JP2989737B2 - 鋼材の連続鋳造法および連続鋳造・圧延法 - Google Patents
鋼材の連続鋳造法および連続鋳造・圧延法Info
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Description
【０００１】
【産業上の利用分野】本発明は鋼材の連続鋳造法および
連続鋳造・圧延法に関し、特に、鋳造能率を飛躍的に高
めると共に鋳片の品質を高めることのできる連続鋳造
法、およびこの連続鋳造を圧延と組み合わせて、連続鋳
造から棒状もしくは線状への圧延を一貫して連続的に実
施し得る様にした連続鋳造・圧延法に関するものであ
る。
連続鋳造・圧延法に関し、特に、鋳造能率を飛躍的に高
めると共に鋳片の品質を高めることのできる連続鋳造
法、およびこの連続鋳造を圧延と組み合わせて、連続鋳
造から棒状もしくは線状への圧延を一貫して連続的に実
施し得る様にした連続鋳造・圧延法に関するものであ
る。
【０００２】
【従来の技術】連続鋳造法とは、冷却機能を備えたモー
ルド（鋳型）内に溶鋼を供給し、モールド内で凝固殻を
形成しながら下方へ連続的に引抜いていく方法であり、
高い生産性が得られることから広く実用化されている。
また連続鋳造に関する理論についても多くの研究が進め
られており、理論鋳造能率（Ｐ0 ）は下記式（４）に示
す連続鋳造時の凝固近似式から容易に誘導することがで
きる。 ｄ＝ｋ√ｔ ……（４） ［式中、ｄは凝固殻厚さ（ｍ）、ｋは凝固定数、ｔは時
間（Ｈ）を表わす］ Ｐ0 ＝４・ｋ2 ・ｂ・Ｌ ……（５） ［式中、ｂは鋼の密度：ｋｇ／ｍ3 、Ｌは機長（モール
ド−凝固完了位置間の長さ：ｍ）を表わす］
ルド（鋳型）内に溶鋼を供給し、モールド内で凝固殻を
形成しながら下方へ連続的に引抜いていく方法であり、
高い生産性が得られることから広く実用化されている。
また連続鋳造に関する理論についても多くの研究が進め
られており、理論鋳造能率（Ｐ0 ）は下記式（４）に示
す連続鋳造時の凝固近似式から容易に誘導することがで
きる。 ｄ＝ｋ√ｔ ……（４） ［式中、ｄは凝固殻厚さ（ｍ）、ｋは凝固定数、ｔは時
間（Ｈ）を表わす］ Ｐ0 ＝４・ｋ2 ・ｂ・Ｌ ……（５） ［式中、ｂは鋼の密度：ｋｇ／ｍ3 、Ｌは機長（モール
ド−凝固完了位置間の長さ：ｍ）を表わす］
【０００３】上記式（５）からも明らかである様に、同
一材料を用いたときの連続鋳造能率（Ｐ0 ）は鋳片サイ
ズには無関係であり、機長のみに比例する。但し実操業
においては、上記の理論鋳造能率（Ｐ0 ）が得られる訳
ではなく品質上の制約（中心偏析や内部割れ等）やブレ
イクアウト防止の観点から理論値のせいぜい６０〜８０
％が確保できるに止まり、この実質能率を元に必要スト
ランド数が決められている。
一材料を用いたときの連続鋳造能率（Ｐ0 ）は鋳片サイ
ズには無関係であり、機長のみに比例する。但し実操業
においては、上記の理論鋳造能率（Ｐ0 ）が得られる訳
ではなく品質上の制約（中心偏析や内部割れ等）やブレ
イクアウト防止の観点から理論値のせいぜい６０〜８０
％が確保できるに止まり、この実質能率を元に必要スト
ランド数が決められている。
【０００４】そして現在実用化されているのは、ビレッ
ト用で１０〜２０Ｔ／Ｈ（トン／時間）・ストランド、
中型鋳片でも１５〜２５Ｔ／Ｈ・ストランド程度であ
り、大型ブルームでは大機長により４０〜６０Ｔ／Ｈ・
ストランドという高い値も得られているが、勿論理論値
を超えるものではない。しかも大型ブルームでは分塊工
程が不可欠であり、後述する様な連鋳・圧延直結型の方
式に適用することはできない。
ト用で１０〜２０Ｔ／Ｈ（トン／時間）・ストランド、
中型鋳片でも１５〜２５Ｔ／Ｈ・ストランド程度であ
り、大型ブルームでは大機長により４０〜６０Ｔ／Ｈ・
ストランドという高い値も得られているが、勿論理論値
を超えるものではない。しかも大型ブルームでは分塊工
程が不可欠であり、後述する様な連鋳・圧延直結型の方
式に適用することはできない。
【０００５】一方、現在実用化されている棒・線圧延に
おける標準的な圧延能率は３０〜７０Ｔ／Ｈ・ストラン
ドであって、一般的な連続鋳造能率の約２〜３倍であ
り、このため、連続鋳造・圧延の直結方式（即ち、連続
鋳造装置からでてきた連鋳片をそのまま連続圧延装置へ
流して圧延する連続一貫方式）を採用することはできな
い。
おける標準的な圧延能率は３０〜７０Ｔ／Ｈ・ストラン
ドであって、一般的な連続鋳造能率の約２〜３倍であ
り、このため、連続鋳造・圧延の直結方式（即ち、連続
鋳造装置からでてきた連鋳片をそのまま連続圧延装置へ
流して圧延する連続一貫方式）を採用することはできな
い。
【０００６】しかし、連鋳・圧延直結方式を実現するこ
とのできる技術が確保できれば、生産能率の飛躍的向上
と抜本的コストダウンが図れることは必定である。ちな
みにＡｌやＣｕ等については、たとえば「第６９・７０
回西山記念技術講座（日本鉄鋼協会編）（１９８０），
Ｐ３５４，Ｐ３５６：木村」等に開示されている様に鋳
片引抜きと同期した鋳造輪鋳型（同期鋳型）を用いた連
鋳・圧延直結方式が一応完成されているが、本発明者が
意図する鋼材は、ＣｕやＡｌに比べて熱伝導率が非常に
小さく、鋳造能率に合わせて圧延能率を下げると全体と
しての能率が余り低くなるため実用にそぐわなくなる。
しかもこの連鋳・圧延直結方式を実施するには、通常断
面台形状の鋳片をモールド下方部の同期鋳型に沿って冷
却しながら引抜いていく方式を採用しなければならない
が、この方式を採用すると、鋼用一般の垂直鋳込み方式
に比べて中心偏析や内部割れ、表面傷等が著しくなって
品質面からの問題が生じてくる。具体的には鋳片の断
面寸法を極端に小さくしなければならない、４面間の
冷却・凝固が不均一となって均一な内部組織のものが得
られ難い、鋳バリの発生が避けられない、といった鋳
造面からの障害が生じてくるほか、圧延面では、鋳片
角部が過冷却組織となって圧延時に割れを起こし易い、
熱間圧延を１５Ｔ／Ｈ以下に下げると“熱間”を維持
し難くなる、鍛錬比不足で靭性が乏しくなる、といっ
た様々の問題が生じてくる。
とのできる技術が確保できれば、生産能率の飛躍的向上
と抜本的コストダウンが図れることは必定である。ちな
みにＡｌやＣｕ等については、たとえば「第６９・７０
回西山記念技術講座（日本鉄鋼協会編）（１９８０），
Ｐ３５４，Ｐ３５６：木村」等に開示されている様に鋳
片引抜きと同期した鋳造輪鋳型（同期鋳型）を用いた連
鋳・圧延直結方式が一応完成されているが、本発明者が
意図する鋼材は、ＣｕやＡｌに比べて熱伝導率が非常に
小さく、鋳造能率に合わせて圧延能率を下げると全体と
しての能率が余り低くなるため実用にそぐわなくなる。
しかもこの連鋳・圧延直結方式を実施するには、通常断
面台形状の鋳片をモールド下方部の同期鋳型に沿って冷
却しながら引抜いていく方式を採用しなければならない
が、この方式を採用すると、鋼用一般の垂直鋳込み方式
に比べて中心偏析や内部割れ、表面傷等が著しくなって
品質面からの問題が生じてくる。具体的には鋳片の断
面寸法を極端に小さくしなければならない、４面間の
冷却・凝固が不均一となって均一な内部組織のものが得
られ難い、鋳バリの発生が避けられない、といった鋳
造面からの障害が生じてくるほか、圧延面では、鋳片
角部が過冷却組織となって圧延時に割れを起こし易い、
熱間圧延を１５Ｔ／Ｈ以下に下げると“熱間”を維持
し難くなる、鍛錬比不足で靭性が乏しくなる、といっ
た様々の問題が生じてくる。
【０００７】一方特開昭５７−９７８４３において、中
心偏析のない連続鋳造法とそれを熱間圧延と直結する方
法が提案されている。本方法においては湾曲している鋳
片引抜き軌跡を鋳込面より高く導き、且つ鋳片内部の未
凝固部を取り残して真空の空洞を形成し、その中空鋳片
を圧延して中実鋳片が作られる。中心偏析の解消などの
効果や、線材などの圧延製品への適用などが述べられて
いるが、鋳造能率が実質断面の減少により低下するの
か、逆に何らかの理由或は手段により向上するのか全く
言及されていないので、連鋳と圧延の結合の妥当性は全
く不明である。
心偏析のない連続鋳造法とそれを熱間圧延と直結する方
法が提案されている。本方法においては湾曲している鋳
片引抜き軌跡を鋳込面より高く導き、且つ鋳片内部の未
凝固部を取り残して真空の空洞を形成し、その中空鋳片
を圧延して中実鋳片が作られる。中心偏析の解消などの
効果や、線材などの圧延製品への適用などが述べられて
いるが、鋳造能率が実質断面の減少により低下するの
か、逆に何らかの理由或は手段により向上するのか全く
言及されていないので、連鋳と圧延の結合の妥当性は全
く不明である。
【０００８】従って、鋼材の連鋳・圧延直結方式を実現
するためには、上記の様な品質上の問題点を解消すると
共に、全体としての能率を実用可能なレベルに高めるた
めにも連鋳能率を２５Ｔ／Ｈ以上に高める必要がある。
するためには、上記の様な品質上の問題点を解消すると
共に、全体としての能率を実用可能なレベルに高めるた
めにも連鋳能率を２５Ｔ／Ｈ以上に高める必要がある。
【０００９】
【発明が解決しようとする課題】本発明は上記の様な事
情に着目してなされたものであって、その目的は湾曲型
連続鋳造法を改善することによって、品質欠陥等を生じ
ることなく高い連鋳能率を得ることのできる連続鋳造法
を提供しようとするものである。また本発明の他の目的
は、該連続鋳造法と棒状もしくは線状への圧延を組み合
わせた、鋼材の連鋳・圧延直結方式を確立しようとする
ものである。
情に着目してなされたものであって、その目的は湾曲型
連続鋳造法を改善することによって、品質欠陥等を生じ
ることなく高い連鋳能率を得ることのできる連続鋳造法
を提供しようとするものである。また本発明の他の目的
は、該連続鋳造法と棒状もしくは線状への圧延を組み合
わせた、鋼材の連鋳・圧延直結方式を確立しようとする
ものである。
【００１０】
【課題を解決するための手段】そこで特開昭５７−９７
８４３において提案された方法を詳細に検討した結果、
鋳造能率，品質および得られる鋼材の寸法，形状に関し
ても何ら言及されていない凝固殻厚比（＝両側凝固厚／
鋳片厚さ）という要因が決定的影響力を持つことを見出
したので、これに基づいて種々検討を重ねた結果、本発
明の連続鋳造法では以下の様に構成した。すなわち、上
記課題を解決することのできた本発明の湾曲型連続鋳造
は、鋳片引抜き軌跡を円周の１／２以上として鋳込面よ
り高い位置へ鋳片を引抜くと共に、鋳込面よりも約１．
４ｍ高い位置Ａまで鋳片内部に液芯を残存させてそれよ
り下流側の鋳片内部に空芯部を形成せしめ、該空芯部に
ロール圧下を加えることにより該空芯部を圧接し中実鋳
片として引き抜くに際して鋳片断面形状を円形とし、位
置Ａにおける凝固殻厚比ａを０．４〜０．８とするとこ
ろに要旨を有するものである。
８４３において提案された方法を詳細に検討した結果、
鋳造能率，品質および得られる鋼材の寸法，形状に関し
ても何ら言及されていない凝固殻厚比（＝両側凝固厚／
鋳片厚さ）という要因が決定的影響力を持つことを見出
したので、これに基づいて種々検討を重ねた結果、本発
明の連続鋳造法では以下の様に構成した。すなわち、上
記課題を解決することのできた本発明の湾曲型連続鋳造
は、鋳片引抜き軌跡を円周の１／２以上として鋳込面よ
り高い位置へ鋳片を引抜くと共に、鋳込面よりも約１．
４ｍ高い位置Ａまで鋳片内部に液芯を残存させてそれよ
り下流側の鋳片内部に空芯部を形成せしめ、該空芯部に
ロール圧下を加えることにより該空芯部を圧接し中実鋳
片として引き抜くに際して鋳片断面形状を円形とし、位
置Ａにおける凝固殻厚比ａを０．４〜０．８とするとこ
ろに要旨を有するものである。
【００１１】この連続鋳造を実施するに当たっては、使
用する鋳造設備の仕様および鋳造条件は、下記式（１）
〜（３）に従って設定するのがよい。 Ｐｎ＝πｂｋ2 ・Ｌｎ（2/a −１） ……（１） Ｖ＝（４ｋ2 ／ａ2 ）・（Ｌｎ／Ｄ2 ）……（２） Ｒ＝（Ｌｎ−１．４）／π ……（３） 式中、Ｐｎ：鋳造能率（ｋｇ／時間） ｂ：鋼材密度（７６００ｋｇ／ｍ3 ） ｋ：凝固定数（０．１８〜０．２６ｍ／時間1/2 ） Ｌｎ：機長（モールド−位置Ａ間長さ：ｍ） Ｖ：引抜速度（ｍ／時間） Ｒ：引抜き円弧半径（ｍ） ａ，ｄ，Ｄ：前記と同じ
用する鋳造設備の仕様および鋳造条件は、下記式（１）
〜（３）に従って設定するのがよい。 Ｐｎ＝πｂｋ2 ・Ｌｎ（2/a −１） ……（１） Ｖ＝（４ｋ2 ／ａ2 ）・（Ｌｎ／Ｄ2 ）……（２） Ｒ＝（Ｌｎ−１．４）／π ……（３） 式中、Ｐｎ：鋳造能率（ｋｇ／時間） ｂ：鋼材密度（７６００ｋｇ／ｍ3 ） ｋ：凝固定数（０．１８〜０．２６ｍ／時間1/2 ） Ｌｎ：機長（モールド−位置Ａ間長さ：ｍ） Ｖ：引抜速度（ｍ／時間） Ｒ：引抜き円弧半径（ｍ） ａ，ｄ，Ｄ：前記と同じ
【００１２】鋳造能率Ｐｎは、２５〜７０トン／時間の
範囲に設定することによって、鋳造と圧延の連続化をよ
り円滑に行なうことができ、また、モールド部位におい
て溶鋼に回転磁界式電磁撹拌力を作用させる構成とすれ
ば、表面および内部欠陥のより少ない圧延製品を得るこ
とができるで好ましい。また、上記の連続鋳造法によっ
て連続的に引き抜かれてくる中実鋳片を、引き続いて単
ストランドのタンデム型圧延機へ送って圧延を行なえ
ば、連続鋳造から棒状もしくは線状への圧延を一貫して
連続的に実施することができる。
範囲に設定することによって、鋳造と圧延の連続化をよ
り円滑に行なうことができ、また、モールド部位におい
て溶鋼に回転磁界式電磁撹拌力を作用させる構成とすれ
ば、表面および内部欠陥のより少ない圧延製品を得るこ
とができるで好ましい。また、上記の連続鋳造法によっ
て連続的に引き抜かれてくる中実鋳片を、引き続いて単
ストランドのタンデム型圧延機へ送って圧延を行なえ
ば、連続鋳造から棒状もしくは線状への圧延を一貫して
連続的に実施することができる。
【００１３】
【作用】以下、実施例図面を参照しながら発明の構成お
よび作用効果を詳細に説明する。本発明では、たとえば
図３に示す様な通常の湾曲型連鋳設備を原型として、図
１に例示する様な全体構造の設備が使用される。尚、図
２は図１における要部拡大説明図である。図中、１はレ
ードル、２はタンディッシュ、３はモールド、４は電磁
撹拌機、６は鋳片、Ｌはモールド内の溶鋼湯面レベル、
８は圧接ロール、９はガイドロール、１０は水冷ノズ
ル、１２はピンチロール、１３はダミーバー、１４はシ
ャー、１５はタンデム型粗圧延列、Ｍｅは溶鋼を夫々示
している。３に示す如く従来の湾曲型連鋳設備では、レ
ードル１からタンディッシュ２を経てモールド３へ供給
される溶鋼Ｍｅを、モールド３で冷却することにより凝
固殻を形成しながら、ピンチロールやガイドロールによ
り引抜き軌跡を円周の１／４に設定して略水平方向（鋳
込み方向に対して直交方向）へ鋳片引抜きが行なわれ
る。
よび作用効果を詳細に説明する。本発明では、たとえば
図３に示す様な通常の湾曲型連鋳設備を原型として、図
１に例示する様な全体構造の設備が使用される。尚、図
２は図１における要部拡大説明図である。図中、１はレ
ードル、２はタンディッシュ、３はモールド、４は電磁
撹拌機、６は鋳片、Ｌはモールド内の溶鋼湯面レベル、
８は圧接ロール、９はガイドロール、１０は水冷ノズ
ル、１２はピンチロール、１３はダミーバー、１４はシ
ャー、１５はタンデム型粗圧延列、Ｍｅは溶鋼を夫々示
している。３に示す如く従来の湾曲型連鋳設備では、レ
ードル１からタンディッシュ２を経てモールド３へ供給
される溶鋼Ｍｅを、モールド３で冷却することにより凝
固殻を形成しながら、ピンチロールやガイドロールによ
り引抜き軌跡を円周の１／４に設定して略水平方向（鋳
込み方向に対して直交方向）へ鋳片引抜きが行なわれ
る。
【００１４】これに対し本発明では、図１に示す如く鋳
片の引抜き軌跡を半径Ｒの円弧状で且つ円周の１／２以
上に設定し、溶鋼Ｍｅの鋳込み面（即ち鋳型内における
溶鋼の湯面レベル）Ｌよりも高い位置に鋳片６を引抜く
と共に、図２の拡大説明図に示す如く、鋳込み面レベル
Ｌよりも約１．４ｍ（大気圧に相当する静溶鋼ヘッド：
従ってこの値は、溶鋼の成分組成や鋳造温度によって若
干異なってくる）以上高い位置Ａまで引き上げる。そう
すると、鋳片６内の位置Ａまでは液芯Ｌｑが存在し、そ
の下流側に空芯部Ｓが形成されるので、該空芯部Ｓに外
面側から圧接ロール８によってロール圧下を加えること
により該空芯部Ｓを圧接して中実鋳片とし、引き続いて
ガイドロール９等を経てシャー１４から、タンデム型粗
圧延列１５へ送って棒状もしくは線状への圧延を連続的
に行なうものである。このとき鋳片断面形状は円とし、
位置Ａにおける凝固殻厚比は０．４〜０．８の範囲の所
定値に設定される。
片の引抜き軌跡を半径Ｒの円弧状で且つ円周の１／２以
上に設定し、溶鋼Ｍｅの鋳込み面（即ち鋳型内における
溶鋼の湯面レベル）Ｌよりも高い位置に鋳片６を引抜く
と共に、図２の拡大説明図に示す如く、鋳込み面レベル
Ｌよりも約１．４ｍ（大気圧に相当する静溶鋼ヘッド：
従ってこの値は、溶鋼の成分組成や鋳造温度によって若
干異なってくる）以上高い位置Ａまで引き上げる。そう
すると、鋳片６内の位置Ａまでは液芯Ｌｑが存在し、そ
の下流側に空芯部Ｓが形成されるので、該空芯部Ｓに外
面側から圧接ロール８によってロール圧下を加えること
により該空芯部Ｓを圧接して中実鋳片とし、引き続いて
ガイドロール９等を経てシャー１４から、タンデム型粗
圧延列１５へ送って棒状もしくは線状への圧延を連続的
に行なうものである。このとき鋳片断面形状は円とし、
位置Ａにおける凝固殻厚比は０．４〜０．８の範囲の所
定値に設定される。
【００１５】こうした鋼材の円弧型連続鋳造において、
図３に示した様な従来の連続鋳造における鋳造能率（Ｐ
0 ）は、鋳片断面が円形である場合、下記式によって求
められる。 ｄ＝ｋ√ｔ…ｄ＝Ｄ／２のときｔ＝ｔ0 Ｐ0 ＝ｂ・Ｓ・Ｖ Ｓ＝（π／４）・Ｄ2 Ｖ＝（Ｌ0 ／ｔ0 ），ｔ0 ＝（１／２Ｄ）2 ／ｋ2 ∴Ｐ0 ＝πｋ2 ・ｂ・Ｌ0 ……（６） 式中、ｔ ：時間（Ｈ） ｔ0 ：凝固終了時間（Ｈ） Ｓ ：鋳片断面積（ｍ2 ） Ｌ0 ：機長（モールドから凝固終了点までの長さ：ｍ） その他の符号は前記と同じ意味
図３に示した様な従来の連続鋳造における鋳造能率（Ｐ
0 ）は、鋳片断面が円形である場合、下記式によって求
められる。 ｄ＝ｋ√ｔ…ｄ＝Ｄ／２のときｔ＝ｔ0 Ｐ0 ＝ｂ・Ｓ・Ｖ Ｓ＝（π／４）・Ｄ2 Ｖ＝（Ｌ0 ／ｔ0 ），ｔ0 ＝（１／２Ｄ）2 ／ｋ2 ∴Ｐ0 ＝πｋ2 ・ｂ・Ｌ0 ……（６） 式中、ｔ ：時間（Ｈ） ｔ0 ：凝固終了時間（Ｈ） Ｓ ：鋳片断面積（ｍ2 ） Ｌ0 ：機長（モールドから凝固終了点までの長さ：ｍ） その他の符号は前記と同じ意味
【００１６】上記式（６）からも明らかである様に、鋳
造能率Ｐ0 は鋳片寸法Ｄには依存せず、もっぱら機長Ｌ
0 と冷却速度に依存する凝固定数ｋによって決まってく
ることが分かる。これに対し、図１，２に示した様に液
芯の下流側に空芯部Ｓを形成してから圧下する方式（以
下、空芯鋳片圧下方式ということがある）を採用したと
きの鋳造能率Ｐｎは、凝固殻厚比ａ（＝２ｄ／Ｄ）をパ
ラメーターにして下記式（１）により求めることができ
る。 Ｐｎ＝πｂｋ2 ・Ｌｎ（2/a −１） ……（１） ここで、凝固殻厚比ａ（＝２ｄ／Ｄ）を１にすると、同
一条件における従来の連鋳方式と同等となる。そして、
同一機長（即ちＬｎ＝Ｌ0 ）の下では、前記式（６）と
式（１）を合わせて下記式（７）を導くことができる。 Ｐｎ＝Ｐ0 （2/a −１） ……（７）
造能率Ｐ0 は鋳片寸法Ｄには依存せず、もっぱら機長Ｌ
0 と冷却速度に依存する凝固定数ｋによって決まってく
ることが分かる。これに対し、図１，２に示した様に液
芯の下流側に空芯部Ｓを形成してから圧下する方式（以
下、空芯鋳片圧下方式ということがある）を採用したと
きの鋳造能率Ｐｎは、凝固殻厚比ａ（＝２ｄ／Ｄ）をパ
ラメーターにして下記式（１）により求めることができ
る。 Ｐｎ＝πｂｋ2 ・Ｌｎ（2/a −１） ……（１） ここで、凝固殻厚比ａ（＝２ｄ／Ｄ）を１にすると、同
一条件における従来の連鋳方式と同等となる。そして、
同一機長（即ちＬｎ＝Ｌ0 ）の下では、前記式（６）と
式（１）を合わせて下記式（７）を導くことができる。 Ｐｎ＝Ｐ0 （2/a −１） ……（７）
【００１７】従って、空芯鋳片圧下方式を採用してたと
えば凝固殻厚比ａを「０．５」とした場合、鋳造能率Ｐ
ｎは従来の円弧型連鋳方式を採用したときの鋳造能率Ｐ
0 の３倍になることが分かる。これは、前掲の式（４）
からも明らかである様に、凝固初期の凝固能率は非常に
高いのに対し、機長の後半になると極端に低下してくる
ことに由来するものと考えられる。換言すると本発明で
は、機長の末期を空芯部として残し、この部分をロール
圧下によって圧接する方法を採用することによって鋳造
能率を飛躍的に高めるものである。
えば凝固殻厚比ａを「０．５」とした場合、鋳造能率Ｐ
ｎは従来の円弧型連鋳方式を採用したときの鋳造能率Ｐ
0 の３倍になることが分かる。これは、前掲の式（４）
からも明らかである様に、凝固初期の凝固能率は非常に
高いのに対し、機長の後半になると極端に低下してくる
ことに由来するものと考えられる。換言すると本発明で
は、機長の末期を空芯部として残し、この部分をロール
圧下によって圧接する方法を採用することによって鋳造
能率を飛躍的に高めるものである。
【００１８】次に、鋳造時の基本特性間の関係について
述べると、鋳込速度（Ｖ）は次の様にして求められる。 ｄn ＝ｋ√ｔn ……（４’） 但し、ｄn ：液芯上面（位置Ａ）における殻厚さ（ｍ） ｔn ：液芯上面（位置Ａ）に至るまでの所要時間（Ｈ） Ｖ＝Ｌｎ／ｔn ＝ｋ2 Ｌｎ／ｄn 2＝（４ｋ2 ／ａ2 ）・（Ｌｎ／Ｄ2 ） ……（２） 鋳片の引抜き軌跡を構成する円弧半径Ｒは、図２からも
分かる様に下記式（３）で与えられる。 Ｒ≒（Ｌｎ−１．４）／π ……（３）
述べると、鋳込速度（Ｖ）は次の様にして求められる。 ｄn ＝ｋ√ｔn ……（４’） 但し、ｄn ：液芯上面（位置Ａ）における殻厚さ（ｍ） ｔn ：液芯上面（位置Ａ）に至るまでの所要時間（Ｈ） Ｖ＝Ｌｎ／ｔn ＝ｋ2 Ｌｎ／ｄn 2＝（４ｋ2 ／ａ2 ）・（Ｌｎ／Ｄ2 ） ……（２） 鋳片の引抜き軌跡を構成する円弧半径Ｒは、図２からも
分かる様に下記式（３）で与えられる。 Ｒ≒（Ｌｎ−１．４）／π ……（３）
【００１９】本発明を実施するに当たっては、上記式
（１），（２），（３）の関係を満たす様に連鋳条件を
設定することが不可欠の要件であり、それらの関係の一
例を図４，５に示す。即ち図４は、凝固殻厚比ａを０．
４〜１．０の範囲で変えたときの機長Ｌｎと鋳造能率Ｐ
ｎの関係、図５は鋳造能率を４０Ｔ／Ｈに設定し、凝固
殻厚比を０．４〜１．０の範囲で変えたときの鋳片直径
Ｄと鋳込速度Ｖの関係を示している。しかし、機長Ｌ
ｎ、鋳造能率Ｐｎ、ブレイタアウトに関連する凝固殻厚
比ａおよび鋳片外径Ｄのうちどれを前提もしくは優先す
るにしても、これら３つの式が満たされない限り、本発
明は原理的にくずれることになる。
（１），（２），（３）の関係を満たす様に連鋳条件を
設定することが不可欠の要件であり、それらの関係の一
例を図４，５に示す。即ち図４は、凝固殻厚比ａを０．
４〜１．０の範囲で変えたときの機長Ｌｎと鋳造能率Ｐ
ｎの関係、図５は鋳造能率を４０Ｔ／Ｈに設定し、凝固
殻厚比を０．４〜１．０の範囲で変えたときの鋳片直径
Ｄと鋳込速度Ｖの関係を示している。しかし、機長Ｌ
ｎ、鋳造能率Ｐｎ、ブレイタアウトに関連する凝固殻厚
比ａおよび鋳片外径Ｄのうちどれを前提もしくは優先す
るにしても、これら３つの式が満たされない限り、本発
明は原理的にくずれることになる。
【００２０】尚、本発明を実施するに際し、凝固殻厚比
ａ（＝２ｄ／Ｄ）が余り小さいと圧下鋼片が偏平となっ
て一般的なビレットとして使いにくく、また圧延に際し
てシワ，キズが生じ易く、棒・線用に不向きとなり、且
つ鋳込速度も大きくなり過ぎるので、０．４以上が好ま
しく、逆に大きくなると、従来法に近くなり本発明によ
ってもたらされる能率と品質向上効果が有効に発揮され
にくくなるので０．８以下が好ましい。また本発明で
は、鋳造能率Ｐｎ，鋳込速度Ｖ，機長Ｌｎ，円弧半径
Ｒ，鋼片径Ｄ，凝固殻厚比ａ間の関係が式（１），
（２），（３）を満たす条件の下で、鋳造能率Ｐｎが２
５〜７０Ｔ／Ｈとなる様に諸元を設定すれば、圧延工程
との直結を円滑且つ経済的に行なうことができるので好
ましい。
ａ（＝２ｄ／Ｄ）が余り小さいと圧下鋼片が偏平となっ
て一般的なビレットとして使いにくく、また圧延に際し
てシワ，キズが生じ易く、棒・線用に不向きとなり、且
つ鋳込速度も大きくなり過ぎるので、０．４以上が好ま
しく、逆に大きくなると、従来法に近くなり本発明によ
ってもたらされる能率と品質向上効果が有効に発揮され
にくくなるので０．８以下が好ましい。また本発明で
は、鋳造能率Ｐｎ，鋳込速度Ｖ，機長Ｌｎ，円弧半径
Ｒ，鋼片径Ｄ，凝固殻厚比ａ間の関係が式（１），
（２），（３）を満たす条件の下で、鋳造能率Ｐｎが２
５〜７０Ｔ／Ｈとなる様に諸元を設定すれば、圧延工程
との直結を円滑且つ経済的に行なうことができるので好
ましい。
【００２１】かくして本発明によれば、独自の空芯鋳片
方式を採用することによって、鋳造能率は従来の湾曲型
連鋳法を採用した場合の数倍に高められると共に、それ
により棒・線への圧延能率に近い効率を確保することが
できるので、連鋳・圧延直結の一貫方式を無理なく実施
することが可能となる。
方式を採用することによって、鋳造能率は従来の湾曲型
連鋳法を採用した場合の数倍に高められると共に、それ
により棒・線への圧延能率に近い効率を確保することが
できるので、連鋳・圧延直結の一貫方式を無理なく実施
することが可能となる。
【００２２】ところで本発明では、鋳造能率に比例して
溶鋼の鋳込速度Ｖも従来法に比べて大幅に高められるの
で、それに伴うブレイクアウトや中心偏析が懸念され
る。しかしこうした懸念は、以下に説明する如く本発明
自体によってもたらされる特有の作用効果もしくは付加
的対策によって回避することができる。
溶鋼の鋳込速度Ｖも従来法に比べて大幅に高められるの
で、それに伴うブレイクアウトや中心偏析が懸念され
る。しかしこうした懸念は、以下に説明する如く本発明
自体によってもたらされる特有の作用効果もしくは付加
的対策によって回避することができる。
【００２３】 （ブレイクアウト対策） 高速鋳込によるブレイクアウト誘起・発生の経緯は、
モールド内異常冷却（特にコーナー部近傍の不均一冷
却）による部分的殻厚不足と内部割れ起点の発生→モ
ールド下方部での静溶鋼圧によるバルジング→割れ拡
大→ブレイクアウトによるものと考えられ、鋳込速度
を高めるにつれて，，が加速的に進行する。しか
し、こうしたブレイクアウトの誘起・発生は、下記
（ｉ）〜（ｉｖ）によって軽減乃至回避することができ
る。
モールド内異常冷却（特にコーナー部近傍の不均一冷
却）による部分的殻厚不足と内部割れ起点の発生→モ
ールド下方部での静溶鋼圧によるバルジング→割れ拡
大→ブレイクアウトによるものと考えられ、鋳込速度
を高めるにつれて，，が加速的に進行する。しか
し、こうしたブレイクアウトの誘起・発生は、下記
（ｉ）〜（ｉｖ）によって軽減乃至回避することができ
る。
【００２４】 (i) 鋳片断面形状を円形とすることにより、角断面鋳型
で生じ易いコーナー近傍の異常冷却現象を解消する。 (ii)円形断面鋳型部位で回転磁界式溶鋼電磁撹拌力を作
用させ、一種の遠心鋳造効果を引き出す。これにより凝
固殻厚の接線方向均一化とノロカミが防止される。後者
はブレイクアウトのもう一つの大きな原因の対策にもな
っている。 (iii) 鋳片断面を円形にすると、２次冷却帯におけるバ
ルジング現象において、圧力容器と同様の考え方で角断
面のものに比べて材料力学的に圧倒的に有利である。 (iv)図２からも分かる様に、本発明では機高が大幅に低
くなるので、容易に従来方式の１／２以下にすることが
できる。従って、それに伴って静溶鋼圧が大幅に小さく
なり、これはバルジング現象の抑制、即ち内部割れの成
長やブレイクアウトの防止につながる。
で生じ易いコーナー近傍の異常冷却現象を解消する。 (ii)円形断面鋳型部位で回転磁界式溶鋼電磁撹拌力を作
用させ、一種の遠心鋳造効果を引き出す。これにより凝
固殻厚の接線方向均一化とノロカミが防止される。後者
はブレイクアウトのもう一つの大きな原因の対策にもな
っている。 (iii) 鋳片断面を円形にすると、２次冷却帯におけるバ
ルジング現象において、圧力容器と同様の考え方で角断
面のものに比べて材料力学的に圧倒的に有利である。 (iv)図２からも分かる様に、本発明では機高が大幅に低
くなるので、容易に従来方式の１／２以下にすることが
できる。従って、それに伴って静溶鋼圧が大幅に小さく
なり、これはバルジング現象の抑制、即ち内部割れの成
長やブレイクアウトの防止につながる。
【００２５】 （中心偏析対策） 一般に鋳込速度を大きくするにつれて中心偏析が生じ易
くなる。これも高速鋳込の障害とされており、様々の偏
析軽減対策が実施もしくは提案されているが、本発明で
は、以下に示す様な作用効果により中心偏析や内部割れ
も抑えられ、鋳片品質も高められる。
くなる。これも高速鋳込の障害とされており、様々の偏
析軽減対策が実施もしくは提案されているが、本発明で
は、以下に示す様な作用効果により中心偏析や内部割れ
も抑えられ、鋳片品質も高められる。
【００２６】 (i) 中心偏析：本発明の空芯鋳片圧下方式では、凝固殻
厚比ａを０．８以下としているので、少々鋳造条件が変
動しても、ａの値が従来方式を示すａ＝１に近づくこと
はないので、連続鋳造における偏析のメカニズムや偏析
改善策を詳細に比較・検討するまでもなく、偏析現象そ
のものが原理的に発生しない。これは図６に示す如く造
塊法によって得られる小型キャプド鋼塊１６の中空部位
１６ａの近傍において圧延後に割れや中心偏析等の材質
欠陥が全く生じないことによっても証明される。 (ii)内部割れ：前項で述べた様に円形断面の鋳型とその
部位での回転磁界式溶鋼電磁撹拌によって、一種の遠心
鋳造効果を引き出す構成とすれば、凝固殻成長の均一性
が高まると共に、バルジングによる割れ発生の起こり難
い円形断面形状とバルジングそのものを抑制する低機高
効果とも相まって高速鋳込による内部割れ欠陥も殆ど起
こらなくなる。 (iii) 表面傷：前項で述べた遠心鋳造効果を与えるとノ
ロカミが殆どなくなると共に、ピンホール欠陥も生じ難
く、また同心円的撹拌であるためオシレーションマーク
等のシワも極めて少なくなる。 (iv)この様に本発明によれば鋳片自体の品質が従来材以
上に高められるので、手入れなしでそのまま圧延工程へ
供給することができる。
厚比ａを０．８以下としているので、少々鋳造条件が変
動しても、ａの値が従来方式を示すａ＝１に近づくこと
はないので、連続鋳造における偏析のメカニズムや偏析
改善策を詳細に比較・検討するまでもなく、偏析現象そ
のものが原理的に発生しない。これは図６に示す如く造
塊法によって得られる小型キャプド鋼塊１６の中空部位
１６ａの近傍において圧延後に割れや中心偏析等の材質
欠陥が全く生じないことによっても証明される。 (ii)内部割れ：前項で述べた様に円形断面の鋳型とその
部位での回転磁界式溶鋼電磁撹拌によって、一種の遠心
鋳造効果を引き出す構成とすれば、凝固殻成長の均一性
が高まると共に、バルジングによる割れ発生の起こり難
い円形断面形状とバルジングそのものを抑制する低機高
効果とも相まって高速鋳込による内部割れ欠陥も殆ど起
こらなくなる。 (iii) 表面傷：前項で述べた遠心鋳造効果を与えるとノ
ロカミが殆どなくなると共に、ピンホール欠陥も生じ難
く、また同心円的撹拌であるためオシレーションマーク
等のシワも極めて少なくなる。 (iv)この様に本発明によれば鋳片自体の品質が従来材以
上に高められるので、手入れなしでそのまま圧延工程へ
供給することができる。
【００２７】かくして、連続鋳造の能率向上と鋳片品質
の向上が図れると共に、連続鋳造と棒・線圧延の直結が
可能となり、生産性が飛躍的に高められるばかりでな
く、従来の圧延設備や圧延方法は従来と同様の適正な条
件で利用できるので、単なる直結による設備コストや操
業コストの大幅削減に止まらず、大単重コイルの製造も
容易となる等、様々の利点を享受できる。
の向上が図れると共に、連続鋳造と棒・線圧延の直結が
可能となり、生産性が飛躍的に高められるばかりでな
く、従来の圧延設備や圧延方法は従来と同様の適正な条
件で利用できるので、単なる直結による設備コストや操
業コストの大幅削減に止まらず、大単重コイルの製造も
容易となる等、様々の利点を享受できる。
【００２８】
【実施例】次に本発明の実施例を示すが、本発明はもと
より下記実施例によって制限を受けるものではなく、前
後記の趣旨に適合し得る範囲で適当に変更を加えて実施
することも勿論可能であり、それらはいずれも本発明の
技術的範囲に含まれる。
より下記実施例によって制限を受けるものではなく、前
後記の趣旨に適合し得る範囲で適当に変更を加えて実施
することも勿論可能であり、それらはいずれも本発明の
技術的範囲に含まれる。
【００２９】生産能力４０Ｔ／Ｈの棒鋼・線材用の連続
鋳造・圧延直結設備の具体的設計事例を以下に示す。 製鋼能力 ：タップ−タップ １．０Ｈ 容量 ４０Ｔ／チャージ 鋳造能率 ： ４０Ｔ／Ｈ 鋳片断面 ：径 １８０ｍｍφ 面積 ２５４００ｍｍ2 凝固殻厚比 ： ０．６ 機長 ： １３．３ｍ 円弧半径 ： ３．８ｍ 電磁撹拌強度 ： ２０Ｈｚ×５００ガウス 鋳込速度 ： ４．１ｍ／ｍｉｎ 鋼片断面 ：形状 オーバル 面積 １８０００ｍｍ2 粗圧延 ： Ｖ−Ｈタンデム８スタンド 上記の基本条件の下で連続鋳造・棒・線圧延の技術・設
備を適切に組合せることにより、高品質の圧延製品を優
れた生産能力の下で一貫生産することができる。
鋳造・圧延直結設備の具体的設計事例を以下に示す。 製鋼能力 ：タップ−タップ １．０Ｈ 容量 ４０Ｔ／チャージ 鋳造能率 ： ４０Ｔ／Ｈ 鋳片断面 ：径 １８０ｍｍφ 面積 ２５４００ｍｍ2 凝固殻厚比 ： ０．６ 機長 ： １３．３ｍ 円弧半径 ： ３．８ｍ 電磁撹拌強度 ： ２０Ｈｚ×５００ガウス 鋳込速度 ： ４．１ｍ／ｍｉｎ 鋼片断面 ：形状 オーバル 面積 １８０００ｍｍ2 粗圧延 ： Ｖ−Ｈタンデム８スタンド 上記の基本条件の下で連続鋳造・棒・線圧延の技術・設
備を適切に組合せることにより、高品質の圧延製品を優
れた生産能力の下で一貫生産することができる。
【００３０】
【発明の効果】本発明によれば、湾曲型連鋳において鋳
片を未凝固部を残した状態で上方へ引き抜くので必然的
に空芯が生じ、これをロールにより圧接し中実鋼片とし
て引き抜き、或はその後直ちに圧延工程に送る一貫連続
方式を採用することにより、次の様な多くの効果を得る
ことができる。 （１）式（１）で示した様に鋳造能率が飛躍的に向上
し、通常の棒・線圧延能率に匹敵する能率が得られるの
で、連鋳と圧延の直結が可能となり設備費・操業費が大
幅に削減される。 （２）凝固終点が存在しないので偏析現象が全く発生せ
ずこれは高級鋼分野には極めて有利である。 （３）式（１）によってもたらされる高能率をより効果
的に生かすと共に、作業上の制約を排除するため、鋳
片断面を円形とし、且つモールド部位での回転磁界電
磁撹拌によって遠心鋳造効果を与えれば、均一凝固，表
面平滑，ピンホール洗い出し等に加えて、低機高化によ
るバルジング抑制、内部割れ防止とも相まって高い品質
向上効果が得られる。 （４）連鋳と圧延の直結により、コストや材料品質に加
えて、圧延工程における重要問題である鋳片加熱に起因
する表面脱炭の問題も当然解消される。しかも、コイル
単重に関する大きな制約もなくなって大単重コイルの製
造も容易となり、ひいては線材２次加工分野での省人化
にも有力な手段となる。
片を未凝固部を残した状態で上方へ引き抜くので必然的
に空芯が生じ、これをロールにより圧接し中実鋼片とし
て引き抜き、或はその後直ちに圧延工程に送る一貫連続
方式を採用することにより、次の様な多くの効果を得る
ことができる。 （１）式（１）で示した様に鋳造能率が飛躍的に向上
し、通常の棒・線圧延能率に匹敵する能率が得られるの
で、連鋳と圧延の直結が可能となり設備費・操業費が大
幅に削減される。 （２）凝固終点が存在しないので偏析現象が全く発生せ
ずこれは高級鋼分野には極めて有利である。 （３）式（１）によってもたらされる高能率をより効果
的に生かすと共に、作業上の制約を排除するため、鋳
片断面を円形とし、且つモールド部位での回転磁界電
磁撹拌によって遠心鋳造効果を与えれば、均一凝固，表
面平滑，ピンホール洗い出し等に加えて、低機高化によ
るバルジング抑制、内部割れ防止とも相まって高い品質
向上効果が得られる。 （４）連鋳と圧延の直結により、コストや材料品質に加
えて、圧延工程における重要問題である鋳片加熱に起因
する表面脱炭の問題も当然解消される。しかも、コイル
単重に関する大きな制約もなくなって大単重コイルの製
造も容易となり、ひいては線材２次加工分野での省人化
にも有力な手段となる。
【図１】 本発明で使用する連続鋳造・連続圧延設備を
例示する概略側面図である。
例示する概略側面図である。
【図２】 本発明の核心をなす空芯鋳片圧下の模式図で
ある。
ある。
【図３】 従来の湾曲型連続鋳造機を示す概略側面図で
ある。
ある。
【図４】 本発明で採用される基本式（１）の図解例を
示すグラフである。
示すグラフである。
【図５】 本発明で採用される式（２）の図解例を示す
グラフである。
グラフである。
【図６】 キャプド鋼塊の製造例を示す概略断面図であ
る。
る。
１ レードル ２ タンディッシュ ３ モールド ４ 電磁撹拌装置 ６ 鋳片 ７ 鋳込面レベル ８ 圧接ロール ９ サポートロール １０ 水冷ノズル Ｍｅ 溶鋼 Ｌｑ 液芯 Ｓ 空芯部
Claims (5)
- 【請求項１】 鋼材の湾曲型連続鋳造において、鋳片引
抜き軌跡を円周の１／２以上として鋳込面より高い位置
へ鋳片を引抜くと共に、鋳込面よりも約１．４ｍ高い位
置Ａまで鋳片内部に液芯を残存させてそれより下流側の
鋳片内部に空芯部を形成せしめ、該空芯部にロール圧下
を加えることにより該空芯部を圧接し中実鋳片として引
き抜く方法において、鋳片の断面形状が円形であり、位
置Ａにおける凝固殻厚比ａを０．４〜０．８とすること
を特徴とする連続鋳造法。 ａ＝２ｄ／Ｄ （式中、ｄは凝固殻の厚さ：ｍ、Ｄは鋳片の外径：ｍを
表わす） - 【請求項２】 設備仕様および鋳造条件を、下記式
（１）〜（３）に従って設定する請求項１記載の連続鋳
造法。 Ｐｎ＝πｂｋ２・Ｌｎ（２／ａ−１） ……（１） Ｖ＝（４ｋ２／ａ２）・（Ｌｎ／Ｄ２） ……（２） Ｒ＝（Ｌｎ−１．４）／π ……（３） 式中、Ｐｎ：鋳造能率（ｋｇ／時間） ｂ：鋼材密度（７６００ｋｇ／ｍ３） ｋ：凝固定数（０．１８〜０．２６ｍ／時間１／２） Ｌｎ：機長（モールドー位置Ａ間長さ：ｍ） Ｖ：引抜速度（ｍ／時間） Ｒ：引抜き円弧半径（ｍ） ａ，ｄ，Ｄ：前記と同じ - 【請求項３】 鋳造能率Ｐｎを２５〜７０トン／時間と
する請求項２に記載の連続鋳造法。 - 【請求項４】 モールド部位において、溶鋼に回転磁界
式電磁撹拌力を作用させる請求項１〜３のいずれかに記
載の連続鋳造法。 - 【請求項５】 請求項１〜４のいずれかに記載された連
続鋳造法により連続的に引き抜かれてくる中実鋳片を、
引き続いて単ストランドのタンデム型圧延機へ送って圧
延を行なうことを特徴とする鋼材の連続鋳造・圧延法。
Priority Applications (9)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP5321096A JP2989737B2 (ja) | 1993-11-25 | 1993-11-25 | 鋼材の連続鋳造法および連続鋳造・圧延法 |
| TW083110659A TW252056B (ja) | 1993-11-25 | 1994-11-17 | |
| KR1019940030974A KR100326560B1 (ko) | 1993-11-25 | 1994-11-23 | 강재의연속주조법및연속주조·압연법 |
| EP94118490A EP0655288B1 (en) | 1993-11-25 | 1994-11-24 | Continuous casting process and continuous casting/rolling process for steel |
| DE69429900T DE69429900T2 (de) | 1993-11-25 | 1994-11-24 | Verfahren zum Stranggiessen und Verfahren zum Stranggiessen/Walzen von Stahl |
| CN94118816A CN1048670C (zh) | 1993-11-25 | 1994-11-24 | 钢材的连续铸造法 |
| AT94118490T ATE213439T1 (de) | 1993-11-25 | 1994-11-24 | Verfahren zum stranggiessen und verfahren zum stranggiessen/walzen von stahl |
| US08/348,927 US5769152A (en) | 1993-11-25 | 1994-11-25 | Continuous casting process and continuous casting/rolling process for steel |
| US08/731,164 US5765626A (en) | 1993-11-25 | 1996-10-10 | Continous casting process and continous casting/rolling process for steel |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP5321096A JP2989737B2 (ja) | 1993-11-25 | 1993-11-25 | 鋼材の連続鋳造法および連続鋳造・圧延法 |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPH07144262A JPH07144262A (ja) | 1995-06-06 |
| JP2989737B2 true JP2989737B2 (ja) | 1999-12-13 |
Family
ID=18128779
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP5321096A Expired - Fee Related JP2989737B2 (ja) | 1993-11-25 | 1993-11-25 | 鋼材の連続鋳造法および連続鋳造・圧延法 |
Country Status (8)
| Country | Link |
|---|---|
| US (2) | US5769152A (ja) |
| EP (1) | EP0655288B1 (ja) |
| JP (1) | JP2989737B2 (ja) |
| KR (1) | KR100326560B1 (ja) |
| CN (1) | CN1048670C (ja) |
| AT (1) | ATE213439T1 (ja) |
| DE (1) | DE69429900T2 (ja) |
| TW (1) | TW252056B (ja) |
Cited By (2)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JP2002346710A (ja) * | 2001-05-29 | 2002-12-04 | Katsuhiko Yamada | 連続鋳造圧延方法 |
| JP2006315041A (ja) * | 2005-05-13 | 2006-11-24 | Katsuhiko Yamada | 連続鋳造方法 |
Families Citing this family (18)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
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