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PROCEDE ET APPAREILLAGE DE MOULAGE EN CONTINU.
La présente invention se rapporte en général au moulage continu de produits métalliques et plus particulièrement à un procédé et à un appa- reillage pour le moulage continu de métaux fondant à haute température, tels que les métaux ferreux et alliages, en produits demi-finis et/ou finis, de longueur indéterminée et de section transversale quelconques.
Conformément à l'invention, le métal est coulé dans un moule fixe, ouvert à ses extrémités et refroidi par liquide, par déversement du métal en fusion dans une extrémité dudit moule, par refroidissement du mé- tal à son intérieur pour former un moulage consistant, par retrait du mou- lage du côté opposé du moule, et par coordination du taux du jet du métal en fusion et du taux d'enlèvement du moulage, pour provoquer continuelle- ment dans le moule un changement cyclique du niveau du métal en fusion.
La présente invention peut être utilisée pour le,moulage conti- nu de métaux non-ferreux et alliages, mais elle'est particulièrement dési- gnée et spécialement utile pour le moulage continu des métaux ferreux et autres alliages fondant à haute température pour produire des moulages de- mi-finis et finis, chacun de qualité commerciale acceptable et d'une structure métallurgique substantiellement uniforme dans toute sa longueur.
Dans le moulage continu de l'acier, par exemple, l'acier de composition désirée est d'abord fondu ou porté dans un récipient de chauffage et/ou de coulée conformément à la bonne méthode de production de l'acier; ce réci- pient peut notamment être un basse de coulée. Les moyens de chauffage du bassin de coulée assurent que, durant le temps de coulée, la température du métal sera comprise dans une zone de température optima, laquelle, va- riant cependant avec la composition du métal, sera normalement assez au-des- sus de la température de liquéfaction du métal pour en assurer la fluidité désirée. La plus grande partie possible des scories présentes dans la charge sont séparément enlevées du bassin de coulée ou y sdnt retenues.
Un
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bassin basculant ayant un mécanisme pour contrôler le degré de basculement est préférablement employé pour assurer un taux approximativement constant de coulée du métal en fusion. Pour minimiser la quantité de scories dans la charge, les garnitures réfractaires des parties de l'appareil en contact avec le métal en fusion sont construites dans la mêmes matière céramique ou en une autre matière convenable.
Un assemblage spécial fixe du moule de coulage est employé; il est construit de façon à permettre et à maintenir le haut degré désiré d'absorption de chaleur du métal en fusion à son extrémité supérieure, et le taux d'enlèvement du moulage à son extrémité inférieure sont coordonnés pour maintenir, en opération normale, un niveau variable du métal en fu- sion, n'excédant pas une valeur,prédéterminée à l'intérieur et au-dessous de l'extrémité supérieure du moule.
Le niveau maximum du métal en fusion ne devrait pas être trop près de l'extrémité supérieure du moule, en raison de l'oxydation possible du métal à cause de l'exposition à l'atmosphère. Le courant du métal en fusion débité est aussi réglé en ajustant la position d'une poche pour in- troduire la masse du métal en fusion avec un minimum d'éclaboussement contre le moule et de turbulence dans la masse du métal en fusion dans le moule.
Une complète élimination de l'oxygène de l'atmosphère du moule au-dessus du métal en fusion est très désirable pour empêcher la formation d'oxydes métalliques. Ceci est réalisé par l'introduction continuelle, d'une part, d'un gaz inerte, de préférence plus lourd que l'air et non so- luble dans le métal, dans le sommet du moule, pour déplacer tout gaz plus léger, tel que l'air, et par l'introduction, d'autre part, d'une substance qui consume'tout l'oxygène et/ou tout gaz réactif délétère qui peut demeu- rer dans le moule. L'effet combiné produit une atmosphère substantielle- ment exempte d'oxygène dans l'espace du moule immédiatement au-dessus du niveau du métal en fusion.
Le présent procédé de moulage continu de métaux ferreux ou autres alliages à haut point de fusion est particulièrement caractérisé par le taux extrêmement élevé d'échange de la chaleur, effectué entre le métal se solidifiant et le liquide refroidissant le moule. Ceci est réalisé par l'introduction d'eau de refroidissement dans l'assemblage du moule fixe d'une manière telle et en quantité telle qu'elles assurent l'entrée et le maintien d'un fort courant d'eau froide d'un bout à l'autre de la zone de refroidissement du moule, à une vitesse ayant un nombre de "Reynolds" cal- culé pour. les conditions d'une haute turbulence du courant avec pression et courant combinés de manière à obtenir des taux d'échange de chaleur beau- coup plus élevés que ceux réalisés-dans n'importe quel autre système connu.
La combinaison d'une distribution tout à fait constante du mé- tal en fusion au moule fixe, avec un mouvement de retrait discontinu ou à vitesse variable du mécanisme d'enlèvement du moulage, détermine un niveau variable du métal en fusion dans le moule ; niveau varie entre des limi- tes prédéterminées, ce qui fait que la section de la chemise du moule, dans les limites précitées du niveau du métal en fusion, est alternative- ment en contact avec le métal et exposée à l'atmosphère du moule. Durant la période d'exposition, cette section de chemise du moule est continuelle- ment refroidie, au même taux, par le contact de l'eau fraîche diminuant la température du métal constituant la chemise du moule en cette section, no- tablement au-dessous de sa température, quand il est en contact avec le mé- tal en fusion.
Lorsque le niveau du métal en fusion s'élève de nouveau, la capacité d'accumulation de chaleur du métal en fusion détermine un effet de trempe initial sur le métal fondu, qui est en contact. Si la chemise du moule était aussi mince que possible, l'effet d'accumultation de cha-
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leur serait insignifiant.
Conformément à la présente invention, la chemise du moule est constituée, de préférence, en un métal ayant une conductibilité thermique relativement élevée et son épaisseur est suffisante pour fournir une sub- stantielle capacité d'accumulation de chaleur, suffisante pour donnèr un effet de trempe initial substantiel sur le métal fondu ou partiellement so- lidifié, sans compter l'extraction de chaleur du métal en fusion en son niveau d'équilibre. L'épaisseur maximum de la chemise du moule est seule- ment limitée par la nécessité de maintenir la température maximum du mé- tal de la paroi dans les limites de sécurité.
La quantité de chaleur transférée par conductibilité par unité de surface entre n'importe qu'elles deux surfaces en contact est dépendan- te de l'étroitesse du contact, c'est-à-dire du degré de conformité des.sur- faces, du temps pendant lequel le contact est maintenu, et de la différence de température entre lesdites surfaces. Cette différence de température est d'abord dépendante de la température de coulée du métal.
Là où le métal en cours de solidification est continuellement déplacé de haut en bas dans le moule, le degré de conformité du métal en fu- sion est initialement élevé; ceci est dû à la propriété inhérente,de tout liquide d'épouser la paroi de son bassin, mais comme l'enveloppe périphéri- que de métal solidifié se forme et s'épaissit, le degré de conformité dé- croit, ce qui est dû à la contraction de cette enveloppe et à des variations dans les dimensions des sections transversales des parties environnantes du moule.
. En vue de la contraction des alliages ferreux, un "vide" partiel formant barrière de chaleur s'établit presque instantanément entre un em- bryon de moulage ferreux et la paroi du moule. Quand ce vide s'accroît, le taux de transfert de chaleur au moule décroît, et ce taux plus bas de trans- fert de chaleur subsiste, jusqu'à ce que le réchauffement interne du moulage et la force ferro-statique oblige l'enveloppe à se dilater et à réduire le vide. Dans certains cas, il a été trouvé que la dilation du moulage réta- blit le contact avec la paroi du moule, mais évidemment le degré de confor- mité ne sera jamais-aussi élevé que le contact initial entre le métal en fusion et la paroi du moule. Le cycle de solidification et de contraction, réchauffement et dilation, de la périphérie continue durant le mouvement descendant dans le moule.
Cette "respiration" du moulage est répétée un nombre de fois, fonction :du temps requis pour le réchauffement, du taux d'extraction du moulage, et de la longueur axiale et de la forme de la section transversale du moule. Quand l'enveloppe a atteint une épaisseur suffisante, la solidification et la contraction du moulage se poursuivent simultanément. Le temps de contact pour toute substantielle quantité d'échange de chaleur entre le moulage mouvant et le moule est ordinairement court.
Le présent procédé de retrait cyclique du moulage est destiné à accroître substantiellement le temps et le nombre de contacts de transfert de chaleur par unité de longueur de moule entre le moulage et le moule, avec, en conséquence, un gain dans l'efficacité totale du transfert de la cha- leur de l'assemblage du moule et les propriétés métallurgiques améliorées du moulage. Dans ce but, dans l'opération normale préférée, le mécanisme de démoulage du moule est opéré avec cycle discontinu pour tenir d'abord le moulage fixe dans le moule, durant une période variable, contrôlée par l'élévation en niveau du métal en fusion dans le moule dans une mesure dé- terminée.
Pendant cette période, un contact extrêmement étroit-est mainte- nu entre le métal en fusion et la paroi du moule, ce qui oblige le métal, là où il est en contact avec le bord extérieur, à se solidifier à un taux
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très rapide dû au taux élevé d'absorption de chaleur¯du moule et au contact étroit et fixe du métal. Les commandes en général sont placées pour main- tenir la période d'arrêt du mécanisme d'enlèvement ou arrêt du moulage pen- dant un intervalle de temps suffisant pour permettre la formation d'une en- veloppe notablement épaisse autour du métal fondu et une légère contraction de cette enveloppe en deçà du moule.
Cet intervalle de temps est coordonné avec le taux d'approvisionnement de métal en fusion au moule, et quand le niveau montant du métal en fusion, durant le repos du moulage, atteint un niveau prédéterminé, le mécanisme d'extraction est mis en action pour per- mettre au moulage de se déplacer de haut en bas d'unité prédéterminée de sa longueur ou de temps.
Durant la période de repos, le métal additionnel est coulé dans le moule à un taux substantiellement constant. Ce métal additionnel est soumis au taux élevé d'absorption de chaleur du moule et il se forme une enveloppe d'épaisseur allant en s'amincissant vers le haut jusqu'au point de former un genre de dentelle.
Lors du mouvement subséquent d'extraction du moulage, la par- tie la plus basse de cette enveloppe reste jointe à l'enveloppe sur le mé- tal présent au commencement du repos et se sépare de la partie restante plus faible de l'enveloppe, dont la partie supérieure dentellée n'étant plus soutenue par le métal en fusion tend à tomber intérieurement dans la masse du métal. La partie intermédiaire submergée paraît rester sur la paroi du moule, parce qu'une contraction suffisante ne s'est pas encore produite, jusqu'à ce que le métal présent emplisse et comble le vide et se soit solidifié pendant le démoulage et la période subséquente de repos.
Le taux décroissant d'absorption de chaleur par le moule, dû au vide, barrière de chaleur, permet à l'enveloppe du moulage d'être ré- chauffée par le noyau en clos du métal en fusion et dilatée du côté de la paroi du moule, sous la force ferro-statique du métal en fusion. Confor- mément à la présente invention, cette pression liquide est accrue à la fin de chaque période de travail,par la vitesse rapidement décroissante du mécanisme d'extraction ce qui fait que l'inertie du noyau du métal en fusion exerce un effet de "marteau" sur l'enveloppe environnante.
La l@illaflation ajoutée ainsi donnée à l'enveloppe rétablit le contact substantiel du moule avec l'enveloppe et, en conséquence, un taux élevé de transfert de' chaleur entre le moulage et le moule. L'enveloppe dilatée est épaissie durant l'arrêt du moulage et se contracte au moment où le mécanisme d'extraction est de nouveau actionné pour répéter le cy- cle. Comme le moulage avance en descendant dans le moule, chaque unité successive d'enlèvement est moins affectée par l'effet de.marteau jusqu'à ce que l'épaisseur et la force croissantes de l'enveloppe soient suffisan- tes pour supporter l'action combinée de la force ferro-statique et l'effet de marteau, et ce point détermine la longueur optimum du moule pour un taux de moulage particulier, puisqu'une enveloppe se supportant elle-même existe.maintenant.
Lorsque le moulage est enlevé du moule, il contient usuellement un noyau en V de métal liquide. Pour solidifier le noyau plus rapidement et réduire les vides de retrait, le moulage est préférablement soumis à un substantiel effet de refroidissement par liquide, près de la base du moule.
Le taux et la quantité de refroidissement du moulage dans cette zone sont choisis en accord avec la bonne méthode métallurgique pour le type de mé- tal ou d'alliage qui est coulé pour produire un moulage complètement soli- difié à la température désirée. Le moulage peut être subséquemment ré- chauffé-et refroidi alternativement pour satisfaire toute demande métallur- gique particulière. De cette zone de solidification du noyau, le moulage continue en descendant par un tube-guide approprié'et enrobant, qui sert à la préserver de l'eau de refroidissement du moule.
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En-dessous'de la plus basse extrémité du tube enrobant, le mou- lage est engagé par*le mécanisme d'extraction et progresse en descendant vers l'appareillage de coupe et de manutention.
Il est un fait que la chemise réfractaire des bassins destinés à contenir ou à chauffer l'acier est sujette à érosion et/ou à dépôt, eau- sant ainsi un changement de forme intérieure. Ce changement de forme inté- rieure cause des difficultés dans tout contrôle pré-établi de coulée, spé- cialement pour le type de bassin de coulée à bec basculant. Le degré de précision requis de coulée d'un bassin est avantageusement moindre pour une extraction intermittente du moulage que pour une extraction continue. Con- formément au présent procédé, les variations dans le taux d'approvisionne- ment'de métal en fusion au moule sont facilement compensées par de minimes changements dans la période de repos du moulage.
La durée de la période de repos du moulage, dans le cycle, c'est-à-dire le temps requis pour que le métal en fusion ajouté atteigne une hauteur prédéterminée dans le moule après chaque temps d'extraction, donne une vérification effective sur le système de contrôle du bassin. Par exemple, si la durée des periodes de repos décroît continuellement, cela signifie que le taux d'arrivée du métal est trop rapide ; la durée des périodes de repos s'accroit continuellement, le taux d'arrivée du métal est trop lent. Dans les deux cas, le contrôle du basculement du bassin peut être ajusté en correspondance pour fournir une moyenne substantiellement constante du taux de démoulage.
En dépit des meilleurs méthodes et appareils connus pour l'éli- mination des scories ou impuretés de poids léger, quelques scories peuvent pénétrer dans le moule de coulage avec le métal en fusion. Avec le procé- dé cyclique de démoulage de la présente invention, les changements réglés dans le niveau du métal en fusion facilitent l'élimination des scories durant chaque cycle d'opération. Ainsi, toute scorie, apportée au moule avec le métal en fusion, est bien distribuée à la surface du produit de coulée et, pratiquement, ne nuit pas à la qualité du moulage.
Dans la description suivante, le terme "moulage continu" est employé pour signifier génériquement la formation d'un produit de métal coulé ayant une longueur plus grande que celle de son moule. Comme dé- crit plus loin, le produit moulé continuellement est fabriqué dans un mou- le refroidi par liquide, avec le métal fondu distribué continuellement à une extrémité du moule à un taux substantiellement uniforme, pendant que le moulage est démoulé à l'extrémité opposée du moule à un taux variable ou intermittent.- Le taux moyen de démoulage du moulage, hors du moule, est coordonné avec le taux de coulée du métal en fusion pour atteindre les meilleurs résultats de moulage.
Comme montré en fig. 1, le moyen de coulée du métal comprend un bassin 10 agencé pour la coulée par un bec, et une poche 11 agencée pour recevoir le métal en fusion du bassin et pour distribuer un courant de mé- tal substantiellement débarrassé de scories à une position choisie dans la partie de l'extrémité supérieure ouverte d'un assemblage de moule de moula- ge continu 12.
Le bassin 10 peut être un fourneau de fonte ou une poche ver- seuse de coulée agencée pour pouvoir être chargée de métal en fusion qui lui est distribués: par une cuillère intermédiaire. Le bassin 10 est avan- tageusement chauffé afin que le métal en fusion qui en est coulé soit dis- tribué au moule à une température substantiellement uniforme.
Le bassin 10 est agencé pour avoir un mouvement basculant au- tour d'un axe horizontal transversal défini par les tourillons 13 s'éten- dant extérieurement sur les côtés opposés d'un cadre 14 en forme de L sup- portant le bassin.
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Les tourillons 13 sont supportés dans des coussinets 15 montés chacun sur un support 16 et agencés pour avoir un mouvement glissant dans une direction horizontale normale à l'axe de mouvement basculant. La po- sition transversale du bassin 10 par rapport à la poche 11 est réglée au moyen d'engrenages moteurs, non représentés, reliés à la vis de rappel 17.
Le mouvement basculant du bassin est obtenu par tout moyen approprié, tel que par l'action.d'un tambour d'appareil de levage 18 actionné par un mo- teur. L'appareil de levage 18 est relié au bassin 10 par un câble 20 et un joug 21 qui est attaché à la plateforme du cadre 14 supportant le bassin.
Le taux de coulée d'un récipient du type à bec de coulée, tel que le bassin 10, n'est pas uniforme durant ùn taux angulaire uniforme de son mouvement basculant. Pour obtenir.l'uniformité du taux de coulée, le bassin doit être basculé par une méthode''de variation du mouvement angu- laire. Cette méthode préférable de mouvement basculant peut être détermi- née expérimentalement ou par le calcul pour toute forme intérieure spécifi- que du bassin.
Un système de contrôle de.basculement pour un bassin de coulée comportant un réglage angulaire pour obtenir un taux de coulée substan- tiellement uniforme est représenté schématiquement en fig. 1.
Une came à chevilles 22 est entraînée à une vitesse angulaire uniforme par un moteur synchrone 23, par l'intermédiaire d'un réducteur de vitesse réglable (non représenté).
La profil de la came est réglable afin qu'il puisse être adap- té à un taux de basculement optimum du'bassin de coulée pour obtenir le taux uniforme désiré de coulée du métal. La vitesse angulaire, substan- tiellement uniforme de l'arbre à came, est convertie en un mouvement angu- laire choisi, variable d'une fagon décrite ci-après, et une indication ré- sultant d'une comparaison d'un tel mouvement angulaire variable avec le mouvement réel de l'appareil de levage 18 est transmise à un groupe 24 de contrôle de la vitesse et de la direction relié par un câble électrique 25 à un rhéostat 26 contrôlant le moteur 27 de l'appareil de levage 18.
Une indication continue d'un tel mouvement réel de l'appareil de levage 18 est fournie par un transmetteur de mouvement synchrone indé- pendant 30 commandé par tambour et relié électriquement avec un récepteur synchrone indépendant 31. La rotation réelle de l'appareil de levage, re- produite par la rotation de l'arbre 32 du récepteur 31 est transmise à un comparateur différentiel 33 et , une aiguille indicatrice 34. Le compara- teur 33 est également lié à un arbre 35 entraîné par le mouvement de la came 22 : par l'intermédiaire d'une chaîne 36 épousant le profil de la came, par les roues dentées 37 et 38 et par la'chaîne 40. Une aiguille 41 mon- tée sur l'arbre 35 indique le mouvement de l'arbre.
Les engrenages de com- mande de la boite 33 sont reliés séparément aux arbres 32 et 35 et sont ainsi agencés de façon à ce que tout mouvement différentiel de ces arbres produit une rotation dans un sens ou dans l'autre, de l'arbre différentiel de sortie 42 qui, à son tour, actionne le groupe de contrôle 24. Ainsi, le dispositif de contrôle de vitesse 26 réglera le moteur du tambour de l'ap- pareil de levage, en accord avec lemouvement relatif du taux réel de bas- culement et la position la plus favorable du profil de la came pour mainte- nir le mouvement effectif de basculement du bassin.10 au'taux de coulée du métal le plus favorable .
Comme montré particulièrement en figs. 2 et 3, la poche 11 est formée d'une cavité rectangulaire 44 avec garniture réfractaire, divisée par une cloison transversale 45 munie à sa base d'un ou plusieurs orifices 46 pour le passage du métal en fusion.
Le métal en fusion venant du bassin 10 pénètre dans la chambre
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réceptrice 44a de la cavité de la poche, avec le sens de son écoulement dé- vié suivant un angle substantiellement de 180 par une chicane submergée 47.
Toute scorie tend à se rassembler à la surface du métal en fu- sion dans la chambre réceptrice 44a, et peut être enlevée au fur et à mesu- re de son accumulation. La chambre réceptrice du métal est d'une dimension longitudinale suffisante pour permettre une légère variation dans la posi- tion d'approvisionnement du courant d'arrivée du métal sans altérer la po- sition horizontale relative du bassin 10 ou de la poche 11 ou contrariant l'effet de la séparation des scories par la chicane 47. Le métal en fusion, passant par l'orifice ou les orifices 46 de la cloison 45, remplit la cham- bre de décharge 44b jusqu'au niveau du bec d'évacuation 48, et, de là, se déverse dans l'extrémité supérieure ouverte de l'assemblage du moule 12.
La poche 11 est avantageusement montée de façon à posséder une pluralité d'ajustements., de façon à assurer la distribution du métal en fu- sion dans une zone préférée du moule. Pour assurer la fluidité désirable du métal en fusion passant par la poche, un brûleur approprié 43 à combus- tible est installé au sommet de la chambre de décharge 44b. Les produits gazeux de la combustion s'évacuent de la chambre par le bec de décharge- ment du métal en fusion, au-dessus du niveau dudit métal en fusion et par. ce moyen tendent à maintenir la fluidité du métal passant par l'orifice en V du bec de coulée.
La poche est munie de tourillons 50 supportés par des coussi- nets 51, portés par une plaque de base 52 et un organe 59 porté sur pivot à une extrémité, tel qu'en 53, avec la plaque 52 également montée pour mouvements horizontaux sur ledit organe 59. Les déplacements horizontaux de la plaque 52 et de la poche 11 par rapport à l'organe 59 sont obtenus par un mouvement angulaire autour d'un pivot 54 agencé verticalement et fi- xé à l'organe 59 et un mouvement transversal déplaçant la plaque 52 par rapport au pivot 54. Ces mouvements sont obtenus par les arbres filetés 55 et 56 respectivement.
De plus, la poche est agencée pour avoir un mou- vement basculant autour des tourillons 50 avec la position de basculement de la poche réglée par l'arbre fileté 57 et le bras 58 montrés en figures 1, 3 et 2.' Les réglages dans le positionnement de la poche sont destinés à permettre de diriger l'écoulement du courant de métal en fusion pour qu'il entre dans le moule à l'emplacement voulu.
L'assemblage du moule 12 est montré en figs. 2 et 3. Une pa- roi fixe de moule ou tube de moulage 60 est formée de cuivre jaune, de cui- vre rouge ou autre matériau convenable choisi d'une conductibilité thermi- que et d'une épaisseur de paroi suffisante pour obtenir un échange satis- faisant de chaleur. Le tube de moulage est ouvert à ses deux extrémités et est de forme allongé verticalement pour fournir une surface de paroi de délimitation pour la formation, en son intérieur, d'un embryon de mou- lage.
Le tube de moulage 60 peut être d'une seule pièce ou de con- struction segmentaire et il est refroidi extérieurement par un courant d'eau froide à grande vitesse. Pour atteindre un taux de coulage du métal, commercialement satisfaisant, la pression du courant d'eau froide doit être telle qu'elle assure un flot extrêmement turbulent le long de la surface extérieure du tube de moulage. Le tube 60 et sa galerie d'eau froide en- vironnante 61 sont avantageusement de profil transversal "oval" où "l'oval" est défini comme une figure formée symétriquement par l'intersection per- pendiculaire d'un grand axe et d'un petit axe.
Une section transversale typique du moule et ses relations avec la poche 11 sont montrées en fig. 3.
L'extrémité ouverte supérieure du tube de moulage 60 est suppor-
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tée dans une plaque supérieure 90, grâce à laquelle le tube est libre de s'étendre axialement à partir de là. ,
La plaque 90 forme la paroi supérieure d'une chambre annulaire 91,qui est alimentée par un courant d'eau froide, par une pluralité de tuyaux d'arrivée 92.
Un fourreau métallique 93,de section transversale correspon- dante entoure le tube de moulage 60 pour déterminer le passage 61 du cou- rant d'eau froide et pour confiner le courant d'eau de refroidissement à haute vitesse contre la surface du tube substantiellement d'un bout à l'autre de sa longueur. La partie supérieure du fourreau 93 s'enchâsse dans une partie en retrait correspondante pratiquée dans un manchon 94 se prolongeant dans la chambre 91, et définissant un déversoir de décharge de ladite chambre 91. La section du déversoir du manchon 94 est agencée pour former une entrée de tuyère anti-cavitation au passage 61 et pour ac- célérer uniformément et substantiellement et distribuer le courant d'eau froide dans son contact avec la surface extérieure du tube de moulage.
Comme indiqué en fig. 3, la poche et le moule ovale sont agen- cés relativement de façon que le courant de;métal en fusion entre par le sommet ouvert du tube de moulage suivant une trajectoire située dans un plan vertical contenant le grand axe de la section transversale interne du moule ovale et vienne en contact avec le métal en fusion qui s'y trou- ve, à l'intersection du petit axe du moule ou légèrement au delà de cette intersection.
Les courants tourbillonnaires desurface en résultant obligent toutes les scories ou les oxydes ferriques qui peuvent flotter à la surface du métal en fusion à s'accumuler dans l'endroit calme en arrière du point de contact du courant adjacent, du côté du moule le plus proche du courant apporté et de la poche.
En commençant une opération de moulage, l'usuel "dummy" est in- séré dans le moule avec son extrémité supérieure située au niveau minimum escompté du métal liquéfié dans le moule, et avec son extrémité inférieure engagée par le mécanisme d'extraction du moulage, qui, comme montré en fig. l, consiste en paires, espacées verticalement, de rouleaux d'extraction 71 actionnés au moyen d'un engrenage approprié, par un moteur électrique à vitesse variable 70. Le métal coulé au début de l'opération se prend au- tour d'une saillie de l'extrémité du "dummy" pour former joint en vue de permettre le mouvement de coulage.
La principale caractéristique de la présente invention réside dans l'effet de changements multiples cycliques contrôlés du mécanisme de démoulage du moulage par lequel le métal en fusion et l'embryon de moulage sont soumis à des périodes de taux élevés d'absorption de chaleur pendant qu'ils sont stationnaires dans le moule;
et à des périodes de taux moindres d'absorption de chaleur pendant qu'ils se'déplacent en descendant dans le moule, c'est-à-dire que le mécanisme d'extraction s'effectue par cycles, chaque cycle comprenant une période de "repos" et une période de "déplace- ment". '
Comparée au taux d'absorption,de chaleur dans un moule ayan un approvisionnement continu de métal en fusion et un taux uniforme de dé- moulage, la présente opération de mécanisme de démoulage qui inclut une pé- riode de repos dans laquelle le moulage est stationnaire par rapport à la paroi adjacente du moule produit un taux d'absorption de chaleur plus éle- vé, en raison du contact extrêmement intime maintenu entre le métal en fu- sion ou partiellement solidifie et la paroi du moule,
particulièrement dans la zone initiale de solidification, et secondement, en raison de la pro- priété d'accumulation de chaleur du tube de moulage conjointement avec un
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niveau variable du métal en fusion dans le moule. Ce niveau variable du mé- tal en fusion est obtenu par l'apport continu substantiellement uniforme du métal en fusion au moule fixe du commencement à la fin de chaque cycle. Le niveau baisse durant la période de déplacement du moulage et s'élève pen- dant la période de repos entre des limites prédéterminées, ce par.quoi une section longitudinale du tube de moulage est alternativement exposée à l'at- mosphère du moule et est couverte par le-métal en fusion.
Avec le tube formé d'un métal de conductibilité thermique élevée, l'action continuelle ' refroidissante de l'eau froide qui est à son contact produit un rapide abaissement de température de la paroi dans cette section à une valeur ap- prochant la température de l'eau de refroidissement. Les contacts subsé- quents du métal en fusion avec cette section de paroi du tube de moulage relativement froide produisent un effet de "choc" refroidissant sur le mé- tal qui entre à son contact, dépendant de la capacité d'accumulation de chaleur du tube.
Conformément à la présente invention, cet effet de choc re- froidissant est rendu substantiel par la construction du tube de moulage 60 en un métal ayant une conductibilité thermique relativement élevée et par l'épaisseur suffisante de la paroi, pour donner un substantiel effet de trempe au métal en fusion ou partiellement solidifié, en addition à l'ab- sorption normale de chaleur par l'eau refroidissant le moule. L'épaisseur maximum de la paroi du tube de moulage est limitée seulement par la néces- sité de garder la température du métal du tube au maximum dans les limites de sécurité, durant l'opération.
Par exemple, un tube de moulage en cuivre rouge d'une épaisseur approximative de 12 mm. donnerait satisfaction pour le moulage d'acier con- formément au présent procédé.
En exécutant cet effet cyclique, le mécanisme de démoulage peut être réglé en accord avec les mesures de temps, avec l'indication des chan- gements de niveau du métal en fusion dans le moule, ou par combinaison de mesures de temps et d'indication de niveau. Avec un taux moyen, choisi, d'extraction du moulage et un taux de coulée substantiellement uniforme, l'importance du changement de niveau du métal en fusion est déterminée par la durée des périodes de déplacement et de repos.
Comme montré schématiquement en figs. 1, 2 et 3, un indicateur de niveau du métal en fusion à radiation pénétrante est agencé dans le pré- sent type cyclique de circuit de contrôle d'extraction du moulage, pour contrôler la limite supérieure de variation de niveau du métal en fusion et pour opérer le départ de la période de déplacement du cycle. Une source de radiation pénétrante, tel qu'un tube de rayons X, est aménagée dans un bac protégé 62, avec un courant de rayons pénétrants dirigé par un conduit protégé 63 à travers la partie arrière du moule, au niveau choisi comme ni- veau maximum du métal en fusion dans le tube de moulage. Au côté opposé, une chambre d'ionisation 64 reçoit toute radiation pénétrante passant à travers le moule.
Un moyen électrique mesure la conductibilité de la cham- bre d'ionisation 64, de façon qu'un changement prédéterminé dans la condue- tibilité de celle-ci indique la présence du métal en fusion au niveau du faisceau de rayons pénétrants passant à travers le moule. Comme montré en fig. 2, la dimension transversale du faisceau de rayons pénétrants passant par le moule est limitée, de façon qu'un changement relativement faible dans le niveau du métal en fusion produise une variation importante à mesu- rer dans la conductubilité de la chambre d'ionisation 64.
Les changements dans la conductibilité de la chambre d'ionisa- tion sont transmis électriquement par les conducteurs 65 à un circuit am- plificateur (non représenté) et, de là, à un relais dans une boîte de con- trôle 66. Le relais est joint à un circuit de contrôle électrique réglant le contrôleur 68 du moteur 70 actionnant le rouleau d'extraction. Le mo- teur 70 est du type à vitesse variable, avec sa vitesse de rotation réglée
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par n'importe quel système habituel à commande électrique.
Dans l'appareillage montré en fig. 1, le contrôle de niveau à radiation pénétrante est utilisé pour limiter l'élévation maximum du niveau du métal en fusion dans le moule, en mettant en marche le moteur du rou- leau d'extraction pour démouler le moulage du moule à un taux plus élevé que le taux d'approvisionnement en métal en fusion. La baisse de niveau dans le métal en fusion continue durant une période de temps prédéterminée réglée par un contrôleur de temps réglable 72.
A la fin d'une période de temps déterminée, le moteur du rouleau d'extraction est arrêté, ou bien sa vitesse est réduite pour permettre au niveau du métal en fusion de s'élever dans le moule. Lorsque le niveau du métal à l'intérieur du moule arrête à nouveau le courant de la radiation pénétrante du système de contrôle de niveau, le cycle de démoulage décrit se répète.
Le circuit de contrôle pour régler le cycle décrit de marche du moteur du rouleau d'extraction est représenté en figure 4, dans laquelle l'action du circuit de contrôle est obtenue par les lignes L. L'interrup- teur habituel manuel S est placé sur la ligne 4, de façon que le système de contrôle puisse être séparé, lorsqu'on n'en use pas. Les contacts XII sont fermés par le relais de radiation pénétrante, quand le métal en fusion atteint son niveau de position le plus élevé dans le moule de coulage. Il y a excitation du relais qui ferme les contacts la et Ib, ce qui fait dé- marrer le contrôleur de temps ce et exciter le relais 2. Avec le contact Ia fermé, le relais PR du moteur du rouleau d'extraction est excité, ce qui fait démarrer le moteur du dit rouleau par l'organe contrôleur 68.
En exci- tant le relais PR, les contacts PR2 et PR3 sont fermés. Les contacts PR2 et PR3 sont montés en parallèle avec les contacts la et Ib respectivement, de façon que le niveau du métal en fusion baisse dans le moule avec, pour résultat, l'ouverture des contacts XH; le relais du moteur du rouleau d'extraction restera excité et le démoulage du moulage continuera. Quand le temps désiré est écoulé, réglé par ajustage de l'élément TC de l'organe de commande, les contacts TMC s'ouvrent pour désexciter le relais 2 et fer- ment les contacts2a. Avec le contact 2a fermé, le relais PR du moteur du rouleau stoppera le moteur 70 et ouvrira les contacts PR2 et PR3. La résis- tance R1 sur la ligne d'amenée au relais PR limitera la charge par la ligne de shunt, incluant le contact2a, jusqu'à ce que les contacts PR2 s'ouvrent.
L'opération discontinue décrite du mécanisme de démoulage est, de préférence, réalisée avec une période de repos de plus grande durée que la période de déplacement pour une capacité de production maximum. Avec le taux élevé décrit d'absorption de chaleur effectif durant la période de re- pos du cycle, la solidification initiale du métal en fusion pour former l'embryon de moulage, particulièrement en moulage d'alliage ferreux, fait que le métal se contracte et se retire de la paroi adjacente du moule.
Avec la formation de vide, barrière d'air, il n'y aurait pas avantage à continuer plus longtemps la période de repos et, comme le niveau du métal en fusion doit alors avoir atteint approximativement le niveau désiré, les organes de commande sont réglés pour faire démarrer les rouleaux d'extrac- tion pour la période de déplacement.
Dans un exemple illustratif de l'opération discontinue décrite du mécanisme d'extraction du moulage, un acier en fusion, dont la teneur en carbone est celle d'un acier doux courant, fut versé à l'extrémité supé- rieure d'un moule "ovale" dont le grand axe et le petit axe, étaient de dimension intérieures respectives de 23,5 centimètres et 10,8 centimètres.
Le taux de coulée du métal en fusion était équivalent à un taux moyen de production de moulage d'approximativement 1 mètre/minute de produit de cou- lé, d'approximativement cette section transversale.
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Durant le démoulage intermittent et cyclique, comme décrit, la période d'arrêt ou de repos était en moyenne de 8,2 secondes et la période "de déplacement" était en moyenne de 11 secondes, avec un changement de ni- veau du métal fondu de: 13,2 centimètres durant chaque cycle opérant du mé- canisme de démoulage.
L'opération discontinue décrite des rouleaux d'extraction peut être modifiée, en certains cas, en utilisant un effet de vitesse réduite des rouleaux, au lieu de les arrêter complètement durant la période d'arrêt ou de repos du cycle.
Pour un tel effet modifié, la commande 72 du contrôleur de temps serait réglée pour maintenir une vitesse élevée prédéterminée de démoulage, supérieure au taux d'approvisionnement du métal en fusion pour un laps de temps défini et, ainsi,pour actionner le dispositif de contrôle de la vi- tesse du moteur pour actionner les rouleaux d'extraction à une vitesse pro- duisant un mouvement de moulage substantiellement inférieur au taux d'ap- provisionnement du métal en fusion.
Avec l'élévation résultante du niveau du métal, le mécanisme de contrôle du niveau opèrera subséquemment pour rétablir le contrôle de vitesse à sa position de haute vitesse d'opération et pour recommencer le cycle.
Le rouleau d'extraction et le mécanisme de commande à engrena- ge sont de construction telle que, lorsque le moteur de commande est stop- pé ou que sa vitesse est soudainement réduite à la fin de chaque période "de travail", la vitesse d'extraction du moulage sera rapidement ralentie, obligeant le noyau du métal en fusion au sommet du moulage à exercer l'ef- fet de "marteau" décrit, sur l'enveloppe embryonnaire environnante. Le ralentissement rapide peut être accrû par tous moyens appropriés, tels que, par exemple, par action d'un frein 74, monté sur l'arbre reliant le moteur de commande 70 et les rouleaux d'extraction 71. Le frein peut être de n'importe quel type approprié, mécanique ou électrique, actionné en coor- dination avec l'arrêt ou le changement dans la vitesse du moteur 70.
Alternativement, comme montré en figure 5, le cycle de démou- lage peut être réglé par une paire de contrôles de niveau du type décrit à radiation pénétrante,
Dans un tel agencement, les contrôles de niveau sont espacés longitudinalement du moule et sont reliées électriquement à la boîte de contrôle 66, pour faire démarrer les rouleaux 71 à une vitesse élevée quand le niveau du métal en fusion atteint la position de contrôle du ni- veau supérieur. Cette grande vitesse.de démoulage continue jusqu'à ce que le niveau du métal en fusion tombe à la position du contrôle du niveau - inférieur. A cette position, les rouleaux d'enlèvement sont stoppés ou obligés à démouler le coulage à un taux bas, ce qui fait monter le niveau du métal en fusion dans le moule.
Comme montré au plan de cablage de figure 5, le contact XH est fermé, quand le niveau du métal en fusion s'élève à sa position supé- rieure dans le moule et coupe la radiation du contrôle de niveau. En se fermant, le contact XH amorce le relais PR pour faire démarrer le moteur 70 du rouleau d'extraction et pour fermer le contact PR2. Comme le ni- veau du métal baisse, les contacts XH s'ouvriront, mais les rouleaux d'ex- traction continueront à opérer jusqu'à ce que le niveau du métal tombe au niveau du contrôle du niveau le plus bas. A ce bas niveau, le change- ment dans la radiation pénétrante, mesuré dans la chambre d'ionisation fermera les contacts X1, désamorçant le relais PR pour arrêter le moteur .du rouleau d'enlèvement.
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Quand le taux de coulée du métal en fusion peut être maintenu uniforme, il est possible de régler l'enlèvement cyclique du moulage seule- ment par le moyen de contrôleurs de temps. En telles circonstances, la pé- riode de grande vitesse du démoulage peut être réglée par un contrôleur de temps, pendant que la période d'arrêt ou de vitesse ralentie du démoulage peut être réglée par un second contrôleur, de tels contrôleurs étant du type du contrôleur 72 indiqué en fig. 1 et étant placé dans le circuit de con- trôle du moteur 70.
Le circuit de contrôle de la commande du rouleau d'extraction de ce type est montré en figure 6, où le circuit est amorcé par fermeture de l'interrupteur manuel 1 au commencement de la période de "repos, c'est- à-dire de la période d'élévation de niveau du métal en fusion. Ceci amorce le contrôleur de temps d'arrêt 72' et le relais 2,) pour ouvrir les contacts 2a et 2b. Le relais du rouleau d'extraction PR n'est pas excité durant cette période contrôlée et le moteur du rouleau ne tourne pas: A la fin de la période de repos contrôlée déterminée par ajustage de 70', les contacts TMC' s'ouvrent pour désexciter le relais 2 et fermer les contacts 2a et 2b. La fermeture du contact 2 fait démarrer le moteur du rouleau d'extrac- tion pendant que 2a fait démarrer le contrôleur de travail 72 et amorce le relais 1.
Avec le relais 1¯ amorcé, le contact Ia est ouvert pour rétablir le circuit 72' du contrôleur de repos, de façon que le cycle puisse être répété, lorsque la période contrôlée de travail sera passée, comme détermi- né par l'ajustement de TC, et les contacts MTC se sont ouverts pour désexci- ter le relais I.
Avec un taux de coulée uniforme du métal en fusion, le mécanis- me de démoulage peut également être réglé en se servant d'un indicateur de niveau de métal en fusion, du type à radiation pénétrante mis au point à l'extrémité inférieure du point du niveau désiré du métal en fusion dans le moule en conjonction avec un contrôleur de temps pour le réglage du temps durant lequel le mécanisme de démoulage est arrêté et entraîné à vitesse réduite, permettant ainsi au niveau du métal en fusion de s'élever dans le moule, et alors de faire commencer l'opération à vitesse élevée des rouleaux d'extraction, qui est subséquemment limitée par le contrôle du niveau. Le circuit de commande pour ce mode d'opération est montré en figure 7.
Ce circuit est substantiellement le même que celui montré en figure 4, excepté que l'actionnement du contrôle de radiation pénétrante à la limite inférieure du niveau du métal en fusion dans le moule arrête l'opération du moteur du rouleau d'enlèvement. Ceci permet au niveau du mé- tal de s'élever, durant une période contrôlée, comme déterminée par l'ajus- tement de l'élément du contrôleur TC'. A la fin de la période de "repos" contrôlée, la désexcitation du relais 2 ferme le contact 2a pour provoquer une baisse-dans le niveau du métal en fusion, par l'opération du relais PR et le moteur du rouleau d'extraction.
Comme mesure de sécurité, lorsque la durée des périodes de déplacement ou de repos est commandée par un contrôleur de temps du type décrit, il est habituellement désirable d'accompagner le contrôle de temps d'un contrôle de niveau du métal, tel ceux du type décrit à radiation péné- trante, pour éviter tout changement dans,le niveau du métal en fusion au- dela d'une limite prédéterminée établie par le dispositif indiquant le ni- veau. L'usage du contrôleur de niveau comme interrupteur de limite de sé- curité est représenté en figures 4,6 et 7. En figure 4, les contacts XL et ILS sont ouverts, quand le niveau inférieur du métal en fusion est at- teint, stoppant les rouleaux d'extraction jusqu'à ce que le métal en fusion s'élève au-delà du niveau de contrôle, lorsque les contacts sont fermés de nouveau et que le cycle normal continue.
En figure 6, un contrôleur de sécurité du niveau supérieur et un contrôleur du niveau inférieur sont uti- lisés, le contrôleur de niveau supérieur fermant le contact XH et ouvrant le contact HLS pour actionner les rouleaux d'extraction, pour abaisser le niveau du métal en fusion dans le moule. Le contrôleur de niveau inférieur ouvre les contacts XL et LLS pour stopper le moteur des rouleaux d'extrac-
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tion, pour élever le niveau du métal en fusion dans le moule.
En figure 7, le contrôleur de niveau supérieur est montré comme un contrôle de sécurité, où un niveau montant du métal en fusion atteignant le niveau du contrôleur oblige les contacts XH et HLS à se fermer, ce qui actionne les rouleaux d'extraction pour abaisser le niveau du métal.en fu- sion dans le moule.
Lorsque l'embryon de coulage quitte le moule dans son mouve- ment cyclique descendant, le moulage passe par une zone de solidification du noyau, dans laquelle il est soumis à un effet de refroidissement supplé- mentaire, pour réduire la température du moulage au moins à une valeur à laquelle il sera complètement solidifié.
Des moyens variés de refroidissement peuvent être employés dans ce but, mais il est préférable d'utiliser des pulvérisations d'eau froide contre le moulage. Comme montré en figure 2, les jets de pulvérisa- tion 75 sont périphériquement espacés sur le côté intérieur d'une rampe 76 placée horizontalement et encerclant le moulage. L'extrémité inférieure du tube de moulage 60 porte 'une pièce 77 en forme de tronc de cône, recou- vrant le collecteur 76 et disposé pour détourner l'eau froide coulant en descendant par le passage 61 en dehors du moulage. Au-dessous et au-dedans de la périphérie de la pièce 77, un protecteur tubulaire allongé vertica- lement 78 enferme le moulage de façon à le protéger encore des effets de refroidissement excessif de l'eau de refroidissement du moule.
Un espace 81 est ménagé entre l'extrémité supérieure du protec- teur 78 et la pièce 77, pour l'échappement de vapeur résultant de l'évapo- ration des jets d'eau contactant le moulage. Ordinairement, la quantité d'eau pulvérisée contre le moulage sera seulement une petite fraction de celle s'écoulant par le passage 61 dans le moule, et elle est complètement évaporée au contact. Cependant, la quantité d'eau refroidissante pulvéri- sée utilisée peut être substantiellement -augmentée, ceci dépendant de la composition du métal qui est coulé et de l'effet d'un tel refroidissement rapide sur sa qualité métallurgique.
Pour assurer un refroidissement périphériquement uniforme du moulage dans le moule et la zone de pulvérisation refroidissante, il est désirable de placer un guide ou des guides au-dessus des rouleaux d'ex- traction 71, pour maintenir l'alignement vertical du moulage. Une paire de guides fixes 82, montrés en figure 1, sont montés dans le protecteur 78.
Ces guides peuvent être refroidis à l'eau et empêchent toute tendance à un mouvement transversal du moulage brûlant qui pourrait obliger le mou- lage émergeant à se porter sur un côté de la partie inférieure du tube de moulage 60.
En cours d"opération le métal en fusion est versé à l'extrémi- té supérieure du moule 12, à une température et à un taux substantiellement uniforme et est démoulé avec l'embryon de moulage à l'extrémité inférieure du moule dans un cycle contrôlé de mouvement descendant. Avec l'enlèvement cyclique du moulage décrit, la quantité accrue de chaleur extraite du métal chaud à l'intérieur du moule est illustrée en figure 8.
Le trait plein indique la solidification progressivè de l'acier dans le moule dans des conditions d'extraction continu, alors que la ligne pointillée indique le refroidissement progressif de l'acier dans le même moule avec une opéra- tion cyclique discontinue du mécanisme d'enlèvement du moulage, conformé- ment à la présente invention
Les valeurs indiquées en figure 8 ont été obtenues par un pro- cessus d'écoulement du métal en fusion, dans lequel une lance à oxygène était utilisée pour provoquer un trou au travers de la paroi latérale du moulage à une position immédiatement au-dessous de l'extrémité inférieure du tube de moulage 60, pour permettre au noyau de métal en fusion de sor-
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tir, et simultanément d'arrêter l'approvisionnement en métal en fusion à l'extrémité supérieure du moule.
Quand toutes les variations du moulage sont comparables, c'est-à-dire que la composition du métal, la température de coulée, le taux de coulée et le courant du liquide refroidissant le moule, sont substantiellement égales, le poids de métal solidifié dans la section de sortie du coulage est égal à moins que la méthode de démoulage soit changée. Le taux de solidification accru du métal dans le moule atteint par le système d'enlèvement du moulage de la présente invention ressort d'une comparaison des courbes montrées en figure 8.
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CONTINUOUS MOLDING PROCESS AND APPARATUS.
The present invention relates generally to the continuous casting of metal products and more particularly to a process and apparatus for the continuous casting of high temperature melting metals, such as ferrous metals and alloys, into semi-finished and / or finished, of undetermined length and of any cross section.
In accordance with the invention, the metal is cast in a fixed mold, open at its ends and cooled by liquid, by pouring the molten metal into one end of said mold, by cooling the metal inside it to form a molding consisting of: , by shrinking the casting from the opposite side of the mold, and coordinating the rate of the molten metal jet and the rate of removal of the casting, to continuously cause a cyclical change in the level of molten metal in the mold. .
The present invention may be used for the continuous casting of non-ferrous metals and alloys, but it is particularly designated and especially useful for the continuous casting of ferrous metals and other alloys melting at high temperature to produce castings. semi-finished and finished, each of commercially acceptable quality and of a substantially uniform metallurgical structure throughout its length.
In the continuous casting of steel, for example, the steel of the desired composition is first melted or carried in a heating and / or casting vessel in accordance with the correct method of producing the steel; this receptacle can in particular be a pouring bass. The means of heating the pouring basin ensure that, during the pouring time, the temperature of the metal will be within an optimum temperature zone, which, however varying with the composition of the metal, will normally be sufficiently above. the liquefaction temperature of the metal to ensure the desired fluidity. As much as possible of the slag present in the charge is separately removed from the tundish or is retained there.
A
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tilting basin having a mechanism to control the degree of tilting is preferably employed to ensure an approximately constant rate of molten metal pouring. To minimize the amount of slag in the charge, the refractory linings of the parts of the apparatus in contact with the molten metal are constructed from the same ceramic material or other suitable material.
A special fixed assembly of the casting mold is employed; it is constructed to allow and maintain the desired high degree of heat absorption from the molten metal at its upper end, and the rate of casting removal at its lower end are coordinated to maintain, in normal operation, a variable level of molten metal, not exceeding a predetermined value within and below the upper end of the mold.
The maximum level of molten metal should not be too close to the top end of the mold, due to possible oxidation of the metal from exposure to the atmosphere. The flow of molten metal discharged is also controlled by adjusting the position of a ladle to introduce the mass of molten metal with minimal splash against the mold and turbulence in the mass of molten metal in the mold. .
Complete removal of oxygen from the mold atmosphere above the molten metal is very desirable to prevent the formation of metal oxides. This is achieved by the continual introduction, on the one hand, of an inert gas, preferably heavier than air and not soluble in the metal, into the top of the mold, to displace any lighter gas, such as air, and by the introduction, on the other hand, of a substance which consumes all oxygen and / or any noxious reactive gas which may remain in the mold. The combined effect produces a substantially oxygen-free atmosphere in the mold space immediately above the level of the molten metal.
The present continuous casting process of ferrous metals or other high melting point alloys is particularly characterized by the extremely high rate of heat exchange carried out between the solidifying metal and the liquid cooling the mold. This is achieved by introducing cooling water into the fixed mold assembly in such a manner and in such quantity as to ensure the entry and maintenance of a strong stream of cold water from a throughout the cooling zone of the mold at a rate having a "Reynolds" number calculated for. the conditions of high current turbulence with pressure and current combined so as to obtain rates of heat exchange much higher than those achieved in any other known system.
The combination of a very constant distribution of molten metal to the stationary mold, with a discontinuous or variable speed retraction movement of the mold removal mechanism, determines a varying level of molten metal in the mold; The level varies between predetermined limits, so that the section of the mold jacket, within the aforementioned limits of the level of molten metal, is alternately in contact with the metal and exposed to the atmosphere of the mold. During the exposure period, this section of the mold jacket is continuously cooled, at the same rate, by the contact of cool water reducing the temperature of the metal constituting the mold jacket in this section, notably at the same time. below its temperature, when in contact with molten metal.
As the level of the molten metal rises again, the heat accumulating capacity of the molten metal determines an initial quenching effect on the molten metal, which is in contact. If the mold liner was as thin as possible, the effect of cha-
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would be insignificant to them.
In accordance with the present invention, the mold jacket is preferably made of a metal having relatively high thermal conductivity and its thickness is sufficient to provide a substantial heat storage capacity sufficient to provide a quenching effect. substantial initial on molten or partially solidified metal, not to mention the extraction of heat from molten metal at its equilibrium level. The maximum thickness of the mold liner is limited only by the need to keep the maximum temperature of the wall metal within safe limits.
The amount of heat transferred by conductivity per unit area between any two surfaces in contact is dependent on the closeness of the contact, that is, on the degree of conformity of the surfaces. the time during which the contact is maintained, and the temperature difference between said surfaces. This temperature difference is first of all dependent on the casting temperature of the metal.
Where the solidifying metal is continuously moved up and down in the mold, the degree of compliance of the molten metal is initially high; this is due to the inherent property of any liquid to conform to the wall of its basin, but as the peripheral envelope of solidified metal forms and thickens, the degree of conformity decreases, which is due to the contraction of this envelope and to variations in the dimensions of the cross sections of the surrounding parts of the mold.
. In view of the shrinkage of ferrous alloys, a partial heat barrier "vacuum" forms almost instantaneously between a ferrous casting mouth and the mold wall. As this vacuum increases, the rate of heat transfer to the mold decreases, and this lower rate of heat transfer remains, until the internal heating of the molding and the ferro-static force forces the casing. to expand and reduce the vacuum. In some cases it has been found that the expansion of the molding re-establishes contact with the mold wall, but obviously the degree of conformance will never be as high as the initial contact between the molten metal and the wall. of the mold. The cycle of solidification and contraction, warming and expansion, of the periphery continues during the downward movement in the mold.
This "breathing" of the molding is repeated a number of times, depending on: the time required for reheating, the rate of extraction of the molding, and the axial length and cross-sectional shape of the mold. When the envelope has reached a sufficient thickness, solidification and contraction of the molding continue simultaneously. The contact time for any substantial amount of heat exchange between the moving casting and the mold is usually short.
The present method of cyclic mold shrinkage is intended to substantially increase the time and number of heat transfer contacts per unit mold length between the mold and the mold, with consequent gain in overall efficiency of the mold. heat transfer from the mold assembly and improved metallurgical properties of the molding. For this purpose, in the preferred normal operation, the mold release mechanism is operated with a discontinuous cycle to first hold the casting stationary in the mold, for a variable period, controlled by the rise in level of the molten metal. in the mold to a certain extent.
During this period, extremely close contact is maintained between the molten metal and the wall of the mold, causing the metal, where it contacts the outer edge, to solidify at a rate
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very fast due to the high heat absorption rate of the mold and the close, fixed contact with the metal. The controls in general are set to maintain the period of stopping the removal mechanism or stopping the molding for an interval of time sufficient to allow the formation of a notably thick envelope around the molten metal and a slight contraction of this envelope below the mold.
This time interval is coordinated with the rate of supply of molten metal to the mold, and when the rising level of molten metal, during the rest of the casting, reaches a predetermined level, the extraction mechanism is activated to allow the molding to move up and down in a predetermined unit of its length or time.
During the standing period, additional metal is poured into the mold at a substantially constant rate. This additional metal is subjected to the high heat absorption rate of the mold and a thick envelope is formed which tapers upwards to the point of forming a kind of lace.
During the subsequent movement of extraction of the molding, the lower part of this envelope remains joined to the envelope on the metal present at the beginning of the rest and separates from the weaker remaining part of the envelope, whose serrated upper part is no longer supported by the molten metal tends to fall internally into the mass of the metal. The submerged middle part appears to remain on the wall of the mold, because sufficient contraction has not yet occurred, until the metal present fills and fills the void and has solidified during demolding and the subsequent period. rest.
The decreasing rate of heat absorption by the mold, due to the vacuum, heat barrier, allows the casing of the casting to be reheated by the closed core of the molten metal and expanded on the side of the wall of the mold. mold, under the ferro-static force of the molten metal. In accordance with the present invention, this liquid pressure is increased at the end of each working period, by the rapidly decreasing speed of the extraction mechanism, which causes the inertia of the molten metal core to exert an effect of " hammer "on the surrounding envelope.
The added illaflation thus imparted to the casing re-establishes substantial mold contact with the casing and, therefore, a high rate of heat transfer between the molding and the mold. The expanded casing is thickened during stopping of the molding and contracts as the extraction mechanism is again actuated to repeat the cycle. As the molding advances downward through the mold, each successive removal unit is less affected by the hammering effect until the increasing thickness and force of the casing is sufficient to support the casing. combined action of ferro-static force and hammer effect, and this point determines the optimum length of the mold for a particular mold rate, since a self-supporting shell now exists.
When the casting is removed from the mold, it usually contains a V-core of molten metal. To solidify the core faster and reduce shrinkage voids, the molding is preferably subjected to a substantial liquid cooling effect near the base of the mold.
The rate and amount of cooling of the molding in this zone is chosen in accordance with the proper metallurgical method for the type of metal or alloy being cast to produce a fully solidified molding at the desired temperature. The molding may subsequently be heated and cooled alternately to meet any particular metallurgical demand. From this solidification zone of the core, the molding continues downwards through a suitable guide tube and coating, which serves to preserve it from the cooling water of the mold.
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Below the lower end of the wrapper tube, the mooring is engaged by the extraction mechanism and progresses downward towards the cutting and handling equipment.
It is a fact that the refractory jacket of basins intended to contain or heat steel is subject to erosion and / or deposition, thus watering a change of interior shape. This change in internal shape causes difficulties in any pre-established casting control, especially for the swing-spout type of casting basin. The degree of precision required in casting a basin is advantageously less for intermittent extraction of the casting than for continuous extraction. In accordance with the present process, variations in the rate of supply of molten metal to the mold are easily compensated for by small changes in the rest period of the molding.
The duration of the molding rest period, in the cycle, that is, the time required for the added molten metal to reach a predetermined height in the mold after each extraction time, gives an effective check on the basin control system. For example, if the duration of the rest periods continuously decreases, it means that the rate of arrival of the metal is too fast; the duration of the rest periods is continuously increasing, the rate of arrival of the metal is too slow. In either case, the basin tilt control can be adjusted accordingly to provide a substantially constant average of the release rate.
Despite the best known methods and apparatus for removing slag or light weight impurities, some slag can enter the casting mold with the molten metal. With the cyclic mold release process of the present invention, the controlled changes in the level of molten metal facilitate slag removal during each cycle of operation. Thus, any slag, supplied to the mold with the molten metal, is well distributed on the surface of the casting product and, in practice, does not adversely affect the quality of the casting.
In the following description, the term "continuous molding" is used to generically mean the formation of a cast metal product having a length greater than that of its mold. As described later, the continuously molded product is made in a liquid cooled mold, with the molten metal continuously distributed to one end of the mold at a substantially uniform rate, while the molding is demolded at the opposite end. The average mold release rate, out of the mold, is coordinated with the molten metal pour rate to achieve the best molding results.
As shown in fig. 1, the metal casting means comprises a basin 10 arranged for casting by a spout, and a pocket 11 arranged to receive molten metal from the basin and to distribute a stream of substantially slag-free metal to a selected position. in the open top end portion of a continuous mold mold assembly 12.
The basin 10 can be a melting furnace or a pouring ladle designed to be able to be loaded with molten metal which is distributed to it: by an intermediate spoon. Basin 10 is conveniently heated so that the molten metal poured therefrom is distributed to the mold at a substantially uniform temperature.
The basin 10 is arranged to have a rocking movement about a transverse horizontal axis defined by the journals 13 extending outwardly on opposite sides of an L-shaped frame 14 supporting the basin.
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The journals 13 are supported in bearings 15 each mounted on a support 16 and arranged to have a sliding movement in a horizontal direction normal to the axis of rocking movement. The transverse position of the basin 10 with respect to the pocket 11 is adjusted by means of motor gears, not shown, connected to the return screw 17.
The tilting movement of the basin is obtained by any suitable means, such as by the action of a hoist drum 18 actuated by a motor. The lifting device 18 is connected to the basin 10 by a cable 20 and a yoke 21 which is attached to the platform of the frame 14 supporting the basin.
The pour rate of a spout type container, such as basin 10, is not uniform during a uniform angular rate of its rocking motion. To obtain uniformity of the pour rate, the basin must be tilted by a method of varying angular motion. This preferable method of rocking motion can be determined experimentally or by calculation for any specific interior shape of the pelvis.
A tipping control system for a casting basin having angular adjustment to achieve a substantially uniform casting rate is shown schematically in fig. 1.
A pin cam 22 is driven at a uniform angular speed by a synchronous motor 23, through an adjustable speed reducer (not shown).
The cam profile is adjustable so that it can be matched to an optimum tipping rate of the casting to achieve the desired uniform rate of metal casting. The substantially uniform angular velocity of the camshaft is converted into a selected angular motion, variable in a manner described below, and an indication resulting from a comparison of such motion. variable angle with the actual movement of the hoist 18 is transmitted to a speed and direction control group 24 connected by an electric cable 25 to a rheostat 26 controlling the motor 27 of the hoist 18.
Continuous indication of such actual movement of the hoist 18 is provided by an independent synchronous motion transmitter 30 controlled by a drum and electrically connected to an independent synchronous receiver 31. The actual rotation of the hoist , represented by the rotation of the shaft 32 of the receiver 31 is transmitted to a differential comparator 33 and, an indicator needle 34. The comparator 33 is also linked to a shaft 35 driven by the movement of the cam 22: by means of a chain 36 following the profile of the cam, by toothed wheels 37 and 38 and by chain 40. A needle 41 mounted on the shaft 35 indicates the movement of the shaft.
The control gears of the box 33 are separately connected to the shafts 32 and 35 and are thus arranged so that any differential movement of these shafts produces a rotation in one direction or the other, of the differential shaft. output 42 which, in turn, actuates control group 24. Thus, speed control device 26 will adjust the hoist drum motor, in accordance with the relative movement of the actual down rate. most favorable position of the cam profile to maintain the effective tilting movement of the basin. 10 at the most favorable metal casting rates.
As shown particularly in figs. 2 and 3, the pocket 11 is formed of a rectangular cavity 44 with refractory lining, divided by a transverse partition 45 provided at its base with one or more orifices 46 for the passage of the molten metal.
The molten metal from the basin 10 enters the chamber
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receptor 44a of the pocket cavity, with the direction of its flow deviated at an angle of substantially 180 by a submerged baffle 47.
Any slag tends to collect on the surface of the molten metal in receiving chamber 44a, and can be removed as it accumulates. The metal receiving chamber is of sufficient longitudinal dimension to allow a slight variation in the supply position of the incoming metal stream without altering the relative horizontal position of the basin 10 or the ladle 11 or adversely affecting the position. the effect of the slag separation by the baffle 47. The molten metal, passing through the orifice or orifices 46 of the partition 45, fills the discharge chamber 44b to the level of the discharge spout 48 , and, from there, flows into the open top end of the mold assembly 12.
The ladle 11 is advantageously mounted so as to have a plurality of adjustments, so as to ensure the distribution of the molten metal in a preferred zone of the mold. To ensure the desirable fluidity of the molten metal passing through the ladle, a suitable fuel burner 43 is installed at the top of the discharge chamber 44b. The gaseous products of combustion escape from the chamber through the molten metal discharge nozzle, above the level of said molten metal and through. this means tend to maintain the fluidity of the metal passing through the V-shaped orifice of the pouring spout.
The pocket is provided with journals 50 supported by cushions 51, carried by a base plate 52 and a member 59 carried on a pivot at one end, such as in 53, with the plate 52 also mounted for horizontal movements on said. member 59. The horizontal displacements of the plate 52 and of the pocket 11 relative to the member 59 are obtained by an angular movement around a pivot 54 arranged vertically and fixed to the member 59 and a transverse movement moving the plate 52 relative to the pivot 54. These movements are obtained by the threaded shafts 55 and 56 respectively.
In addition, the pocket is arranged to have rocking movement around the journals 50 with the pocket rocking position adjusted by the threaded shaft 57 and arm 58 shown in Figures 1, 3 and 2. ' The adjustments in the positioning of the ladle are intended to allow the flow of the stream of molten metal to be directed to enter the mold at the desired location.
The assembly of the mold 12 is shown in figs. 2 and 3. A stationary mold wall or mold tube 60 is formed of yellow copper, red copper or other suitable material selected of sufficient thermal conductivity and wall thickness to provide satisfactory heat exchange. The mold tube is open at both ends and is vertically elongated to provide a boundary wall surface for the formation, within it, of a mold embryo.
The mold tube 60 may be a single piece or of segmental construction and is cooled externally by a stream of cold water at high speed. To achieve a commercially satisfactory metal casting rate, the pressure of the cold water stream must be such as to provide an extremely turbulent flow along the outer surface of the mold tube. Tube 60 and its surrounding cold water gallery 61 are advantageously of an "oval" transverse profile where "the oval" is defined as a figure formed symmetrically by the perpendicular intersection of a major axis and a small axis.
A typical cross section of the mold and its relation to the pocket 11 is shown in fig. 3.
The upper open end of the mold tube 60 is supported.
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tee in a top plate 90, whereby the tube is free to extend axially from there. ,
The plate 90 forms the upper wall of an annular chamber 91, which is supplied with a stream of cold water, by a plurality of inlet pipes 92.
A metal sheath 93 of corresponding cross section surrounds the molding tube 60 to determine the passage 61 of the cold water stream and to confine the high velocity cooling water stream against the surface of the substantially thick tube. 'one end to the other of its length. The upper part of the sleeve 93 engages in a corresponding recessed part made in a sleeve 94 extending into the chamber 91, and defining a discharge weir from said chamber 91. The weir section of the sleeve 94 is arranged to form a anti-cavitation nozzle inlet at passage 61 and to uniformly and substantially accelerate and distribute the flow of cold water into its contact with the outer surface of the mold tube.
As shown in fig. 3, the ladle and the oval mold are arranged relatively so that the stream of molten metal enters through the open top of the mold tube following a path lying in a vertical plane containing the major axis of the internal cross section of the mold. oval mold and comes into contact with the molten metal therein, at the intersection of the minor axis of the mold or slightly beyond this intersection.
The resulting surface eddies cause any slag or ferric oxides that may float on the surface of the molten metal to accumulate in the quiet area behind the contact point of the adjacent stream, on the nearest mold side. of the current brought and the pocket.
When starting a molding operation, the usual "dummy" is inserted into the mold with its upper end located at the expected minimum level of liquefied metal in the mold, and with its lower end engaged by the mold extraction mechanism. , which, as shown in fig. 1, consists of vertically spaced pairs of extraction rollers 71 actuated by means of a suitable gear by a variable speed electric motor 70. The metal cast at the start of the operation is taken around a protrusion of the end of the "dummy" to form a seal to allow the pouring movement.
The main feature of the present invention is the effect of multiple controlled cyclic changes of the mold release mechanism whereby the molten metal and the mold embryo are subjected to periods of high rates of heat absorption while 'they are stationary in the mold;
and at periods of lower rates of heat absorption as they move downward through the mold, i.e., the extraction mechanism is cycled, each cycle including a period of "rest" and a period of "displacement". '
Compared to the absorption rate, heat in a mold with a continuous supply of molten metal and a uniform rate of de-molding, the present operation of the de-mold mechanism which includes a rest period in which the casting is stationary. relative to the adjacent mold wall produces a higher heat absorption rate, due to the extremely intimate contact maintained between the molten or partially solidified metal and the mold wall,
particularly in the initial solidification zone, and secondly, due to the heat-accumulating property of the mold tube together with a
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varying level of molten metal in the mold. This varying level of molten metal is achieved by continuously providing substantially uniform molten metal to the stationary mold from the beginning to the end of each cycle. The level drops during the period of movement of the molding and rises during the rest period between predetermined limits, whereby a longitudinal section of the mold tube is alternately exposed to the atmosphere of the mold and is covered by molten metal.
With the tube formed of a metal of high thermal conductivity, the continual cooling action of the cold water which is in contact with it produces a rapid drop in temperature of the wall in this section to a value approaching the temperature of. cooling water. Subsequent contact of the molten metal with this relatively cool mold tube wall section produces a cooling "shock" effect on the metal which contacts it, depending on the heat storage capacity of the tube. .
In accordance with the present invention, this cooling impact effect is made substantial by the construction of the molding tube 60 of a metal having relatively high thermal conductivity and by the sufficient wall thickness, to give a substantial quenching effect. molten or partially solidified metal, in addition to the normal absorption of heat by the water cooling the mold. The maximum wall thickness of the mold tube is limited only by the need to keep the metal temperature of the tube to a maximum within safe limits during operation.
For example, a red copper molding tube with an approximate thickness of 12 mm. would be satisfactory for casting steel according to the present process.
By performing this cyclic effect, the release mechanism can be set according to time measurements, with indication of changes in the level of molten metal in the mold, or by a combination of time and indication measurements. level. With a chosen average rate of cast extraction and a substantially uniform rate of casting, the magnitude of the change in molten metal level is determined by the length of the travel and rest periods.
As shown schematically in figs. 1, 2 and 3, a penetrating radiation molten metal level indicator is provided in the present cyclic type of casting extraction control circuit, for monitoring the upper limit of the level variation of the molten metal and to operate the start of the cycle displacement period. A source of penetrating radiation, such as an x-ray tube, is provided in a shielded pan 62, with a stream of penetrating rays directed by a shielded conduit 63 through the rear part of the mold, at the level chosen as the level. maximum molten metal in the casting tube. On the opposite side, an ionization chamber 64 receives any penetrating radiation passing through the mold.
Electrical means measures the conductivity of ionization chamber 64 such that a predetermined change in the conductivity thereof indicates the presence of molten metal at the beam of penetrating rays passing through the tube. mold. As shown in fig. 2, the transverse dimension of the beam of penetrating rays passing through the mold is limited, so that a relatively small change in the level of the molten metal produces a large change to be measured in the conductubility of the ionization chamber 64 .
Changes in the conductivity of the ionization chamber are transmitted electrically through leads 65 to an amplifier circuit (not shown) and thence to a relay in a control box 66. The relay is attached to an electrical control circuit regulating the controller 68 of the motor 70 actuating the extraction roller. The motor 70 is of the variable speed type, with its rotational speed adjusted.
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by any usual electrically controlled system.
In the apparatus shown in fig. 1, Penetrating radiation level control is used to limit the maximum rise in the level of molten metal in the mold, by starting the extraction roll motor to release the casting from the mold at a higher rate. higher than the molten metal supply rate. The drop in level in the molten metal continues for a predetermined period of time set by an adjustable time controller 72.
At the end of a fixed period of time, the extraction roller motor is stopped, or its speed is reduced to allow the level of molten metal to rise in the mold. When the level of the metal inside the mold again stops the flow of penetrating radiation from the level control system, the described demold cycle is repeated.
The control circuit for adjusting the described operating cycle of the extraction roller motor is shown in figure 4, in which the action of the control circuit is obtained by the lines L. The usual manual switch S is placed. on line 4, so that the control system can be separated when not in use. Contacts XII are closed by the penetrating radiation relay, when the molten metal reaches its highest position level in the casting mold. The relay is energized which closes contacts la and Ib, which starts the time controller ce and energizes relay 2. With contact Ia closed, the PR relay of the extraction roller motor is energized, which starts the motor of said roller by the controller 68.
By energizing the PR relay, the PR2 and PR3 contacts are closed. The contacts PR2 and PR3 are mounted in parallel with the contacts la and Ib respectively, so that the level of the molten metal drops in the mold with, as a result, the opening of the contacts XH; the take-out roller motor relay will remain energized and the mold release will continue. When the desired time has elapsed, set by adjusting the TC element of the control unit, the TMC contacts open to de-energize relay 2 and close contacts 2a. With contact 2a closed, roller motor relay PR will stop motor 70 and open contacts PR2 and PR3. Resistor R1 on the feed line to relay PR will limit the load through the shunt line, including contact2a, until contacts PR2 open.
The described discontinuous operation of the demoulding mechanism is preferably carried out with a rest period of longer duration than the displacement period for maximum production capacity. With the reported high rate of effective heat absorption during the rest period of the cycle, the initial solidification of the molten metal to form the casting embryo, particularly in ferrous alloy casting, causes the metal to contract. and withdraws from the adjacent wall of the mold.
With the formation of a vacuum, an air barrier, there would be no advantage in continuing the rest period for a longer period of time and, as the level of the molten metal must then have reached approximately the desired level, the controls are adjusted. to start the extraction rollers for the travel period.
In an illustrative example of the described batch operation of the casting extraction mechanism, molten steel, the carbon content of which is that of common mild steel, was poured into the upper end of a mold. "oval" whose major axis and minor axis, were of respective interior dimensions of 23.5 centimeters and 10.8 centimeters.
The molten metal pour rate was equivalent to an average mold production rate of approximately 1 meter / minute of cast product, approximately this cross section.
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During intermittent and cyclic demoulding, as described, the stop or stand period was an average of 8.2 seconds and the "move" period was an average of 11 seconds, with a change in molten metal level. of: 13.2 centimeters during each operating cycle of the mold release mechanism.
The described batch operation of the extraction rollers can be modified, in some cases, by using a reduced speed effect of the rollers, instead of completely stopping them during the cycle stop or rest period.
For such a modified effect, the control 72 of the time controller would be set to maintain a predetermined high rate of demoulding, greater than the rate of supply of molten metal for a defined period of time and, thus, to operate the controller. of the speed of the motor to actuate the extraction rollers at a speed producing a molding motion substantially less than the rate of supply of molten metal.
With the resulting rise in the level of the metal, the level control mechanism will subsequently operate to restore speed control to its high operating speed position and to restart the cycle.
The extraction roller and the mesh drive mechanism are of such construction that when the drive motor is stopped or its speed is suddenly reduced at the end of each "working" period, the speed of Extraction of the cast will be rapidly slowed, causing the core of molten metal at the top of the cast to exert the described "hammer" effect on the surrounding embryonic shell. The rapid deceleration can be increased by any suitable means, such as, for example, by the action of a brake 74, mounted on the shaft connecting the drive motor 70 and the extraction rollers 71. The brake can be n Any suitable type, mechanical or electrical, operated in coordination with stopping or changing the speed of the engine 70.
Alternatively, as shown in figure 5, the mold release cycle can be regulated by a pair of level controls of the type described with penetrating radiation,
In such an arrangement, the level controls are spaced longitudinally of the mold and are electrically connected to the control box 66, to start the rollers 71 at a high speed when the level of molten metal reaches the level control position. upper calf. This high demoulding speed continues until the level of molten metal drops to the level control position - lower. At this position, the take-off rollers are stopped or forced to demold the casting at a low rate, which raises the level of molten metal in the mold.
As shown in the wiring plan of figure 5, the XH contact is closed, when the level of the molten metal rises to its upper position in the mold and cuts off the radiation from the level control. On closing, the XH contact triggers the PR relay to start the motor 70 of the extraction roller and to close the PR2 contact. As the metal level drops, the XH contacts will open, but the pull rollers will continue to operate until the metal level drops to the lowest level control level. At this low level, the change in penetrating radiation measured in the ionization chamber will close contacts X1, de-energizing the PR relay to stop the take-off roller motor.
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When the melt rate of the molten metal can be maintained uniform, it is possible to control the cyclic removal of the casting only by means of time controllers. Under such circumstances, the high speed period of demoulding can be set by a time controller, while the stopping or slowed down speed period of demoulding can be set by a second controller, such controllers being of the type of the mold. controller 72 indicated in fig. 1 and being placed in the engine control circuit 70.
The control circuit of the control of the extraction roller of this type is shown in figure 6, where the circuit is initiated by closing the manual switch 1 at the beginning of the "idle" period, i.e. of the molten metal level rise period. This initiates the downtime controller 72 'and relay 2,) to open contacts 2a and 2b. The PR extraction roller relay is not energized during this controlled period and the roller motor does not turn: At the end of the controlled rest period determined by adjusting 70 ', the TMC' contacts open to de-energize relay 2 and close contacts 2a and 2b. Closing contact 2 starts the pick-up roller motor while 2a starts work controller 72 and energizes relay 1.
With relay 1¯ energized, contact Ia is open to re-establish circuit 72 'of the rest controller, so that the cycle can be repeated, when the controlled period of work has passed, as determined by the adjustment of TC, and the MTC contacts opened to de-energize relay I.
With a uniform pouring rate of molten metal, the mold release mechanism can also be adjusted using a molten metal level indicator, of the penetrating radiation type developed at the lower end of the point. of the desired level of molten metal in the mold in conjunction with a time controller for setting the time during which the demoulding mechanism is stopped and driven at reduced speed, thus allowing the level of molten metal to rise in the mold. mold, and then start the high speed operation of the extraction rollers, which is subsequently limited by the level control. The control circuit for this mode of operation is shown in figure 7.
This circuit is substantially the same as that shown in Figure 4, except that actuation of the penetrating radiation control at the lower limit of the level of molten metal in the mold stops the operation of the stripping roller motor. This allows the level of the metal to rise, during a controlled period, as determined by the adjustment of the controller element TC '. At the end of the controlled "rest" period, the de-energization of relay 2 closes contact 2a to cause a drop in the level of the molten metal, by the operation of the relay PR and the motor of the extraction roller.
As a safety measure, when the duration of the traveling or resting periods is controlled by a time monitor of the type described, it is usually desirable to accompany the time check with a metal level check, such as those of the type. described with penetrating radiation, to avoid any change in, the level of molten metal beyond a predetermined limit set by the level indicating device. The use of the level controller as a safety limit switch is shown in figures 4.6 and 7. In figure 4, the XL and ILS contacts are open, when the lower level of the molten metal is reached, stopping the extraction rollers until the molten metal rises above the control level, when the contacts are closed again and the normal cycle continues.
In figure 6, an upper level safety controller and a lower level controller are used, the upper level controller closing the XH contact and opening the HLS contact to operate the extraction rollers, to lower the metal level. molten in the mold. The lower level controller opens the XL and LLS contacts to stop the motor of the extraction rollers.
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tion, to raise the level of molten metal in the mold.
In Figure 7, the upper level controller is shown as a safety check, where a rising level of molten metal reaching the level of the controller forces the XH and HLS contacts to close, which actuates the extraction rollers to lower the level of the molten metal in the mold.
When the casting embryo leaves the mold in its downward cyclical movement, the casting passes through a core solidification zone, in which it is subjected to an additional cooling effect, to reduce the temperature of the casting to at least to a value at which it will be completely solidified.
Various means of cooling can be employed for this purpose, but it is preferable to use cold water sprays against the molding. As shown in Figure 2, the spray jets 75 are peripherally spaced on the interior side of a boom 76 placed horizontally and encircling the molding. The lower end of the mold tube 60 carries a piece 77 in the form of a truncated cone, covering the manifold 76 and arranged to divert cold water flowing down through the passage 61 out of the mold. Below and within the periphery of the part 77, a vertically elongated tubular protector 78 encloses the molding so as to further protect it from the excessive cooling effects of the cooling water of the mold.
A space 81 is provided between the upper end of the protector 78 and the part 77, for the escape of steam resulting from the evaporation of the water jets contacting the molding. Usually, the amount of water sprayed against the molding will be only a small fraction of that flowing through passage 61 into the mold, and it is completely evaporated on contact. However, the amount of sprayed cooling water used can be substantially increased, depending on the composition of the metal being cast and the effect of such rapid cooling on its metallurgical quality.
To ensure peripherally uniform cooling of the molding in the mold and the cooling spray zone, it is desirable to place a guide or guides above the pull-out rollers 71, to maintain the vertical alignment of the molding. A pair of fixed guides 82, shown in Figure 1, are mounted in protector 78.
These guides can be water cooled and prevent any tendency for transverse movement of the hot casting which could cause the emerging casting to rest on one side of the bottom of the casting tube 60.
In operation the molten metal is poured into the upper end of the mold 12 at a substantially uniform temperature and rate and is demolded with the casting embryo at the lower end of the mold in a cycle. Controlled Downward Motion With the cyclic removal of the molding described, the increased amount of heat extracted from the hot metal inside the mold is shown in Figure 8.
The solid line indicates the progressive solidification of the steel in the mold under continuous extraction conditions, while the dotted line indicates the progressive cooling of the steel in the same mold with a discontinuous cyclic operation of the mechanism. removal of the molding according to the present invention
The values shown in Figure 8 were obtained by a molten metal flow process, in which an oxygen lance was used to cause a hole through the sidewall of the casting at a position immediately below. the lower end of the mold tube 60, to allow the molten metal core to exit
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firing, and simultaneously shutting off the supply of molten metal to the upper end of the mold.
When all of the variations of the casting are comparable, i.e., the composition of the metal, the casting temperature, the casting rate and the flow of liquid cooling the mold, are substantially equal, the weight of solidified metal in the casting outlet section is equal unless the demoulding method is changed. The increased rate of solidification of the metal in the mold achieved by the mold removal system of the present invention is apparent from a comparison of the curves shown in Figure 8.