JP3008808B2 - 連続鋳造用鋳型の振動波形連続変更方法 - Google Patents
連続鋳造用鋳型の振動波形連続変更方法Info
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Description
【０００１】
【産業上の利用分野】この発明は、溶融金属、特に溶鋼
の連続鋳造における鋳型の上下振動に起因する鋳片の表
面品質の悪化を抑制できる連続鋳造用鋳型の振動波形連
続変更方法に関する。
の連続鋳造における鋳型の上下振動に起因する鋳片の表
面品質の悪化を抑制できる連続鋳造用鋳型の振動波形連
続変更方法に関する。
【０００２】
【従来の技術】溶融金属、特に溶鋼の連続鋳造において
は、鋳型と鋳片との間の摩擦を軽減し、焼付きを防止し
てブレークアウトを発生させることなく、安定鋳造状態
を得るため、潤滑剤（モールドパウダ）を供給し、かつ
鋳型に上下振動（以下オッシレーションという）を付与
するのが一般的である。従来、鋳型のオッシレーション
方法としては、鋳型の振動速度が正弦波となるような方
法が一般的に採用されていた。
は、鋳型と鋳片との間の摩擦を軽減し、焼付きを防止し
てブレークアウトを発生させることなく、安定鋳造状態
を得るため、潤滑剤（モールドパウダ）を供給し、かつ
鋳型に上下振動（以下オッシレーションという）を付与
するのが一般的である。従来、鋳型のオッシレーション
方法としては、鋳型の振動速度が正弦波となるような方
法が一般的に採用されていた。
【０００３】上記連続鋳造においては、鋳型内メニスカ
ス部における凝固シェルが鋳型のオッシレーションの動
きに呼応して曲げられ、オッシレーションマークと呼ば
れる窪みが形成される。このオッシレーションマーク
は、鋳片の外観を損なうばかりでなく、窪みが深くなれ
ばその窪みがノッチの作用を果たして鋳片表面の割れを
招く。また、スラグの巻込みによるノロ咬み欠陥を惹起
する等の問題が生じる。したがって、オッシレーション
マークの発生は、可及的に回避または軽減するのが好ま
しい。
ス部における凝固シェルが鋳型のオッシレーションの動
きに呼応して曲げられ、オッシレーションマークと呼ば
れる窪みが形成される。このオッシレーションマーク
は、鋳片の外観を損なうばかりでなく、窪みが深くなれ
ばその窪みがノッチの作用を果たして鋳片表面の割れを
招く。また、スラグの巻込みによるノロ咬み欠陥を惹起
する等の問題が生じる。したがって、オッシレーション
マークの発生は、可及的に回避または軽減するのが好ま
しい。
【０００４】一般にオッシレーションマークは、引抜き
方向の断面を観察すると、爪（またはフック）と呼ばれ
る鈎爪状をした不連続組織が存在するものと、しないも
のとがある。爪のあるマークは、爪に沿ってＰ等の正偏
析が見られることが多く、一方、爪のないマークでは、
マーク底部にＰ等の溶質成分が正偏析した表面偏析層の
存在するものが見られる。これらの爪および表面偏析
は、マークが深いほど深く、顕著になる傾向があり、熱
間圧延あるいは熱間製管時の表面疵発生につながる。特
にステンレス鋼の場合は、熱間圧延あるいは熱間製管時
のスケールオフ量が少ないため、これら表面欠陥の影響
が大きい。したがって、熱延鋼板および熱延鋼帯あるい
は継目無鋼管の表面疵を改善するためには、オッシレー
ションマークを浅くして鋳片表面品質を向上させること
が必要である。
方向の断面を観察すると、爪（またはフック）と呼ばれ
る鈎爪状をした不連続組織が存在するものと、しないも
のとがある。爪のあるマークは、爪に沿ってＰ等の正偏
析が見られることが多く、一方、爪のないマークでは、
マーク底部にＰ等の溶質成分が正偏析した表面偏析層の
存在するものが見られる。これらの爪および表面偏析
は、マークが深いほど深く、顕著になる傾向があり、熱
間圧延あるいは熱間製管時の表面疵発生につながる。特
にステンレス鋼の場合は、熱間圧延あるいは熱間製管時
のスケールオフ量が少ないため、これら表面欠陥の影響
が大きい。したがって、熱延鋼板および熱延鋼帯あるい
は継目無鋼管の表面疵を改善するためには、オッシレー
ションマークを浅くして鋳片表面品質を向上させること
が必要である。
【０００５】鋳型を上下方向に振動させる場合に鋳型面
にシェルが焼き付くのを防止するには、鋳型面と凝固シ
ェル間への鋳型振動１サイクル当たりの溶融パウダの流
入量を増加させ、鋳型面と凝固シェルとの間の摩擦力を
低減させることが必要である。鋳片引抜き速度を一定と
した場合は、下記（１）式で示されるポジティブストリ
ップ時間ｔｐを可能な限り長くする必要がある。ポジテ
ィブストリップ時間ｔｐとは、鋳型の振動速度が鋳片の
引抜き速度より遅い時間をいい、下記（２）式で示され
るネガティブストリップ時間ｔNとは、鋳型の振動速度
ＶMが鋳片の引抜き速度より速い時間をいう。 ｔP＝１／ｆ−ｔN （１）式 ｔN＝１／πｆ・（ｃｏｓ-1）｛Ｖｃ／（π・ｆ・Ｓ）｝ （２）式 ただし、ｔP：ポジティブストリップ時間（ｓｅｃ） ｔN：ネガティブストリップ時間（ｓｅｃ） ｆ：振動数（サイクル／ｓｅｃ） Ｓ：振幅（ｍｍ） Ｖｃ：鋳造速度（ｍｍ／ｓｅｃ）
にシェルが焼き付くのを防止するには、鋳型面と凝固シ
ェル間への鋳型振動１サイクル当たりの溶融パウダの流
入量を増加させ、鋳型面と凝固シェルとの間の摩擦力を
低減させることが必要である。鋳片引抜き速度を一定と
した場合は、下記（１）式で示されるポジティブストリ
ップ時間ｔｐを可能な限り長くする必要がある。ポジテ
ィブストリップ時間ｔｐとは、鋳型の振動速度が鋳片の
引抜き速度より遅い時間をいい、下記（２）式で示され
るネガティブストリップ時間ｔNとは、鋳型の振動速度
ＶMが鋳片の引抜き速度より速い時間をいう。 ｔP＝１／ｆ−ｔN （１）式 ｔN＝１／πｆ・（ｃｏｓ-1）｛Ｖｃ／（π・ｆ・Ｓ）｝ （２）式 ただし、ｔP：ポジティブストリップ時間（ｓｅｃ） ｔN：ネガティブストリップ時間（ｓｅｃ） ｆ：振動数（サイクル／ｓｅｃ） Ｓ：振幅（ｍｍ） Ｖｃ：鋳造速度（ｍｍ／ｓｅｃ）
【０００６】鋳型振動１サイクル当たりの溶融パウダの
流入量は、ポジティブストリップ時間ｔｐを長くするほ
ど増加するが、ポジティブストリップ時間ｔｐを長くす
るには、鋳片引抜き速度、すなわち鋳造速度を一定とし
た場合、鋳型の振動数を小さくせざるを得ない。しか
し、鋳型の振動数を小さくすると、ネガティブストリッ
プ時の鋳型の下降速度が小さくなるので、凝固シェルに
付与される圧縮力が小さくなり、安定した鋳片引抜きが
行えないこととなる。したがって、鋳型の振動数は、余
り小さくすることはできない（学術振興会、製鋼第１９
委員会、凝固現象協議会、Ｎｏ．１０４３０（１９８２
年）参照）。また、鋳片表面に生じるオッシレーション
マークの深さは、ネガティブストリップ時間ｔNが０．
１〜０．２秒付近で最小値を示すが、ネガティブストリ
ップ時間ｔNを０．１〜０．２秒にするには、鋳型の振
動数を大きくする必要がある。この点からも鋳型の振動
数を余り小さくすることはできない。一方、凝固シェル
の単位表面積当たりの溶融パウダの流入量は、鋳片引抜
き速度が増加するにしたがって減少する。
流入量は、ポジティブストリップ時間ｔｐを長くするほ
ど増加するが、ポジティブストリップ時間ｔｐを長くす
るには、鋳片引抜き速度、すなわち鋳造速度を一定とし
た場合、鋳型の振動数を小さくせざるを得ない。しか
し、鋳型の振動数を小さくすると、ネガティブストリッ
プ時の鋳型の下降速度が小さくなるので、凝固シェルに
付与される圧縮力が小さくなり、安定した鋳片引抜きが
行えないこととなる。したがって、鋳型の振動数は、余
り小さくすることはできない（学術振興会、製鋼第１９
委員会、凝固現象協議会、Ｎｏ．１０４３０（１９８２
年）参照）。また、鋳片表面に生じるオッシレーション
マークの深さは、ネガティブストリップ時間ｔNが０．
１〜０．２秒付近で最小値を示すが、ネガティブストリ
ップ時間ｔNを０．１〜０．２秒にするには、鋳型の振
動数を大きくする必要がある。この点からも鋳型の振動
数を余り小さくすることはできない。一方、凝固シェル
の単位表面積当たりの溶融パウダの流入量は、鋳片引抜
き速度が増加するにしたがって減少する。
【０００７】近年の油圧式オッシレータ導入により、オ
ッシレーション波形を描く自由度が増加して正弦波以外
のオッシレーション波形を自由に描ける特徴を活かし、
非正弦波を描く方法として、連続鋳造用鋳型をその振動
変位波形が同一の周波数および実質的に同一の振幅を有
する正弦波形から偏倚した、前記鋳型の振動変位および
振動速度が滑らかに変化する、下記（３）式によって表
される偏倚正弦波形となるように上下方向にオッシレー
ションさせている。 ｙ＝ａ1・ｓｉｎ２π・ｆ・ｔ＋ａ2・ｓｉｎ４π・ｆ・ｔ＋ａ3・ｓｉｎ６π・ ｆ・ｔ＋……… （３）式 ただし、ｙ：鋳型の変位（ｍｍ）、 ａ1、ａ2、ａ3………：振幅（ｍｍ）、 ｆ：振動数（サイクル／ｓｅｃ） ｔ：時間（ｓｅｃ）。 そして、前記鋳型を、その振動速度波形が正弦波形とな
るように上下方向に振動させた場合に比べて、 ネガティブストリップ期間の前記鋳型の最大下降速
度を大きくし、 ポジティブストリップ期間の前記鋳型の最大上昇速
度を小さくし、 ネガティブストリップ時間を短く、そして、 ポジティブストリップ時間を長くなるように調整
し、かつ、前記鋳型の振動加速度の大きさを、重力加速
度Ｇの０．６以下に限定する方法（特公平４−７９７４
４号公報）が提案されている。この特公平４−７９７４
４号公報に開示の方法は、フーリエ級数式を用いるもの
である。 上記フーリエ級数式とは、一般に下式で与えられる１次
〜ｎ次までの正弦波形の合成法である。
ッシレーション波形を描く自由度が増加して正弦波以外
のオッシレーション波形を自由に描ける特徴を活かし、
非正弦波を描く方法として、連続鋳造用鋳型をその振動
変位波形が同一の周波数および実質的に同一の振幅を有
する正弦波形から偏倚した、前記鋳型の振動変位および
振動速度が滑らかに変化する、下記（３）式によって表
される偏倚正弦波形となるように上下方向にオッシレー
ションさせている。 ｙ＝ａ1・ｓｉｎ２π・ｆ・ｔ＋ａ2・ｓｉｎ４π・ｆ・ｔ＋ａ3・ｓｉｎ６π・ ｆ・ｔ＋……… （３）式 ただし、ｙ：鋳型の変位（ｍｍ）、 ａ1、ａ2、ａ3………：振幅（ｍｍ）、 ｆ：振動数（サイクル／ｓｅｃ） ｔ：時間（ｓｅｃ）。 そして、前記鋳型を、その振動速度波形が正弦波形とな
るように上下方向に振動させた場合に比べて、 ネガティブストリップ期間の前記鋳型の最大下降速
度を大きくし、 ポジティブストリップ期間の前記鋳型の最大上昇速
度を小さくし、 ネガティブストリップ時間を短く、そして、 ポジティブストリップ時間を長くなるように調整
し、かつ、前記鋳型の振動加速度の大きさを、重力加速
度Ｇの０．６以下に限定する方法（特公平４−７９７４
４号公報）が提案されている。この特公平４−７９７４
４号公報に開示の方法は、フーリエ級数式を用いるもの
である。 上記フーリエ級数式とは、一般に下式で与えられる１次
〜ｎ次までの正弦波形の合成法である。
【０００８】
【数１】
【０００９】
【発明が解決しようとする課題】上記フーリエ級数式に
おいて各係数ａiは、オッシレーション波形の形状を決
定するものであるので、波形の形状に対応した定数を与
えなければならない。実機においては非正弦波形の形状
は、図１４ならびに（４）式に示される非ｓｉｎ歪率λ
で与えられるのが一般的である。 非ｓｉｎ歪率λ＝ｂ／ａ （４）式 非ｓｉｎ歪率λの増大は、例えば、特公平４−７９７４
４号公報やＣＡＭＰ−ＩＳＩＪ Ｖｏｌ．５（１９９
２）、Ｐ１２２１に述べられているように、モールドパ
ウダの流入量を増加させる作用があり、鋳型内潤滑性改
善に有効である。一方、非ｓｉｎ歪率λの急激な上昇
は、パウダ流入量を急激に増大させることから、λ＝０
の正弦波形から非正弦波形への移行は、連続的かつ緩や
かであることが望ましい。その理由は、パウダ流入量の
急激な増大はパウダの溶融・滓化に遅れを生じさせ、未
滓化パウダの噛み込み等のパウダ性欠陥の原因となるか
らである。
おいて各係数ａiは、オッシレーション波形の形状を決
定するものであるので、波形の形状に対応した定数を与
えなければならない。実機においては非正弦波形の形状
は、図１４ならびに（４）式に示される非ｓｉｎ歪率λ
で与えられるのが一般的である。 非ｓｉｎ歪率λ＝ｂ／ａ （４）式 非ｓｉｎ歪率λの増大は、例えば、特公平４−７９７４
４号公報やＣＡＭＰ−ＩＳＩＪ Ｖｏｌ．５（１９９
２）、Ｐ１２２１に述べられているように、モールドパ
ウダの流入量を増加させる作用があり、鋳型内潤滑性改
善に有効である。一方、非ｓｉｎ歪率λの急激な上昇
は、パウダ流入量を急激に増大させることから、λ＝０
の正弦波形から非正弦波形への移行は、連続的かつ緩や
かであることが望ましい。その理由は、パウダ流入量の
急激な増大はパウダの溶融・滓化に遅れを生じさせ、未
滓化パウダの噛み込み等のパウダ性欠陥の原因となるか
らである。
【００１０】一方、フーリエ級数式により非ｓｉｎ歪率
λを連続的に変化させるためには、最終目標の非ｓｉｎ
歪率に至るまでの多くの過渡的非ｓｉｎ歪率に対して係
数ａiを有するか、あるいは複雑な計算処理によって波
形の急激な変化を抑制することが必要である。実機にお
いてこれらを実行するためには、オッシレータ制御部に
係数ａiを多く記憶させておくか、あるいは複雑な計算
処理をさせる必要があるので、計算負荷が増大する。ま
た、オッシレータ制御部での複雑な計算処理は、内容の
伝承がなされ難くブラックボックス化し易い。上記理由
によって実機では、非ｓｉｎ歪率λ＝０の正弦波形から
非正弦波形への移行は、断続的に切換えられる場合が多
いという問題点を有している。
λを連続的に変化させるためには、最終目標の非ｓｉｎ
歪率に至るまでの多くの過渡的非ｓｉｎ歪率に対して係
数ａiを有するか、あるいは複雑な計算処理によって波
形の急激な変化を抑制することが必要である。実機にお
いてこれらを実行するためには、オッシレータ制御部に
係数ａiを多く記憶させておくか、あるいは複雑な計算
処理をさせる必要があるので、計算負荷が増大する。ま
た、オッシレータ制御部での複雑な計算処理は、内容の
伝承がなされ難くブラックボックス化し易い。上記理由
によって実機では、非ｓｉｎ歪率λ＝０の正弦波形から
非正弦波形への移行は、断続的に切換えられる場合が多
いという問題点を有している。
【００１１】この発明の目的は、上記従来技術の問題点
を解消し、複雑な計算処理を要することなく、正弦波形
から非正弦波形への移行を連続的、かつ緩やかに行うこ
とができる連続鋳造用鋳型の振動波形連続変更方法を提
供することにある。
を解消し、複雑な計算処理を要することなく、正弦波形
から非正弦波形への移行を連続的、かつ緩やかに行うこ
とができる連続鋳造用鋳型の振動波形連続変更方法を提
供することにある。
【００１２】
【課題を解決するための手段】本発明者らは、上記目的
を達成すべく鋭意試験研究を重ねた。その結果、非正弦
波形におけるオッシレーション変位ｙの演算に振動数−
時間パラメータＺを用い、かつＺを時間ｔの５次以上の
関数式とすることによって、任意の非ｓｉｎ歪率λに対
応する非正弦波形が簡単に得られ、正弦波形から目的と
する非正弦波形への移行を連続的、かつ緩やかに行うこ
とができることを究明し、この発明に到達した。
を達成すべく鋭意試験研究を重ねた。その結果、非正弦
波形におけるオッシレーション変位ｙの演算に振動数−
時間パラメータＺを用い、かつＺを時間ｔの５次以上の
関数式とすることによって、任意の非ｓｉｎ歪率λに対
応する非正弦波形が簡単に得られ、正弦波形から目的と
する非正弦波形への移行を連続的、かつ緩やかに行うこ
とができることを究明し、この発明に到達した。
【００１３】すなわちこの発明は、連続鋳造用鋳型の振
動波形連続変更方法において、鋳型の振動変位波形を、
Zが時間tの5次以上の関数式の下記式によって表される
波形となるよう、鋳型を上下振動させることを特徴とす
る連続鋳造用鋳型の振動波形連続変更方法。
動波形連続変更方法において、鋳型の振動変位波形を、
Zが時間tの5次以上の関数式の下記式によって表される
波形となるよう、鋳型を上下振動させることを特徴とす
る連続鋳造用鋳型の振動波形連続変更方法。
【００１４】
【作用】波形におけるオッシレーション変位ｙは、 ｙ＝Ｓ／２×ｓｉｎＺπ （５）式 ただし、Ｓ：振幅 Ｚ：振動数−時間パラメータ（０≦Ｚ≦２） で与えられる。一方、非ｓｉｎ歪率λ＝０の正弦波形の
とき、オッシレーション変位ｙは、 ｙ＝Ｓ／２×ｓｉｎ２π・ｆ0・ｔ （６）式 ただし、Ｓ：振幅 ｆ0：振動数 ｔ：時間 で与えられる。
とき、オッシレーション変位ｙは、 ｙ＝Ｓ／２×ｓｉｎ２π・ｆ0・ｔ （６）式 ただし、Ｓ：振幅 ｆ0：振動数 ｔ：時間 で与えられる。
【００１５】上記（５）式、（６）式の比較から正弦波
形の場合は、 Ｚ＝２ｆ0・ｔ （７）式 で表される。非正弦波形は、振動数が時間の関数として
変化する波形と考えることができる。このことは、例え
ば、前記図１４の非正弦波形の場合、上昇過程は小さな
振動数へ、下降過程は大きな振動数へと振動数が連続的
に変化している正弦波形と考えることができる。このと
き、時間関数として連続的に変化する振動数をＦとおく
と、非正弦波形の場合、 Ｚ＝２・Ｆ・ｔ （８）式 と表される。したがって、正弦波形の場合のオッシレー
ション変位ｙとＺとの対応は、図９に示すとおりで、非
正弦波形の場合のオッシレーション変位ｙとＺとの対応
は、図１０に示すとおりである。Ｚの満たすべき条件
は、ｔ＝０のとき Ｚ＝０、ｔ＝（１＋λ）／４ｆ0
のとき Ｚ＝０．５、ｔ＝１／２ｆ0のとき Ｚ＝
１．０、ｔ＝（３−λ）／４ｆ0のとき Ｚ＝１．
５、ｔ＝１／ｆ0のとき Ｚ＝２．０の５点を通る滑
らかな曲線で、かつ、０≦ｔ≦１／ｆ0において、０≦
Ｚ≦２を満たすことである。振動数−時間パラメータＺ
が上記条件を満たす曲線であるためには、Ｚは時間ｔの
５次以上の関数式でなければならない。
形の場合は、 Ｚ＝２ｆ0・ｔ （７）式 で表される。非正弦波形は、振動数が時間の関数として
変化する波形と考えることができる。このことは、例え
ば、前記図１４の非正弦波形の場合、上昇過程は小さな
振動数へ、下降過程は大きな振動数へと振動数が連続的
に変化している正弦波形と考えることができる。このと
き、時間関数として連続的に変化する振動数をＦとおく
と、非正弦波形の場合、 Ｚ＝２・Ｆ・ｔ （８）式 と表される。したがって、正弦波形の場合のオッシレー
ション変位ｙとＺとの対応は、図９に示すとおりで、非
正弦波形の場合のオッシレーション変位ｙとＺとの対応
は、図１０に示すとおりである。Ｚの満たすべき条件
は、ｔ＝０のとき Ｚ＝０、ｔ＝（１＋λ）／４ｆ0
のとき Ｚ＝０．５、ｔ＝１／２ｆ0のとき Ｚ＝
１．０、ｔ＝（３−λ）／４ｆ0のとき Ｚ＝１．
５、ｔ＝１／ｆ0のとき Ｚ＝２．０の５点を通る滑
らかな曲線で、かつ、０≦ｔ≦１／ｆ0において、０≦
Ｚ≦２を満たすことである。振動数−時間パラメータＺ
が上記条件を満たす曲線であるためには、Ｚは時間ｔの
５次以上の関数式でなければならない。
【００１６】オッシレーション変位ｙを前記（５）式で
表したとき、振動数−時間パラメータＺは、正弦波時に
は図９上段に示すとおり直線（Ｚ＝２ｆ0ｔ）、非正弦
波時には図１０上段に示すとおり曲線（Ｚ＝２Ｆｔ）と
なる。したがって、使用するオッシレータにおける非ｓ
ｉｎ歪率λの最大値λ1のときの振動数−時間パラメー
タＺ1を５次以上の時間関数として求めておくと、最大
非ｓｉｎ歪率λ1に至るまでの過渡的段階（０≦λ≦
λ1）におけるＺは、以下のように簡単に算出できる。 Ｚ＝１／λ1×｛（λ1−λ）×２ｆ0ｔ＋λ×Ｚ1｝ （９）式 （ここで、２ｆ0ｔ：正弦波時のＺ） （９）式により求めたＺの値を（５）式に代入すると、
０≦λ≦λ1における任意の非ｓｉｎ歪率λに対応する
オッシレーション変位ｙを求めることができる。このよ
うに振動数−時間パラメータＺを用いると、任意の非ｓ
ｉｎ歪率λに対応する非正弦波形が簡単に得られるの
で、正弦波形（λ＝０）から目的とする非正弦波形（０
≦λ≦λ1）への移行を連続的に行うことができる。振
動数−時間パラメータＺを用いると波形の変更が容易に
行えるのは、前記オッシレーション変位ｙの式、 ｙ＝Ｓ／２×ｓｉｎＺπ （５）式 が簡単な構成であることに起因している。
表したとき、振動数−時間パラメータＺは、正弦波時に
は図９上段に示すとおり直線（Ｚ＝２ｆ0ｔ）、非正弦
波時には図１０上段に示すとおり曲線（Ｚ＝２Ｆｔ）と
なる。したがって、使用するオッシレータにおける非ｓ
ｉｎ歪率λの最大値λ1のときの振動数−時間パラメー
タＺ1を５次以上の時間関数として求めておくと、最大
非ｓｉｎ歪率λ1に至るまでの過渡的段階（０≦λ≦
λ1）におけるＺは、以下のように簡単に算出できる。 Ｚ＝１／λ1×｛（λ1−λ）×２ｆ0ｔ＋λ×Ｚ1｝ （９）式 （ここで、２ｆ0ｔ：正弦波時のＺ） （９）式により求めたＺの値を（５）式に代入すると、
０≦λ≦λ1における任意の非ｓｉｎ歪率λに対応する
オッシレーション変位ｙを求めることができる。このよ
うに振動数−時間パラメータＺを用いると、任意の非ｓ
ｉｎ歪率λに対応する非正弦波形が簡単に得られるの
で、正弦波形（λ＝０）から目的とする非正弦波形（０
≦λ≦λ1）への移行を連続的に行うことができる。振
動数−時間パラメータＺを用いると波形の変更が容易に
行えるのは、前記オッシレーション変位ｙの式、 ｙ＝Ｓ／２×ｓｉｎＺπ （５）式 が簡単な構成であることに起因している。
【００１７】従来のフーリエ級数式を用いた計算法は、
前記（１）式に示されるように１〜ｎ次までの正弦波形
の合成法であり、係数ａ1〜ａnにより直接オッシレーシ
ョン変位ｙを決定する方法である。このように直接オッ
シレーション変位ｙを求める場合には、任意の非ｓｉｎ
歪率λに対応した波形を得るために全ての非ｓｉｎ歪率
λに対応する係数ａ1〜ａnを求めておかなければならな
い。これは、オッシレーション変位ｙの波形の簡単な合
成によっては目的とする波形を得ることができないから
である。例えば、非ｓｉｎ歪率λ＝０とλ＝０．４５の
場合のフーリエ級数式により求めたオッシレーション波
形（変位）を図１１に示すが、図１１中に破線で示すλ
＝０とλ＝０．４５の変位の平均値は、λ＝０、λ＝
０．４５とは振幅が異なる波形となり、非ｓｉｎ歪率λ
＝０からλ＝０．４５へ至る過渡的波形とはなり得ない
ことが明白である。
前記（１）式に示されるように１〜ｎ次までの正弦波形
の合成法であり、係数ａ1〜ａnにより直接オッシレーシ
ョン変位ｙを決定する方法である。このように直接オッ
シレーション変位ｙを求める場合には、任意の非ｓｉｎ
歪率λに対応した波形を得るために全ての非ｓｉｎ歪率
λに対応する係数ａ1〜ａnを求めておかなければならな
い。これは、オッシレーション変位ｙの波形の簡単な合
成によっては目的とする波形を得ることができないから
である。例えば、非ｓｉｎ歪率λ＝０とλ＝０．４５の
場合のフーリエ級数式により求めたオッシレーション波
形（変位）を図１１に示すが、図１１中に破線で示すλ
＝０とλ＝０．４５の変位の平均値は、λ＝０、λ＝
０．４５とは振幅が異なる波形となり、非ｓｉｎ歪率λ
＝０からλ＝０．４５へ至る過渡的波形とはなり得ない
ことが明白である。
【００１８】これに対しこの発明方法によれば、振動数
−時間パラメータＺを単純に合成すれば、任意の非ｓｉ
ｎ歪率λに対応するオッシレーション波形（変位）を得
ることができる。例えば、図１２に破線で示す非ｓｉｎ
歪率λ＝０の場合のＺ■=0とλ＝０．４５の場合のＺ
■=0.45の変位の平均値Ｚ＝（Ｚ■=0＋Ｚ■=0.45）／２
を、前記（５）式に代入して得られる波形は、図１３に
破線で示すとおり、非ｓｉｎ歪率λ＝０からλ＝０．４
５へ至る過渡的波形である。前記したとおり、一般に非
ｓｉｎ歪率λ＝０からλ＝λ1に至るまでの過渡的段階
（０≦λ≦λ1）における振動数−時間パラメータＺ
は、前記（９）式によって算出できる。 Ｚ＝１／λ1×｛（λ1−λ）×２ｆ0ｔ＋λ×Ｚ1｝ （９）式 ここで、Ｚ1：λ＝λ1におけるＺ ２ｆ0ｔ：正弦波時のＺ（Ｚ■=0） また、数学的には、任意の非ｓｉｎ歪率λに対応する振
動数−時間パラメータＺを直接計算することも可能であ
る。
−時間パラメータＺを単純に合成すれば、任意の非ｓｉ
ｎ歪率λに対応するオッシレーション波形（変位）を得
ることができる。例えば、図１２に破線で示す非ｓｉｎ
歪率λ＝０の場合のＺ■=0とλ＝０．４５の場合のＺ
■=0.45の変位の平均値Ｚ＝（Ｚ■=0＋Ｚ■=0.45）／２
を、前記（５）式に代入して得られる波形は、図１３に
破線で示すとおり、非ｓｉｎ歪率λ＝０からλ＝０．４
５へ至る過渡的波形である。前記したとおり、一般に非
ｓｉｎ歪率λ＝０からλ＝λ1に至るまでの過渡的段階
（０≦λ≦λ1）における振動数−時間パラメータＺ
は、前記（９）式によって算出できる。 Ｚ＝１／λ1×｛（λ1−λ）×２ｆ0ｔ＋λ×Ｚ1｝ （９）式 ここで、Ｚ1：λ＝λ1におけるＺ ２ｆ0ｔ：正弦波時のＺ（Ｚ■=0） また、数学的には、任意の非ｓｉｎ歪率λに対応する振
動数−時間パラメータＺを直接計算することも可能であ
る。
【００１９】
実施例１ オッシレーション変位 ｙ＝Ｓ／２×ｓｉｎＺπ オッシレータにおける非ｓｉｎ歪率の最大値λ1＝０．
４５ λ＝λ1のときの振動数−時間パラメータＺ1を、 Ｚ1＝ａＸ11＋ｂＸ9＋ｃＸ7＋ｄＸ5＋ｅＸ3＋ｆＸ＋１ ただし、Ｘ＝２ｆ0ｔ−１ ａ＝−０．０５１５７３、 ｂ＝２．５０４７、 ｃ＝
−５．０５００ ｄ＝５．４５７４ ｅ＝−３．４４６１、 ｆ＝
２．０４９７ ｆ0：振動数 ｔ：時間 とすれば、任意の非ｓｉｎ歪率λ（０≦λ≦０．４５）
における振動数−時間パラメータＺは、前記（９）式 Ｚ＝１／λ×｛（λ1−λ）×２ｆ0ｔ＋λ×Ｚ1｝ として自由に求めることができる。例えば、振動数ｆ0
＝２６０サイクル／ｍｉｎ、振幅Ｓ＝６ｍｍ、非ｓｉｎ
歪率の最大値λ1＝０．４５の場合の時間ｔと、鋳型の
変位、振動速度および振動加速度との関係は、図１に示
すとおりとなる。
４５ λ＝λ1のときの振動数−時間パラメータＺ1を、 Ｚ1＝ａＸ11＋ｂＸ9＋ｃＸ7＋ｄＸ5＋ｅＸ3＋ｆＸ＋１ ただし、Ｘ＝２ｆ0ｔ−１ ａ＝−０．０５１５７３、 ｂ＝２．５０４７、 ｃ＝
−５．０５００ ｄ＝５．４５７４ ｅ＝−３．４４６１、 ｆ＝
２．０４９７ ｆ0：振動数 ｔ：時間 とすれば、任意の非ｓｉｎ歪率λ（０≦λ≦０．４５）
における振動数−時間パラメータＺは、前記（９）式 Ｚ＝１／λ×｛（λ1−λ）×２ｆ0ｔ＋λ×Ｚ1｝ として自由に求めることができる。例えば、振動数ｆ0
＝２６０サイクル／ｍｉｎ、振幅Ｓ＝６ｍｍ、非ｓｉｎ
歪率の最大値λ1＝０．４５の場合の時間ｔと、鋳型の
変位、振動速度および振動加速度との関係は、図１に示
すとおりとなる。
【００２０】実施例２ 任意の非ｓｉｎ歪率λ（０≦λ≦０．４５）における振
動数−時間パラメータＺを直接計算する場合には、 オッシレーション変位 ｙ＝Ｓ／２×ｓｉｎＺπ Ｚ5＝ａＸ5＋ｂＸ4＋ｃＸ3＋ｄＸ2＋ｅＸ Ｍ＝（１＋λ）／２ Ｎ＝（３−λ）／２ Ｅ＝Ｍ3−３Ｍ2＋３Ｍ Ｆ＝−Ｍ3＋３Ｍ2−２Ｍ Ｇ＝Ｍ5−１１Ｍ3＋１８Ｍ2−８Ｍ Ｈ＝Ｍ4−４Ｍ3
＋５Ｍ2−２Ｍ Ｉ＝Ｎ3−３Ｎ2＋３Ｎ Ｊ＝−Ｎ3＋３Ｎ2−２Ｎ Ｋ＝Ｎ5−１１Ｎ3＋１８Ｎ2−８Ｎ Ｌ＝Ｎ4−４Ｎ3
＋５Ｎ2−２Ｎ ａ＝｛Ｈ（１．５−Ｉ−Ｊ・ｐ）−Ｌ（０．５−Ｅ−Ｆ
・ｐ）｝／（Ｈ・Ｋ−Ｌ・Ｇ） ｂ＝（０．５−Ｅ−Ｆ・ｐ−Ｇ・ａ）／Ｈ ｃ＝−１１ａ−４ｂ＋１−ｐ ｄ＝−１５ａ−７ｂ−３ｃ ｅ＝１−ａ−ｂ−ｃ−ｄ ｐ＝１．９２ Ｘ＝２ｆ0ｔ ここで、λ：非ｓｉｎ歪率 ｆ0：振動数 ｔ：時間 Ｚ1＝（２ｆ0）／（１＋λ）×ｔ ［０≦ｔ≦（１
＋λ）／（４ｆ0）］ Ｚ1＝２（ｆ0ｔ＋λ）／（１＋λ） ［（３−
λ）／（４ｆ0）≦ｔ≦１／ｆ0］ 以上のようにＺ5、Ｚ1を定めたときのＺを、 Ｚ＝ｑＺ1＋（１−ｑ）Ｚ5 ［０≦ｔ≦（１＋λ）
／（４ｆ0）］ Ｚ＝Ｚ5 ［（１＋λ）／（４ｆ0）≦ｔ
≦（３−λ）／（４ｆ0）］ Ｚ＝ｒＺ1＋（１−ｒ）Ｚ5 ［（３−λ）／（４ｆ
0）≦ｔ≦１／（２ｆ0）］ ｑ＝０．５ｃｏｓ（４ｆ0）／（１＋λ）×ｔπ＋０．
５ ｒ＝０．５ｃｏｓ（４ｆ0）／（１＋λ）×（ｔ−１／
ｆ0）π＋０．５ とすれば、振動数ｆ0＝２６０サイクル／ｍｉｎ、振幅
Ｓ＝６ｍｍ、非ｓｉｎ歪率の最大値λ1＝０．４５の場
合の時間ｔと、鋳型の変位、振動速度および振動加速度
との関係は、図２に示すとおりとなる。
動数−時間パラメータＺを直接計算する場合には、 オッシレーション変位 ｙ＝Ｓ／２×ｓｉｎＺπ Ｚ5＝ａＸ5＋ｂＸ4＋ｃＸ3＋ｄＸ2＋ｅＸ Ｍ＝（１＋λ）／２ Ｎ＝（３−λ）／２ Ｅ＝Ｍ3−３Ｍ2＋３Ｍ Ｆ＝−Ｍ3＋３Ｍ2−２Ｍ Ｇ＝Ｍ5−１１Ｍ3＋１８Ｍ2−８Ｍ Ｈ＝Ｍ4−４Ｍ3
＋５Ｍ2−２Ｍ Ｉ＝Ｎ3−３Ｎ2＋３Ｎ Ｊ＝−Ｎ3＋３Ｎ2−２Ｎ Ｋ＝Ｎ5−１１Ｎ3＋１８Ｎ2−８Ｎ Ｌ＝Ｎ4−４Ｎ3
＋５Ｎ2−２Ｎ ａ＝｛Ｈ（１．５−Ｉ−Ｊ・ｐ）−Ｌ（０．５−Ｅ−Ｆ
・ｐ）｝／（Ｈ・Ｋ−Ｌ・Ｇ） ｂ＝（０．５−Ｅ−Ｆ・ｐ−Ｇ・ａ）／Ｈ ｃ＝−１１ａ−４ｂ＋１−ｐ ｄ＝−１５ａ−７ｂ−３ｃ ｅ＝１−ａ−ｂ−ｃ−ｄ ｐ＝１．９２ Ｘ＝２ｆ0ｔ ここで、λ：非ｓｉｎ歪率 ｆ0：振動数 ｔ：時間 Ｚ1＝（２ｆ0）／（１＋λ）×ｔ ［０≦ｔ≦（１
＋λ）／（４ｆ0）］ Ｚ1＝２（ｆ0ｔ＋λ）／（１＋λ） ［（３−
λ）／（４ｆ0）≦ｔ≦１／ｆ0］ 以上のようにＺ5、Ｚ1を定めたときのＺを、 Ｚ＝ｑＺ1＋（１−ｑ）Ｚ5 ［０≦ｔ≦（１＋λ）
／（４ｆ0）］ Ｚ＝Ｚ5 ［（１＋λ）／（４ｆ0）≦ｔ
≦（３−λ）／（４ｆ0）］ Ｚ＝ｒＺ1＋（１−ｒ）Ｚ5 ［（３−λ）／（４ｆ
0）≦ｔ≦１／（２ｆ0）］ ｑ＝０．５ｃｏｓ（４ｆ0）／（１＋λ）×ｔπ＋０．
５ ｒ＝０．５ｃｏｓ（４ｆ0）／（１＋λ）×（ｔ−１／
ｆ0）π＋０．５ とすれば、振動数ｆ0＝２６０サイクル／ｍｉｎ、振幅
Ｓ＝６ｍｍ、非ｓｉｎ歪率の最大値λ1＝０．４５の場
合の時間ｔと、鋳型の変位、振動速度および振動加速度
との関係は、図２に示すとおりとなる。
【００２１】比較例１ オッシレーション変位 ｙ＝Ｓ／２×ｓｉｎＺπ Ｚ＝ａＸ3＋ｂＸ2＋ｃＸ Ｘ＝２ｆ0ｔ ａ＝（０．５−Ｍ）／Ｆ Ｍ＝（１＋λ）／２
Ｆ＝Ｍ3−３Ｍ2＋２Ｍ ｂ＝−３ａ ｃ＝１＋２ａ の場合においては、図３に示すとおり、Ｚは、０≦Ｚ≦
２を満たすことができず、また、図４に示すとおり、オ
ッシレーション変位ｙの波形はいびつな波形となる。す
なわち、振動数−時間パラメータＺは、時間ｔの５次以
上の関数式でなければ、Ｚの満たすべき条件を満足しな
いのである。
Ｆ＝Ｍ3−３Ｍ2＋２Ｍ ｂ＝−３ａ ｃ＝１＋２ａ の場合においては、図３に示すとおり、Ｚは、０≦Ｚ≦
２を満たすことができず、また、図４に示すとおり、オ
ッシレーション変位ｙの波形はいびつな波形となる。す
なわち、振動数−時間パラメータＺは、時間ｔの５次以
上の関数式でなければ、Ｚの満たすべき条件を満足しな
いのである。
【００２２】比較例２ ５次までのフーリエ級数式を用いた計算により、非ｓｉ
ｎ歪率の最大値λ＝０．４５の波形を得る場合におい
て、任意のλに対応する波形を得るためには、係数ａ1
〜ａ5を全てのλに対して無数に定めておく必要があ
る。下記５次までのフーリエ級数式を用いた計算法で
は、振動数ｆ0＝２６０サイクル／ｍｉｎ、振幅Ｓ＝６
ｍｍ、非ｓｉｎ歪率の最大値λ1＝０．４５の場合の時
間ｔと、鋳型の変位、振動速度および振動加速度との関
係は、図５に示すとおりとなる。
ｎ歪率の最大値λ＝０．４５の波形を得る場合におい
て、任意のλに対応する波形を得るためには、係数ａ1
〜ａ5を全てのλに対して無数に定めておく必要があ
る。下記５次までのフーリエ級数式を用いた計算法で
は、振動数ｆ0＝２６０サイクル／ｍｉｎ、振幅Ｓ＝６
ｍｍ、非ｓｉｎ歪率の最大値λ1＝０．４５の場合の時
間ｔと、鋳型の変位、振動速度および振動加速度との関
係は、図５に示すとおりとなる。
【００２３】
【数２】
【００２４】ただし、ａ1＝０．８６７５、 ａ2＝−
０．３０１２、 ａ2＝−０．３０１２ ａ3＝０．１１９１、 ａ4＝−０．０３９３、 ａ
5＝０．００７８ Ｓ：振幅、 ｆ0：振動数、 ｔ：時間。
０．３０１２、 ａ2＝−０．３０１２ ａ3＝０．１１９１、 ａ4＝−０．０３９３、 ａ
5＝０．００７８ Ｓ：振幅、 ｆ0：振動数、 ｔ：時間。
【００２５】実施例３ オッシレーション波形を正弦波形から非正弦波形に切替
え時には、鋳型と鋳片間に流入するパウダー流入量が急
激に増大するため、モールドパウダーの溶融・滓化がそ
れに追従せず、未溶融・滓化のモールドパウダーの噛み
込みによる表面欠陥発生率が上昇する。また、オッシレ
ーション波形を正弦波形から非正弦波形に切替え時に
は、鋳型の加速度が急激に変化するため、オッシレータ
のベアリング摩耗が増大する。そこで、厚さ１００ｍ
ｍ、幅１０００ｍｍの炭素鋼スラブを、引抜き速度１．
８〜２．４ｍ／ｍｉｎ、溶鋼過熱度２５〜４０℃で連続
鋳造するに当たり、鋳型に振動数２６０サイクル／ｍｉ
ｎ、振幅６ｍｍで、図６に実線で示すように前記実施例
１の方法により、非ｓｉｎ歪率を０から０．４５まで連
続的に変化させた場合と、図６に破線で示すように前記
比較例２の方法により、非ｓｉｎ歪率を０から０．４５
まで断続的に切替えた場合のそれぞれについて、得られ
た鋳片のパウダー性表面欠陥発生率とオッシレータのベ
アリング摩耗量とを比較した。その結果を図７および図
８に示す。
え時には、鋳型と鋳片間に流入するパウダー流入量が急
激に増大するため、モールドパウダーの溶融・滓化がそ
れに追従せず、未溶融・滓化のモールドパウダーの噛み
込みによる表面欠陥発生率が上昇する。また、オッシレ
ーション波形を正弦波形から非正弦波形に切替え時に
は、鋳型の加速度が急激に変化するため、オッシレータ
のベアリング摩耗が増大する。そこで、厚さ１００ｍ
ｍ、幅１０００ｍｍの炭素鋼スラブを、引抜き速度１．
８〜２．４ｍ／ｍｉｎ、溶鋼過熱度２５〜４０℃で連続
鋳造するに当たり、鋳型に振動数２６０サイクル／ｍｉ
ｎ、振幅６ｍｍで、図６に実線で示すように前記実施例
１の方法により、非ｓｉｎ歪率を０から０．４５まで連
続的に変化させた場合と、図６に破線で示すように前記
比較例２の方法により、非ｓｉｎ歪率を０から０．４５
まで断続的に切替えた場合のそれぞれについて、得られ
た鋳片のパウダー性表面欠陥発生率とオッシレータのベ
アリング摩耗量とを比較した。その結果を図７および図
８に示す。
【００２６】図７、図８に示すとおり、前記実施例１の
方法により非ｓｉｎ歪率を０から０．４５まで連続的に
変化させた場合は、比較例２の方法により非ｓｉｎ歪率
を０から０．４５まで断続的に切替えた場合に比較し、
パウダー性表面欠陥発生率ならびにオッシレータのベア
リング摩耗量共に少ないことが明らかである。
方法により非ｓｉｎ歪率を０から０．４５まで連続的に
変化させた場合は、比較例２の方法により非ｓｉｎ歪率
を０から０．４５まで断続的に切替えた場合に比較し、
パウダー性表面欠陥発生率ならびにオッシレータのベア
リング摩耗量共に少ないことが明らかである。
【００２７】
【発明の効果】以上述べたとおり、この発明方法におい
ては、複雑な計算を要することなく、正弦波形から非正
弦波形への移行を連続的に実施でき、従来法に比較しパ
ウダー性表面欠陥発生率ならびにオッシレータのベアリ
ング摩耗量を減少することができる。
ては、複雑な計算を要することなく、正弦波形から非正
弦波形への移行を連続的に実施でき、従来法に比較しパ
ウダー性表面欠陥発生率ならびにオッシレータのベアリ
ング摩耗量を減少することができる。
【図１】実施例１により得られた振動数ｆ0＝２６０サ
イクル／ｍｉｎ、振幅Ｓ＝６ｍｍ、非ｓｉｎ歪率の最大
値λ1＝０．４５の場合の時間ｔと、鋳型の変位、振動
速度および振動加速度との関係を示すグラフである。
イクル／ｍｉｎ、振幅Ｓ＝６ｍｍ、非ｓｉｎ歪率の最大
値λ1＝０．４５の場合の時間ｔと、鋳型の変位、振動
速度および振動加速度との関係を示すグラフである。
【図２】実施例２により得られた振動数ｆ0＝２６０サ
イクル／ｍｉｎ、振幅Ｓ＝６ｍｍ、非ｓｉｎ歪率の最大
値λ1＝０．４５の場合の時間と、鋳型の変位、振動速
度および振動加速度との関係を示すグラフである。
イクル／ｍｉｎ、振幅Ｓ＝６ｍｍ、非ｓｉｎ歪率の最大
値λ1＝０．４５の場合の時間と、鋳型の変位、振動速
度および振動加速度との関係を示すグラフである。
【図３】比較例１により得られた振動数ｆ0＝２６０サ
イクル／ｍｉｎ、振幅Ｓ＝６ｍｍ、非ｓｉｎ歪率の最大
値λ1＝０．４５の場合の時間ｔと振動数−時間パラメ
ータＺとの関係を示すグラフである。
イクル／ｍｉｎ、振幅Ｓ＝６ｍｍ、非ｓｉｎ歪率の最大
値λ1＝０．４５の場合の時間ｔと振動数−時間パラメ
ータＺとの関係を示すグラフである。
【図４】比較例１により得られた振動数ｆ0＝２６０サ
イクル／ｍｉｎ、振幅Ｓ＝６ｍｍ、非ｓｉｎ歪率の最大
値λ1＝０．４５の場合の時間ｔと鋳型の変位ｙとの関
係を示すグラフである。
イクル／ｍｉｎ、振幅Ｓ＝６ｍｍ、非ｓｉｎ歪率の最大
値λ1＝０．４５の場合の時間ｔと鋳型の変位ｙとの関
係を示すグラフである。
【図５】比較例２により得られた振動数ｆ0＝２６０サ
イクル／ｍｉｎ、振幅Ｓ＝６ｍｍ、非ｓｉｎ歪率の最大
値λ1＝０．４５の場合の時間と、鋳型の変位、振動速
度および振動加速度との関係を示すグラフである。
イクル／ｍｉｎ、振幅Ｓ＝６ｍｍ、非ｓｉｎ歪率の最大
値λ1＝０．４５の場合の時間と、鋳型の変位、振動速
度および振動加速度との関係を示すグラフである。
【図６】実施例３における非ｓｉｎ歪率λ変更パターン
を示すグラフである。
を示すグラフである。
【図７】実施例３におけるパウダー性表面欠陥発生率の
比較を示すグラフである。
比較を示すグラフである。
【図８】実施例３におけるオッシレータのベアリング摩
耗量の比較を示すグラフである。
耗量の比較を示すグラフである。
【図９】正弦波形の時間ｔと、変位ｙおよび振動数−時
間パラメータＺとの関係を示すグラフである。
間パラメータＺとの関係を示すグラフである。
【図１０】非正弦波形の時間ｔと、変位ｙおよび振動数
−時間パラメータＺとの関係を示すグラフである。
−時間パラメータＺとの関係を示すグラフである。
【図１１】非ｓｉｎ歪率λ＝０とλ＝０．４５の時の時
間ｔと変位ｙとの関係を示すグラフである。
間ｔと変位ｙとの関係を示すグラフである。
【図１２】非ｓｉｎ歪率λ＝０の場合のＺ■=0とＺ
■=0.45の平均値（Ｚ■=0＋Ｚ■=0.45）／２の時間ｔと
振動数−時間パラメータＺとの関係を示すグラフであ
る。
■=0.45の平均値（Ｚ■=0＋Ｚ■=0.45）／２の時間ｔと
振動数−時間パラメータＺとの関係を示すグラフであ
る。
【図１３】非ｓｉｎ歪率λ＝０の場合のＺ■=0とＺ
■=0.45の平均値（Ｚ■=0＋Ｚ■=0.45）／２をｙ＝Ｓ／
２×ｓｉｎＺπに代入して得られる波形の時間ｔと変位
ｙとの関係を示すグラフである。
■=0.45の平均値（Ｚ■=0＋Ｚ■=0.45）／２をｙ＝Ｓ／
２×ｓｉｎＺπに代入して得られる波形の時間ｔと変位
ｙとの関係を示すグラフである。
【図１４】オッシレーション波形の正弦波形、非正弦波
形の時間と変位との関係を示すグラフである。
形の時間と変位との関係を示すグラフである。
───────────────────────────────────────────────────── フロントページの続き (56)参考文献 特開 平１−150437（ＪＰ，Ａ) 特開 平７−251251（ＪＰ，Ａ) 特開 平８−192255（ＪＰ，Ａ) 特開 平８−150454（ＪＰ，Ａ) 特開 平６−198407（ＪＰ，Ａ) 特開 昭62−296945（ＪＰ，Ａ) 特開 昭60−87955（ＪＰ，Ａ) 特開 昭57−190760（ＪＰ，Ａ) (58)調査した分野(Int.Cl.7，ＤＢ名) B22D 11/16 105 B22D 11/04 315
Claims (1)
- 【請求項１】 連続鋳造用鋳型の振動波形連続変更方法
において、鋳型の振動変位波形を、Zが時間tの5次以上
の関数式の下記式によって表される波形となるよう、鋳
型を上下振動させることを特徴とする連続鋳造用鋳型の
振動波形連続変更方法。
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP7070975A JP3008808B2 (ja) | 1995-03-02 | 1995-03-02 | 連続鋳造用鋳型の振動波形連続変更方法 |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP7070975A JP3008808B2 (ja) | 1995-03-02 | 1995-03-02 | 連続鋳造用鋳型の振動波形連続変更方法 |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPH08238551A JPH08238551A (ja) | 1996-09-17 |
| JP3008808B2 true JP3008808B2 (ja) | 2000-02-14 |
Family
ID=13447040
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP7070975A Expired - Fee Related JP3008808B2 (ja) | 1995-03-02 | 1995-03-02 | 連続鋳造用鋳型の振動波形連続変更方法 |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JP3008808B2 (ja) |
Families Citing this family (5)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| SE0101984D0 (sv) | 2001-05-31 | 2001-05-31 | Skf Ab | A device, computer program product and method for indicating a function deviation of one or more details of manufacturing equipment using frequency component analyses |
| CN102847894B (zh) * | 2012-09-11 | 2014-06-25 | 中冶南方工程技术有限公司 | 一种波形可调的连铸结晶器非正弦振动方法 |
| CN104249133A (zh) * | 2013-06-26 | 2014-12-31 | 宝山钢铁股份有限公司 | 连铸结晶器液压振动方法 |
| CN114012054B (zh) * | 2021-11-08 | 2023-06-09 | 河北农业大学 | 连铸结晶器非正弦振动方法 |
| CN115106497A (zh) * | 2022-06-14 | 2022-09-27 | 河钢乐亭钢铁有限公司 | 一种控制连铸板坯振痕缺陷的方法 |
-
1995
- 1995-03-02 JP JP7070975A patent/JP3008808B2/ja not_active Expired - Fee Related
Also Published As
| Publication number | Publication date |
|---|---|
| JPH08238551A (ja) | 1996-09-17 |
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Legal Events
| Date | Code | Title | Description |
|---|---|---|---|
| LAPS | Cancellation because of no payment of annual fees |