MPa, more preferably 0.4 MPa) in consideration of improvement of spray cooling ability and stabilization of cooling ability.
Further, from the above model, when the spray back pressure is less than 0.01 MPa (0.1 kgf / cm 2 ), the surface temperature is up to the surface temperature range of the slab until the cooling speed can be improved and the casting speed can be improved. The lower limit of the spray back pressure is preferably 0.01 MPa (preferably 0.20 MPa, more preferably 0.29 MPa).
次に、前記した強冷却範囲について、ロールスパン(あるロールの軸中心と鋳片の引き抜き方向に隣り合う下流側のロールの軸中心までの距離)の観点から、図4(A)、(B)を参照しながら、更に詳しく説明する。
強冷却により鋳片の鋳造速度を向上させるためには、鋳片の表面温度を下げ、鋳片表面に形成される蒸気膜の膜厚を薄くして蒸気膜を破壊し、冷却水を鋳片表面に直接接触させる必要がある。しかし、連続鋳造プロセスにおいて、鋳片が冷却水で冷却される時間は短く(例えば、鋳造速度が1.3m/分の場合で5秒)、1ロールスパンにおける鋳片の表面温度の低下代には限界があり、強冷却による鋳造速度の向上を目指した場合、強冷却を行うロールスパンをある程度確保する必要がある。
本研究者らは、図3、図7に示すラボ冷却試験から得たデータと、前記した非定常伝熱解析モデルとを用い、また実機操業において鋳片表面に熱電対を噛み込ませ鋳片温度推移を測定することで、冷却水による強冷却を行ったロールスパン数と、その間の平均抜熱量(A・α・ΔT)との関係を調査した。
Next, with respect to the strong cooling range described above, from the viewpoint of the roll span (distance from the axial center of a roll to the axial center of the downstream roll adjacent in the drawing direction of the slab), FIG. ) And will be described in more detail.
In order to improve the casting speed of the slab by strong cooling, the surface temperature of the slab is lowered, the thickness of the vapor film formed on the surface of the slab is reduced to destroy the steam film, and the cooling water is cast into the slab. Must be in direct contact with the surface. However, in the continuous casting process, the slab is cooled with cooling water for a short time (for example, 5 seconds when the casting speed is 1.3 m / min). There is a limit, and when aiming to improve the casting speed by strong cooling, it is necessary to secure a roll span for strong cooling to some extent.
The researchers used the data obtained from the laboratory cooling test shown in FIGS. 3 and 7 and the above-mentioned unsteady heat transfer analysis model, and ingot the thermocouple into the slab surface during actual operation. By measuring the temperature transition, the relationship between the number of roll spans subjected to strong cooling with cooling water and the average heat removal (A · α · ΔT) between them was investigated.
この結果と解析条件を図4(A)、(B)に示す。なお、図4(B)は、縦軸に平均抜熱量指数をとり、横軸に強冷却を行うロールスパンの個数をとった説明図である。この平均抜熱量指数とは、図4(A)に示すロールスパンを1とした場合に、隣り合うロールの間を冷却水により強冷却した場合の平均抜熱量を1としたときの比である。
なお、鋳造速度を1.3m/分、鋳片の幅を1200mm、鋳片の厚みを250mmとし、冷却水の水量密度を2000L/m2/分、スプレー背圧を、0.39MPa(4kgf/cm2)に固定した。
また、平均抜熱量指数は、後述する通水部が形成されたロールを使用した結果についても示しており、通水部が形成されていないロール(スプレー冷却のみ)と、通水部が形成されたロール(スプレーと垂れ水による冷却)の両方の結果について、それぞれ示している。なお、鋳片の幅方向に複数形成された通水部は、その幅を200mm、全通水部の合計幅を400mm(200mm×2箇所)、深さを5mmにしている。
The results and analysis conditions are shown in FIGS. 4 (A) and 4 (B). FIG. 4B is an explanatory diagram in which the vertical axis represents the average heat removal amount index and the horizontal axis represents the number of roll spans for strong cooling. The average heat removal amount index is a ratio when the average heat removal amount is 1 when the roll span shown in FIG. .
The casting speed is 1.3 m / min, the slab width is 1200 mm, the slab thickness is 250 mm, the cooling water density is 2000 L / m 2 / min, and the spray back pressure is 0.39 MPa (4 kgf / min. cm 2 ).
Moreover, the average heat removal amount index also shows the result of using a roll in which a water passage portion to be described later is used. The roll in which the water passage portion is not formed (only spray cooling) and the water passage portion are formed. The results of both rolls (cooling with spray and dripping water) are shown respectively. In addition, the water flow part formed in multiple in the width direction of slab is 200 mm in width, the total width of all the water flow parts is 400 mm (200 mm × 2 locations), and the depth is 5 mm.
図4(B)から明らかなように、通水部が形成されていないロールを使用した場合、1〜3ロールスパンの範囲で強冷却を行うと、鋳片の表面温度を十分に下げることができず、平均抜熱量指数がほとんど変化しなかった。しかし、4ロールスパン以上の範囲を強冷却することで、平均抜熱量指数が急激に向上し、冷却能力が向上することが確認できた。
また、通水部が形成されたロールを使用した場合、図1に示すように、通水部が形成されていないロールを使用した場合よりも、ロール間の冷却面積を拡大することができる。このため、図4(B)に示すように、1〜3ロールスパンの範囲を強冷却すれば、平均抜熱量指数が僅かに増加する傾向がみられ、4ロールスパン以上の範囲を強冷却することで、更に高められることが確認できた(なお、通水部が形成されたロール使用時の垂れ水冷却能は、ラボ冷却試験より求め、前記した非定常凝固解析モデルを用いて、通水部が形成された場合の抜熱量を推定した)。
以上のことから、強冷却の範囲は、少なくとも4ロールスパン(距離にして、1000mm以上1600mm以下程度の範囲)の範囲(全範囲でもよい)で行うことが好ましいことがわかる。
As apparent from FIG. 4 (B), when a roll having no water passage portion is used, if the strong cooling is performed within the range of 1 to 3 roll span, the surface temperature of the slab can be sufficiently lowered. The average heat removal index was hardly changed. However, it was confirmed that by strongly cooling the range of 4 roll spans or more, the average heat removal rate index was drastically improved and the cooling capacity was improved.
Moreover, when the roll in which the water flow part was formed is used, as shown in FIG. 1, the cooling area between rolls can be expanded rather than the case where the roll in which the water flow part is not formed is used. For this reason, as shown in FIG. 4B, if the range of 1 to 3 roll span is strongly cooled, the average heat removal index tends to increase slightly, and the range of 4 roll span or more is strongly cooled. It was confirmed that the drooping water cooling capacity when using a roll with a water passage was obtained from a laboratory cooling test, and using the unsteady solidification analysis model described above, The amount of heat removal when the part was formed was estimated).
From the above, it can be seen that the strong cooling range is preferably at least 4 roll spans (a range of about 1000 mm to 1600 mm in distance) (may be the entire range).
前記したように、強冷却範囲に、通水部を形成したロールを使用することで、冷却能力を更に上昇できることがわかった。そこで、ロール間の冷却能力の評価について説明する。
このロール間の冷却能力の評価は、抜熱量Q(kcal/時間)として、前記した式(1)〜式(3)で表すことができる。
ここで、図1に示すように、ロールに通水部を設けることで、冷却面積AがA1からA2へ拡大することがわかる。
また、前記した式(3)から、α2∝W2(垂れ水水量密度)の関係が明らかである。ここで、高水量でスプレー冷却を行っている0.25<d/D<0.55の範囲の一部または全部に、通水部が形成されたロールを使用することで、上流側から落下する冷却水の垂れ水を通水部を通過させながら下流側へ流れ込ませることができるので、ロールと鋳片との接触部分より上方に垂れ水が一時的に蓄積され、W2が更に増加する。これにより、垂れ水冷却能α2が上昇し、鋳片の冷却能力が上昇することがわかる。
As described above, it has been found that the cooling capacity can be further increased by using a roll having a water passage portion in the strong cooling range. Therefore, the evaluation of the cooling capacity between the rolls will be described.
The evaluation of the cooling capacity between the rolls can be expressed by the above-described formulas (1) to (3) as the heat removal amount Q (kcal / hour).
Here, as shown in FIG. 1, it turns out that the cooling area A expands from A1 to A2 by providing a water flow part in a roll.
Further, from the above equation (3), the relationship of α2∝W2 (dripping water density) is clear. Here, by using a roll in which a water passing portion is formed in a part or all of the range of 0.25 <d / D <0.55 where spray cooling is performed with a high amount of water, it falls from the upstream side. Since the cooling water dripping water can be allowed to flow downstream while passing the water portion, dripping water is temporarily accumulated above the contact portion between the roll and the slab, and W2 further increases. Thereby, it turns out that the drooping water cooling capability (alpha) 2 rises and the cooling capability of a slab rises.
次に、複数のロール17に含まれる通水部が形成されたロール17a、17bについて説明する。
図5、図6(A)、(B)に示すように、ロール17aは、鋳片14の幅方向に幅(ロール17aの軸方向の長さ)がLsaの2個(1個または3個以上でもよい)の通水部(スリットともいう)23、24が設けられたものである。また、ロール17bは、鋳片14の幅方向に幅(ロール17bの軸方向の長さ)がLsbの2個(1個または3個以上でもよい)の通水部(スリットともいう)25、26が設けられたものである。
この各ロール17a、17bを、強冷却範囲の鋳片14の少なくとも表側に配置する。
なお、通水部は、例えば、ロールの外周部を掘って形成した溝(切れ込み)、または鋳片の内部割れの設備対策として一般的に採用されている小径分割ロールの軸受部分のように、鋳片と直接接触することなく、鋳片表面との間に隙間を有する部位を意味する。なお、小径分割ロールとしては、例えば、鋳片の幅方向に2分割(または3分割)したものがある。
Next, the
As shown in FIGS. 5, 6 </ b> A, and 6 </ b> B, the
The
In addition, the water flow portion is, for example, a groove (cut) formed by digging the outer peripheral portion of the roll, or a bearing portion of a small-diameter split roll that is generally adopted as an equipment measure for internal cracking of a slab, It means a part having a gap with the slab surface without directly contacting the slab. In addition, as a small diameter division | segmentation roll, there exists what divided into 2 (or 3 divisions) in the width direction of slab, for example.
なお、鋳片14とロール17a、17bとが直接接触しない部分が発生する場合には、鋳片14の品質悪化の懸念がある。そこで、本研究者らは、鋳片の幅内に形成された複数の通水部Lsa、Lsbの合計幅(スリットの総長)Lt(=ΣLsa、ΣLsb)を変更し、通水部の合計幅による鋳片品質への影響を実機調査した。なお、鋳片の幅をwとする。
この結果、Lt/w≧0.5にした場合に、製造した鋳片の表面観察を行ったところ、鋳片表面に通水部の切れ込み深さ相当の「でっぱり」が生じていることが確認された。このように、鋳片表面にでっぱりが形成された鋳片を後工程で圧延した場合、圧延後の板表面に疵を発生させる可能性があるため、実機操業での調査結果により鋳片品質を考慮し、Lt/w<0.5にする必要があることがわかった。
また、後述する通水部の配置条件下で、ロールに形成した通水部の合計幅をLt/w<0.25にした場合、通水部の合計幅が狭くなり過ぎ、鋳片の幅方向の一部分が垂れ水により冷却される頻度が少なくなり、冷却能力の向上効果が見込められない。
以上のことより、通水部の合計幅Ltは、0.25≦Lt/w<0.5(好ましくは、下限を0.3、更には0.35、上限を0.48)の範囲にすることが好ましい。
In addition, when the part which the
As a result, when Lt / w ≧ 0.5, the surface of the manufactured slab was observed, and it was confirmed that “dullness” corresponding to the depth of cut of the water passage portion occurred on the slab surface. It was done. In this way, when a slab with a bulge formed on the surface of the slab is rolled in a subsequent process, it may cause wrinkles on the surface of the plate after rolling. In consideration, it was found that Lt / w <0.5 was necessary.
In addition, when the total width of the water flow portions formed on the roll is set to Lt / w <0.25 under the arrangement conditions of the water flow portions described later, the total width of the water flow portions becomes too narrow, and the width of the slab The frequency that a part of the direction is drooped and cooled by water decreases, and the effect of improving the cooling capacity cannot be expected.
From the above, the total width Lt of the water flow portion is in the range of 0.25 ≦ Lt / w <0.5 (preferably, lower limit is 0.3, further 0.35, upper limit is 0.48). It is preferable to do.
なお、一つのロールに形成する通水部の個数は、垂れ水を積極的に下流側に流し込むことで、垂れ水の増加により冷却能力が向上することから、2個以上とすることが好ましい。一方、上限値は特に設けていないが、以下に示す通水部の寸法範囲と配置位置の条件を満足する範囲で設定できる。
ここで、ロール17a、17bに形成する通水部23〜26の幅Lsa、Lsbは、その幅が狭過ぎる場合、収流圧損により垂れ水が流下しにくくなる。このため、垂れ水の流下を促進するため、通水部23〜26の幅Lsa、Lsbをそれぞれ10mm以上にする必要があり、一方上限は、前記した鋳片の品質上の問題により、鋳片14の幅wの半分未満にする必要がある。
また、通水部23〜26の深さDpは、ラボ試験による垂れ水冷却能調査結果により、2mm未満の場合、冷却能力を確保できないことがわかっており、2mm以上にする必要がある。一方、ロール17a、17bの強度を考慮すれば、通水部23〜26の深さDpを10mm以下にする必要がある。
Note that the number of water flow portions formed in one roll is preferably two or more because the cooling capacity is improved by increasing the amount of drooping water by positively pouring the dripping water downstream. On the other hand, although the upper limit is not particularly provided, it can be set within a range that satisfies the conditions of the dimension and arrangement position of the water passage shown below.
Here, when the widths Lsa and Lsb of the
Moreover, when the depth Dp of the water flow parts 23-26 is less than 2 mm from the drooping water cooling ability investigation result by a laboratory test, it turns out that a cooling capacity cannot be ensured, and needs to be 2 mm or more. On the other hand, considering the strength of the
ロール17a、17bへの通水部23〜26の形成位置は、鋳片14の引き抜き方向に隣り合うロール17a、17bの通水部23〜26の位置を、鋳片14の幅方向に渡って交互にずらすことが好ましい。具体的には、鋳片14の引き抜き方向に隣り合う各ロール17a、17bのうち、上流側に配置されたロール17aの通水部23、24の幅をLsaとし、下流側に配置されたロール17bの通水部25、26の幅をLsbとし、更に最も近距離に位置する各通水部(最も距離が近い通水部)23、26が、鋳片14の幅方向における各通水部23、26の幅方向中心位置の間隔をLとした場合、L/Lsa≧1かつL/Lsb≧1の条件を満足することが好ましい。
前記したように、鋳片の品質を良好にするためには、Lt/wを0.5未満に抑える必要があり、そのため、各ロールスパンごとで垂れ水の冷却を実施できる範囲は、鋳片の幅wの半分未満(0.5w未満)になってしまう。このため、鋳片の幅方向の通水部の形成位置を鋳造方向にわたって全て同じ位置とすると、通水部を形成した部分のみの冷却が進み、過冷却が発生して、鋳片の表面温度が復熱不可な温度域まで低下することが考えられる。
The formation positions of the
As described above, in order to improve the quality of the slab, it is necessary to suppress Lt / w to less than 0.5. Therefore, the range in which dripping water can be cooled for each roll span is as follows. Will be less than half of the width w (less than 0.5 w). For this reason, if the formation positions of the water flow portions in the width direction of the slab are all the same position in the casting direction, cooling of only the portion where the water flow portions are formed proceeds, supercooling occurs, and the surface temperature of the slab It is conceivable that the temperature drops to a temperature range where recuperation is impossible.
この対策として、図5、図6に示したL/Lsa≧1、L/Lsb≧1となるように、ロールごとに通水部の形成位置をずらし、垂れ水で冷却される位置を変え、幅方向の均一冷却を行う必要がある。
なお、L/Lsa、L/Lsbの上限値は設けないが、鋳片を幅方向にわたって均一に冷却するためには、鋳片の幅内に通水部が配置できる値にすることが好ましい。
通常、連続鋳造機は、鋳片の鋳造速度に応じてスプレー水量を変更することで、過冷却による鋳片の表面割れ、または冷却不足による鋳片の内部割れの抑制を行っている。
前記したように、本発明は、鋳片の強冷却範囲に、冷却水の噴霧後に発生する垂れ水を利用するものであり、鋳造速度に応じてスプレー水量を変化させ、その結果、垂れ水の水量も変化させることで、過冷却または冷却不足を発生させることなく、安定な鋳造を可能とする。また、垂れ水による鋳片の冷却は、ロール間に滞留した水が自由落下により通水部を通過して下流側へ流れるものであり、通水部を導入した部位、並びにその周辺において、鋳片を幅方向にわたって均一に冷却できる。
As a countermeasure, L / Lsa ≧ 1 and L / Lsb ≧ 1 shown in FIG. 5 and FIG. 6, the formation position of the water passing portion is shifted for each roll, and the position cooled by dripping water is changed, It is necessary to perform uniform cooling in the width direction.
In addition, although the upper limit of L / Lsa and L / Lsb is not provided, in order to cool a slab uniformly over the width direction, it is preferable to set it as the value which can arrange | position a water flow part in the width | variety of a slab.
Usually, the continuous casting machine controls the surface crack of the slab due to overcooling or the internal crack of the slab due to insufficient cooling by changing the amount of spray water according to the casting speed of the slab.
As described above, the present invention uses dripping water generated after spraying cooling water in the strong cooling range of the slab, and the amount of spray water is changed according to the casting speed. By changing the amount of water, stable casting can be performed without causing overcooling or undercooling. In addition, the cooling of the slab with dripping water is such that the water staying between the rolls flows through the water-passing part to the downstream side by free-falling, and at the site where the water-flowing part is introduced and its surroundings, The piece can be cooled uniformly over the width direction.
続いて、本発明の一実施の形態に係る連続鋳造機の二次冷却方法について、前記した連続鋳造機の二次冷却装置10を参照しながら説明する。
まず、鋳片14の表側15と裏側16に形成された凝固シェル21、22の厚みd1、d2の合計値dと鋳片14の厚みDとの比(d/D)が、0.25<d/D<0.55となる範囲の一部または全部、即ち4ロールスパン以上を強冷却範囲とし、この範囲に通水部23〜26が設けられたロール17a、17bを配置する。
また、この強冷却範囲に配置された冷却用ノズル18は、冷却水の水量密度が500L/m2/分以上2000L/m2/分以下の範囲内で、かつスプレー背圧が0.49MPa未満で制御可能となっている。
この二次冷却装置10を使用して、鋳片14を、例えば1.3m/分以上1.6m/分以下程度の鋳造速度で引き抜き、曲げ部直後から曲げ戻し部の手前までで鋳片14の表面を強冷却した後、緩冷却化を行って鋳片の復熱を確保する。これにより、鋳片14の冷却能力を向上させ、鋳片14の表面温度を安定に制御でき、鋳片14の表面割れを回避しながら鋳造速度の向上が図れる。
Then, the secondary cooling method of the continuous casting machine which concerns on one embodiment of this invention is demonstrated, referring the
First, the ratio (d / D) between the total value d of the thicknesses d1 and d2 of the solidified
Further, the cooling
Using this
次に、本発明の作用効果を確認するために行った実施例について説明する。
この実施例において、本発明者らは、前記したように、鋳片の表面温度推移と凝固シェル厚の成長推移を推定する非定常凝固解析モデルを構築し、各種条件を変更した場合の鋳造速度と表面割れへの影響を、コンピュータ解析(シミュレーション)により推定した。以下に、コンピュータ解析で使用した連続鋳造機の設備条件と鋳造条件を示す。
<連続鋳造機の設備条件>
・連続鋳造機の機長(鋳型のメニスカス位置から連続鋳造機の下流端位置、即ち鋳造用ロールの下流端位置まで):30m
・鋳片の引き抜き方向に配置される冷却用ノズルのピッチ:300mm
・冷却用ノズルと鋳片表面との距離:125mm
<鋳造条件>
・鋳片の幅:1250mm
・鋳片の厚み:250mm
Next, examples carried out for confirming the effects of the present invention will be described.
In this example, as described above, the present inventors constructed an unsteady solidification analysis model for estimating the surface temperature transition of the slab and the growth transition of the solidified shell thickness, and the casting speed when various conditions were changed. The effect on surface cracks was estimated by computer analysis (simulation). The equipment conditions and casting conditions of the continuous casting machine used in the computer analysis are shown below.
<Conditions for continuous casting machine>
・ Captain of continuous casting machine (from the meniscus position of the mold to the downstream end position of the continuous casting machine, that is, the downstream end position of the casting roll): 30 m
・ Pitch of cooling nozzles arranged in the drawing direction of the slab: 300 mm
・ Distance between cooling nozzle and slab surface: 125 mm
<Casting conditions>
・ Cast width: 1250mm
-Thickness of slab: 250mm
なお、前記したように、連続鋳造機の曲げ部および曲げ戻し部において、鋳片の表面温度が700℃を超える温度を確保できなければ、鋳片に表面割れが発生するため、本実施例では、この温度条件下で表面割れの評価を行った。
この鋳片の表面割れは、鋳片が曲げ部または曲げ戻し部を通過する際の状況を示すもので、「×」は、鋳片の表面温度が定常的に700℃以下となって表面割れが発生することを示し、「△」は、冷却能力のばらつきの範囲の中で非定常的な過冷却(700℃以下)が発生し、鋳片に表面割れが散発する懸念があることを示し、「○」は、鋳片の表面温度が定常的に700℃を上回り、表面割れの発生が無いことを示している。
As described above, if the surface temperature of the slab cannot ensure a temperature exceeding 700 ° C. in the bending part and the bending back part of the continuous casting machine, surface cracks occur in the slab. The surface crack was evaluated under these temperature conditions.
This surface crack of the slab indicates the situation when the slab passes through the bent part or the bent part, and “×” indicates that the surface temperature of the slab is steadily lower than 700 ° C. "△" indicates that unsteady overcooling (700 ° C or lower) occurs within the range of variation in cooling capacity, and there is a concern that surface cracks may be scattered in the slab. “◯” indicates that the surface temperature of the slab constantly exceeds 700 ° C., and there is no occurrence of surface cracks.
また、鋳片の鋳造速度は、各条件下で鋳片の凝固完了点を連続鋳造機内におさめることができる最大の鋳造速度で評価を行った。この評価に際しては、鋳造速度が1.3m/分を基準として、得られた最大鋳造速度の向上代が0%の場合を「×」、0%を超え15%未満の場合を「△」、15%以上の場合を「○」とした。
また、総合評価は、上記した表面割れと最大鋳造速度の2つの評価項目のいずれか1つに「×」がある場合は「×」とし、評価項目のいずれか1つに「△」がある場合は「△」とし、評価項目の両方が「○」である場合は「○」としている。また、総合評価において、本実施例の中で最大の鋳造速度の条件を得ることができた条件を「◎」としている。
ここで、総合評価が「○」とは、製品品質と生産性のいずれについても、勿論問題がない条件であることを意味しており、「△」とは、「○」と比較すれば劣るが、問題がない条件であることを意味している。
Further, the casting speed of the slab was evaluated at the maximum casting speed at which the solidification completion point of the slab could be kept in the continuous casting machine under each condition. In this evaluation, when the casting speed is 1.3 m / min as a reference, the obtained increase in the maximum casting speed is 0%, “x”, and the case where it exceeds 0% and less than 15% is “△”, The case of 15% or more was designated as “◯”.
In addition, the overall evaluation is “X” when any one of the above two evaluation items of the surface crack and the maximum casting speed is “×”, and any one of the evaluation items is “△”. In this case, “△” is indicated, and when both evaluation items are “◯”, “◯” is indicated. Further, in the comprehensive evaluation, the condition in which the maximum casting speed condition can be obtained in this example is “◎”.
Here, the overall evaluation “◯” means that there is no problem in terms of both product quality and productivity, and “△” is inferior to “○”. Means that there is no problem.
まず、鋳片の強冷却範囲を種々変更し、表面割れと最大鋳造速度の評価を行った結果について、表1を参照しながら説明する。
ここで、実施例1〜3は、強冷却範囲が本発明の適正範囲内(0.25<d/D<0.55)の結果であり、比較例1〜5は強冷却範囲が適正範囲を外れた結果である。特に、比較例1は、通水部が形成されていないロールを使用し、鋳片の冷却を冷却用ノズルからの冷却水の噴霧のみで行った。これに対し、実施例1〜3、および比較例2〜5は、通水部が形成されたロールを使用し、鋳片の冷却を冷却水の噴霧と垂れ水により行った。なお、通水部は、深さDpを5mm、幅Lsa、Lsbをそれぞれ200mm、合計幅Ltを400mm(200mm×2箇所)とし、鋳片の引き抜き方向に隣り合うロールの通水部の位置を、鋳片の幅方向に渡って交互にずらしている(L/Lsa、L/Lsb=1)。また、冷却用ノズルの冷却水の水量密度を2000L/m2/分、スプレー背圧を0.39MPa(4kgf/cm2)に固定した。
First, the results of various changes in the strong cooling range of the slab and evaluation of surface cracks and maximum casting speed will be described with reference to Table 1.
Here, Examples 1 to 3 are results in which the strong cooling range is within the appropriate range of the present invention (0.25 <d / D <0.55), and Comparative Examples 1 to 5 have the strong cooling range within the appropriate range. This is the result of deviating. In particular, Comparative Example 1 used a roll in which a water passage portion was not formed, and the slab was cooled only by spraying cooling water from a cooling nozzle. On the other hand, Examples 1-3 and Comparative Examples 2-5 used the roll in which the water flow part was formed, and performed cooling of the slab by spraying of cooling water and dripping water. The water flow section has a depth Dp of 5 mm, widths Lsa and Lsb of 200 mm, total width Lt of 400 mm (200 mm × 2 locations), and the positions of the water flow sections of rolls adjacent in the drawing direction of the slab. Are alternately shifted in the width direction of the slab (L / Lsa, L / Lsb = 1). The water density of the cooling water in the cooling nozzle was fixed at 2000 L / m 2 / min, and the spray back pressure was fixed at 0.39 MPa (4 kgf / cm 2 ).
表1に示す比較例1、2のように、曲げ部上流側、即ちメニスカス位置の下方1〜2.5m(凝固シェルの厚みが13〜30mm)の範囲で鋳片を強冷却した場合、鋳造速度は上昇するが、曲げ部通過時の表面温度が700℃を超える温度を確保できないため、鋳片に表面割れが発生すると考えられる。なお、比較例1、2では、最大鋳造速度が異なるが、これはロールに対する通水部の形成の有無による冷却面積の拡大が起因しているものである。
また、比較例3は、曲げ部付近で鋳片の強冷却を行った結果であり、鋳造速度は上昇するが曲げ部通過時の表面温度が700℃を超える温度を確保できず、鋳片に表面割れが発生すると考えられる。
比較例4は、曲げ戻し部付近、即ちメニスカス位置の下方9〜14.3m(凝固シェルの厚みが70〜88mm)の範囲で強冷却を行った場合の結果であり、曲げ戻し部の通過時の表面温度が700℃を超える温度を確保できないため表面割れが発生すると考えられる。
また、強冷却範囲の終了点を比較例4よりも僅かに上流側にした比較例5でも、強冷却後に鋳片が十分な復熱を確保できず、表面割れが発生すると考えられる。
As in Comparative Examples 1 and 2 shown in Table 1, when the slab is strongly cooled in the range of 1 to 2.5 m below the meniscus position, that is, below the meniscus position (the thickness of the solidified shell is 13 to 30 mm), Although the speed increases, it is considered that surface cracks occur in the slab because the surface temperature at the time of passing through the bent portion cannot secure a temperature exceeding 700 ° C. In Comparative Examples 1 and 2, although the maximum casting speed is different, this is due to the expansion of the cooling area due to the presence or absence of the formation of a water flow portion with respect to the roll.
Comparative Example 3 is the result of strong cooling of the slab in the vicinity of the bent part. The casting speed increases, but the surface temperature when passing through the bent part cannot ensure a temperature exceeding 700 ° C. It is thought that surface cracking occurs.
Comparative Example 4 is the result when strong cooling is performed in the vicinity of the bent back portion, that is, in the range of 9 to 14.3 m below the meniscus position (the thickness of the solidified shell is 70 to 88 mm), and when passing through the bent back portion It is considered that surface cracking occurs because the surface temperature of the steel cannot secure a temperature exceeding 700 ° C.
Further, even in Comparative Example 5 in which the end point of the strong cooling range is slightly upstream from Comparative Example 4, it is considered that the slab cannot secure sufficient reheat after strong cooling and surface cracking occurs.
以上のことから、表面割れを抑制しつつ、強冷却による鋳造速度の向上を指向した場合、曲げ部以降(メニスカス位置の下方2.5m)から強冷却を開始し、曲げ戻し部(メニスカス位置の下方14m)の手前で緩冷却化を行い、曲げ戻し部で表面割れを回避できる温度まで、鋳片の表面温度を復熱させる必要があるとわかった。
一方、実施例1〜3に示すように、曲げ部を通過した後から鋳片の強冷却を行い、曲げ戻し部の手前から緩冷却化を行うことで、表面割れを抑制しつつ鋳造速度を上昇できることがわかった。また、強冷却の開始点と強冷却範囲で鋳造速度の向上効果は異なるが、前者は凝固シェルの厚みに起因する熱抵抗の差、後者は冷却範囲を長くすることで、鋳片内部の熱を奪ったことによる違いである。
From the above, when controlling the casting speed by strong cooling while suppressing surface cracking, strong cooling is started from the bent portion (2.5 m below the meniscus position), and the bent back portion (at the meniscus position). It was found that the surface temperature of the slab needs to be reheated to a temperature at which the surface can be avoided at the bent back portion by performing gentle cooling before 14 m below.
On the other hand, as shown in Examples 1 to 3, by strongly cooling the slab after passing through the bending portion and by performing slow cooling from the front of the bending return portion, the casting speed is suppressed while suppressing surface cracking. I found that I could rise. Also, although the effect of improving the casting speed is different between the starting point of strong cooling and the strong cooling range, the former is the difference in thermal resistance due to the thickness of the solidified shell, and the latter is the heat inside the slab by increasing the cooling range. It is a difference due to taking away.
次に、冷却水の水量密度を種々変更し、表面割れと最大鋳造速度の評価を行った結果について、表2を参照しながら説明する。
実施例3、参考例、および比較例6は、強冷却範囲を本発明の適正範囲内(0.25<d/D<0.55)とし、ロールとして通水部が形成されたものを使用した結果である。ここで、実施例3、参考例は、冷却用ノズルの冷却水の水量密度を500L/m2/分以上2000L/m2/分以下とした結果であり、比較例6は、この範囲を下回った場合の結果である。なお、通水部の形状および配置位置と、冷却用ノズルのスプレー背圧は、表1と同様の条件とした。
Next, the results of various changes in the water density of the cooling water and evaluation of surface cracks and maximum casting speed will be described with reference to Table 2.
In Example 3, Reference Example , and Comparative Example 6, the strong cooling range is within the appropriate range of the present invention (0.25 <d / D <0.55), and a roll is formed as a roll. It is the result. Here, Example 3, Reference Example is a result of the water density of the cooling water was 5 00L / m 2 / min or more 2000L / m 2 / min or less under cooling nozzle, Comparative Example 6, this it is the result of the case, which was below the range. In addition, the shape and arrangement | positioning position of a water flow part, and the spray back pressure of the cooling nozzle were made into the conditions similar to Table 1. FIG.
表2に示す比較例6のように、水量密度が低い場合、鋳片の表面温度を低下させるための十分な冷却能力が得られず、鋳造速度が上昇しないことがわかった。
一方、実施例3、参考例は、それぞれ水量密度を2000L/m2/分、500L/m2/分にして鋳片を冷却した結果であるが、水量密度を適正化することで、鋳片の表面温度を安定に低下させ、曲げ戻し部の手前から緩冷却化を行い、鋳片の復熱を確保することで、表面割れを抑制しつつ鋳造速度を上昇できることがわかった。
As in Comparative Example 6 shown in Table 2, when the water density was low, it was found that sufficient cooling capacity for lowering the surface temperature of the slab could not be obtained, and the casting speed did not increase.
On the other hand, Example 3 and Reference Example are the results of cooling the slab by setting the water density to 2000 L / m 2 / min and 500 L / m 2 / min, respectively. By optimizing the water density, the slab It was found that the casting speed can be increased while suppressing surface cracking by stably lowering the surface temperature of the steel sheet, performing slow cooling before the bent back portion, and ensuring recuperation of the slab.
続いて、ロールに形成する通水部の形状を種々変更し、表面割れと最大鋳造速度の評価を行った結果について、表3を参照しながら説明する。
実施例3、5〜8は、強冷却範囲と冷却用ノズルの冷却水の水量密度が、いずれも本発明の適正範囲内の結果であり、しかも通水部が形成されたロールを使用した結果である。また、冷却用ノズルのスプレー背圧を0.39MPaに固定した。
なお、通水部の深さDpを5mmに固定して、通水部の個数と位置をそれぞれ変更した条件と結果を、表3に示す。
Then, the shape of the water flow part formed in a roll is changed variously, and the result of having evaluated the surface crack and the maximum casting speed is demonstrated, referring Table 3. FIG.
In Examples 3 and 5 to 8, the strong cooling range and the water density of the cooling water in the cooling nozzle are both within the proper range of the present invention, and the result is that a roll having a water passage portion is used. It is. The spray back pressure of the cooling nozzle was fixed at 0.39 MPa.
Table 3 shows conditions and results obtained by fixing the depth Dp of the water passage portion to 5 mm and changing the number and positions of the water passage portions, respectively.
ロールに通水部を形成する場合、考慮すべきポイントは、鋳片表面に発生する「でっぱり」の抑制と、鋳片の幅方向の冷却の均一化である。
そのため、Lt/wを0.5未満にし、かつL/Lsa≧1、L/Lsb≧1となるように、ロールごとに通水部の位置をずらし、幅方向の均一冷却を行う必要がある。
また、Lt/w<0.25の場合、幅方向のある部位が垂れ水で冷却される頻度が少なく、冷却能力の向上効果が見込めないことが考えられ、0.25≦Lt/w<0.5の範囲にすることが鋳造速度を上げるためには効果的である。
When forming a water flow portion on the roll, the points to be considered are suppression of “drip” generated on the surface of the slab and uniform cooling in the width direction of the slab.
Therefore, it is necessary to perform uniform cooling in the width direction by shifting the position of the water flow portion for each roll so that Lt / w is less than 0.5 and L / Lsa ≧ 1 and L / Lsb ≧ 1. .
In addition, when Lt / w <0.25, it is conceivable that a certain part in the width direction is cooled with dripping water less frequently, and an effect of improving the cooling capacity cannot be expected, and 0.25 ≦ Lt / w <0. The range of .5 is effective for increasing the casting speed.
表3に示す実施例5のように、L/Lsa、L/Lsb=0.5にした場合、同じ部位が垂れ水により連続的に冷却され状況となるため、通水部の合計幅Ltが同じである実施例3と比較して、鋳造速度の向上効果が低下していることがわかる。また、この配置の場合、鋳片が過冷却されるため、表面割れが散発する懸念がある。
また、実施例6、7に示すように、通水部の合計幅Ltを300mm(通水部を幅方向に3箇所形成)にした場合(Lt/w<0.25)、通水部の合計幅が狭くなり過ぎ、鋳片の幅方向の一部分が垂れ水により冷却される頻度が少なくなるため、冷却能力の向上効果が小さいことがわかる。
そして、実施例8に示すように、通水部の幅と配置を最適化することで、鋳造速度を向上できることが確認された。
As in Example 5 shown in Table 3, when L / Lsa and L / Lsb = 0.5, the same part is continuously cooled by dripping water, so that the total width Lt of the water passing portion is It turns out that the improvement effect of casting speed is falling compared with Example 3 which is the same. Moreover, in this arrangement, the slab is supercooled, so that there is a concern that surface cracks may be scattered.
Moreover, as shown in Examples 6 and 7, when the total width Lt of the water passage portion is 300 mm (three water passage portions are formed in the width direction) (Lt / w <0.25), It can be seen that the effect of improving the cooling capacity is small because the total width becomes too narrow and the frequency in which a part of the slab in the width direction is drooped and cooled is reduced.
And as shown in Example 8, it was confirmed that a casting speed can be improved by optimizing the width | variety and arrangement | positioning of a water flow part.
また、冷却水のスプレー背圧を種々変更し、表面割れと最大鋳造速度の評価を行った結果について、表4を参照しながら説明する。
実施例8〜10は、強冷却範囲と冷却用ノズルの冷却水の水量密度が、いずれも本発明の適正範囲内の結果であり、しかも通水部が形成されたロールを使用した結果である。なお、通水部は、深さDpを5mm、幅Lsa、Lsbを300mm、合計幅Ltを600mmとし、鋳片の引き抜き方向に隣り合うロールの通水部の位置を、鋳片の幅方向に渡って交互にずらしている(L/Lsa、L/Lsb=1)。また、冷却用ノズルの冷却水の水量密度を2000L/m2/分に固定した。
In addition, the results of evaluating the surface cracking and the maximum casting speed by variously changing the spray back pressure of the cooling water will be described with reference to Table 4.
In Examples 8 to 10, the strong cooling range and the cooling water amount density of the cooling nozzle are both within the appropriate range of the present invention, and the result is that a roll having a water passage portion is used. . The water passage portion has a depth Dp of 5 mm, widths Lsa and Lsb of 300 mm, a total width Lt of 600 mm, and the position of the water passage portion of the roll adjacent in the drawing direction of the slab in the width direction of the slab. They are alternately shifted over (L / Lsa, L / Lsb = 1). Moreover, the water density of the cooling water of the cooling nozzle was fixed at 2000 L / m 2 / min.
表4に示す実施例10のように、スプレー背圧を0.59MPa(6kgf/cm2)とした場合、実施例8と比較して鋳造速度の向上効果は大きくなる。しかし、前記したように、このスプレー背圧域では、冷却能力のばらつきが大きくなることが、ラボ試験結果より確認されており、表面割れが散発する懸念があり好ましくない。
また、実施例9は、スプレー背圧を0.49MPa(5kgf/cm2)未満の0.10MPa(1kgf/cm2)にした結果であるが、スプレー背圧を適正化することで、安定的に鋳造速度を向上できることを確認できた。
As in Example 10 shown in Table 4, when the spray back pressure and 0.59MPa (6kgf / cm 2), the effect of improving the casting speed as compared to Example 8 is increased. However, as described above, in the spray back pressure region, it is confirmed from the laboratory test results that the variation in the cooling capacity is large, and there is a concern that surface cracks may occur, which is not preferable.
In addition, Example 9 is a result of setting the spray back pressure to 0.10 MPa (1 kgf / cm 2 ) less than 0.49 MPa (5 kgf / cm 2 ), but it is stable by optimizing the spray back pressure. It was confirmed that the casting speed could be improved.
以上、本発明を、実施の形態を参照して説明してきたが、本発明は何ら上記した実施の形態に記載の構成に限定されるものではなく、特許請求の範囲に記載されている事項の範囲内で考えられるその他の実施の形態や変形例も含むものである。例えば、前記したそれぞれの実施の形態や変形例の一部または全部を組合せて本発明の連続鋳造機の二次冷却装置およびその二次冷却方法を構成する場合も本発明の権利範囲に含まれる。
なお、前記した実施の形態においては、強冷却範囲の鋳片の表側に、通水部が形成されたロールを配置した場合について説明したが、この通水部が形成されたロールを鋳片の裏側に更に配置してもよい。
As described above, the present invention has been described with reference to the embodiment. However, the present invention is not limited to the configuration described in the above embodiment, and the matters described in the scope of claims. Other embodiments and modifications conceivable within the scope are also included. For example, the case where the secondary cooling device and the secondary cooling method of the continuous casting machine of the present invention are configured by combining some or all of the above-described embodiments and modifications are also included in the scope of the present invention. .
In the above-described embodiment, the case where the roll having the water passage portion is disposed on the front side of the slab in the strong cooling range has been described. It may be further arranged on the back side.
10:連続鋳造機の二次冷却装置、11:連続鋳造機、13:連続鋳造用鋳型、14:鋳片、15:表側、16:裏側、17、17a、17b:ロール、18:冷却用ノズル、19:タンディッシュ、20:浸漬ノズル、21、22:凝固シェル、23〜26:通水部 10: Secondary cooling device of continuous casting machine, 11: Continuous casting machine, 13: Continuous casting mold, 14: Cast slab, 15: Front side, 16: Back side, 17, 17a, 17b: Roll, 18: Cooling nozzle , 19: Tundish, 20: Immersion nozzle, 21, 22: Solidified shell, 23-26: Water flow part
Claims (5)
前記鋳片の表側および裏側に形成された凝固シェルの厚みの合計値dが前記鋳片の厚みDに対して、0.25<d/D<0.55となる範囲の一部または全部を強冷却範囲とし、該強冷却範囲の前記鋳片の少なくとも表側に配置された前記ロールに対して前記鋳片の幅方向に1または複数の通水部を設け、前記冷却用ノズルから噴射される冷却媒体を前記ロールの通水部を通過させると共に、該強冷却範囲に設置された前記冷却用ノズルから噴射される冷却媒体の水量密度を800リットル/m2/分以上2000リットル/m2/分以下とし、0.55≦d/D<0.75となる範囲に設置された前記冷却用ノズルから噴射される冷却媒体の水量密度を50リットル/m 2 /分以上700リットル/m 2 /分以下として前記鋳片を冷却することを特徴とする連続鋳造機の二次冷却装置。 On the front side and the back side of the slab drawn from the continuous casting mold, the rolls are arranged with intervals in the drawing direction, and the slab is sandwiched and conveyed from the thickness direction between the rolls on the front side and on the back side. In a secondary cooling device of a continuous bending machine of a vertical bending type or a curved bending type, which is arranged between rolls in the width direction of the slab and has a plurality of cooling nozzles for cooling the slab.
Part or all of the range in which the total value d of the thicknesses of the solidified shells formed on the front and back sides of the slab is 0.25 <d / D <0.55 with respect to the thickness D of the slab A strong cooling range is provided , and one or a plurality of water passing portions are provided in the width direction of the slab with respect to the roll disposed at least on the front side of the slab in the strong cooling range, and sprayed from the cooling nozzle. While allowing the cooling medium to pass through the water passing portion of the roll, the density of the cooling medium sprayed from the cooling nozzle installed in the strong cooling range is 800 liters / m 2 / min to 2000 liters / m 2 / The water density of the cooling medium sprayed from the cooling nozzle installed in the range of 0.55 ≦ d / D <0.75 is 50 liters / m 2 / minute or more and 700 liters / m 2 / cold the cast piece as a minute or less Continuous casting machine of the secondary cooling device, characterized by.
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