JP5266154B2 - Rectifying structure that suppresses drift caused by opening and closing of slide plate - Google Patents
Rectifying structure that suppresses drift caused by opening and closing of slide plate Download PDFInfo
- Publication number
- JP5266154B2 JP5266154B2 JP2009169212A JP2009169212A JP5266154B2 JP 5266154 B2 JP5266154 B2 JP 5266154B2 JP 2009169212 A JP2009169212 A JP 2009169212A JP 2009169212 A JP2009169212 A JP 2009169212A JP 5266154 B2 JP5266154 B2 JP 5266154B2
- Authority
- JP
- Japan
- Prior art keywords
- molten steel
- mold
- inner tube
- drift
- immersion nozzle
- 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.)
- Expired - Fee Related
Links
Images
Landscapes
- Continuous Casting (AREA)
- Casting Support Devices, Ladles, And Melt Control Thereby (AREA)
Abstract
Description
本発明は、連続鋳造で使用するスライドプレート方式の流量調整ユニットの下流側に接続される整流構造に関する。 The present invention relates to a rectifying structure connected to a downstream side of a flow rate adjustment unit of a slide plate type used in continuous casting.
従来、流量調整ユニットと浸漬ノズルとの間に中間ノズルなどの整流構造を設けた技術が種々提案されている(例えば、特許文献1参照)。 Conventionally, various techniques have been proposed in which a rectifying structure such as an intermediate nozzle is provided between a flow rate adjusting unit and an immersion nozzle (see, for example, Patent Document 1).
上記特許文献1では、スライドバルブ(流量調整ユニット)のスライドプレートの開閉に起因して、浸漬ノズル内における溶鋼の流動がスライドプレートの開閉方向に不均一になる。このため、スライドプレートの開閉方向が鋳型幅方向の場合には、鋳型内において鋳型幅方向の偏流につながっていた。この偏流が発生すると、鋳型コーナー部で局所的に強い流れが発生し、鋳型コーナー部におけるシェルの再溶解を促し、凝固遅れを発生させてしまう。その結果、鋳片のブレークアウトの発生につながるおそれがあった。 In Patent Document 1, due to the opening and closing of the slide plate of the slide valve (flow rate adjusting unit), the flow of molten steel in the immersion nozzle becomes uneven in the opening and closing direction of the slide plate. For this reason, when the opening and closing direction of the slide plate is the mold width direction, it is connected to the drift in the mold width direction in the mold. When this uneven flow occurs, a strong local flow is generated at the mold corner, which promotes remelting of the shell at the mold corner and causes a solidification delay. As a result, there is a risk of slab breakout.
そこで、この発明は、上記のような課題を解決するためになされたものであり、スライドプレートの開閉に起因する偏流を抑制することが可能な整流構造を提供することを目的とする。 Accordingly, the present invention has been made to solve the above-described problems, and an object of the present invention is to provide a rectifying structure capable of suppressing a drift caused by opening / closing of a slide plate.
上記課題を解決するために、本発明の整流構造は、連続鋳造で使用するスライドプレート方式の流量調整ユニットの下流側に接続される整流構造において、上端における内管形状が円形であり、上端から連続的に内管形状が変形して、下端における内管形状が長軸及び短軸を有する扁平形状であり、前記下端における内管形状の短軸が、前記流量調整ユニットのスライドプレートの開閉方向と平行であって、前記下端の直下には、内管形状が前記下端における内管形状の長軸以上の直径を有する円形で且つ溶鋼吐出孔が穿孔される円管部が接続され、下記の式(1)及び式(2)を満足する。
0.5≦x/y≦0.8・・・(1)
200mm≦z≦900mm・・・(2)
ただし、
xは、整流構造の下端における内管形状の短軸の長さ
yは、整流構造の下端における内管形状の長軸の長さ
zは、整流構造の下端から円管部の溶鋼吐出孔の上端までの距離
In order to solve the above problems, the flow straightening structure of the present invention is a flow straightening structure connected to the downstream side of a flow rate adjustment unit of a slide plate type used in continuous casting. The inner tube shape is continuously deformed, the inner tube shape at the lower end is a flat shape having a major axis and a minor axis, and the minor axis of the inner tube shape at the lower end is the opening / closing direction of the slide plate of the flow rate adjusting unit Is connected to a circular pipe part having a diameter equal to or larger than the major axis of the inner pipe shape at the lower end and in which a molten steel discharge hole is drilled. Expressions (1) and (2) are satisfied.
0.5 ≦ x / y ≦ 0.8 (1)
200 mm ≦ z ≦ 900 mm (2)
However,
x is the length of the short axis of the inner pipe shape at the lower end of the rectifying structure y is the length of the long axis of the inner pipe shape at the lower end of the rectifying structure z is the length of the molten steel discharge hole of the circular pipe portion from the lower end of the rectifying structure Distance to top
この発明による整流構造では、上記のように、上端における内管形状が円形であり、上端から連続的に内管形状が変形して、下端における内管形状が長軸及び短軸を有する扁平形状にすることによって、短軸方向の略中心に溶鋼の流れが集まる。ここで、当該短軸方向がスライドプレートの開閉方向と平行となっているので、スライドプレートの開閉に起因する偏流を抑制することができる。 In the rectifying structure according to the present invention, as described above, the inner tube shape at the upper end is circular, the inner tube shape is continuously deformed from the upper end, and the inner tube shape at the lower end is a flat shape having a major axis and a minor axis. By doing so, the flow of molten steel gathers at the approximate center in the short axis direction. Here, since the short axis direction is parallel to the opening / closing direction of the slide plate, it is possible to suppress the drift due to the opening / closing of the slide plate.
周知の通り、連続鋳造設備の鋳造経路に着目すると、湾曲型連続鋳造設備と垂直曲げ型連続鋳造設備なるものがある。前者は、鋳型から鋳造経路に沿って、円弧経路部と矯正経路部、水平経路部を有するものであり、後者は、上記円弧経路部の上流に垂直経路部を設け、溶鋼中の介在物浮上を図ったものである。また、連続鋳造設備の鋳造する鋳片の断面形状に着目すると、断面形状のアスペクト比が2以上であるスラブと2以下のブルーム、更に、断面形状が正方形であるビレットなるものがある。本願発明の適用対象は、上記の通りに列記したすべての連続鋳造設備であり、以下、本明細書では、一例として、本願発明をスラブ向けの垂直曲げ型連続鋳造設備に適用した例を説明する。 As is well known, when paying attention to the casting path of the continuous casting equipment, there are a curved continuous casting equipment and a vertical bending continuous casting equipment. The former has an arc path section, a correction path section, and a horizontal path section along the casting path from the mold, and the latter has a vertical path section upstream of the arc path section, and floats inclusions in the molten steel. Is intended. Focusing on the cross-sectional shape of the slab cast by the continuous casting equipment, there are slabs having a cross-sectional aspect ratio of 2 or more, blooms of 2 or less, and billets having a square cross-sectional shape. The object of application of the present invention is all the continuous casting equipment listed as described above. Hereinafter, as an example, the present invention will be described by applying the present invention to a vertical bending type continuous casting equipment for slabs. .
以下、図1〜3に基づいて、連続鋳造設備100とその鋳型1、及び浸漬ノズル2を概説する。
Hereinafter, based on FIGS. 1-3, the
連続鋳造設備100は、注湯される溶鋼を冷却して所定形状のシェルを形成するための鋳型1と、タンディッシュ9に保持される溶鋼を鋳型1へ所定流量で滑らかに注湯するための浸漬ノズル2と、鋳型1の直下から鋳造経路Qに沿って複数で並設されるロール対3と、を備える。鋳型1の構成は図2に基づいて、浸漬ノズル2の構成は図3に基づいて後で詳細に説明する。本実施形態において前記の鋳造経路Qは、略鉛直方向に延びる垂直経路部と、この垂直経路部に接続され、円弧状に延びる円弧経路部と、更にその下流側に設けられ、水平方向に延びる水平経路部と、前記の円弧経路部及び水平経路部とを滑らかに接続するための矯正経路部と、から成る。
The
前記のロール対3の夫々は、鋳造対象としての鋳片を、両広面でもって挟持する一対のロール3a・3aから構成される。この一対のロール3a・3aのロール面間の最短距離としてのロールギャップ[mm]は適宜の手段により調節可能に構成される。
Each of the
また、前記の鋳造経路Qの前半には、鋳型1内で形成され、該鋳型1から引き抜かれる凝固シェルに対して所定の流量で冷却水を噴霧する冷却スプレー4が適宜に設けられる。一般に、前記の鋳型1が1次冷却帯と称されるのに対して、この意味で、冷却スプレー4が配される経路部は2次冷却帯と称される。 Further, in the first half of the casting path Q, a cooling spray 4 for spraying cooling water at a predetermined flow rate on a solidified shell formed in the mold 1 and pulled out from the mold 1 is appropriately provided. In general, the mold 1 is referred to as a primary cooling zone, and in this sense, a path portion where the cooling spray 4 is disposed is referred to as a secondary cooling zone.
鋳型1から引き抜かれ、鋳造経路Qに沿って搬送されるシェルは、自然放熱や、上記冷却スプレー4などにより更に冷却されて収縮する。従って、上記のロール対3のロールギャップ[mm]は、一般に、鋳造経路Qの下流側へ進むに連れて緩やかに狭くなるように設定される。
The shell pulled out from the mold 1 and transported along the casting path Q is further cooled and contracted by natural heat radiation, the cooling spray 4 or the like. Therefore, the roll gap [mm] of the
以上の構成で、スラブの連続鋳造を開始するには、鋳型1へ溶鋼を注湯する前に予め図略のダミーバーを前記の鋳造経路Q内に挿入しておき、浸漬ノズル2を介して鋳型1へ溶鋼を注湯し始めると共に上記ダミーバーを下流側へ引き抜く。この鋳型1への溶鋼の注湯量と、ダミーバーの引き抜き速度と、は、鋳造速度が所定の鋳造速度に至るまでの間、漸増させる。そして、このダミーバーは、所定のメニスカス距離に到達したときに、適宜の手段により回収する。これで、スラブが連続的に鋳造されるようになる。
With the above configuration, in order to start continuous casting of the slab, before pouring molten steel into the mold 1, a dummy bar (not shown) is inserted in the casting path Q in advance and the mold is inserted through the
次に、上記の連続鋳造設備100の一般的な操業条件を簡単に紹介する。以下は、例示である。
・鋳型幅W[mm]は、800〜2100とする。
・鋳型厚みT[mm]は、230〜280とする。
・鋳型高さH[mm]は、800〜1000とする。
・鋳造速度Vc[m/min]は、0.8〜3.0とする。
・溶鋼過熱度ΔT[℃]は、0〜40とする。
・比水量Wt[L/kgSteel]は、0.15〜3とする。
・鋳型内電磁攪拌強度M−EMS[gauss]は、0〜1000とする。
・溶鋼成分は、当事者間の協定に基づく。代表的な成分は、CやSi、Mnである。これに、CrやCuなどが適宜に添加される。その他の不可避の不純物を含む。
Next, general operating conditions of the
-Mold width W [mm] shall be 800-2100.
-Mold thickness T [mm] shall be 230-280.
-Mold height H [mm] shall be 800-1000.
-Casting speed Vc [m / min] shall be 0.8-3.0.
-Molten steel superheat degree (DELTA) T [degreeC] shall be 0-40.
The specific water amount Wt [L / kg Steel] is 0.15 to 3.
-In-mold electromagnetic stirring intensity M-EMS [gauss] shall be 0-1000.
-Molten steel composition is based on an agreement between the parties. Typical components are C, Si, and Mn. To this, Cr, Cu or the like is appropriately added. Contains other inevitable impurities.
ここで、各用語を簡単に説明する。
・鋳型幅W[mm]及び鋳型厚みT[mm]は、図2に示されるように、鋳型1の上端で特定される。
・鋳造速度Vc[m/min]は、鋳片の引抜速度であって、前記複数のロール対3のうち最上流に配されるロール対3のピンチロール3bの周速度で特定される。
・溶鋼過熱度ΔT[℃]は、鋳型1内へ注湯される溶鋼の温度の指標である。
・比水量Wt[L/kgSteel]は、鋼1kgに対して用いられる冷却水の容積を意味する。
・鋳型内電磁攪拌強度M−EMS[gauss]は、鋳型1内の溶鋼を攪拌するために作用される磁場の強度の指標である。
Here, each term is briefly explained.
The mold width W [mm] and the mold thickness T [mm] are specified at the upper end of the mold 1 as shown in FIG.
The casting speed Vc [m / min] is a drawing speed of the slab, and is specified by the peripheral speed of the
The molten steel superheat degree ΔT [° C.] is an index of the temperature of the molten steel poured into the mold 1.
The specific water amount Wt [L / kg Steel] means the volume of cooling water used for 1 kg of steel.
In-mold electromagnetic stirring strength M-EMS [gauss] is an index of the strength of the magnetic field applied to stir the molten steel in the mold 1.
<鋳型1>
次に、図2を参照しつつ鋳型1の構造を説明する。図2(a)に示されるように本実施形態に係る鋳型1は、鋳造される鋳片が断面矩形であってアスペクト比が2以上となる所謂スラブ向けに構成される。この鋳型1は、一対で対向し、鋳型広面1aを構成する広面鋳型5と、広面鋳型5の間に配され、一対で対向し、鋳型狭面1bを構成する狭面鋳型6と、これら広面鋳型5及び狭面鋳型6を支持する図示しない鋳型フレームと、を主たる構成として備える。
<Mold 1>
Next, the structure of the mold 1 will be described with reference to FIG. As shown in FIG. 2A, the mold 1 according to this embodiment is configured for a so-called slab in which a cast slab has a rectangular cross section and an aspect ratio of 2 or more. The mold 1 is opposed to a pair, a
<浸漬ノズル2>
次に、図3を参照しつつ浸漬ノズル2の構造を説明する。図3(a)に示されるように、本実施形態において用いられる浸漬ノズル2は、有底円筒形状であって、一対の対向する溶鋼吐出孔7が内底8よりも若干上方に形成される2孔式とされる。図3(b)に示されるように、この一対の溶鋼吐出孔7は、溶鋼吐出孔7からの溶鋼吐出流の下向き角度θ[deg.]が水平を基準として15〜45に設定されるように、内周から外周へ向かって斜め下向きに形成される。この下向き角度θ[deg.]は、詳しくは、本実施形態において、浸漬ノズル2の垂直断面で特定される溶鋼吐出孔7の下端線7a(下端の輪郭)と水平との間の角度と一致する。そして、この下端線7aと、浸漬ノズル2の軸心2aと、の交点を仮想交点Pとして定義する。
<
Next, the structure of the
上記の浸漬ノズル2は、図2(b)に示されるように、一対の溶鋼吐出孔7が鋳型狭面1bに対して夫々対向するように鋳型1内に垂直にセットされる。換言すれば、浸漬ノズル2は、一対の溶鋼吐出孔7から吐出された溶鋼の流れが鋳型狭面1bに対して平面視で垂直に向かうように鋳型1内に垂直にセットされる。この状態で、浸漬ノズル2から鋳型1内へ溶鋼を注湯すると、浸漬ノズル2からの溶鋼流は先ず斜め下向きとなり、やがて鋳型狭面1bに衝突すると、上下方向に分岐し、もって、溶鋼の上昇流Qと下降流Rが形成される。このうち上昇流Qは、メニスカス近傍の溶鋼に対して熱を供給し、表面が凝固してしまう所謂皮張りを防ぐ役割を担っている。
As shown in FIG. 2B, the
次に、本実施形態に係る連続鋳造設備100の更に具体的な構成を説明する。この連続鋳造設備100では、タンディッシュ9から浸漬ノズル2に至る溶鋼の溶鋼量をスライドプレート方式の流量調整ユニット20で調整すると共に、その流量調整ユニット20のスライドプレート22の開閉に起因する鋳型幅方向の偏流を流量調整ユニット20の下流側に設けられる整流構造10で抑制している。
Next, a more specific configuration of the
<流量調整ユニット20>
図4に示すように、タンディッシュ9の底面に設けられるインサートノズル9aの下流側には、流量調整ユニット20が設けられている。この流量調整ユニット20は、上部プレート21、中間プレート(スライドプレート)22及び下部プレート23を含む3層式の流量調整機構である。これらのプレート21〜23の略中央には、それぞれ貫通孔が形成されており、この貫通孔が連通して溶鋼流路20aが形成されている。この3層式の流量調整ユニット20では、中間プレート22が、固定された上部プレート21及び下部プレート23に対してスライドすることによって、その内部に形成される溶鋼流路20aの開度が調整され、浸漬ノズル2から鋳型1内に供給される溶鋼量が制御される。なお、中間プレート22の開閉方向は、鋳型幅方向(図2(a))と平行になっている。
<
As shown in FIG. 4, a flow
<整流構造10>
次に、流量調整ユニット20の下流側に接続される整流構造(整流ノズル)10について詳細に説明する。本実施形態の整流構造10は、浸漬ノズル2や流量調整ユニット20とは異なる独立した部品であるが、本発明はこれに限らず、整流構造10が、流量調整ユニット20や浸漬ノズル2に一体的に形成されていてもよい。この整流構造10は、図5に示すように、上端11aにおける内管形状11が円形であり、上端11aから連続的に内管形状11が変形して、下端11bにおける内管形状11が短軸11x及び長軸11yを有する扁平形状である。なお、上端11aにおける内管形状11は、流量調整ユニット20の内径、即ち下部プレート23の貫通孔の内径と同じ円形である。そして、整流構造10の下端11bにおける内管形状11の短軸11xの方向が、流量調整ユニット20の中間プレート22の開閉方向と平行になっている。すなわち、整流構造10の下端における内管形状11の短軸11xの方向は、鋳型幅方向(図2(a))と平行になっている。
<Rectifying
Next, the rectifying structure (rectifying nozzle) 10 connected to the downstream side of the flow
また、本実施形態では、整流構造10の内管形状11の水平断面積は、各高さ位置で略同じになるように設定されている。即ち、整流構造10を通過する溶鋼の流路断面積が各高さ位置で略同じになっている。
In the present embodiment, the horizontal cross-sectional area of the
ここで、整流構造10の下端11bにおける内管形状11の短軸11xの長さをxとし、長軸11yの長さをyとすると、当該短軸11xの長さx及び長軸11yの長さyの比である扁平度「x/y」は、下記式(1)を満足する。
0.5≦x/y≦0.8・・・(1)
Here, when the length of the
0.5 ≦ x / y ≦ 0.8 (1)
本願発明者らは、扁平度「x/y」が、0.5未満になると、浸漬ノズル2にノズル詰まりが発生し易くなることを見出したので、下限値を0.5とする。
また、本願発明者らは、扁平度「x/y」が、0.8より大きくなると、浸漬ノズル2内の偏流の抑制が極度に悪化することを見出したので、上限値を0.8とする。
The present inventors have found that when the flatness “x / y” is less than 0.5, nozzle clogging is likely to occur in the
In addition, the present inventors have found that when the flatness “x / y” is greater than 0.8, the suppression of drift in the
この整流構造10の下端11bの直下には、図4に示すように、内管形状2bが円形の上記した浸漬ノズル2が接続されている。この浸漬ノズル2の上端における円形の内管形状2bは、整流構造10の下端11bにおける内管形状11の長軸11y以上の直径を有しており、当該浸漬ノズル2の内管形状2bが、整流構造10から浸漬ノズル2に至る溶鋼流れの障害物とならないようにしている。ここで、整流構造10の下端11bから浸漬ノズル2の溶鋼吐出孔7の上端までの距離をzとすると、当該距離zは、下記式(2)を満足する。
200mm≦z≦900mm・・・(2)
そして、この浸漬ノズル2の内管形状2bは、浸漬ノズル2の上端から溶鋼吐出孔7に至るまで同一の円形状で延在している。
Immediately below the
200 mm ≦ z ≦ 900 mm (2)
The
本願発明者らは、整流構造10の下端11bから浸漬ノズル2の溶鋼吐出孔7の上端までの距離zが、200[mm]未満になると、浸漬ノズル2内の偏流の抑制が極度に悪化することを見出したので、下限値を200[mm]とする。
また、整流構造10の下端11bから浸漬ノズル2の溶鋼吐出孔7の上端までの距離zは、長いものでも約1[m]であるので、実用上の上限値として、900[mm]とする。
When the distance z from the
Moreover, since the distance z from the
[本実施形態の整流構造10の効果]
本実施形態では、上記のように、整流構造10の上端11aにおける内管形状11が円形であり、上端11aから連続的に内管形状11が変形して、下端11bにおける内管形状11が短軸11x及び長軸11yを有する扁平形状にすることによって、短軸11xの方向の略中心に溶鋼の流れが集まる。ここで、当該短軸11xの方向が中間プレート(スライドプレート)22の開閉方向と平行となっているので、中間プレート22の開閉に起因する鋳型幅方向の偏流を抑制することができる。
[Effect of rectifying
In the present embodiment, as described above, the
また、本実施形態では、整流構造10の下端11bにおける内管形状11の扁平度x/yを、0.5≦x/y≦0.8の範囲にすることによって、浸漬ノズル2にノズル詰まりが発生するのを抑制しつつ、中間プレート22の開閉に起因する鋳型幅方向の偏流を抑制することができる。
In the present embodiment, the flatness x / y of the
また、本実施形態では、整流構造10の下端11bから浸漬ノズル2の溶鋼吐出孔7の上端までの距離zを、200mm≦z≦900mmの範囲にすることによって、実用上の範囲内で中間プレート22の開閉に起因する鋳型幅方向の偏流を抑制することができる。
In the present embodiment, the distance z from the
また、本実施形態では、整流構造10の上端から浸漬ノズル2の溶鋼吐出孔7に至る溶鋼流路の形状を円形⇒楕円形⇒円形とすることによって、即ち、当該溶鋼流路の一部分を楕円形とすることによって、溶鋼吐出孔7に至るまで楕円形の流路が延びる場合に比べて、(1)鋳型幅方向の偏流が発生するのを抑制できると共に、(2)ノズル詰まりが発生するのを抑制することができる。
Moreover, in this embodiment, the shape of the molten steel flow path from the upper end of the
以下、本実施形態に係る整流構造の技術的効果を確認するために行った試験について説明する。上述した各数値範囲などは、下記の確認試験により合理的に裏付けられている。下記の各試験1〜3は、鋳型と溶鋼に代えて水槽と水を採用する所謂水モデル試験であって、整流構造及び浸漬ノズルの構造やサイズなどに変更を加えながら、浸漬ノズル内の偏流度を評価した。以下の試験1〜3では、浸漬ノズル内の偏流度が0.06未満のときに、「○(ブレークアウトの危険性なし)」と評価し、浸漬ノズル内の偏流度が0.06以上のときに、「×(ブレークアウトの危険性あり)」と評価することとする。当該偏流度の閾値を0.06とした根拠については、本明細書の末尾に添付する。 Hereinafter, the test performed in order to confirm the technical effect of the rectification | straightening structure which concerns on this embodiment is demonstrated. Each numerical range described above is reasonably supported by the following confirmation test. Each of the following tests 1 to 3 is a so-called water model test in which a water tank and water are used instead of the mold and molten steel, and the drift in the immersion nozzle is changed while changing the structure and size of the rectifying structure and the immersion nozzle. The degree was evaluated. In the following tests 1 to 3, when the drift current in the immersion nozzle is less than 0.06, it is evaluated as “◯ (no risk of breakout)”, and the drift current in the immersion nozzle is 0.06 or more. Sometimes it is evaluated as “× (There is a risk of breakout)”. The grounds for setting the drift degree threshold to 0.06 are attached to the end of this specification.
≪試験1:浸漬ノズル内の偏流度と水流量との関係≫
本試験では、浸漬ノズルに5000[cm3/s],8333[cm3/s],11667[cm3/s],13333[cm3/s],15000[cm3/s]の水流量Qwを供給したときの浸漬ノズル内の偏流度を評価した。試験No.1〜4が比較例であり、試験No.5〜10が実施例である。各試験No.1〜10のそれぞれの試験条件とその試験結果とを下記表1および図14に示す。
<< Test 1: Relationship between the degree of drift in the immersion nozzle and the flow rate of water >>
In this test, the water flow rate Q of 5000 [cm 3 / s], 8333 [cm 3 / s], 11667 [cm 3 / s], 13333 [cm 3 / s], 15000 [cm 3 / s] is applied to the immersion nozzle. The degree of drift in the immersion nozzle when w was supplied was evaluated. Test No. 1 to 4 are comparative examples. 5 to 10 are examples. Each test No. Each test condition of 1-10 and its test result are shown in the following Table 1 and FIG.
比較例に係る試験No.1〜4では、浸漬ノズルに供給される水流量Qwが、5000[cm3/s],8333[cm3/s],11667[cm3/s],13333[cm3/s],15000[cm3/s]のいずれの場合であっても、浸漬ノズル内の偏流度が0.06以上であることが分かる。
Test No. according to the comparative example. In 1-4, the water flow rate Q w applied to the immersion nozzle, 5000 [cm 3 / s] , 8333 [
これに対して、実施例に係る試験No.5〜10では、浸漬ノズルに供給される水流量Qwが、5000[cm3/s],8333[cm3/s],11667[cm3/s],13333[cm3/s]のいずれの場合であっても、浸漬ノズル内の偏流度が0.06未満であることが分かる。
On the other hand, test no. In 5-10, the water flow rate Q w applied to the immersion nozzle, 5000 [cm 3 / s] , 8333 [
≪試験2:浸漬ノズル内の偏流度と整流構造下端の短軸−長軸比との関係≫
本試験では、整流構造の下端における短軸と長軸との比(扁平度)x/yを変更したときの浸漬ノズル内の偏流度を評価した。試験No.11及び12が実施例であり、試験No.13が比較例である。各試験No.11〜13のそれぞれの試験条件とその試験結果とを下記表2および図15に示す。
<< Test 2: Relationship between the degree of drift in the immersion nozzle and the ratio of the short axis to the long axis at the bottom of the rectifying structure >>
In this test, the degree of drift in the immersion nozzle was evaluated when the ratio (flatness) x / y between the minor axis and the major axis at the lower end of the rectifying structure was changed. Test No. Examples 11 and 12 are examples. 13 is a comparative example. Each test No. Each test condition of 11-11 and its test result are shown in the following Table 2 and FIG.
整流構造の下端の形状が楕円形状(扁平形状)であって、その楕円形状の扁平度x/yの値が0.65及び0.75(0.5≦x/y≦0.8)の実施例に係る試験No.11及び12では、浸漬ノズル内の偏流度が0.06未満であることが分かる。 The shape of the lower end of the rectifying structure is an elliptical shape (flat shape), and the flatness x / y value of the elliptical shape is 0.65 and 0.75 (0.5 ≦ x / y ≦ 0.8). Test No. according to Example 11 and 12, it can be seen that the degree of drift in the immersion nozzle is less than 0.06.
これに対して、整流構造の下端の形状が円形状であって、扁平度x/yの値が1の比較例に係る試験No.13では、浸漬ノズル内の偏流度が0.06以上であることが分かる。 On the other hand, the shape of the lower end of the rectifying structure is circular and the test No. 1 according to the comparative example in which the flatness x / y value is 1. 13, it can be seen that the degree of drift in the immersion nozzle is 0.06 or more.
≪試験3:浸漬ノズル内の偏流度と整流構造下端から溶鋼吐出孔までの距離との関係≫
本試験では、整流構造下端から溶鋼吐出孔までの距離zを変更したときの浸漬ノズル内の偏流度を測定した。試験No.14が比較例であり、試験No.15〜17が実施例である。各試験No.14〜17のそれぞれの試験条件とその試験結果とを下記表3および図16に示す。
«Test 3: Relationship between the degree of drift in the immersion nozzle and the distance from the bottom of the rectifying structure to the molten steel discharge hole»
In this test, the degree of drift in the immersion nozzle was measured when the distance z from the lower end of the flow straightening structure to the molten steel discharge hole was changed. Test No. 14 is a comparative example. Examples 15 to 17 are examples. Each test No. Each test condition of 14-17 and its test result are shown in the following Table 3 and FIG.
整流構造の下端から溶鋼吐出孔までの距離zが170mm(200mm未満)の比較例に係る試験No.14では、浸漬ノズル内の偏流度が0.06以上であることが分かる。 Test No. 1 according to a comparative example in which the distance z from the lower end of the rectifying structure to the molten steel discharge hole is 170 mm (less than 200 mm). 14, it can be seen that the degree of drift in the immersion nozzle is 0.06 or more.
これに対して、整流構造の下端から溶鋼吐出孔までの距離zが220mm,580mm,600mm(200mm≦z≦900mm)の実施例に係る試験No.15〜17では、浸漬ノズル内の偏流度が0.06未満であることが分かる。 On the other hand, test Nos. According to the examples in which the distance z from the lower end of the rectifying structure to the molten steel discharge hole is 220 mm, 580 mm, and 600 mm (200 mm ≦ z ≦ 900 mm). In 15-17, it turns out that the drift degree in an immersion nozzle is less than 0.06.
なお、上記した各試験1〜3における構成要件以外の実験条件を以下の表4に示す。 In addition, Table 4 below shows experimental conditions other than the constituent requirements in the tests 1 to 3 described above.
次に、上記した各試験1〜3において、浸漬ノズル内の偏流度が0.06未満のときに「○(ブレークアウトの危険性なし)」の危険性がないと評価し、浸漬ノズル内の偏流度が0.06以上のときに、「×(ブレークアウトの危険性あり)」と評価した根拠について説明する。 Next, in each of the tests 1 to 3 described above, when the degree of drift in the immersion nozzle was less than 0.06, it was evaluated that there was no risk of “◯ (no breakout risk)”. The basis for evaluating “× (with risk of breakout)” when the drift degree is 0.06 or more will be described.
<凝固遅れとブレークアウトとの因果関係>
上記実施形態に係る整流構造10を用いることにより奏される効果は、前述したように主として鋳型幅方向の偏流の抑制である。この偏流を抑制することにより、所謂凝固遅れを改善し、もって、究極的には所謂ブレークアウト(凝固シェル内の溶鋼が凝固シェル外部へ流出してしまう現象)を回避することを目的とする。そこで、ここでは、凝固遅れを定量的に評価するための凝固遅れ度を定義すると共に、この凝固遅れ度とブレークアウトとの因果関係について説明する。
<Causal relationship between coagulation delay and breakout>
The effect produced by using the rectifying
即ち、「凝固遅れ」とは凝固シェルの部分的な成長遅れをいい、その定量化には凝固遅れ度が用いられる。「凝固遅れ度」は、図6に示すホワイトバンドに基づく。「ホワイトバンド」とは、凝固中のシェル前方の溶質が溶鋼流動により洗浄されて現れる線状組織であり、凝固シェルの成長の様子を表す。コーナー部のシェルBと健全部のシェルAの厚さに差が生じると、凝固遅れ部と健全部との凝固に伴う収縮量が異なり、凝固遅れ部には鋳片幅方向の引張応力が集中し、縦割の原因となる。縦割の程度が大きくなると凝固シェル内の溶鋼が凝固シェル外部へ流出し、ブレークアウトが発生する。図7に示すように、過去のデータで、凝固遅れ度が40%を越えるとブレークアウトが発生した実績があるために凝固遅れ度40%を許容上限とした。 That is, “solidification delay” refers to partial growth delay of the solidified shell, and the degree of solidification delay is used for quantification. “Degree of coagulation delay” is based on the white band shown in FIG. The “white band” is a linear structure that appears when the solute in front of the shell being solidified is washed by the molten steel flow, and represents the growth of the solidified shell. If there is a difference in the thickness of the shell B at the corner and the shell A at the healthy part, the shrinkage amount due to solidification differs between the solidification delayed part and the healthy part, and tensile stress in the slab width direction concentrates on the solidification delayed part. However, it causes vertical splitting. When the degree of vertical split increases, the molten steel in the solidified shell flows out of the solidified shell and breakout occurs. As shown in FIG. 7, in past data, there is a record that a breakout has occurred when the degree of solidification delay exceeds 40%.
<鋳型幅方向の偏流の定量化方法>
次に、実機鋳造における鋳型幅方向の偏流の定量化方法について説明する。図8を参照されたい。図8は、実機鋳造における鋳型幅方向の偏流の定量化方法を説明するための説明図である。即ち、本図に示すように、(1)鋳型狭面中央に縦一列に埋め込まれる熱電対を用いて鋳造方向における鋳型の温度分布を測定し、(2)その温度分布の変曲点を湯面レベルとみなし、(3)鋳型狭面の一方における湯面レベル(「右側湯面」に相当。)と、他方における湯面レベル(「左側湯面」に相当。)との差Δhを求め、(4)この差Δhに依って鋳型幅方向の偏流を定量化した。
<Quantification method of drift in mold width direction>
Next, a method for quantifying the drift in the mold width direction in actual machine casting will be described. Please refer to FIG. FIG. 8 is an explanatory diagram for explaining a method for quantifying the drift in the mold width direction in actual casting. That is, as shown in this figure, (1) the temperature distribution of the mold in the casting direction is measured using a thermocouple embedded in a vertical line at the center of the mold narrow surface, and (2) the inflection point of the temperature distribution is determined as hot water. (3) The difference Δh between the molten metal level on one side of the mold narrow surface (corresponding to “the right side molten metal surface”) and the molten metal level on the other side (corresponding to “the left side molten metal surface”) is obtained. (4) The drift in the mold width direction was quantified based on the difference Δh.
<凝固遅れ度と鋳片幅方向の偏流との因果関係>
次に、実機操業における、凝固遅れ度と鋳片幅方向の偏流との因果関係を図9を参照しつつ説明する。図9は、実機操業における凝固遅れ度と差Δhとの関係を示す図である。本図によれば、上記の差Δh(本図において「湯面レベル差」に相当する。)が10[mm]を超えると、凝固遅れ度が40%以上である凝固遅れが発生することが判る。従って、上述したブレークアウトを回避する観点からは、上記差Δh[mm]を10以下に抑えるとよい。
<Causal relationship between solidification delay and drift in slab width direction>
Next, the causal relationship between the solidification delay and the drift in the slab width direction in actual machine operation will be described with reference to FIG. FIG. 9 is a diagram showing the relationship between the degree of solidification delay and the difference Δh in actual machine operation. According to this figure, when the above difference Δh (corresponding to the “water level difference” in this figure) exceeds 10 [mm], a solidification delay with a solidification delay degree of 40% or more may occur. I understand. Therefore, from the viewpoint of avoiding the breakout described above, the difference Δh [mm] is preferably suppressed to 10 or less.
<水モデルを用いた検証実験の便宜を図るための換算>
上述した鋳型幅方向の偏流の定量化方法は、溶鋼が極めて高温であることを利用するものであるから、実機に代えて行おうとする水モデルを用いた検証実験に対しては該定量化方法を直接的には適用できない。従って、この定量化方法に対して若干の工夫を為して考案した、水モデルを用いた検証実験における鋳型幅方向の偏流の定量化方法を説明する。ここで、図10を参照されたい。図10は、水モデルにおける鋳型幅方向の偏流の定量化方法を説明するための説明図である。即ち、上記の差Δh[m]は、下記式(3)で表現できる。
Δh=ρm×U1 2/(2×g×(ρm-ρp))-ρm×U2 2/(2×g×(ρm-ρp))・・・(3)
ただし、
ρm[kg/m3]:溶鋼の密度
ρp[kg/m3]:モールドパウダーの密度
U1[m/s]:鋳型狭面のうち一方の狭面の近傍における溶鋼の上昇流の流速
U2[m/s]:鋳型狭面のうち他方の狭面の近傍における溶鋼の上昇流の流速(U1>U2)
g[m/s2]:重力加速度
<Conversion for convenience of verification experiment using water model>
The above-described method for quantifying the drift in the mold width direction utilizes the fact that molten steel is extremely hot, so that the quantification method is used for verification experiments using a water model to be performed instead of the actual machine. Cannot be applied directly. Therefore, a method for quantifying the drift in the mold width direction in a verification experiment using a water model, which has been devised with some contrivance for this quantification method, will be described. Reference is now made to FIG. FIG. 10 is an explanatory diagram for explaining a method for quantifying the drift in the mold width direction in the water model. That is, the above difference Δh [m] can be expressed by the following equation (3).
Δh = ρm × U 1 2 / (2 × g × (ρm-ρp))-ρm × U 2 2 / (2 × g × (ρm-ρp)) (3)
However,
ρm [kg / m 3 ]: Density of molten steel ρp [kg / m 3 ]: Density of mold powder
U 1 [m / s]: Flow velocity of the upward flow of molten steel in the vicinity of one of the mold narrow surfaces
U 2 [m / s]: Flow velocity of the upward flow of molten steel in the vicinity of the other narrow surface of the mold (U1> U2)
g [m / s 2 ]: Gravitational acceleration
例えば上記式(3)に対して、Δh[m]=0.01,g[m/s2]=9.8,ρm[kg/m3]=7000,ρp[kg/m3]=3000を代入すると下記式(4)が導かれる。
U1 2-U2 2=0.1・・・(4)
For example, if Δh [m] = 0.01, g [m / s 2 ] = 9.8, ρm [kg / m 3 ] = 7000, ρp [kg / m 3 ] = 3000 is substituted into the above formula (3), Equation (4) is derived.
U 1 2 -U 2 2 = 0.1 ... (4)
<偏流度・無偏流・無偏流率の定義>
ところで、一般に、鋳型狭面における溶鋼の上昇流の流速は、該鋳型狭面近傍における溶鋼の表面流速と略等しいとされる(今村ら:連続鋳造内溶鋼流動の水力学的検討、鉄と鋼、Vol.78、No.3(1992)、p.439-446)から、図11に示すように鋳型狭面から30cm離れ、水面から深さ2cmの地点における水の表面流速を電磁流速計を用いて測定し、以降の説明においては、この測定した表面流速を上記変数U1及びU2とみなすこととする。要するに、水の表面流速を測定することで、鋳型幅方向の偏流を評価する。
<Definition of drift degree, no drift, no drift rate>
By the way, the flow velocity of the molten steel in the narrow mold surface is generally equal to the surface flow velocity of the molten steel in the vicinity of the narrow mold surface (Imamura et al .: Hydraulic study of molten steel flow in continuous casting, iron and steel Vol. 78, No. 3 (1992), p. 439-446), the surface velocity of water at a
そして、「鋳型幅方向の偏流度」を下記式(5)のように定義する。
(鋳型幅方向の偏流度)=|U1 2-U2 2|/|U1 2-U2 2|cr・・・(5)
ただし、「|U1 2-U2 2」cr|は、上記式(4)の如く上記差Δh[m]が0.01となるときの|U1 2-U2 2|の値(つまり、0.1)を意味する。
Then, the “degree of drift in the mold width direction” is defined as in the following formula (5).
(Diffusion degree in mold width direction) = | U 1 2 -U 2 2 | / | U 1 2 -U 2 2 | cr (5)
However, “| U 1 2 −U 2 2 ” cr | is the value of | U 1 2 −U 2 2 | when the difference Δh [m] is 0.01 as shown in the above equation (4) (that is, 0.1 ).
上記式(5)によって定義される偏流度の絶対値が1未満であるときを「無偏流」の状態と定義する。 A state where the absolute value of the drift current defined by the above formula (5) is less than 1 is defined as a “no drift current” state.
<浸漬ノズル内の偏流度の定義>
図11に示すように、浸漬ノズル内の吐出方向軸上で、吐出孔直上位置の壁面から1cm内側の両吐出孔側の水の流速V1及びV2を電磁流速計を用いて測定した。そして、「浸漬ノズル内の偏流度」を、下記式(6)のように定義する。
(浸漬ノズル内の偏流度)=|V1-V2|/Qw/S・・・(6)
ただし、
Qw:浸漬ノズル内の水流量[m3/s]
S:浸漬ノズル内の断面積[m3]
<Definition of the degree of drift in the immersion nozzle>
As shown in FIG. 11, on the discharge direction axis in the submerged nozzle, the flow rates V 1 and V 2 of water on both discharge holes 1 cm inside from the wall surface immediately above the discharge holes were measured using an electromagnetic current meter. Then, the “degree of drift in the immersion nozzle” is defined as the following formula (6).
(Degree of drift in the immersion nozzle) = | V 1 -V 2 | / Q w / S (6)
However,
Q w : Water flow rate in the immersion nozzle [m 3 / s]
S: Cross-sectional area in the immersion nozzle [m 3 ]
<浸漬ノズル内の偏流度の境界条件>
次に、「浸漬ノズル内の偏流度」と「鋳型幅方向の偏流度」との因果関係を図12を参照しつつ説明する。図12は、「浸漬ノズル内の偏流度」と「鋳型幅方向の偏流度」との相関関係を示す図である。下記の条件において、流速U1,U2,V1,V2を測定し、「浸漬ノズル内の偏流度」と「鋳型幅方向の偏流度」との相関関係を示すグラフを図12に示す。同条件において、鋳型幅方向に偏流しているとき、及び、鋳型幅方向の偏流が抑制されているとき、の流速U1,U2,V1,V2を測定して、「浸漬ノズル内の偏流度」および「鋳型幅方向の偏流度」を算出している。図12及び表5により、「浸漬ノズル内の偏流度」が0.06以下のときに鋳型幅方向の偏流が抑制されていると定義する。
<Boundary conditions for drift in the immersion nozzle>
Next, a causal relationship between “the degree of drift in the immersion nozzle” and “the degree of drift in the mold width direction” will be described with reference to FIG. FIG. 12 is a diagram showing a correlation between “the degree of drift in the immersion nozzle” and “the degree of drift in the mold width direction”. FIG. 12 is a graph showing the correlation between “flow rate in the immersion nozzle” and “flow rate in the mold width direction” by measuring the flow rates U 1 , U 2 , V 1 and V 2 under the following conditions. . Under the same conditions, when drifting in the mold width direction and when drifting in the mold width direction is suppressed, the flow velocities U 1 , U 2 , V 1 , V 2 were measured, ”And“ the drift in the mold width direction ”are calculated. From FIG. 12 and Table 5, it is defined that the drift in the mold width direction is suppressed when “the drift degree in the immersion nozzle” is 0.06 or less.
(試験条件)
電磁流速計:メーカー:ケネック社(型番:VM802H)
鋳型寸法[mm]:幅1260×厚み240
モデル種類:水モデル
溶鋼流量(又は水流量)Qw[cm3/s]:水流量8333
スライドプレートの開閉方向:鋳型幅方向
D[mm]:85(図13参照)
θ1[deg.]:35(図13参照)
e[mm]:100(図13参照)
f[mm]:70(図13参照)
g[mm]:30(図13参照)
(Test conditions)
Electromagnetic current meter: Manufacturer: Kennek (model number: VM802H)
Mold dimension [mm]: width 1260 x thickness 240
Model type: Water model Molten steel flow rate (or water flow rate) Q w [cm 3 / s]: Water flow rate 8333
Opening and closing direction of slide plate: mold width direction D [mm]: 85 (see FIG. 13)
θ1 [deg.]: 35 (see FIG. 13)
e [mm]: 100 (see Fig. 13)
f [mm]: 70 (see Fig. 13)
g [mm]: 30 (see Fig. 13)
以上、本発明の実施形態について図面に基づいて説明したが、具体的な構成は、これらの実施形態および実施例に限定されるものでないと考えられるべきである。本発明の範囲は、上記した実施形態および実施例の説明だけではなく特許請求の範囲によって示され、さらに特許請求の範囲と均等の意味および範囲内でのすべての変更が含まれる。 As mentioned above, although embodiment of this invention was described based on drawing, it should be thought that a specific structure is not limited to these embodiment and an Example. The scope of the present invention is shown not only by the above description of the embodiments and examples but also by the scope of claims for patent, and further includes all modifications within the meaning and scope equivalent to the scope of claims for patent.
例えば、上記実施形態では、3層式のスライドプレート方式の流量調整ユニットを採用したが、本発明はこれに限らず、2層式のスライドプレート方式の流量調整ユニットを採用してもよい。 For example, in the above embodiment, a three-layer slide plate type flow rate adjustment unit is adopted, but the present invention is not limited to this, and a two-layer type slide plate type flow rate adjustment unit may be adopted.
また、上記実施形態では、浸漬ノズル2に一対の溶鋼吐出孔7が形成された2孔式について説明したが、浸漬ノズルの下端が開放した1孔式の形態も本発明に含まれる。
Moreover, in the said embodiment, although the two-hole type in which the pair of molten steel discharge holes 7 were formed in the
本発明を利用すれば、スライドプレートの開閉に起因する偏流を抑制することが可能な整流構造を得ることができる。 By using the present invention, it is possible to obtain a rectifying structure capable of suppressing drift due to opening and closing of the slide plate.
2 浸漬ノズル(円管部)
7 溶鋼吐出孔
10 整流構造
11 内管形状
11a 上端
11b 下端
11x 短軸
11y 長軸
20 流量調整ユニット
22 スライドプレート(中間プレート)
x 短軸の長さ
y 長軸の長さ
z 整流構造の下端から円管部の溶鋼吐出孔の上端までの距離
2 Immersion nozzle (circular tube)
7 Molten
x Length of short axis y Length of long axis z Distance from the lower end of the rectifying structure to the upper end of the molten steel discharge hole of the circular pipe part
Claims (1)
上端における内管形状が円形であり、上端から連続的に内管形状が変形して、下端における内管形状が長軸及び短軸を有する扁平形状であり、
前記下端における内管形状の短軸が、前記流量調整ユニットのスライドプレートの開閉方向と平行であって、
前記下端の直下には、内管形状が前記下端における内管形状の長軸以上の直径を有する円形で且つ溶鋼吐出孔が穿孔される円管部が接続され、
下記の式(1)及び式(2)を満足することを特徴とする、整流構造。
0.5≦x/y≦0.8・・・(1)
200mm≦z≦900mm・・・(2)
ただし、
xは、整流構造の下端における内管形状の短軸の長さ
yは、整流構造の下端における内管形状の長軸の長さ
zは、整流構造の下端から円管部の溶鋼吐出孔の上端までの距離 In the rectifying structure connected to the downstream side of the slide plate type flow rate adjustment unit used in continuous casting,
The inner tube shape at the upper end is circular, the inner tube shape is continuously deformed from the upper end, and the inner tube shape at the lower end is a flat shape having a major axis and a minor axis,
The short axis of the inner tube shape at the lower end is parallel to the opening and closing direction of the slide plate of the flow rate adjustment unit,
Immediately below the lower end is connected to a circular pipe portion in which the inner pipe shape is a circle having a diameter equal to or larger than the major axis of the inner pipe shape at the lower end and the molten steel discharge hole is drilled.
A rectifying structure satisfying the following formulas (1) and (2):
0.5 ≦ x / y ≦ 0.8 (1)
200 mm ≦ z ≦ 900 mm (2)
However,
x is the length of the short axis of the inner pipe shape at the lower end of the rectifying structure y is the length of the long axis of the inner pipe shape at the lower end of the rectifying structure z is the length of the molten steel discharge hole of the circular pipe portion from the lower end of the rectifying structure Distance to top
Priority Applications (1)
Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
---|---|---|---|
JP2009169212A JP5266154B2 (en) | 2009-07-17 | 2009-07-17 | Rectifying structure that suppresses drift caused by opening and closing of slide plate |
Applications Claiming Priority (1)
Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
---|---|---|---|
JP2009169212A JP5266154B2 (en) | 2009-07-17 | 2009-07-17 | Rectifying structure that suppresses drift caused by opening and closing of slide plate |
Publications (2)
Publication Number | Publication Date |
---|---|
JP2011020164A JP2011020164A (en) | 2011-02-03 |
JP5266154B2 true JP5266154B2 (en) | 2013-08-21 |
Family
ID=43630676
Family Applications (1)
Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
---|---|---|---|
JP2009169212A Expired - Fee Related JP5266154B2 (en) | 2009-07-17 | 2009-07-17 | Rectifying structure that suppresses drift caused by opening and closing of slide plate |
Country Status (1)
Country | Link |
---|---|
JP (1) | JP5266154B2 (en) |
Family Cites Families (8)
Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
---|---|---|---|---|
JPS6360055A (en) * | 1986-08-28 | 1988-03-16 | Nippon Kokan Kk <Nkk> | Continuous casting nozzle |
JPH0819839A (en) * | 1994-07-06 | 1996-01-23 | Shinagawa Refract Co Ltd | Slide valve device for continuous casting |
JP3174220B2 (en) * | 1994-07-28 | 2001-06-11 | 株式会社神戸製鋼所 | Immersion nozzle for continuous casting |
JP3050101B2 (en) * | 1994-09-22 | 2000-06-12 | 株式会社神戸製鋼所 | Continuous casting pouring equipment |
JP3394905B2 (en) * | 1997-04-22 | 2003-04-07 | 東芝セラミックス株式会社 | Integrated immersion nozzle and method for manufacturing the same |
DE19925598A1 (en) * | 1999-06-04 | 2000-12-07 | Sms Demag Ag | Tapping channel for melting furnaces and ladles |
JP4681399B2 (en) * | 2005-09-05 | 2011-05-11 | 新日本製鐵株式会社 | Steel continuous casting method |
JP4475292B2 (en) * | 2007-05-14 | 2010-06-09 | 住友金属工業株式会社 | Immersion nozzle for continuous casting of molten metal and continuous casting method using the same |
-
2009
- 2009-07-17 JP JP2009169212A patent/JP5266154B2/en not_active Expired - Fee Related
Also Published As
Publication number | Publication date |
---|---|
JP2011020164A (en) | 2011-02-03 |
Similar Documents
Publication | Publication Date | Title |
---|---|---|
RU2500500C1 (en) | Method of steel continuous casting | |
JP6358178B2 (en) | Continuous casting method and mold cooling water control device | |
JP5604946B2 (en) | Steel continuous casting method | |
JP2017039165A (en) | Casting mold for continuous casting and continuous casting method of steel | |
JP6787359B2 (en) | Continuous steel casting method | |
JP5266154B2 (en) | Rectifying structure that suppresses drift caused by opening and closing of slide plate | |
JP2017177178A (en) | Tundish for continuous casting, and continuous casting method using the tundish | |
JP6402750B2 (en) | Steel continuous casting method | |
JP2008260044A (en) | Continuous casting method of steel slab for preventing breakout caused by solidification delay | |
JP5772767B2 (en) | Steel continuous casting method | |
JP2018051598A (en) | Bottom pouring ingot-making equipment | |
JP6497200B2 (en) | Immersion nozzle for strip casting apparatus and strip casting apparatus | |
JP6451380B2 (en) | Steel continuous casting method | |
KR101299092B1 (en) | Predicting method of flux quantity for obtaining clean steel | |
JP4896599B2 (en) | Continuous casting method of low carbon steel using dipping nozzle with dimple | |
JP5020778B2 (en) | Continuous casting method of medium and high carbon steel using immersion nozzle with drum type weir | |
JP4320043B2 (en) | Continuous casting method of medium and high carbon steel using submerged dammed nozzle | |
WO2023190017A1 (en) | Immersion nozzle, mold, and steel continuous casting method | |
JP5040845B2 (en) | Steel continuous casting method | |
JP4750013B2 (en) | Immersion nozzle with drum type weir | |
JP4492333B2 (en) | Steel continuous casting method | |
JP2009018324A (en) | Continuous casting device | |
JP6287901B2 (en) | Steel continuous casting method | |
Ray et al. | Evaluation of Sub Entry Nozzle Design for Bloom Casting Based on Mathematical Modeling | |
JP4902276B2 (en) | Continuous casting method of high carbon steel using dipping nozzle with dimple |
Legal Events
Date | Code | Title | Description |
---|---|---|---|
A621 | Written request for application examination |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A621 Effective date: 20110901 |
|
A977 | Report on retrieval |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A971007 Effective date: 20130417 |
|
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: 20130423 |
|
A61 | First payment of annual fees (during grant procedure) |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A61 Effective date: 20130502 |
|
R150 | Certificate of patent or registration of utility model |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: R150 |
|
LAPS | Cancellation because of no payment of annual fees |