JFE 技報 No. 38（2016 年 8 月）p. 48-52

高速鋳造安定化のための技術開発
Technology Development for Stabilizationof High Speed Continuous Casting伊藤陽一

村井剛

三木祐司

ITO Yoichi

JFE スチール

スチール研究所

MURAI Takeshi

JFE スチール

製鋼技術部

MIKI Yuji

JFE スチール

スチール研究所

製鋼研究部

主任研究員（課長）

主任部員（課長）
主席研究員・博士（工学）要旨
連続鋳造における生産性向上の要求に対して高速鋳造安定化の技術開発が進められてきた。JFE スチール西日本
製鉄所倉敷地区第 4 連続鋳造機において鋳型銅板に埋設された多点熱電対を用いた鋳型下端凝固シェル厚のオンライン計算が試験され，各種ブレークアウト検知に対する有効性が得られた。また，幅方向均一冷却ノズル，高圧スプレー法などの強二次冷却のための新技術がモデル実験ならびに実機実験を通じて実施された。それらの二次冷却開発が生産性向上と鋳片品質の改善の両立に有効であることを確認した。

Abstract:High speed continuous casting technology has been developed to improve productivity. The method of real-time
calculation of the solidified shell thickness by using multiple thermocouples embedded in the mold copper plates wastested at JFE Steel West Japan Works (Kurashiki) No. 4 continuous caster (CC), and the possibility of detecting
various types of breakouts in high-speed casting was demonstrated. In addition, new technologies for intensive
secondary cooling, such as uniform cooling nozzles and high-pressure water spray method, were studied throughlaborator y-scale experiments and plant trials. The results confirmed that the developed secondar y coolingtechnologies are effective for improving both productivity and slab quality.

1． はじめにる。倉敷地区第 4 連続鋳造機では上述した課題に対して，
モールドパウダー改善による鋳型抜熱量増加（14％増），短辺支新興国の台頭により鋼材生産のグローバル化が進む中，持面積拡大による短辺バルジング量減少（30％減），スライ連続鋳造における高品質・高生産性への要求がさらに強まディングノズルによるモールド湯面レベル制御を湯面変動りつつある。高生産性の達成のためには，連続鋳造の鋳造信号の位相差をゼロに近づける帯域微分制御方式を採用す速度を増大させることが有効である。JFE スチールでは高速ることで非定常バルジング起因の湯面変動低減（21％減）

鋳造技術に対して，積極的に技術開発を進め，0.22 m 厚のを達成し，最大鋳造速度 3.0 m/min の達成率を従来の 5.6 倍

倉敷地区第 4 連続鋳造機，福山地区第 6 連続鋳造機においまで向上させた 。

5）

高速鋳造安定化に向けては前述したように様々な対策なて一般スラブ連続鋳造機では世界最高となる 3.0 m/min の鋳造速度を達成した

1, 2）。また，福山地区第 6 連続鋳造機にらびに技術開発が必要となるが，本報では多点鋳型熱電対

おいては幅 2.1 m，厚み 0.25 m の大断面スラブサイズに対しを用いた鋳型直下での凝固シェル厚オンライン測定法によても高速鋳造技術を推進し，ストランド当りで世界最大スる BO 検知技術の開発と連続鋳造機内での割れ防止ならびループットの 10 t/min を達成してきた。に凝固完了位置の短縮のための均一強二次冷却技術の開発

しかしながら高速鋳造を安定して達成するためには，①モールド湯面変動抑制，②パウダー巻込み抑制技術に特化して報告する。

3, 4）

，③

高速鋳造時の鋳型/鋳片間潤滑安定化，④鋳型抜熱強化によ

2． 高速鋳造技術

る凝固シェル厚確保，⑤鋳型内での凝固シェル拘束や破断

2.1によるブレークアウト（BO）防止，⑥連続鋳造機内表面割れ，内部割れ防止ならびに冷却能力向上を可能とする二次冷却技術などの技術開発にさらに磨きをかけることが必要とな

 点鋳型熱電対による凝固シェル厚みオンラ
多イン測定技術

2.1.1

多点熱電対による凝固シェル厚み測定原理

連続鋳造における高速鋳造時の課題の一つに BO 発生に2016 年 3 月 1 日受付

よる操業阻害があげられる。BO の種類には，①拘束性 BO，－ 48 －Copyright © 2016 JFE Steel Corporation. All Rights Reserved.

高速鋳造安定化のための技術開発②異物噛み込み性 BO，③凝固遅れ性 BO などがある。モールドパウダーの潤滑不良や湯面変動により凝固シェルが鋳型銅板に直接焼付くことに起因する拘束性 BO についてはメ
ニスカス付近の鋳型熱電対挙動より検知する方法が糸山ら6）により提案されており，現在では連続鋳造機で一般的に採用されている。しかしながら高速鋳造技術の推進においては，浸漬ノズルからの吐出流が短辺凝固シェルに衝突する際に凝固シェルを再溶解させる凝固遅れ性 BO やスラグベ
アや介在物などの異物を噛み込んだ場合にその後の鋳型内での凝固シェルの成長が阻害されることによる異物噛み込み性 BO 発生の危険性も高くなる。対策として鋳型下端まで

図 2 熱電対配置図に異常を検知し，鋳造速度の急減速を行う必要があるため，Fig. 2

Thermocouple layout

鋳型下端の凝固シェル厚をオンライン測定する方法の確立が望まれてきた。
倉敷地区第 4 連続鋳造機において開発した多点鋳型熱電③熱流束プロファイル作成と凝固潜熱＋シェル顕熱 QL と局7）対による凝固シェル厚測定原理を図 1 に示す 。鋳型銅板

所的な溶鋼流衝突による入熱 QF に分割に埋設した熱電対で凝固熱流束を測定し，鋳造方向の熱流束プロファイルで，積分して鋳型下端での凝固シェル厚み

Q＝QL＋QF ……………………………………… （2）を算出するモデルであり，ロジックとしては大きく以下の①～⑥の算出過程から構成される。

④溶鋼流衝突による入熱 QF から溶鋼流衝突の流速 VF を算

q i）を①熱電対温度（DT）から鋳型冷却による局所熱流束 （出し，熱伝達係数と流速 VF に対する Isobe の関係式

算出8）から凝固遅れ度 RS を計算②凝固シェルへの熱流束 Q の算出（q（i）：鋳型への抜熱量，c
RS＝a×VF0.8Dq＋b …………………………… （3）qr（i）：平均的な凝固界面流による入熱量）

Q=∫qc( i )dt =∫ { q( i ) − qr ( i )} dt（a，b：定数，Dq：溶鋼過熱度）……… （1）⑤鋳型下端での凝固シェルのエンタルピー落差 DH，密度 rlの算出⑥鋳型下端での凝固シェル厚 D の算出
D＝QL×（1－RS）
rl×DH…………………………… （4）

図 2 に示した銅板溶鋼面より深さ位置 10，15 mm に設置したペアの熱電対温度（長辺 98 本，短辺 16 本）から算出される局所熱流束値を基に，鋳型下端の凝固シェル厚みの推算値を 0.5 s 間隔でリアルタイム計算可能なモデルを構築した。
2.1.2

オンライン凝固シェル厚み測定結果

図 3 に低炭素鋼における熱電対による鋳型下端凝固シェル厚測定結果の例を示した。データは凝固シェル厚計算対象のトラッキング区間で鋳造速度や鋳造幅の変化が無かった箇所について鋳造速度 1.2～2.5 m/min の範囲のみを抽出したものである。高鋳造速度側で凝固定数が若干低めにシ0.5フトする傾向がみられるが，概ね凝固定数 K＝23 mm/minの下記の関係式で鋳型下端凝固シェル厚が整理できること
図 1 オンライン凝固シェル厚計算の概略図
Fig. 1が確認できた。

Schematic diagram of online computing for solidified
shell thickness－ 49 －JFE 技報 No. 38（2016 年 8 月）

高速鋳造安定化のための技術開発

図 3 鋳型下端凝固シェル厚と鋳造速度の関係
Fig. 3 Relations between calculated thickness of solidified shellin the exit of a mold and casting velocity (steel grade:
low carbon steel, slab width: 980～1650 mm)（ ）D＝K×0.70.5Vc

図 5 モデル実験による均一冷却性評価………………………………… （5）Fig. 5（D：鋳型下端シェル厚み，Vc：鋳造速度）

Evaluation of uniform cooling in laboratory test

多点熱電対を用いた計算システムによりリアルタイムに凝固シェル厚みを推算できることを確認でき，さらには凝固遅れ度 RS，局所熱流束の時間変化率などを常時監視することにより，凝固遅れ性 BO，噛み込み性 BO などの検知に対する有効性が得られた。

2.2

均一強二次冷却技術

2.2.1

幅方向均一冷却スプレーの開発

前述した連続鋳造鋳型内の技術開発と並んで，鋳型下部の二次冷却帯での鋳片冷却技術の深化が高速鋳造安定化に対して重要となる。JFE スチールでは様々なスプレー開発ならびに二次冷却技術開発を実施してきたが，ここではその図 6 機端位置での幅方向温度差の比較一部を紹介する。

Fig. 6

図 4 に新たに開発した幅方向均一冷却スプレーの原理をComparison of temperature difference in the width
direction at the end position of continuous caster示す。従来スプレーは高鋳造速度化に伴う水量増大により吹き込まれた空気がスプレー端部に集中して噴射される傾過冷却を防止できることに特徴がある。

向が強まり，結果としてスプレー端部の冷却が過冷却となるモデル実験装置を用いて本開発ノズルの均一冷却性を評ことが推定された。これに対して均一冷却スプレーでは，デ価した例を図 5 に示す。それより従来スプレーの場合にスフレクターをノズルチップ部に配することで空気と水の混合プレーラップ部でみられた過冷却が開発ノズルでは解消でをより活性化させることが可能となり，高水量時にも端部のきていることが確認できた。本モデル実験による評価を各二次冷却帯のノズル配置，水量密度条件に対して実施した後，福山地区第 6 連続鋳造機での開発ノズルの適用試験を進めた。
図 6 に福山地区第 6 連続鋳造機端位置でのスラブ表面温度の幅方向温度差の指標値を（a）従来ノズル，（b）開発ノズル，（c）開発ノズル＋二次冷却水量改善の 3 条件について示した。スラブ幅方向温度差は開発ノズルの適用により大幅に低減し，さらに二次冷却水量を見直した場合に極めて低位となった。上述した幅方向温度差と対応して，（c）の条件では横割れの発生は抑制された。
2.2.2

図 4 幅方向均一ノズルと従来ノズルの概略図
Fig. 4

Schematic diagram of conventional spray and improvedspray

JFE 技報 No. 38（2016 年 8 月）

高圧スプレー法の開発

鋳造速度の向上のためには，二次冷却帯全体を強冷却設備に改造することが有効であるが，莫大な費用が必要となることが課題となる。機長が短い比較的低鋳造速度の連続－ 50 －高速鋳造安定化のための技術開発

鋳造機においては，凝固完了位置の短縮に特に効果が高いセグメントのみの冷却強化を図ることにより，20％以上の鋳造速度の向上を目標とする技術の開発が進められた。
開発にあたり予めモデル実験により冷却能力（熱伝達係数）に及ぼすスプレー冷却の影響因子を調査し9, 10），スプレー圧力が冷却能に与える影響が大きいことが図 7 に示すように確認できた。冷却能力向上の要因としては以下の項目が考えられる。
・蒸気膜破壊による伝熱モードの変化

図 9 表面温度ならびに凝固シェル厚の実測値と計算値・ロール間の冷却水有効到達範囲の向上
水量密度は同一条件でスプレー圧力を 0.7 → 5 MPa までFig. 9に増加させた高圧スプレーの場合には，特に 900℃での平均

Measured and calculated results of surface temperatureand solidified shell thickness (casting velocity: 0.9 m/min)

熱伝達係数が従来スプレーに対して 2.8 倍と向上効果が大きい。モデル実験結果を基に倉敷地区第 2 連続鋳造機のメニP ʼ に比例することを別途確認しており，鋳造速度低下時のスカス下 2.5～4.0 m 位置に噴射圧力 5 MPa の高圧スプレーターンダウンを含めた二次冷却水量制御についても高圧ポ設備を導入し，実機試験を推進した（図 8）。

ンプの背圧制御により容易に可能である

11）。

鋲撃ち法により鋳片表面温度と凝固シェル厚の関係を測定し，凝固伝熱計算により凝固プロフィールを推定した結果

h ∝ P ʼ …………………………………………… （6）を図 9 に示す。鋳造速度 0.9 m/min の条件に対して凝固定数 27.4（従来スプレー）→28.6 mm/min （高圧スプレー）

0.5

P ʼ＝5.64×P×Qn/H2 …………………………… （7）の向上を確認でき，高圧スプレー法の適用により鋳造速度（h：熱伝達係数（W/（m ・K））
，P ：
ʼ 衝突圧力（MPa），1.2 m/min の鋳造速度向上が可能であることを確認した。

P：ノズル背圧（MPa），Qn：ノズル水量（L/s），H：

2

ノズル/鋳片距離（cm））

また高圧スプレーの熱伝達係数 h は下記に示す衝突圧力

高圧スプレー法を採用した場合にも表面割れ，内部割れ発生等の鋳片品質上の問題のないことを確認できており，
本結果をもって高圧スプレー法の実機試験を開始した。

3． おわりに
本稿では，高速鋳造安定化技術において，多点鋳型熱電図 7 高圧スプレーと従来スプレーの熱伝達係数比較
Fig. 7対による凝固シェル厚みオンライン測定技術，幅方向均一

Comparison of heat transfer coefficient between
conventional spray and high-pressure water spray

強冷却のための二次冷却技術を紹介し，実機適応により高速鋳造時の BO 検知ならびに冷却能力向上への有効性を示した。
さらに，本技術の適用により，製鋼工程におけるエネルギー効率・歩留り改善を実現し，地球環境に優しい鋳造プロセスを確立した。今後，更なる高生産性と高品質を両立可能な鋳造技術の開発に努め，世界最先端のエネルギー効率・環境保全技術を有する製鉄プロセスの確立に寄与していく。
参考文献
1）Nanbu, S.; Uehara, H.; Yamasaki, H.; Oshima, K.; Nakajima, S.; Nanba, K.
CAMP-ISIJ. 2002, vol. 15, no. 1, p. 167.
2）Suzuki, M.; Nakata, M. ISIJ Int. 2007, vol. 41, no. 7, p. 670.

図 8 高圧スプレー設備の概略図
Fig. 8

Schematic of experimental equipment for high-pressure
water spray－ 51 －3）Watanabe, K.; Tsutsumi, K.; Suzuki, M.; Nakata, M.; Hatori, S.; Suzuki, T.;
Omoto, T. CAMP-ISIJ. 2006, vol. 19, no. 1, p. 94.
4）Tsutsumi, K.; Watanabe, K.; Kubota, J.; Hatori, S.; Suzuki, M.; Nakata, M.;
Suzuki, T.; Omoto, T. CAMP-ISIJ. 2008, vol. 21, no. 2, p. 834.
5）Hayashi, T.; Matsuoka, K.; Tanaka, Y.; Takeda, T.; Oshima, K.;

JFE 技報 No. 38（2016 年 8 月）

高速鋳造安定化のための技術開発

Kameyama, K. CAMP-ISIJ. 2010, vol. 23, no. 2, p. 904.
6）Ito, Y.; Iijima, H.; Nabeshima, S.; Kubota, J.; Miki, Y.; Shimazaki, T.
CAMP-ISIJ. 2012, vol. 25, no. 2, p. 1004.
7）Itoyama, S.; Habu, Y.; Sorimachi, K.; Kawaharada, A.; Yabe, T. Tetsu-toHagané. 1982, vol. 68, no. 7, p. 784.
8）Isobe, K. CAMP-ISIJ. 2005, vol. 18, no. 4, p. 944.
9）Murai, T.; Ito, Y.; Miki, Y.; Abe, M. CAMP-ISIJ. 2005, vol. 18, no. 4, p.
1009.
10）Ito, Y.; Murai, T.; Miki, Y.; Mitsuzono, M.; Goto, T. ISIJ Int. 2011, vol. 51,no. 9, p. 1454.
11） Wada, T.; Oshimi, M.; Ueda, M. Tetsu-to-Hagané. 1991, vol. 77, no. 9, p.
1450.

JFE 技報 No. 38（2016 年 8 月）
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村井剛

三木祐司