JP2013031867A - Casting mold for continuous casting - Google Patents
Casting mold for continuous casting Download PDFInfo
- Publication number
- JP2013031867A JP2013031867A JP2011168596A JP2011168596A JP2013031867A JP 2013031867 A JP2013031867 A JP 2013031867A JP 2011168596 A JP2011168596 A JP 2011168596A JP 2011168596 A JP2011168596 A JP 2011168596A JP 2013031867 A JP2013031867 A JP 2013031867A
- Authority
- JP
- Japan
- Prior art keywords
- short side
- continuous casting
- casting mold
- inner corner
- short
- Prior art date
- Legal status (The legal status is an assumption and is not a legal conclusion. Google has not performed a legal analysis and makes no representation as to the accuracy of the status listed.)
- Granted
Links
- 238000009749 continuous casting Methods 0.000 title claims abstract description 51
- 238000005266 casting Methods 0.000 title claims abstract description 10
- 230000005499 meniscus Effects 0.000 claims abstract description 26
- 230000003014 reinforcing effect Effects 0.000 claims description 48
- 238000000576 coating method Methods 0.000 claims description 40
- 239000011248 coating agent Substances 0.000 claims description 32
- 229910045601 alloy Inorganic materials 0.000 claims description 25
- 239000000956 alloy Substances 0.000 claims description 25
- 238000005507 spraying Methods 0.000 claims description 18
- 229910008423 Si—B Inorganic materials 0.000 claims description 14
- 229910052759 nickel Inorganic materials 0.000 claims description 9
- 229910020630 Co Ni Inorganic materials 0.000 claims description 8
- 229910002440 Co–Ni Inorganic materials 0.000 claims description 8
- 239000002131 composite material Substances 0.000 claims description 5
- 150000004767 nitrides Chemical class 0.000 claims description 5
- 238000005336 cracking Methods 0.000 abstract description 2
- 239000000463 material Substances 0.000 description 46
- 229910000831 Steel Inorganic materials 0.000 description 16
- 239000010959 steel Substances 0.000 description 16
- 238000007747 plating Methods 0.000 description 8
- 230000001681 protective effect Effects 0.000 description 8
- 238000000034 method Methods 0.000 description 6
- 238000007711 solidification Methods 0.000 description 5
- 230000008023 solidification Effects 0.000 description 5
- 230000015572 biosynthetic process Effects 0.000 description 4
- 239000002184 metal Substances 0.000 description 4
- 229910052751 metal Inorganic materials 0.000 description 4
- 229910018487 Ni—Cr Inorganic materials 0.000 description 3
- 238000005299 abrasion Methods 0.000 description 3
- 239000010953 base metal Substances 0.000 description 3
- 239000011253 protective coating Substances 0.000 description 3
- RYGMFSIKBFXOCR-UHFFFAOYSA-N Copper Chemical compound [Cu] RYGMFSIKBFXOCR-UHFFFAOYSA-N 0.000 description 2
- 229910000881 Cu alloy Inorganic materials 0.000 description 2
- 238000004458 analytical method Methods 0.000 description 2
- 238000001816 cooling Methods 0.000 description 2
- 229910052802 copper Inorganic materials 0.000 description 2
- 239000010949 copper Substances 0.000 description 2
- 230000000694 effects Effects 0.000 description 2
- 238000010030 laminating Methods 0.000 description 2
- 238000004519 manufacturing process Methods 0.000 description 2
- 238000012986 modification Methods 0.000 description 2
- 230000004048 modification Effects 0.000 description 2
- 238000012545 processing Methods 0.000 description 2
- 238000012546 transfer Methods 0.000 description 2
- XLYOFNOQVPJJNP-UHFFFAOYSA-N water Substances O XLYOFNOQVPJJNP-UHFFFAOYSA-N 0.000 description 2
- 229910001208 Crucible steel Inorganic materials 0.000 description 1
- ATJFFYVFTNAWJD-UHFFFAOYSA-N Tin Chemical compound [Sn] ATJFFYVFTNAWJD-UHFFFAOYSA-N 0.000 description 1
- 230000005856 abnormality Effects 0.000 description 1
- 238000004364 calculation method Methods 0.000 description 1
- 239000000498 cooling water Substances 0.000 description 1
- 230000007423 decrease Effects 0.000 description 1
- 230000003247 decreasing effect Effects 0.000 description 1
- 238000000280 densification Methods 0.000 description 1
- 239000007791 liquid phase Substances 0.000 description 1
- 238000005259 measurement Methods 0.000 description 1
- 239000007790 solid phase Substances 0.000 description 1
- 230000009466 transformation Effects 0.000 description 1
Images
Landscapes
- Continuous Casting (AREA)
Abstract
Description
本発明は、対向配置される長辺と、長辺の間に横移動可能に対向配置される短辺とを有する連続鋳造鋳型に関する。 The present invention relates to a continuous casting mold having long sides opposed to each other and short sides arranged opposite to each other so as to be laterally movable between the long sides.
従来、対向配置される長辺と、長辺の間に横移動可能に対向配置される短辺とを有する連続鋳造鋳型を使用した連続鋳造においては、鋳造される鋳片のコーナー部の凝固遅れを防止して、コーナー凝固遅れに伴う鋳片コーナー割れ等の品質異常を防止するために、例えば長辺の内側に、長辺の対向する内幅が鋳片の凝固収縮形状に応じて鋳片の鋳造方向に狭まるように、マルチテーパを形成した連続鋳造鋳型(マルチテーパ鋳型)が使用されている(例えば、特許文献1参照)。そして、マルチテーパ鋳型では、鋳片のコーナー部が鋳型内面に常時接触しながら移動するため、鋳型内面の磨耗損傷が大きくなるという問題が生じるので、鋳型内側に、耐磨耗性に優れた硬質皮膜(例えば、NiをベースとしたCr−Si−B系の合金からなる溶射皮膜)を形成して、鋳型内面の磨耗を抑制している。 Conventionally, in continuous casting using a continuous casting mold having a long side opposed to each other and a short side arranged so as to be laterally movable between the long sides, the solidification delay of the corner portion of the cast slab is made. In order to prevent quality abnormalities such as slab corner cracking due to corner solidification delay, the inner width of the long side facing the inner side of the long side corresponds to the solidification shrinkage shape of the slab. A continuous casting mold (multi-taper mold) in which a multi-taper is formed so as to narrow in the casting direction is used (see, for example, Patent Document 1). In the multitaper mold, the corner of the slab moves while always contacting the inner surface of the mold, which causes a problem of increased wear damage on the inner surface of the mold. A coating (for example, a thermal spray coating made of a Cr-Si-B alloy based on Ni) is formed to suppress wear on the inner surface of the mold.
一般に、連続鋳造鋳型では、連続鋳造時に外側は水冷され、内側は注入された溶鋼により加熱されるため、短辺の内側表面の熱膨張は、短辺の外側表面の熱膨張より大きくなる。そして、対向配置された短辺は、対向配置された長辺により、短辺の幅方向両側から押圧された状態であるため、短辺の幅方向の熱膨張は拘束され、特に、短辺の内側角部にあって、メニスカス部を含む下側領域には拘束に伴う大きなひずみ(応力集中)が発生する。このため、短辺の内側に硬質皮膜が形成されているマルチテーパ鋳型では、長辺の内側表面に当接する短辺の内側(硬質皮膜)角部に、硬質皮膜の強さを超える高い応力が発生する。そして、硬質皮膜は延性(塑性変形性)に劣るため、硬質皮膜(短辺の内側)角部には、欠けが発生するという問題が生じる。そこで、長辺の内側表面と当接する短辺の側端面に、Niめっき等の延性(塑性変形性)に優れた皮膜を形成して、短辺の内側角部を塑性変形させることで欠けが発生することを防止している。 Generally, in a continuous casting mold, the outer side is water-cooled during continuous casting and the inner side is heated by the injected molten steel, so that the thermal expansion of the inner surface of the short side is larger than the thermal expansion of the outer surface of the short side. And since the short side arranged oppositely is in a state of being pressed from both sides in the width direction of the short side by the long side arranged oppositely, thermal expansion in the width direction of the short side is restricted. A large strain (stress concentration) due to restraint is generated in a lower region including the meniscus portion in the inner corner portion. For this reason, in a multitaper mold in which a hard film is formed on the inner side of the short side, a high stress exceeding the strength of the hard film is applied to the inner corner (hard film) of the short side that contacts the inner surface of the long side. Occur. And since a hard film is inferior to ductility (plastic deformability), the problem that a chip | tip generate | occur | produces in a hard film (inner side of a short side) arises. Therefore, a chip having excellent ductility (plastic deformability) such as Ni plating is formed on the side end surface of the short side that is in contact with the inner surface of the long side, and the inner corner portion of the short side is plastically deformed. It is prevented from occurring.
しかしながら、短辺の側端面に、Niめっき等の延性に優れた皮膜を形成すると、延性に優れた皮膜は耐磨耗性に劣るため、短辺の内側角部に早期に磨耗損傷が発生するという問題が生じる。このため、マルチテーパ鋳型の寿命が非常に短くなるという問題がある。 However, when a film having excellent ductility such as Ni plating is formed on the side edge of the short side, the film having excellent ductility is inferior in wear resistance, and therefore, wear damage occurs early on the inner corner of the short side. The problem arises. For this reason, there exists a problem that the lifetime of a multitaper mold becomes very short.
本発明はかかる事情に鑑みてなされたもので、対向配置された長辺の間に対向配置される短辺の内側角部の欠け及び磨耗を防止することが可能な連続鋳造鋳型を提供することを目的とする。 The present invention has been made in view of such circumstances, and provides a continuous casting mold capable of preventing chipping and abrasion of the inner corners of the short sides arranged oppositely between the long sides arranged opposite to each other. With the goal.
前記目的に沿う本発明に係る連続鋳造鋳型は、対向配置される長辺と、該長辺の間に対向配置される短辺とを有する連続鋳造鋳型において、
前記長辺の内側表面に当接する前記短辺の内側角部、又は前記短辺のメニスカス部を含む下側領域であって前記長辺の内側表面に当接する内側角部に面取りを施し、前記内側角部と前記長辺の内側表面との間に空間部を形成し、前記短辺の内側角部の損傷を防止した。
A continuous casting mold according to the present invention that meets the above-mentioned object is a continuous casting mold having a long side opposed to each other and a short side arranged oppositely between the long sides.
Chamfering the inner corner of the short side that contacts the inner surface of the long side, or the inner corner of the lower side that includes the meniscus portion of the short side and contacting the inner surface of the long side, A space was formed between the inner corner and the inner surface of the long side to prevent damage to the inner corner of the short side.
本発明に係る連続鋳造鋳型において、前記面取りの寸法は、前記短辺の幅方向に対して0.3mm以上1mm以下であり、前記短辺の厚み方向に対して0.3mm以上2mm以下とすることができる。 In the continuous casting mold according to the present invention, the chamfer dimension is 0.3 mm or more and 1 mm or less with respect to the width direction of the short side, and is 0.3 mm or more and 2 mm or less with respect to the thickness direction of the short side. be able to.
本発明に係る連続鋳造鋳型において、前記面取りが施される前記短辺の内側角部には、溶射皮膜からなる耐磨耗性の補強皮膜が形成されていることが好ましい。 In the continuous casting mold according to the present invention, it is preferable that a wear-resistant reinforcing film made of a sprayed coating is formed on the inner corner portion of the short side where the chamfering is performed.
本発明に係る連続鋳造鋳型において、前記溶射皮膜はNi又はCoをベースとしたCr−Si−B系の合金とすることができる。
また、前記溶射皮膜はCo、Ni、又はCo−Ni系の合金に、炭化物、窒化物、及び硼化物のいずれか1又は2以上を添加した複合材とすることもできる。
In the continuous casting mold according to the present invention, the sprayed coating may be a Ni- or Co-based Cr-Si-B alloy.
The thermal spray coating may be a composite material obtained by adding one or more of carbide, nitride, and boride to a Co, Ni, or Co—Ni alloy.
本発明に係る連続鋳造鋳型においては、長辺の内側表面に当接する短辺の内側角部、又は短辺のメニスカス部を含む下側領域であって、長辺の内側表面に当接する内側角部に面取りを施し、内側角部と長辺の内側表面との間に空間部を形成したので、連続鋳造時に、短辺の内側で熱膨張が顕著な領域にある短辺の内側角部は、拘束されずに長辺の内側表面側に熱膨張することができ、短辺の内側角部に拘束に伴うひずみ(応力集中)が発生することを防止できる。その結果、短辺の内側角部に硬質皮膜を形成することが可能になる。 In the continuous casting mold according to the present invention, the inner corner of the short side, which is in contact with the inner surface of the long side, or the lower region including the meniscus portion of the short side, which is in contact with the inner surface of the long side Since chamfering was performed on the part, and a space was formed between the inner corner and the inner surface of the long side, the inner corner of the short side in the region where thermal expansion is remarkable inside the short side during continuous casting is It is possible to thermally expand to the inner surface side of the long side without being constrained, and to prevent distortion (stress concentration) associated with the constraining from occurring at the inner corner of the short side. As a result, it is possible to form a hard coating on the inner corner of the short side.
本発明に係る連続鋳造鋳型において、面取りの寸法が、短辺の幅方向に対して0.3mm以上1mm以下であり、短辺の厚み方向に対して0.3mm以上2mm以下である場合、連続鋳造鋳型内に注入された溶鋼が空間部に浸入することが防止できる。これにより、鋳片を連続鋳造鋳型内で容易に移動させることができる。 In the continuous casting mold according to the present invention, when the chamfering dimension is 0.3 mm or more and 1 mm or less with respect to the width direction of the short side and is 0.3 mm or more and 2 mm or less with respect to the thickness direction of the short side, It is possible to prevent the molten steel injected into the casting mold from entering the space. Thereby, a slab can be easily moved within a continuous casting mold.
本発明に係る連続鋳造鋳型において、面取りが施される短辺の内側角部に、溶射皮膜からなる耐磨耗性の補強皮膜が形成されている場合、鋳片との接触による短辺の内側角部の磨耗を防止することができる。
そして、溶射皮膜がNi又はCoをベースとしたCr−Si−B系の合金からなる場合、ヒュージング処理を行うことで、補強皮膜の緻密化、短辺との結合性を高めることができ、補強皮膜の寿命を延ばすことができる。
また、溶射皮膜がCo、Ni、又はCo−Ni系の合金に、炭化物、窒化物、及び硼化物のいずれか1又は2以上を添加した複合材からなる場合、補強皮膜に擦り疵が発生することを防止できると共に、耐摩耗性の向上を更に図ることができる。
In the continuous casting mold according to the present invention, when a wear-resistant reinforcing coating made of a thermal spray coating is formed on the inner corner of the short side to be chamfered, the inside of the short side due to contact with the slab Corner wear can be prevented.
And, when the thermal spray coating is made of a Cr-Si-B alloy based on Ni or Co, by performing the fusing treatment, the densification of the reinforcing coating and the bondability with the short side can be improved, The life of the reinforcing film can be extended.
Further, when the sprayed coating is made of a composite material in which any one or more of carbide, nitride, and boride is added to a Co, Ni, or Co—Ni alloy, scuffing occurs in the reinforcing coating. This can be prevented and the wear resistance can be further improved.
続いて、添付した図面を参照しつつ、本発明を具体化した実施の形態につき説明し、本発明の理解に供する。
図1に示すように、本発明の一実施の形態に係る連続鋳造鋳型10は、対向配置される長辺11、12と、長辺11、12の間に横移動可能に対向配置される短辺13、14とを有して、上下方向(鋳造方向)に貫通した鋳片形成部15を形成し、鋳片形成部15に溶鋼16(図2参照)を供給して冷却しながら鋳片(図示せず)を製造するものである。
Next, embodiments of the present invention will be described with reference to the accompanying drawings for understanding of the present invention.
As shown in FIG. 1, a
そして、対向する長辺11、12の内幅が鋳片の引き抜かれる下方へ向けて狭まるマルチテーパが長辺11、12の内側に形成されている。また、短辺13、14のメニスカス部を含む下側領域である短辺下部18にあって、長辺11、12の内側表面に当接する内側角部には面取りが施され、内側角部と長辺11、12の内側表面との間に空間部19が形成されている。更に、長辺11、12の内側には溶射皮膜からなる耐磨耗性の補強皮膜20が、短辺13、14の少なくとも短辺下部18の内側表面及び内側角部には溶射皮膜からなる耐磨耗性の補強皮膜21がそれぞれ形成されている。以下、詳細に説明する。
And the multitaper which the inner width of the opposing
長辺11、12及び短辺13、14の外表面(溶鋼16と接する面とは反対側の面)側には、上下方向(鋳造方向)に並べて配置される複数のボルト(図示せず)からなる締結手段群を介して図示しないバックプレートがそれぞれ取付けられている。これにより、バックプレートの下部に設けられた給水部(図示せず)から、長辺11、12と短辺13、14の外面側に設けられた図示しない多数の導水溝に冷却水を流すことで、長辺11、12及び短辺13、14の冷却を行うと共に鋳片形成部15に供給した溶鋼16の冷却を行なって鋳片を製造することができる。
A plurality of bolts (not shown) arranged in the vertical direction (casting direction) on the outer surfaces of the
短辺13、14は、厚さ(補強皮膜21を含めた厚さ)が、例えば、5mm以上100mm以下程度、幅が50mm以上300mm以下程度で、上下方向の長さが600mm以上1200mm以下程度である。また、長辺11、12は、厚さ(補強皮膜20を含めた厚さ)が、例えば5mm以上100mm以下程度、対向配置される一対の短辺13、14の間隔(鋳片と接触する幅)を、600mm以上3000mm以下の範囲で変更可能とすることのできる幅を有し、上下方向の長さは短辺13、14と同程度である。これにより、例えば、幅が600mm以上3000mm以下程度、厚みが50mm以上300mm以下程度のスラブを製造できる。
The
先ず、図1に示す長辺11(長辺12も同様)のマルチテーパの構成を説明する。
図2に示すように、長辺11の内側の表面において、長辺11の幅方向に亘って、溶鋼16の溶鋼湯面位置(メニスカス位置、単に湯面位置という場合もある)を上位置P1とし、上位置P1から300mm以上下方の位置を下位置P2として、鋳片形成部15側へ張り出す膨出部22からなるマルチテーパが形成されている。この溶鋼湯面位置は、長辺11の上端位置を基点として、下方へ50mm以上150mm以下の範囲内(ここでは、100mm程度)にある。なお、膨出部22の鋳片形成部15側への張り出し量は僅かであるが、説明の便宜上、図1、図2においては、誇張して示している。
First, the multitaper configuration of the
As shown in FIG. 2, on the inner surface of the
膨出部22の上位置P1を、湯面位置としたのは、溶鋼16の冷却の起点位置だからである。また、膨出部22の下位置P2を、上位置P1から下方へ300mm以上の位置としたのは、溶鋼16の鋳型接触面側に形成される凝固シェルと長辺11の内表面との間に隙間が生じる範囲が、この範囲内であることによる。以上のことから、膨出部22の形成位置を、溶鋼16の湯面位置を上位置P1とし、上位置P1から下方へ300mm以上の下位置P2までとしたが、下位置P2を、上位置P1から500mm以上下方の位置、更には短辺13、14及び長辺11、12の下端位置とすることが好ましい。
The reason why the upper position P1 of the bulging
膨出部22の縦断面の内表面輪郭線は、上位置P1から下位置P2まで3つ以上8つ以下(本実施の形態では、3つ)の連続する直線部L1〜L3で構成されており、長辺11の内表面が、傾斜角度の異なる3段以上8段以下の傾斜面で構成されている。ここで、膨出部を構成する直線部が3つ未満(2つ以下)の場合、直線部の数が少な過ぎて、膨出部の縦断面形状が、部分的に突出する極端な形状となり、鋳片との接触抵抗が大きくなって、膨出部に摩耗損傷が発生し易くなる。一方、直線部の数が8つを超える(9つ以上)場合、直線部の数が多過ぎて、膨出部の加工が複雑となり、製造コストの増大を招く。以上のことから、膨出部22を、3つの直線部L1〜L3で構成したが、直線部の数の下限を4つとすることが好ましく、また上限を6つとすることが好ましい。
The inner surface contour line of the longitudinal section of the bulging
直線部L1〜L3については、最上の直線部L1と、この直線部L1に隣接する上から2番目の直線部L2のなす角θ1、この直線部L2と上から3番目の直線部L3のなす角θ2を、それぞれ174度以上179.97度以下の範囲内としている。なお、各角θ1、θ2は、同一角度であるが、異なる角度にしてもよい。ここで、隣り合う直線部のなす角θが174度未満の場合、膨出部の側断面視した形状が、部分的に突出する極端な形状となり、鋳片との接触抵抗が大きくなって、膨出部に摩耗損傷が発生し易くなる。一方、隣り合う直線部のなす角θが179.97度を超える場合、直線部の数が多くなって膨出部の加工が複雑となり、製造コストの増大を招く。以上のことから、隣り合う直線部L1〜L3のなす角θ1、θ2を、それぞれ174度以上179.97度以下の範囲内としたが、下限を178.0度、更には179.0度とすることが好ましく、上限を179.90度とすることが好ましい。 For the straight line portions L1 to L3, the uppermost straight line portion L1, the angle θ1 formed by the second straight line portion L2 adjacent to the straight line portion L1, and the straight line portion L2 and the third straight line portion L3 from the top are formed. The angle θ2 is in the range of 174 degrees or more and 179.97 degrees or less, respectively. Note that the angles θ1 and θ2 are the same angle, but may be different angles. Here, when the angle θ formed by the adjacent straight portions is less than 174 degrees, the shape of the bulging portion in a side cross-sectional view becomes an extreme shape that partially protrudes, and the contact resistance with the slab increases. Wear damage is likely to occur in the bulging portion. On the other hand, when the angle θ formed by the adjacent straight portions exceeds 179.97 degrees, the number of straight portions increases and the processing of the bulging portion becomes complicated, resulting in an increase in manufacturing cost. From the above, the angles θ1 and θ2 formed by the adjacent straight line portions L1 to L3 are set in the range of 174 degrees or more and 179.97 degrees or less, respectively, but the lower limit is 178.0 degrees, and further 179.0 degrees. It is preferable to set the upper limit to 179.90 degrees.
上記した最上の直線部L1と次の直線部L2の連接箇所X1と、直線部L2と次の直線部L3の連接箇所X2と、下位置P2は、長辺11の上端位置から、長辺11の上下方向に異なる間隔S1〜S3で設けられている。なお、各連接箇所X1、X2と下位置P2は、長辺11の上下方向の一部又は全部について、均等な間隔Sで設けてもよい。ここで、均等な間隔Sとは、各間隔の平均値に対して、±20%(好ましくは±5%)の範囲内で、各間隔が異なる場合も含む。
The above-mentioned connection point X1 between the uppermost straight line portion L1 and the next straight line portion L2, the connection point X2 between the straight line portion L2 and the next straight line portion L3, and the lower position P2 from the upper end position of the
図2に示すように、上位置P1と下位置P2を結ぶ直線L4を底辺とする膨出部22の最大高さh(上から1番目の直線部L1と2番目の直線部L2との連接箇所X1の高さ)を、0.2mm以上5mm以下の範囲内としている。ここで、最大高さhが0.2mm未満の場合、膨出部の空間部側への張り出し量が小さ過ぎて、膨出部の表面形状がスラブの凝固収縮に追従できず、膨出部の表面と溶鋼の鋳型接触面側に形成される凝固シェルとの間に隙間が生じる。一方、最大高さhが5mmを超える場合、膨出部の縦断面が、部分的に突出する極端な形状となり、鋳片との接触抵抗が大きくなって、膨出部に摩耗損傷が発生し易くなる。以上のことから、膨出部22の最大高さhを0.2mm以上5mm以下の範囲内としたが、下限を0.5mm、更には0.55mmとすることが好ましく、上限を2.5mm、更には2.2mmとすることが好ましい。
As shown in FIG. 2, the maximum height h of the bulging
以上に示した膨出部の形成位置、膨出部を構成する直線部の数、隣り合う直線部のなす角、及び膨出部の最大高さh(即ち、マルチテーパの形成位置及び形状)は、以下に示す条件を考慮したり、また実際に測定した結果を基にして、3次元の鋳片の凝固収縮及び鋳型の熱変形を考慮したFEM解析(有限要素法を用いた解析)により、前記した範囲内で決定するのがよい。
1)鋳片の形状、鋳片のサイズ、又は鋳込み条件(例えば、鋳込み温度、引き抜き速度、鋳型冷却条件等)。
2)鋳込み鋼種の成分に由来する物理量(例えば、液相温度、固相温度、変態温度、線膨張率、剛性値等)。
3)鋳型と鋳片との間の接触熱移動量(鋳片の収縮量は、この量に大きく影響される)。
この接触熱移動量については、特開2008−49385号公報に開示されているため、その詳細内容については省略する。
The formation position of the bulge part shown above, the number of straight parts constituting the bulge part, the angle formed by the adjacent straight parts, and the maximum height h of the bulge part (that is, the formation position and shape of the multitaper) Is based on FEM analysis (analysis using the finite element method) considering the solidification shrinkage of the three-dimensional slab and the thermal deformation of the mold based on the conditions shown below and the actual measurement results. It is preferable to determine within the above-mentioned range.
1) Shape of slab, size of slab, or casting conditions (for example, casting temperature, drawing speed, mold cooling conditions, etc.).
2) Physical quantities derived from components of cast steel (for example, liquid phase temperature, solid phase temperature, transformation temperature, linear expansion coefficient, rigidity value, etc.).
3) The amount of contact heat transfer between the mold and the slab (the amount of shrinkage of the slab is greatly affected by this amount).
Since this contact heat transfer amount is disclosed in Japanese Patent Application Laid-Open No. 2008-49385, the detailed contents thereof are omitted.
長辺11、12はそれぞれ、銅又は銅合金で形成された長辺母材23と、長辺母材23の内側表面に形成された補強皮膜20とを有している。また、図1、図3に示すように、短辺13、14はそれぞれ、銅又は銅合金で形成された短辺母材24を有し、短辺母材24は、短辺下部18の上端に連接する短辺上部17の母材である短辺上部母材25と、短辺下部18の母材である短辺下部母材26で構成されている。更に、短辺13、14は、短辺母材24(短辺上部母材25及び短辺下部母材26)の内側表面及び短辺下部母材26の内側角部にそれぞれ形成された補強皮膜21と、短辺上部母材25の側端面に形成され、延性を有する保護皮膜27とを有する。
Each of the
ここで、補強皮膜20、21には、Ni又はCoをベースとしたCr−Si−B系の合金からなる溶射皮膜、あるいはCo、Ni、又はCo−Ni系の合金に、炭化物(例えばWC)、窒化物(例えばTiN)、及び硼化物(例えばCrB)のいずれか1又は2以上を添加した複合材からなる溶射皮膜を使用することができる。補強皮膜20、21を溶射皮膜とすることで、補強皮膜20、21の厚み調整が容易にできる。また、保護皮膜27は、例えばNiめっき等の延性に優れた金属皮膜とすることができる。
Here, the reinforcing
なお、Ni又はCoをベースとしたCr−Si−B系の合金からなる溶射皮膜の場合、ヒュージング処理を行うことで、補強皮膜20、21の緻密化、補強皮膜20と長辺母材23、補強皮膜21と短辺母材24との結合性を高めることができ、補強皮膜20、21の寿命を延ばすことができる。一方、Co、Ni、又はCo−Ni系の合金に、炭化物、窒化物、及び硼化物のいずれか1又は2以上を添加した複合材からなる溶射皮膜の場合、補強皮膜20、21に発生する擦り疵の防止、補強皮膜20、21の耐摩耗性の向上を更に図ることができる。
In the case of a thermal spray coating made of a Cr-Si-B alloy based on Ni or Co, the reinforcing
長辺母材23の内側表面に形成した補強皮膜20と、短辺母材24の内側表面に形成した補強皮膜21の厚さは、0.01mm以上5mm以下、例えば0.5mmである。
短辺上部母材25に設ける保護皮膜27は、図3(A)、(B)に示すように、短辺上部母材25を側端面28から短辺上部母材25の幅方向中央側に距離a(0.5mm以上1mm以下、例えば0.8mm)の範囲除去(例えば研削)し、除去した部分に延性に優れた金属皮膜を充填し、更に短辺母材24の内側表面に形成する補強皮膜21の表面と同一高さ位置となるまで積層することにより形成される。
The thicknesses of the reinforcing
As shown in FIGS. 3A and 3B, the
また、短辺下部母材26の内側角部に形成される補強皮膜21は、図3(A)、(B)、図4に示すように、短辺下部母材26を側端面28から短辺下部母材26の幅方向中央側に距離b(0.5mm以上1mm以下、例えば0.8mm)、かつ短辺下部母材26の内側表面から外側表面側に距離c(0.3mm以上1mm以下、例えば0.7mm)の範囲除去(例えば研削)し、除去した部分に溶射皮膜を充填し、更に短辺母材24の内側表面に形成する補強皮膜21の表面と同一高さ位置となるまで積層することにより形成される。
Further, as shown in FIGS. 3A, 3B, and 4, the reinforcing
そして、図4に示すように、短辺13、14の幅方向に対して行う面取りの寸法dは0.3mm以上1mm以下、例えば0.35mmであり、短辺13、14の厚み方向に対して行う面取りの寸法eは0.3mm以上2mm以下、例えば0.35mmである。したがって、短辺下部18の内側角部に施す面取りは、短辺下部母材26の内側角部に形成された補強皮膜21の部分に施されることになる。その結果、短辺下部18の内側角部と長辺11、12の内側表面との間に空間部19が形成される。
And as shown in FIG. 4, the dimension d of the chamfering performed with respect to the width direction of the
本実施の形態では、空間部19を、短辺13、14のメニスカス部を含む下側領域である短辺下部18の内側角部に形成したが、長辺11、12の内側表面に当接する短辺の内側角部の全体に面取りを施し、短辺の内側角部が長辺11、12の内側表面に当接しないようにすることもできる。なお、短辺の内側角部の全体に設ける面取りの形状は、実施の形態で説明した面取りの形状と同一とすることができ、短辺の内側角部と長辺11、12の内側表面との間に形成される空間部の形状も、実施の形態で説明した空間部19の形状と同一とすることができる。
In the present embodiment, the
続いて、本発明の一実施の形態に係る連続鋳造鋳型10の作用について説明する。
連続鋳造時に、短辺13、14の内側で熱膨張が顕著な領域を含む短辺下部18の内側角部を面取りして、短辺下部18の内側角部と長辺11、12の内側表面との間に空間部19を形成することにより、連続鋳造時に、短辺下部18の内側角部は、拘束されずに長辺11、12の内側表面側に熱膨張することができる。このため、短辺13、14の内側角部に熱膨張の拘束に伴うひずみが局在することが防止され、局在するひずみに伴う応力集中の発生を防止できる。
Then, the effect | action of the
During continuous casting, the inner corners of the short side
その結果、対向配置された長辺11、12の間に対向配置される短辺13、14の内側角部に硬質皮膜からなる補強被膜を形成しても、連続鋳造時に形成した補強皮膜に欠けが発生することを防止できる。これにより、短辺13、14の内側角部に硬質皮膜からなる補強被膜を安定して存在させることが可能になって、マルチテーパ鋳型で問題となっていた短辺13、14の内側角部の早期磨耗損傷を防止することができ、マルチテーパ鋳型の寿命を延長することができる。
As a result, even if a reinforcing film made of a hard film is formed on the inner corners of the
また、短辺下部18の内側角部に形成する面取りの寸法は、短辺13、14の幅方向に対して0.3mm以上1mm以下であり、短辺13、14の厚み方向に対して0.3mm以上2mm以下であるので、長辺11、12の内側表面と短辺下部18の内側角部との間に空間部19が形成されても、溶鋼が浸入する(差し込む)ことを防止できる。このため、空間部19内で溶鋼が固化することはなく、連続鋳造鋳型10内で鋳片を容易に移動させることができる。
The chamfer dimension formed at the inner corner of the short side
(実験例1)
長辺母材の内側表面にCoをベースとしたCr−Si−B系の合金の溶射皮膜からなる補強皮膜が形成された長辺と、短辺上部母材の内側表面、短辺下部母材の内側表面、及び短辺下部母材の内側角部にCoをベースとしたCr−Si−B系の合金の溶射皮膜からなる補強皮膜が、短辺上部母材の側部にNiめっきからなる保護皮膜が形成された短辺とを用いて連続鋳造鋳型を構成し、連続鋳造時に短辺の内側角部に発生するひずみを有限要素法により求めた。ここで、短辺下部の内側角部には、短辺(短辺下部)の内側表面と45度の角度をなす面取り加工を施している。
面取りにより形成する面の幅(斜辺面取り寸法)を変化させた際に、メニスカス部に発生するひずみレベルを図5に、メニスカスより下方400mmの位置に発生するひずみレベルを図6にそれぞれ示す。なお、図5、図6では、計算で得られたひずみを補強皮膜の破断時のひずみで除した(規格化した)破断ひずみ率を用いている。
(Experimental example 1)
The long side in which a reinforcing coating made of a thermal spray coating of a Cr-Si-B alloy based on Co is formed on the inner surface of the long side base material, the inner surface of the short side upper base material, and the short side lower base material A reinforcing coating made of a thermal spray coating of a Cr-Si-B alloy based on Co is formed on the inner surface of the lower side base metal and Ni plating on the side of the upper side base metal. A continuous casting mold was constructed using the short side on which the protective film was formed, and the strain generated at the inner corner of the short side during continuous casting was determined by the finite element method. Here, a chamfering process is performed on the inner corner of the lower part of the short side to form an angle of 45 degrees with the inner surface of the short side (lower part of the short side).
FIG. 5 shows the strain level generated in the meniscus portion when the width (chamfer chamfer dimension) of the surface formed by chamfering is changed, and FIG. 6 shows the strain level generated at a position 400 mm below the meniscus. 5 and 6, the fracture strain rate obtained by dividing the strain obtained by calculation by the strain at the time of fracture of the reinforcing film (standardized) is used.
図5、図6に示すように、CoをベースとしたCr−Si−B系の合金からなる補強皮膜を設け、短辺下部の内側角部に面取りを施すことで、発生する破断ひずみ率を、短辺の側端面にNiめっきを形成した際に短辺の内側角部のメニスカス部に生じる破断ひずみ率(即ち、短辺の内側角部に欠けが発生しない「好ましい破断ひずみ率の上限レベル」)である6.3%未満の値にすることができ、短辺下部の内側角部の欠けを防止できる。また、斜辺面取り寸法の増加に伴って、破断ひずみ率は徐々に低下するが、斜辺面取り寸法が0.5mm以上では破断ひずみ率の低下効果は見られなくなる。したがって、補強皮膜の内側角部に設ける面取りの斜辺面取り寸法は0.5mmとすれば十分であることが判る。 As shown in FIGS. 5 and 6, by providing a reinforcing coating made of a Co-based Cr-Si-B alloy and chamfering the inner corner of the lower part of the short side, the breaking strain rate generated can be reduced. , Fracture strain rate generated in the meniscus portion of the inner corner portion of the short side when Ni plating is formed on the side end surface of the short side (that is, the upper limit level of the preferred fracture strain rate in which no chipping occurs in the inner corner portion of the short side )), Which is less than 6.3%, and chipping of the inner corners at the bottom of the short side can be prevented. In addition, as the oblique chamfer dimension increases, the breaking strain rate gradually decreases. However, when the oblique chamfer dimension is 0.5 mm or more, the effect of decreasing the fracture strain rate is not observed. Therefore, it can be seen that it is sufficient that the bevel chamfer dimension of the chamfer provided at the inner corner of the reinforcing coating is 0.5 mm.
(実験例2)
長辺母材の内側表面にCoをベースとしたCr−Si−B系の合金の溶射皮膜からなる補強皮膜が形成された長辺と、短辺母材の内側表面及び短辺母材の内側角部にCoをベースとしたCr−Si−B系の合金の溶射皮膜からなる補強皮膜が形成された短辺とを用いて連続鋳造鋳型を構成し、連続鋳造時に短辺の内側角部に発生するひずみを有限要素法により求めた。ここで、短辺の内側角部には、短辺の内側表面と45度の角度をなす面取り加工を施している。
面取りにより形成する斜辺面取り寸法を変化させた際にメニスカス部に発生するひずみレベルを図5に、メニスカスより下方400mmの位置に発生するひずみレベルを図6にそれぞれ示す。
(Experimental example 2)
The long side in which a reinforcing coating made of a thermal spray coating of a Cr-Si-B alloy based on Co is formed on the inner surface of the long side base material, the inner surface of the short side base material, and the inner side of the short side base material A continuous casting mold is formed using a short side on which a reinforcing coating made of a thermal spray coating of a Co-based Cr-Si-B alloy based on Co is formed at the corner, and at the inner corner of the short side during continuous casting The generated strain was determined by the finite element method. Here, the inner corner of the short side is chamfered to form an angle of 45 degrees with the inner surface of the short side.
FIG. 5 shows the strain level generated at the meniscus portion when the oblique chamfer dimension formed by chamfering is changed, and FIG. 6 shows the strain level generated at a position 400 mm below the meniscus.
図5、図6に示すように、CoをベースとしたCr−Si−B系の合金からなる補強皮膜を設け、短辺の内側角部に面取りを施すことで、破断ひずみ率を6.3%未満の値にすることができ、短辺の内側角部の欠けを防止できる。また、補強皮膜の内側角部に設ける面取りの面取り寸法は0.5mmとすれば十分であることが判る。 As shown in FIGS. 5 and 6, a reinforcing coating made of a Cr-Si-B alloy based on Co is provided, and the inner corner of the short side is chamfered to give a fracture strain rate of 6.3. The value can be made less than%, and chipping of the inner corners of the short sides can be prevented. It can also be seen that the chamfer dimension of the chamfer provided at the inner corner of the reinforcing coating is sufficient to be 0.5 mm.
(実験例3)
長辺母材の内側表面にNi−Cr系の合金の溶射皮膜からなる補強皮膜が形成された長辺と、短辺母材の内側表面及び短辺母材の内側角部にそれぞれNi−Cr系の合金の溶射皮膜からなる補強皮膜が形成され、短辺母材の内側角部に形成された補強皮膜の内側角部に傾き45度の面が形成されるように面取りを施した短辺とを用いて連続鋳造鋳型を構成し、連続鋳造時に短辺の内側角部に発生するひずみを有限要素法により求めた。ここで、短辺の内側角部には、短辺の内側表面と45度の角度をなす面取り加工を施している。
面取りにより形成する斜辺面取り寸法を変化させた際にメニスカス部に発生するひずみレベルを図5に、メニスカスより下方400mmの位置に発生するひずみレベルを図6にそれぞれ示す。
(Experimental example 3)
A long side formed with a thermal spray coating of a Ni—Cr alloy spray coating on the inner surface of the long-side base material, and an inner surface of the short-side base material and an inner corner of the short-side base material are respectively Ni—Cr. Short side chamfered so that a 45 ° sloped surface is formed at the inner corner of the reinforcing coating formed at the inner corner of the short side base material, with a reinforcing coating made of a thermal spray coating of an alloy The continuous casting mold was constructed using and, and the strain generated at the inner corner of the short side during continuous casting was determined by the finite element method. Here, the inner corner of the short side is chamfered to form an angle of 45 degrees with the inner surface of the short side.
FIG. 5 shows the strain level generated at the meniscus portion when the oblique chamfer dimension formed by chamfering is changed, and FIG. 6 shows the strain level generated at a position 400 mm below the meniscus.
Ni−Cr系の合金からなる補強皮膜を形成し、しかも、補強皮膜の内側角部に面取りを施さない(斜辺面取り寸法が0mm)と、図5に示すように、メニスカス部に発生する破断ひずみ率は約115%となり、短辺の内側角部に欠けが発生することが予想できる。また、短辺の内側角部に施す斜辺面取り寸法を大きくすることに伴って、メニスカス部に発生する破断ひずみ率を減少させることは可能となるが、補強皮膜の内側角部に設ける斜辺面取り寸法を0.6mm以上としても、破断ひずみ率は約30%となって、連続鋳造鋳型の実使用により経験から得られた「欠け損傷の少ない破断ひずみ率の上限レベル」である15.6%を超えている。そして、メニスカスより下方400mmの位置に発生する破断ひずみ率も、図6に示すように、斜辺面取り寸法の大きさに依存せず15.6%近傍の値となる。このため、短辺の内側角部に欠けが発生する可能性が高い。 When a reinforcing film made of a Ni-Cr alloy is formed and the inner corner of the reinforcing film is not chamfered (the chamfer dimension is 0 mm), as shown in FIG. 5, the breaking strain generated in the meniscus part The rate is about 115%, and it can be expected that chipping occurs at the inner corner of the short side. In addition, as the oblique chamfer dimension applied to the inner corner of the short side increases, it is possible to reduce the breaking strain rate generated in the meniscus, but the oblique chamfer dimension provided at the inner corner of the reinforcing coating. Even when the thickness is 0.6 mm or more, the fracture strain rate is about 30%, and the “upper limit level of the fracture strain rate with less chipping damage” obtained from experience through actual use of a continuous casting mold is 15.6%. Over. The breaking strain rate generated at a position 400 mm below the meniscus is a value near 15.6% regardless of the size of the chamfer chamfer dimension as shown in FIG. For this reason, there is a high possibility that the inner corner portion of the short side is chipped.
(実験例4)
長辺母材の内側表面にCoをベースとしたCr−Si−B系の合金の溶射皮膜からなる補強皮膜が形成された長辺と、短辺母材の内側表面にCoをベースとしたCr−Si−B系の合金の溶射皮膜からなる補強皮膜が、短辺母材の側部にCo−Ni系の合金めっきからなる保護皮膜が形成された短辺とを用いて連続鋳造鋳型を構成し、連続鋳造時に短辺の内側角部に発生するひずみを有限要素法により求めた。ここで、短辺の内側角部には、短辺の内側表面と45度の角度をなす面取り加工を施している。
面取りにより形成する斜辺面取り寸法を変化させた際にメニスカス部に発生するひずみレベルを図5に、メニスカスより下方400mmの位置に発生するひずみレベルを図6にそれぞれ示す。
(Experimental example 4)
A long side with a Co-based Cr-Si-B alloy spray coating formed on the inner surface of the long side base metal, and a Co-based Cr base on the inner surface of the short side base material -A continuous casting mold is formed by using a reinforcing coating made of a thermal spray coating of an Si-B alloy and a short side formed with a protective coating made of a Co-Ni alloy plating on the side of the short side base material. The strain generated at the inner corner of the short side during continuous casting was determined by the finite element method. Here, the inner corner of the short side is chamfered to form an angle of 45 degrees with the inner surface of the short side.
FIG. 5 shows the strain level generated at the meniscus portion when the oblique chamfer dimension formed by chamfering is changed, and FIG. 6 shows the strain level generated at a position 400 mm below the meniscus.
図5に示すように、Co−Ni系の合金めっきからなる保護皮膜を設け、しかも、保護皮膜の内側角部に面取りを施さないと、図5に示すように、メニスカス部に発生する破断ひずみ率は約55%となり、短辺の内側角部に欠けが発生する可能性が高い。また、短辺の内側角部に施す斜辺面取り寸法を大きくすることに伴って、メニスカス部に発生する破断ひずみ率を減少させることは可能となるが、保護皮膜の内側角部に設ける斜辺面取り寸法を0.6mm以上としても、破断ひずみ率は約10%となって、「好ましい破断ひずみ率の上限レベル」である6.3%を超えている。一方、メニスカスより下方400mmの位置に発生する破断ひずみ率は、図6に示すように、6.3%未満の値となっている。その結果、このため、Co−Ni系の合金めっきからなる保護皮膜を設けた場合は、保護皮膜の内側角部に面取りを施しても、メニスカス部に相当する短辺の内側角部に欠けが発生する可能性がある。 As shown in FIG. 5, if a protective film made of Co—Ni alloy plating is provided and the inner corner of the protective film is not chamfered, the breaking strain generated in the meniscus portion as shown in FIG. The rate is about 55%, and there is a high possibility of chipping at the inner corners of the short sides. In addition, as the oblique chamfer dimension applied to the inner corner of the short side is increased, it is possible to reduce the breaking strain rate generated in the meniscus, but the oblique chamfer dimension provided at the inner corner of the protective coating. Is 0.6 mm or more, the breaking strain rate is about 10%, exceeding the “preferable upper limit level of breaking strain rate” of 6.3%. On the other hand, the breaking strain rate generated at a position 400 mm below the meniscus has a value of less than 6.3% as shown in FIG. As a result, for this reason, when a protective film made of Co-Ni alloy plating is provided, even if the inner corner of the protective film is chamfered, the inner corner of the short side corresponding to the meniscus is not chipped. May occur.
以上、本発明を、実施の形態を参照して説明してきたが、本発明は何ら上記した実施の形態に記載した構成に限定されるものではなく、特許請求の範囲に記載されている事項の範囲内で考えられるその他の実施の形態や変形例も含むものである。
更に、本実施の形態とその他の実施の形態や変形例にそれぞれ含まれる構成要素を組合わせたものも、本発明に含まれる。
例えば、本実施の形態では、長辺をマルチテーパとしたが、長辺及び短辺をマルチテーパとすることもできる。
また、本実施の形態では、短辺を構成する短辺母材の側部に設けた補強皮膜の内側角部に面取りを施したが、短辺母材上に補強皮膜が存在していない場合に、短辺母材の内側角部に面取りを施すことも本発明に含まれる。
As described above, the present invention has been described with reference to the embodiment. However, the present invention is not limited to the configuration described in the above-described embodiment, and the matters described in the scope of claims. Other embodiments and modifications conceivable within the scope are also included.
Further, the present invention also includes a combination of components included in the present embodiment and other embodiments and modifications.
For example, in this embodiment, the long side is a multitaper, but the long side and the short side may be a multitaper.
In this embodiment, chamfering is performed on the inner corner of the reinforcing film provided on the side of the short side base material constituting the short side, but the reinforcing film does not exist on the short side base material. Furthermore, it is also included in the present invention to chamfer the inner corner of the short side base material.
10:連続鋳造鋳型、11、12:長辺、13、14:短辺、15:鋳片形成部、16:溶鋼、17:短辺上部、18:短辺下部、19:空間部、20、21:補強皮膜、22:膨出部、23:長辺母材、24:短辺母材、25:短辺上部母材、26:短辺下部母材、27:保護皮膜、28:側端面 10: Continuous casting mold, 11, 12: Long side, 13, 14: Short side, 15: Cast piece forming part, 16: Molten steel, 17: Upper part of short side, 18: Lower part of short side, 19: Space part, 20, 21: Reinforcing film, 22: bulging part, 23: long side base material, 24: short side base material, 25: short side upper base material, 26: short side lower base material, 27: protective film, 28: side end face
Claims (5)
前記長辺の内側表面に当接する前記短辺の内側角部、又は前記短辺のメニスカス部を含む下側領域であって前記長辺の内側表面に当接する内側角部に面取りを施し、前記内側角部と前記長辺の内側表面との間に空間部を形成し、前記短辺の内側角部の損傷を防止したことを特徴とする連続鋳造鋳型。 In a continuous casting mold having a long side opposed to each other and a short side arranged oppositely between the long sides,
Chamfering the inner corner of the short side that contacts the inner surface of the long side, or the inner corner of the lower side that includes the meniscus portion of the short side and contacting the inner surface of the long side, A continuous casting mold, wherein a space is formed between an inner corner and an inner surface of the long side to prevent damage to the inner corner of the short side.
Priority Applications (1)
Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
---|---|---|---|
JP2011168596A JP5566972B2 (en) | 2011-08-01 | 2011-08-01 | Continuous casting mold |
Applications Claiming Priority (1)
Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
---|---|---|---|
JP2011168596A JP5566972B2 (en) | 2011-08-01 | 2011-08-01 | Continuous casting mold |
Publications (2)
Publication Number | Publication Date |
---|---|
JP2013031867A true JP2013031867A (en) | 2013-02-14 |
JP5566972B2 JP5566972B2 (en) | 2014-08-06 |
Family
ID=47788208
Family Applications (1)
Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
---|---|---|---|
JP2011168596A Active JP5566972B2 (en) | 2011-08-01 | 2011-08-01 | Continuous casting mold |
Country Status (1)
Country | Link |
---|---|
JP (1) | JP5566972B2 (en) |
Cited By (1)
Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
---|---|---|---|---|
CN105983665A (en) * | 2015-02-28 | 2016-10-05 | 宝山钢铁股份有限公司 | Narrow-edge copper plate for slab mold with continuous variable taper at corner |
Citations (4)
Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
---|---|---|---|---|
JPS61172638U (en) * | 1985-04-10 | 1986-10-27 | ||
JPH04178246A (en) * | 1990-11-13 | 1992-06-25 | Nkk Corp | Builtup casting mold |
JP2007160346A (en) * | 2005-12-13 | 2007-06-28 | Mishima Kosan Co Ltd | Casting mold for continuous casting |
JP2008049385A (en) * | 2006-08-28 | 2008-03-06 | Mishima Kosan Co Ltd | Continuous casting mold |
-
2011
- 2011-08-01 JP JP2011168596A patent/JP5566972B2/en active Active
Patent Citations (4)
Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
---|---|---|---|---|
JPS61172638U (en) * | 1985-04-10 | 1986-10-27 | ||
JPH04178246A (en) * | 1990-11-13 | 1992-06-25 | Nkk Corp | Builtup casting mold |
JP2007160346A (en) * | 2005-12-13 | 2007-06-28 | Mishima Kosan Co Ltd | Casting mold for continuous casting |
JP2008049385A (en) * | 2006-08-28 | 2008-03-06 | Mishima Kosan Co Ltd | Continuous casting mold |
Cited By (1)
Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
---|---|---|---|---|
CN105983665A (en) * | 2015-02-28 | 2016-10-05 | 宝山钢铁股份有限公司 | Narrow-edge copper plate for slab mold with continuous variable taper at corner |
Also Published As
Publication number | Publication date |
---|---|
JP5566972B2 (en) | 2014-08-06 |
Similar Documents
Publication | Publication Date | Title |
---|---|---|
JP4659706B2 (en) | Continuous casting mold | |
KR101941506B1 (en) | Continuous casting mold and method for continuous casting of steel | |
JP6003850B2 (en) | Manufacturing method of continuous casting mold and continuous casting method of steel | |
JP5180876B2 (en) | Continuous casting mold | |
JP5566972B2 (en) | Continuous casting mold | |
JP6085571B2 (en) | Continuous casting mold | |
JP6787359B2 (en) | Continuous steel casting method | |
KR101443788B1 (en) | Casting mold | |
JP6740924B2 (en) | Continuous casting mold and steel continuous casting method | |
CN109475930B (en) | Continuous casting mold and method for continuous casting of steel | |
JP5463189B2 (en) | Method for repairing continuous casting mold and repaired continuous casting mold | |
CN109843473B (en) | Continuous casting mold and method for continuous casting of steel | |
JP6817498B1 (en) | Mold for continuous casting | |
JP5639960B2 (en) | Continuous casting mold | |
JP5525966B2 (en) | Continuous casting mold | |
JP2009160632A (en) | Mold for continuous casting | |
JP5525925B2 (en) | Continuous casting mold | |
JP5525896B2 (en) | Continuous casting mold | |
CN113015587B (en) | Mold for continuous casting of steel and method for continuous casting of steel | |
JP2010188399A (en) | Mold for continuous casting | |
JP5624007B2 (en) | Continuous casting method | |
JP2010515583A (en) | Mold with coating |
Legal Events
Date | Code | Title | Description |
---|---|---|---|
A621 | Written request for application examination |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A621 Effective date: 20130605 |
|
A977 | Report on retrieval |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A971007 Effective date: 20140227 |
|
A131 | Notification of reasons for refusal |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A131 Effective date: 20140311 |
|
A521 | Request for written amendment filed |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A523 Effective date: 20140507 |
|
TRDD | Decision of grant or rejection written | ||
A01 | Written decision to grant a patent or to grant a registration (utility model) |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A01 Effective date: 20140527 |
|
A61 | First payment of annual fees (during grant procedure) |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A61 Effective date: 20140618 |
|
R150 | Certificate of patent or registration of utility model |
Ref document number: 5566972 Country of ref document: JP Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: R150 |
|
R250 | Receipt of annual fees |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: R250 |
|
R250 | Receipt of annual fees |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: R250 |
|
S533 | Written request for registration of change of name |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: R313533 |
|
R350 | Written notification of registration of transfer |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: R350 |
|
R250 | Receipt of annual fees |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: R250 |
|
R250 | Receipt of annual fees |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: R250 |
|
R250 | Receipt of annual fees |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: R250 |
|
R250 | Receipt of annual fees |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: R250 |
|
R250 | Receipt of annual fees |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: R250 |
|
R250 | Receipt of annual fees |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: R250 |