JP2976854B2 - 連続鋳造方法 - Google Patents
連続鋳造方法Info
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- JP2976854B2 JP2976854B2 JP7194245A JP19424595A JP2976854B2 JP 2976854 B2 JP2976854 B2 JP 2976854B2 JP 7194245 A JP7194245 A JP 7194245A JP 19424595 A JP19424595 A JP 19424595A JP 2976854 B2 JP2976854 B2 JP 2976854B2
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Description
【発明の詳細な説明】
【０００１】
【発明の属する技術分野】本発明は、鋼の連続鋳造にお
けるブレークアウトの防止をはかる連続鋳造方法に関す
る。
けるブレークアウトの防止をはかる連続鋳造方法に関す
る。
【０００２】
【従来の技術】鋼の連続鋳造においては、鋳型と鋳片の
間の摩擦を軽減し、焼付きを防止して安定した鋳込を行
うために、オッシレーション装置を付設して鋳型を上下
に振動させ、かつモールドパウダーやレプシードオイル
等の潤滑剤を鋳型に投入している。この潤滑剤の種類
や、鋳型振動条件および鋳造条件によっては、鋳片表面
に発生する表面縦割れ、コーナ縦割れ、横割れ、ノロか
み発生等の鋳片品質に大きく悪影響するので、適正な選
択が必要であり、管理は重要である。
間の摩擦を軽減し、焼付きを防止して安定した鋳込を行
うために、オッシレーション装置を付設して鋳型を上下
に振動させ、かつモールドパウダーやレプシードオイル
等の潤滑剤を鋳型に投入している。この潤滑剤の種類
や、鋳型振動条件および鋳造条件によっては、鋳片表面
に発生する表面縦割れ、コーナ縦割れ、横割れ、ノロか
み発生等の鋳片品質に大きく悪影響するので、適正な選
択が必要であり、管理は重要である。
【０００３】また、鋳型と鋳片間の摩擦力は、鋳片品質
の悪化のみならず、摩擦力の増大によってブレークアウ
トが発生した場合は、操業上大きな問題となる。図５は
鋳型と鋳片間の摩擦力発生状況を示す説明図である。す
なわち、鋳型１内の凝固シェル２は鋳片３内の溶鋼４の
静鉄圧Ｗにより鋳型１の銅板１ａに押付けられており、
かかる状態で鋳片３は下方に引抜かれる。その際、凝固
シェル２と鋳型１の銅板１ａとの間には、すべり摩擦抵
抗が発生するが、この摩擦力ｆを極力小さくするため、
前記のモールドパウダー５を使用し、そのパウダー溶融
層を凝固シェル２と銅板１ａとの間に形成して両者間の
潤滑を行っている。
の悪化のみならず、摩擦力の増大によってブレークアウ
トが発生した場合は、操業上大きな問題となる。図５は
鋳型と鋳片間の摩擦力発生状況を示す説明図である。す
なわち、鋳型１内の凝固シェル２は鋳片３内の溶鋼４の
静鉄圧Ｗにより鋳型１の銅板１ａに押付けられており、
かかる状態で鋳片３は下方に引抜かれる。その際、凝固
シェル２と鋳型１の銅板１ａとの間には、すべり摩擦抵
抗が発生するが、この摩擦力ｆを極力小さくするため、
前記のモールドパウダー５を使用し、そのパウダー溶融
層を凝固シェル２と銅板１ａとの間に形成して両者間の
潤滑を行っている。
【０００４】したがって、このモールドパウダー５の潤
滑特性によって前記したように鋳片３の品質は大きく左
右されるとともに、引抜抵抗力も増減することとなる。
また、鋳型１内の凝固シェル２が破れ、溶鋼４と銅板１
ａとの間でスティッキング現象６を起こすと、急激に引
抜抵抗力、すなわち摩擦力ｆが増加し、そのまま鋳込を
続行すると凝固シェル２が破れ、ブレークアウトを発生
する。そのため、従来より、モールドパウダー５の潤滑
特性を把握したり、鋳造条件に最適なモールドパウダー
を選定したり、さらには鋳込中の摩擦抵抗力ｆの変動を
検出し、その変動がある値以上になると鋳込速度を落と
す等の手段により、ブレークアウトを防止する方法が実
施されている。
滑特性によって前記したように鋳片３の品質は大きく左
右されるとともに、引抜抵抗力も増減することとなる。
また、鋳型１内の凝固シェル２が破れ、溶鋼４と銅板１
ａとの間でスティッキング現象６を起こすと、急激に引
抜抵抗力、すなわち摩擦力ｆが増加し、そのまま鋳込を
続行すると凝固シェル２が破れ、ブレークアウトを発生
する。そのため、従来より、モールドパウダー５の潤滑
特性を把握したり、鋳造条件に最適なモールドパウダー
を選定したり、さらには鋳込中の摩擦抵抗力ｆの変動を
検出し、その変動がある値以上になると鋳込速度を落と
す等の手段により、ブレークアウトを防止する方法が実
施されている。
【０００５】上記ブレークアウト防止対策のうち、鋳込
中の摩擦抵抗力ｆの変動を検出し、その変動がある値以
上になると鋳込速度を落として対応する方法における鋳
型と鋳片間の摩擦力の検出には、ロードセル方式（実開
平３−１１６２４９号公報等参照）や加速度センサー方
式が採用されているが、ロードセル方式や加速度センサ
ー方式では検出精度が低いために鋳片品質を悪化させる
おそれがあり、ブレークアウト防止対策としては有効性
に欠ける。
中の摩擦抵抗力ｆの変動を検出し、その変動がある値以
上になると鋳込速度を落として対応する方法における鋳
型と鋳片間の摩擦力の検出には、ロードセル方式（実開
平３−１１６２４９号公報等参照）や加速度センサー方
式が採用されているが、ロードセル方式や加速度センサ
ー方式では検出精度が低いために鋳片品質を悪化させる
おそれがあり、ブレークアウト防止対策としては有効性
に欠ける。
【０００６】一方、ＣＡＭＰ−ＩＳＩＪ ＶｏＬ．１
（１９８８）−１８１〜１８４「固定鋳型振動方式の連
鋳機の限界引抜速度の推定」の欄には、鋳型壁と鋳片と
の間の摩擦力を精度よく計測する手段が開示されてい
る。この測定方法は、油圧力によって駆動される鋳型振
動装置（オッシレーション装置）の油圧シリンダーの入
側と出側の差圧を計測することによって鋳型壁と鋳片と
の間の摩擦力を測定する方法である。しかるに、当該文
献に記載されている技術は、鋳型壁と鋳片との間の摩擦
力を測定して鋳造速度の限界を把握するための手段に関
するものであり、ブレークアウト防止を目的とするもの
ではなく、また当該文献には鋳型壁と鋳片との間の摩擦
力に基づいてブレークアウトを防止することについても
開示されていない。
（１９８８）−１８１〜１８４「固定鋳型振動方式の連
鋳機の限界引抜速度の推定」の欄には、鋳型壁と鋳片と
の間の摩擦力を精度よく計測する手段が開示されてい
る。この測定方法は、油圧力によって駆動される鋳型振
動装置（オッシレーション装置）の油圧シリンダーの入
側と出側の差圧を計測することによって鋳型壁と鋳片と
の間の摩擦力を測定する方法である。しかるに、当該文
献に記載されている技術は、鋳型壁と鋳片との間の摩擦
力を測定して鋳造速度の限界を把握するための手段に関
するものであり、ブレークアウト防止を目的とするもの
ではなく、また当該文献には鋳型壁と鋳片との間の摩擦
力に基づいてブレークアウトを防止することについても
開示されていない。
【０００７】
【発明が解決しようとする課題】本発明は、鋳型壁と鋳
片との間の摩擦力を測定し、その摩擦力の変動からブレ
ークアウトを防止する方法において、上記文献に記載さ
れているような鋳型壁と鋳片との間の摩擦力を精度よく
計測する手段を用い、ブレークアウトを効果的に防止し
得る連続鋳造方法を提案しようとするものである。
片との間の摩擦力を測定し、その摩擦力の変動からブレ
ークアウトを防止する方法において、上記文献に記載さ
れているような鋳型壁と鋳片との間の摩擦力を精度よく
計測する手段を用い、ブレークアウトを効果的に防止し
得る連続鋳造方法を提案しようとするものである。
【０００８】
【課題を解決するための手段】本発明にかかる連続鋳造
方法は、鋳型内の鋳片摩擦力を測定し、該摩擦力が定常
時の１．５〜２．０倍以上の時にオッシレーションのス
トロークを大きくするか、またはオッシレーションの波
形条件を非サイン波形とすることを特徴とするものであ
り、具体的には、流体圧シリンダー方式のオッシレーシ
ョン機構を備えた連続鋳造機により連続鋳造する方法に
おいて、鋳型内の鋳片摩擦力を流体圧により測定し、該
摩擦力が定常時の１．５〜２．０倍以上の時に流体圧シ
リンダーのストローク可変機構によってオッシレーショ
ンのストロークを大きくするか、または流体圧供給量の
制御により鋳型昇降速度を変えてオッシレーションの波
形を非サイン波形とすることを特徴とするものである。
方法は、鋳型内の鋳片摩擦力を測定し、該摩擦力が定常
時の１．５〜２．０倍以上の時にオッシレーションのス
トロークを大きくするか、またはオッシレーションの波
形条件を非サイン波形とすることを特徴とするものであ
り、具体的には、流体圧シリンダー方式のオッシレーシ
ョン機構を備えた連続鋳造機により連続鋳造する方法に
おいて、鋳型内の鋳片摩擦力を流体圧により測定し、該
摩擦力が定常時の１．５〜２．０倍以上の時に流体圧シ
リンダーのストローク可変機構によってオッシレーショ
ンのストロークを大きくするか、または流体圧供給量の
制御により鋳型昇降速度を変えてオッシレーションの波
形を非サイン波形とすることを特徴とするものである。
【０００９】本発明において、オッシレーションのスト
ロークとは、鋳型の上下振動幅のことであり、また、非
サイン波形（非サイン振動波形）とは、鋳型振動波形の
ことである。連続鋳造においては、鋳型振動条件とし
て、鋳型上昇時の相対速度を低下させるとともに振動１
周期内でのポジティブストリップ時間を増大させること
により、パウダー消費量の増大をはかり、液体摩擦力の
低減が可能である。また、初期凝固シェルにネガティブ
ストリップ期に圧縮力を付与することも必要である。こ
のような条件を満足する鋳型振動波形、すなわち鋳型上
昇速度が遅くかつ下降速度が速くなる鋳型振動波形を
“非サイン波形”と称している。
ロークとは、鋳型の上下振動幅のことであり、また、非
サイン波形（非サイン振動波形）とは、鋳型振動波形の
ことである。連続鋳造においては、鋳型振動条件とし
て、鋳型上昇時の相対速度を低下させるとともに振動１
周期内でのポジティブストリップ時間を増大させること
により、パウダー消費量の増大をはかり、液体摩擦力の
低減が可能である。また、初期凝固シェルにネガティブ
ストリップ期に圧縮力を付与することも必要である。こ
のような条件を満足する鋳型振動波形、すなわち鋳型上
昇速度が遅くかつ下降速度が速くなる鋳型振動波形を
“非サイン波形”と称している。
【００１０】また、本発明において、オッシレーション
のストロークの変更、または鋳型昇降速度を変えてオッ
シレーションの波形を非サイン波形とする時のタイミン
グとして、鋳型内の鋳片摩擦力が定常時の１．５〜２．
０倍以上の時と規定したのは、以下に示す理由による。
すなわち、鋳造中に鋳型内で鋳片の焼付き、拘束が発生
すると必然的に鋳片の摩擦力が増加し、実際には通常鋳
込時の約５倍に増加する。つまり、鋳片の摩擦力が通常
鋳込時の約５倍に増加するとブレークアウトが発生す
る。したがって、ブレークアウトを防止するためには、
その発生前に対策をこうじる必要があり、そのタイミン
グとして本発明では鋳型内の鋳片摩擦力が定常時の１．
５〜２．０倍以上の時と規定したのである。なお、鋳片
摩擦力が定常時の１．５〜２．０倍未満では、この程度
の摩擦力の増加はブレークアウトを引起こすおそれがほ
とんどない。
のストロークの変更、または鋳型昇降速度を変えてオッ
シレーションの波形を非サイン波形とする時のタイミン
グとして、鋳型内の鋳片摩擦力が定常時の１．５〜２．
０倍以上の時と規定したのは、以下に示す理由による。
すなわち、鋳造中に鋳型内で鋳片の焼付き、拘束が発生
すると必然的に鋳片の摩擦力が増加し、実際には通常鋳
込時の約５倍に増加する。つまり、鋳片の摩擦力が通常
鋳込時の約５倍に増加するとブレークアウトが発生す
る。したがって、ブレークアウトを防止するためには、
その発生前に対策をこうじる必要があり、そのタイミン
グとして本発明では鋳型内の鋳片摩擦力が定常時の１．
５〜２．０倍以上の時と規定したのである。なお、鋳片
摩擦力が定常時の１．５〜２．０倍未満では、この程度
の摩擦力の増加はブレークアウトを引起こすおそれがほ
とんどない。
【００１１】本発明では、上記のごとく鋳片摩擦力が定
常時の１．５〜２．０倍以上となった時にオッシレーシ
ョンの条件（ストローク、鋳型上昇速度）を変更して鋳
片摩擦力を低減させてブレークアウトを防止するもので
ある。すなわち、オッシレーションのストロークを大き
くすることにより、パウダー消費量の増大がはかられ、
部分的な拘束（スティッキング現象）が回避され、摩擦
力減少効果が得られるので、ブレークアウトを防止する
ことができる。また、鋳型上昇速度を変更して鋳型振動
波形を“非サイン波形とすることにより、パウダー消費
量の増大および液体固体摩擦力の低減がはかられるの
で、ブレークアウトを防止することができる。なお、か
かるアクションをとっても摩擦力を低減できない場合
は、鋳造速度を低下してブレークアウトを防止するもの
である。
常時の１．５〜２．０倍以上となった時にオッシレーシ
ョンの条件（ストローク、鋳型上昇速度）を変更して鋳
片摩擦力を低減させてブレークアウトを防止するもので
ある。すなわち、オッシレーションのストロークを大き
くすることにより、パウダー消費量の増大がはかられ、
部分的な拘束（スティッキング現象）が回避され、摩擦
力減少効果が得られるので、ブレークアウトを防止する
ことができる。また、鋳型上昇速度を変更して鋳型振動
波形を“非サイン波形とすることにより、パウダー消費
量の増大および液体固体摩擦力の低減がはかられるの
で、ブレークアウトを防止することができる。なお、か
かるアクションをとっても摩擦力を低減できない場合
は、鋳造速度を低下してブレークアウトを防止するもの
である。
【００１２】
【発明の実施の形態】図１は油圧シリンダーによって駆
動されるオッシレーション装置の作動原理を示す概略
図、図２は本発明方法を実施するための装置構成例を示
す概略図で、１０は油圧シリンダー、１１−１、１１−
２はレバー、１２は摩擦力測定装置、１３は油圧制御
系、１４は警報器である。
動されるオッシレーション装置の作動原理を示す概略
図、図２は本発明方法を実施するための装置構成例を示
す概略図で、１０は油圧シリンダー、１１−１、１１−
２はレバー、１２は摩擦力測定装置、１３は油圧制御
系、１４は警報器である。
【００１３】すなわち、油圧シリンダー１０によって駆
動されるオッシレーション装置を備えた連続鋳造機の場
合、鋳型１壁と鋳片３との間の摩擦力は、オッシレーシ
ョン装置の油圧シリンダー１０の入側の圧力Ｐ１と出側
の圧力Ｐ２を測定することによって精度よく求めること
ができる。すなわち、油圧シリンダー１０によって駆動
されるオッシレーション装置の場合は、鋳型１に加わる
摩擦力変動は油圧力の圧力変動として現れるため、この
圧力変動を常時計測することによって鋳片摩擦力を精度
よく算出することが可能となる。
動されるオッシレーション装置を備えた連続鋳造機の場
合、鋳型１壁と鋳片３との間の摩擦力は、オッシレーシ
ョン装置の油圧シリンダー１０の入側の圧力Ｐ１と出側
の圧力Ｐ２を測定することによって精度よく求めること
ができる。すなわち、油圧シリンダー１０によって駆動
されるオッシレーション装置の場合は、鋳型１に加わる
摩擦力変動は油圧力の圧力変動として現れるため、この
圧力変動を常時計測することによって鋳片摩擦力を精度
よく算出することが可能となる。
【００１４】その鋳片摩擦力は、下記（１）〜（６）式
により算出することができる。 Ｗ１＝Ｐ１×Ｓ１ …（１）式 Ｗ２＝Ｐ２×Ｓ２ …（２）式 Ｗｆｃ＝Ｗ１ーＷ２（鋳造中） …（３）式 Ｗｆｏ＝Ｗ１ーＷ２（オフライン） …（４）式 Ｗｆ＝（ＷｆｃーＷｆｏ）×ｒ …（５）式 Ｅｆ＝Ｗｆ／［２×（Ｗ＋ｄ）×Ｌｅ］ …（６）式 ただし、Ｗｆ：トータル摩擦力 Ｓ：油圧シリンダー断面積（ｃｍ２） ｒ：レバー比（Ｌ１／Ｌ２） Ｗ：鋳型幅（ｃｍ） ｄ：鋳型厚み（ｃｍ） Ｌｅ：鋳型有効長（ｃｍ） Ｐ１：油圧シリンダー入側油圧（ｋｇ／ｃｍ２） Ｐ２：油圧シリンダー出側油圧（ｋｇ／ｃｍ２） Ｅｆ：鋳型壁と鋳片間の摩擦力（ｋｇ／ｃｍ２）
により算出することができる。 Ｗ１＝Ｐ１×Ｓ１ …（１）式 Ｗ２＝Ｐ２×Ｓ２ …（２）式 Ｗｆｃ＝Ｗ１ーＷ２（鋳造中） …（３）式 Ｗｆｏ＝Ｗ１ーＷ２（オフライン） …（４）式 Ｗｆ＝（ＷｆｃーＷｆｏ）×ｒ …（５）式 Ｅｆ＝Ｗｆ／［２×（Ｗ＋ｄ）×Ｌｅ］ …（６）式 ただし、Ｗｆ：トータル摩擦力 Ｓ：油圧シリンダー断面積（ｃｍ２） ｒ：レバー比（Ｌ１／Ｌ２） Ｗ：鋳型幅（ｃｍ） ｄ：鋳型厚み（ｃｍ） Ｌｅ：鋳型有効長（ｃｍ） Ｐ１：油圧シリンダー入側油圧（ｋｇ／ｃｍ２） Ｐ２：油圧シリンダー出側油圧（ｋｇ／ｃｍ２） Ｅｆ：鋳型壁と鋳片間の摩擦力（ｋｇ／ｃｍ２）
【００１５】ここで、オフライン時のＷｆｏに対し鋳造
中のＷｆｃが大きくなるのは、鋳造による鋳型と鋳片間
の摩擦力によるもので、本発明によるブレークアウト防
止は、このＷｆｃの摩擦力増加を検知するものである。
したがって、この摩擦力増加が生じた場合、オッシレー
ション振動条件（ストローク、波形等）を変更し摩擦力
低減をはかるように作用させることによってブレークア
ウトを防止するものである。
中のＷｆｃが大きくなるのは、鋳造による鋳型と鋳片間
の摩擦力によるもので、本発明によるブレークアウト防
止は、このＷｆｃの摩擦力増加を検知するものである。
したがって、この摩擦力増加が生じた場合、オッシレー
ション振動条件（ストローク、波形等）を変更し摩擦力
低減をはかるように作用させることによってブレークア
ウトを防止するものである。
【００１６】すなわち、本発明では鋳型と鋳片間の摩擦
力が定常時の１．５〜２．０倍以上の時に流体圧シリン
ダー５のストローク可変機構によってオッシレーション
のストロークを大きくするか、または流体圧供給量の制
御により鋳型昇降速度を変えてオッシレーションの波形
を非サイン波形とすることにより、ブレークアウトを防
止する。
力が定常時の１．５〜２．０倍以上の時に流体圧シリン
ダー５のストローク可変機構によってオッシレーション
のストロークを大きくするか、または流体圧供給量の制
御により鋳型昇降速度を変えてオッシレーションの波形
を非サイン波形とすることにより、ブレークアウトを防
止する。
【００１７】具体的には、図２に示すごとく、オッシレ
ーション装置の油圧シリンダー１０の入側の圧力Ｐ１と
出側の圧力Ｐ２は摩擦力測定装置１２に入力され、その
値に基づいて上記計算式により圧力変動を演算し鋳型１
壁と鋳片３との間の摩擦力を計測する。そして、その計
測値（摩擦力）が定常時の１．５〜２．０倍以上になる
と、警報器１４が作動して警報が発せられると同時に、
油圧制御系１３にオッシレーション条件変更指令が送ら
れ、流体圧シリンダー１０のストローク可変機構によっ
てオッシレーションのストロークを大きくするか、また
は流体圧供給量の制御により鋳型昇降速度を変えてオッ
シレーションの波形を非サイン波形とするアクションが
とられる。
ーション装置の油圧シリンダー１０の入側の圧力Ｐ１と
出側の圧力Ｐ２は摩擦力測定装置１２に入力され、その
値に基づいて上記計算式により圧力変動を演算し鋳型１
壁と鋳片３との間の摩擦力を計測する。そして、その計
測値（摩擦力）が定常時の１．５〜２．０倍以上になる
と、警報器１４が作動して警報が発せられると同時に、
油圧制御系１３にオッシレーション条件変更指令が送ら
れ、流体圧シリンダー１０のストローク可変機構によっ
てオッシレーションのストロークを大きくするか、また
は流体圧供給量の制御により鋳型昇降速度を変えてオッ
シレーションの波形を非サイン波形とするアクションが
とられる。
【００１８】ここで、流体圧シリンダー１０のストロー
ク可変機構は、油圧制御系１３の圧力制御弁により油圧
シリンダー１０への供給圧力を変化させる機構を用いる
ことができる。また、鋳型の昇降速度の変更は、油圧制
御系１３のポンプ吐出量を変えるか、または流量調整弁
で油を絞る方法により油圧シリンダー１０への流量を調
整することにより行うことができる。
ク可変機構は、油圧制御系１３の圧力制御弁により油圧
シリンダー１０への供給圧力を変化させる機構を用いる
ことができる。また、鋳型の昇降速度の変更は、油圧制
御系１３のポンプ吐出量を変えるか、または流量調整弁
で油を絞る方法により油圧シリンダー１０への流量を調
整することにより行うことができる。
【００１９】
【実施例】サイズが９０〜１２０ｍｍ厚×１０００ｍｍ
幅の鋳型を有し、オッシレーション装置（油圧シリンダ
ー駆動）付きの連続鋳造機によるスラブの連続鋳造にお
ける鋳片摩擦力検出状況を図３に示す。すなわち、図３
は鋳造中に焼付き、拘束が発生し、ブレークアウトが発
生したチャージのオッシレーション装置の油圧シリンダ
ーの出側圧力変動を鋳造速度と対応して示したもので、
鋳型と鋳片間に焼付きが発生したことによって摩擦力増
加が顕著に現れていることがわかる。また、摩擦力の増
加を鋳片平均摩擦力に換算した結果を図４に示す。すな
わち、図４は鋳造速度と摩擦力の関係を鋼種別に示した
もので、鋳造中に焼付き、拘束が発生した場合、鋳片摩
擦力は通常鋳込時（定常時）の約５倍に達しているのが
わかる。つまり、鋳片摩擦力が通常鋳込時の約５倍に達
するとブレークアウトが発生する。
幅の鋳型を有し、オッシレーション装置（油圧シリンダ
ー駆動）付きの連続鋳造機によるスラブの連続鋳造にお
ける鋳片摩擦力検出状況を図３に示す。すなわち、図３
は鋳造中に焼付き、拘束が発生し、ブレークアウトが発
生したチャージのオッシレーション装置の油圧シリンダ
ーの出側圧力変動を鋳造速度と対応して示したもので、
鋳型と鋳片間に焼付きが発生したことによって摩擦力増
加が顕著に現れていることがわかる。また、摩擦力の増
加を鋳片平均摩擦力に換算した結果を図４に示す。すな
わち、図４は鋳造速度と摩擦力の関係を鋼種別に示した
もので、鋳造中に焼付き、拘束が発生した場合、鋳片摩
擦力は通常鋳込時（定常時）の約５倍に達しているのが
わかる。つまり、鋳片摩擦力が通常鋳込時の約５倍に達
するとブレークアウトが発生する。
【００２０】そこで、このブレークアウトを防止するた
め、上記のスラブ連続鋳造に本発明法を適用し、鋳片摩
擦力が通常鋳込時の１．５倍になった時に、油圧シリン
ダーのストローク可変機構によってオッシレーションス
トロークを通常鋳込時の６．０ｍｍから８．０ｍｍに大
きくした結果、鋳片の摩擦力の増加が抑制され、鋳片の
焼付きが防止された。また、同じ連続鋳造において、鋳
片摩擦力が通常鋳込時の２．０倍になった時に、油圧シ
リンダーへの流体圧力供給量を制御して鋳型昇降速度を
通常鋳込時のサイン波から非サイン波へ変えてオッシレ
ーションの波形を非サイン波形としたところ、上記と同
様、鋳片の摩擦力の増加が抑制され、鋳片の焼付きが防
止された。
め、上記のスラブ連続鋳造に本発明法を適用し、鋳片摩
擦力が通常鋳込時の１．５倍になった時に、油圧シリン
ダーのストローク可変機構によってオッシレーションス
トロークを通常鋳込時の６．０ｍｍから８．０ｍｍに大
きくした結果、鋳片の摩擦力の増加が抑制され、鋳片の
焼付きが防止された。また、同じ連続鋳造において、鋳
片摩擦力が通常鋳込時の２．０倍になった時に、油圧シ
リンダーへの流体圧力供給量を制御して鋳型昇降速度を
通常鋳込時のサイン波から非サイン波へ変えてオッシレ
ーションの波形を非サイン波形としたところ、上記と同
様、鋳片の摩擦力の増加が抑制され、鋳片の焼付きが防
止された。
【００２１】
【発明の効果】以上説明したごとく、本発明方法によれ
ば、鋳片摩擦力の変動に基づいてオッシレーション条件
を変更することによって、鋳片摩擦力が凝固シェル破断
応力に達する前に該鋳片摩擦力を低減できるので、ブレ
ークアウトを未然に防ぐことができ、鋳片の品質向上並
びに連続鋳造の安定化に大なる効果を奏する。
ば、鋳片摩擦力の変動に基づいてオッシレーション条件
を変更することによって、鋳片摩擦力が凝固シェル破断
応力に達する前に該鋳片摩擦力を低減できるので、ブレ
ークアウトを未然に防ぐことができ、鋳片の品質向上並
びに連続鋳造の安定化に大なる効果を奏する。
【図面の簡単な説明】
【図１】油圧シリンダーによって駆動されるオッシレー
ション装置の作動原理を示す概略図である。
ション装置の作動原理を示す概略図である。
【図２】本発明方法を実施するための装置構成例を示す
概略図である。
概略図である。
【図３】本発明の実施例における鋳片摩擦力の変動状況
を示す図である。
を示す図である。
【図４】同じく、本発明の実施例における鋳片平均摩擦
力と鋳造速度の関係を示す図である。
力と鋳造速度の関係を示す図である。
【図５】連続鋳造鋳型と鋳片間の摩擦力発生状況を示す
説明図である。
説明図である。
１ 鋳型 １ａ 銅板 ２ 凝固シェル ３ 鋳片 ４ 溶鋼 ５ モールドパウダー ６ スティッキング現象 １０ 油圧シリンダー １１−１、１１−２ レバー １２ 摩擦力測定装置 １３ 油圧制御系 １４ 警報器
───────────────────────────────────────────────────── フロントページの続き (56)参考文献 特開 昭61−52974（ＪＰ，Ａ) 特開 昭61−52973（ＪＰ，Ａ) 特開 昭62−286656（ＪＰ，Ａ) 特開 昭56−131048（ＪＰ，Ａ) 特開 昭61−212459（ＪＰ，Ａ) 特開 昭61−162256（ＪＰ，Ａ) 特開 昭63−63562（ＪＰ，Ａ) 特開 昭59−166359（ＪＰ，Ａ) 特開 昭61−235053（ＪＰ，Ａ) 特開 昭64−18553（ＪＰ，Ａ) 特開 昭62−286654（ＪＰ，Ａ) 特開 昭55−103262（ＪＰ，Ａ) 特開 昭57−149054（ＪＰ，Ａ) 特開 平７−116801（ＪＰ，Ａ) 特開 昭59−218250（ＪＰ，Ａ) 特開 昭57−32864（ＪＰ，Ａ) 特開 昭61−25972（ＪＰ，Ａ) 特開 昭60−231561（ＪＰ，Ａ) 特開 昭59−218251（ＪＰ，Ａ) 特開 昭58−218364（ＪＰ，Ａ) 特公 昭45−13086（ＪＰ，Ｂ１) (58)調査した分野(Int.Cl.6，ＤＢ名) B22D 11/16 105 B22D 11/16 B22D 11/16 104 B22D 11/04 315 G01L 5/00
Claims (2)
- 【請求項１】 鋳型内の鋳片摩擦力を測定し、該摩擦力
が定常時の１．５〜２．０倍以上の時にオッシレーショ
ンのストロークを大きくするか、またはオッシレーショ
ンの波形条件を非サイン波形とすることを特徴とする連
続鋳造方法。 - 【請求項２】 流体圧シリンダー方式のオッシレーショ
ン機構を備えた連続鋳造機により連続鋳造する方法にお
いて、鋳型内の鋳片摩擦力を流体圧により測定し、該摩
擦力が定常時の１．５〜２．０倍以上の時に流体圧シリ
ンダーのストローク可変機構によってオッシレーション
のストロークを大きくするか、または流体圧供給量の制
御により鋳型昇降速度を変えてオッシレーションの波形
を非サイン波形とすることを特徴とする連続鋳造方法。
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP7194245A JP2976854B2 (ja) | 1995-07-06 | 1995-07-06 | 連続鋳造方法 |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP7194245A JP2976854B2 (ja) | 1995-07-06 | 1995-07-06 | 連続鋳造方法 |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPH0919751A JPH0919751A (ja) | 1997-01-21 |
| JP2976854B2 true JP2976854B2 (ja) | 1999-11-10 |
Family
ID=16321405
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP7194245A Expired - Lifetime JP2976854B2 (ja) | 1995-07-06 | 1995-07-06 | 連続鋳造方法 |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JP2976854B2 (ja) |
Cited By (1)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JP2016043372A (ja) * | 2014-08-21 | 2016-04-04 | Ｊｆｅスチール株式会社 | 連続鋳造鋳片の横割れ検知方法及び装置、該検知方法を用いた連続鋳造鋳片の製造方法及び装置 |
Families Citing this family (2)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| CN102343427A (zh) * | 2011-09-29 | 2012-02-08 | 天津理工大学 | 基于拉坯阻力的板坯连铸结晶器漏钢预报方法 |
| KR101505158B1 (ko) * | 2013-04-30 | 2015-03-23 | 현대제철 주식회사 | 연속 주조 방법 |
-
1995
- 1995-07-06 JP JP7194245A patent/JP2976854B2/ja not_active Expired - Lifetime
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| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
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| JP2016043372A (ja) * | 2014-08-21 | 2016-04-04 | Ｊｆｅスチール株式会社 | 連続鋳造鋳片の横割れ検知方法及び装置、該検知方法を用いた連続鋳造鋳片の製造方法及び装置 |
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| Publication number | Publication date |
|---|---|
| JPH0919751A (ja) | 1997-01-21 |
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