JPH0243574B2 - - Google Patents
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- JPH0243574B2 JPH0243574B2 JP59115419A JP11541984A JPH0243574B2 JP H0243574 B2 JPH0243574 B2 JP H0243574B2 JP 59115419 A JP59115419 A JP 59115419A JP 11541984 A JP11541984 A JP 11541984A JP H0243574 B2 JPH0243574 B2 JP H0243574B2
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- slab
- sinusoidal waveform
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Classifications
-
- B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
- B22—CASTING; POWDER METALLURGY
- B22D—CASTING OF METALS; CASTING OF OTHER SUBSTANCES BY THE SAME PROCESSES OR DEVICES
- B22D11/00—Continuous casting of metals, i.e. casting in indefinite lengths
- B22D11/04—Continuous casting of metals, i.e. casting in indefinite lengths into open-ended moulds
- B22D11/053—Means for oscillating the moulds
Landscapes
- Engineering & Computer Science (AREA)
- Mechanical Engineering (AREA)
- Continuous Casting (AREA)
Description
【発明の詳細な説明】
〔発明の技術分野〕
この発明は、鋼の連続鋳造用鋳型の振動方法に
関するものである。
関するものである。
鋼の連続鋳造法を第５図を参照しながら簡単に
説明する。第５図に示されるように、取鍋１内の
溶鋼２はエアーシールパイプ３を介してタンデイ
ツシユ４内に注入された溶鋼２は、浸漬ノズル５
を介して鋳型（モールド）６内に連続的に鋳込ま
れる。鋳型６内に溶鋼２が鋳込まれると、溶鋼２
は冷却され、鋳型６の内面には凝固シエル７ａが
形成される。このようにして形成された凝固シエ
ル７ａは、ガイドローラ８によりガイドされてピ
ンチロール９によつて鋳型６の下部から連続的に
引き抜れる。鋳型６から引き抜れた未凝固の鋳片
７は、スプレーノズル（図示せず）からの冷却水
により冷却され、最終的に完全に凝固する。この
ようにして鋳片７が連続的に製造される。
説明する。第５図に示されるように、取鍋１内の
溶鋼２はエアーシールパイプ３を介してタンデイ
ツシユ４内に注入された溶鋼２は、浸漬ノズル５
を介して鋳型（モールド）６内に連続的に鋳込ま
れる。鋳型６内に溶鋼２が鋳込まれると、溶鋼２
は冷却され、鋳型６の内面には凝固シエル７ａが
形成される。このようにして形成された凝固シエ
ル７ａは、ガイドローラ８によりガイドされてピ
ンチロール９によつて鋳型６の下部から連続的に
引き抜れる。鋳型６から引き抜れた未凝固の鋳片
７は、スプレーノズル（図示せず）からの冷却水
により冷却され、最終的に完全に凝固する。この
ようにして鋳片７が連続的に製造される。
上述した鋼の連続鋳造法において、鋳型６の内
面に凝固シエル７ａが焼付くのを防止するため
に、鋳型６を上下方向に振動させながら、鋳型６
内にパウダー（鋳型添加剤）を添加している。
面に凝固シエル７ａが焼付くのを防止するため
に、鋳型６を上下方向に振動させながら、鋳型６
内にパウダー（鋳型添加剤）を添加している。
前記パウダーを添加すると前記焼付きを防止で
きるものは、溶融したパウダースラグが鋳型６の
内面と凝固シエル７ａとの間に流入し、潤滑剤の
役目をするからである。
きるものは、溶融したパウダースラグが鋳型６の
内面と凝固シエル７ａとの間に流入し、潤滑剤の
役目をするからである。
しかし、第６図に示されるように、パウダース
ラグ１０の流入が何らかの理由で減少すると、前
記焼付きが生じて第６図に示されるように、凝固
シエル７ａの上部が破断する。このように凝固シ
エル７ａの一部が破断すると、この破断箇所Ａは
鋳片７の引き抜きに伴つて鋳型６の下方に移動す
る。前記破断箇所Ａに形成された凝固シエルの厚
みは、他の部分の凝固シエルの厚みより薄いの
で、前記破断箇所Ａが鋳片引き抜に伴つて鋳型６
から抜け出たところ未凝固鋳片内の溶鋼２が鋳片
外部に流出する現象、所謂、ブレークアウトが生
じる。
ラグ１０の流入が何らかの理由で減少すると、前
記焼付きが生じて第６図に示されるように、凝固
シエル７ａの上部が破断する。このように凝固シ
エル７ａの一部が破断すると、この破断箇所Ａは
鋳片７の引き抜きに伴つて鋳型６の下方に移動す
る。前記破断箇所Ａに形成された凝固シエルの厚
みは、他の部分の凝固シエルの厚みより薄いの
で、前記破断箇所Ａが鋳片引き抜に伴つて鋳型６
から抜け出たところ未凝固鋳片内の溶鋼２が鋳片
外部に流出する現象、所謂、ブレークアウトが生
じる。
次に、従来の、鋳型６の振動方法について説明
する。
する。
従来、鋳型６はその振動波形が正弦波形となる
ように機械的に上下方向に振動させており、鋳型
６の振幅および振動数は、ネガテイブストリツプ
（鋳型６の下降速度が鋳片７の引抜き速度より大
きい状態）の、下式で表わされる時間比率NSR
（ｔ）が30〜40％の範囲内に維持されるようにそ
れぞれ設定していた。この範囲内に時間比率
NSR（ｔ）を維持すると、鋳型下降時に鋳型内の
凝固シエル７ａに圧縮力が付与されて、凝固シエ
ル７が破断しにくくなる。
ように機械的に上下方向に振動させており、鋳型
６の振幅および振動数は、ネガテイブストリツプ
（鋳型６の下降速度が鋳片７の引抜き速度より大
きい状態）の、下式で表わされる時間比率NSR
（ｔ）が30〜40％の範囲内に維持されるようにそ
れぞれ設定していた。この範囲内に時間比率
NSR（ｔ）を維持すると、鋳型下降時に鋳型内の
凝固シエル７ａに圧縮力が付与されて、凝固シエ
ル７が破断しにくくなる。
前記時間比率NSR（ｔ）は、鋳型６の１周期に
おけるネガテイブストリツプ時間の占める割合を
示す。
おけるネガテイブストリツプ時間の占める割合を
示す。
NSR(t)＝｛１−１／πcos-1（−VC／2πfa）｝×100(%)
…(1)
但し、VC：鋳片引抜き速度（mm／min）、
ｆ：鋳型の振動数（サイクル／min）、
ａ：鋳型の振幅（mm）。
前記時間比率NRS（ｔ）を上記範囲内に維持す
ることを条件に、製造能率を上げるために鋳片引
抜き速度VCを1m／minから1.8m／min程度に増
加させるには、鋳型６の振動数ｆまたは振幅ａ
を、鋳片引抜き速度VCに対応させて大きくする
必要がある。鋳造中に鋳型６の振幅ａを変更する
ことは技術的に難かしいので、通常は鋳型６の振
動数ｆを大きくしている。
ることを条件に、製造能率を上げるために鋳片引
抜き速度VCを1m／minから1.8m／min程度に増
加させるには、鋳型６の振動数ｆまたは振幅ａ
を、鋳片引抜き速度VCに対応させて大きくする
必要がある。鋳造中に鋳型６の振幅ａを変更する
ことは技術的に難かしいので、通常は鋳型６の振
動数ｆを大きくしている。
しかし、このように鋳型６の振動数ｆを大きく
すると、鋳型内面と凝固シエル７との間へのパウ
ダースラグの流入量が減少するので、鋳型６内の
凝固シエル７ａが破断しやすくなる。
すると、鋳型内面と凝固シエル７との間へのパウ
ダースラグの流入量が減少するので、鋳型６内の
凝固シエル７ａが破断しやすくなる。
そこで、パウダースラグの粘度または軟化点を
低くすることが考えられるが、パウダースラグに
よつては鋳片７は表面性状が悪化する。
低くすることが考えられるが、パウダースラグに
よつては鋳片７は表面性状が悪化する。
従つて、鋳片７を前述したような高速度で引き
抜く際に、鋳型７の振動数を大きくする必要がな
く、このために、鋳型内面と凝固シエル７ａとの
間に所望のパウダースラグを流入させることがで
き、しかも、鋳型６内の凝固シエル７ａに所望の
圧縮力を付与できる、鋳型６の振動方法が望まれ
ているが、現在のところそのような方法は提案さ
れていない。
抜く際に、鋳型７の振動数を大きくする必要がな
く、このために、鋳型内面と凝固シエル７ａとの
間に所望のパウダースラグを流入させることがで
き、しかも、鋳型６内の凝固シエル７ａに所望の
圧縮力を付与できる、鋳型６の振動方法が望まれ
ているが、現在のところそのような方法は提案さ
れていない。
この発明の目的は、鋳片を高速度で引き抜く際
に、鋳型の振動数を大きくする必要がなく、しか
も、鋳型内の凝固シエルに所望の圧縮力を付与す
ることができる鋳型の振動方法を提供することに
ある。
に、鋳型の振動数を大きくする必要がなく、しか
も、鋳型内の凝固シエルに所望の圧縮力を付与す
ることができる鋳型の振動方法を提供することに
ある。
この発明は、鋼を連続鋳造する際の鋳型の振動
方法において、前記鋳型を、 Ｚ＝o 〓i=1 αisin2πfiｔ …(A) で表わされる非正弦波形で、下記条件を満足する
ように上下方向に連続的に振動させ、 4fa／１−λ・１／VC−１＞０ …(B) 但し、上記(A)および(B)式において、 ｔ：時間、 ｆ：前記非正弦波形の振動数（サイクル／
min）、 α：前記非正弦波形の振幅（mm）、 λ：前記非正弦波形の波形歪（０＜λ＜
１）、 VC：鋳片引抜き速度（mm／min）、 前記波形歪λは、下式、 λ＝tNpo-sio−tsio／tsio …(C) で表わされ、 但し、上記(C)式において、 tNpo-sio：１サイクルにおける前記非正弦波
形の変位が最大となる時間、 tsio：１サイクルにおける正弦波形（Ｚ＝
αsin2πft）の変位が最大となる時間、 かくして、鋳片を高速度で前記鋳型の下部から
引き抜くことを可能とすることを特徴を有する。
方法において、前記鋳型を、 Ｚ＝o 〓i=1 αisin2πfiｔ …(A) で表わされる非正弦波形で、下記条件を満足する
ように上下方向に連続的に振動させ、 4fa／１−λ・１／VC−１＞０ …(B) 但し、上記(A)および(B)式において、 ｔ：時間、 ｆ：前記非正弦波形の振動数（サイクル／
min）、 α：前記非正弦波形の振幅（mm）、 λ：前記非正弦波形の波形歪（０＜λ＜
１）、 VC：鋳片引抜き速度（mm／min）、 前記波形歪λは、下式、 λ＝tNpo-sio−tsio／tsio …(C) で表わされ、 但し、上記(C)式において、 tNpo-sio：１サイクルにおける前記非正弦波
形の変位が最大となる時間、 tsio：１サイクルにおける正弦波形（Ｚ＝
αsin2πft）の変位が最大となる時間、 かくして、鋳片を高速度で前記鋳型の下部から
引き抜くことを可能とすることを特徴を有する。
本願発明者等は、上述のような観点から、鋳片
を高速度で引き抜く際に、鋳型の振動数を大きく
する必要がなく、しかも、鋳型内の凝固シエルに
所望の圧縮力を付与することができる鋳型の振動
方法を得べく種々研究を重ねた。この結果、鋳型
の振動波形を従来のように正弦波形とするかわり
に、鋳型の上昇速度を遅く、下降速度を速くでき
るような非正弦波形とすれば良いといつた知見を
得た。
を高速度で引き抜く際に、鋳型の振動数を大きく
する必要がなく、しかも、鋳型内の凝固シエルに
所望の圧縮力を付与することができる鋳型の振動
方法を得べく種々研究を重ねた。この結果、鋳型
の振動波形を従来のように正弦波形とするかわり
に、鋳型の上昇速度を遅く、下降速度を速くでき
るような非正弦波形とすれば良いといつた知見を
得た。
この発明は、上述した知見に基いてなされたも
のである。以下、この発明を詳細に説明する。
のである。以下、この発明を詳細に説明する。
先ず、第１図に示されるように、鋳型の振動の
１サイクル内で最大変位をとる時間が、正弦波形
Ａと比較してどれだけずれているかを表わす値
を、下式で表わされる波形歪率λと定義する。
１サイクル内で最大変位をとる時間が、正弦波形
Ａと比較してどれだけずれているかを表わす値
を、下式で表わされる波形歪率λと定義する。
λ＝tNpo-sio−tsio／tsio …(2)
但し、tNpo-sio：非正弦波形（第１図中Ｂ）の場
合の前記時間 tsio：正弦波形の場合の前記時間 λ：０＜λ＜１。
合の前記時間 tsio：正弦波形の場合の前記時間 λ：０＜λ＜１。
前記正弦波形Ａは、Ｚ＝αsin2πft（但し、ａ：
振幅（mm）、ｆ：振動数（サイクル／min）、ｔ：
時間（sec）で表わされ、前記非正弦波形Ｂは、
Ｚ＝o 〓i=1 αisin2πfiｔ（但し、ai振幅（mm）、ｆ：振動
数（サイクル／min）、ｔ：時間（sec））で表わ
される。
振幅（mm）、ｆ：振動数（サイクル／min）、ｔ：
時間（sec）で表わされ、前記非正弦波形Ｂは、
Ｚ＝o 〓i=1 αisin2πfiｔ（但し、ai振幅（mm）、ｆ：振動
数（サイクル／min）、ｔ：時間（sec））で表わ
される。
振動波形が非正弦波形となるように鋳型を上下
方向に振動させた場合の、鋳型の平均上昇速度を
Ｖup、鋳型の平均下降速度をdpwoとすると、近
似的に次式が成り立つ。
方向に振動させた場合の、鋳型の平均上昇速度を
Ｖup、鋳型の平均下降速度をdpwoとすると、近
似的に次式が成り立つ。
（１＋λ）up＝（１−λ）dpwo …(3)
第１図に示されるように、正弦波形Ａおよび非
正弦波形Ｂの振動数と振幅とがそれぞれ同じであ
るとすると、最大変位は両者同じ位置になること
から、 up×tNpo-suo＝α …(4) sio×tsio＝α …(5) が成り立ち、 up×tNpo-sio＝sio×tsio …(6) となる。
正弦波形Ｂの振動数と振幅とがそれぞれ同じであ
るとすると、最大変位は両者同じ位置になること
から、 up×tNpo-suo＝α …(4) sio×tsio＝α …(5) が成り立ち、 up×tNpo-sio＝sio×tsio …(6) となる。
従つて、(1)および(6)式から、
up×（１＋λ）＝sio …(7)
が成り立ち、(3)および(7)式から、前記波形歪率λ
の非正弦波形となるように鋳型を振動させた場合
の鋳型の平均上昇速度upおよびび平均下降速度
Ｖdpwoは、それぞれ次式のようになる。
の非正弦波形となるように鋳型を振動させた場合
の鋳型の平均上昇速度upおよびび平均下降速度
Ｖdpwoは、それぞれ次式のようになる。
up＝Ｖ／―sio／１＋λ＝4fa／１＋λ …(8)
dpwo＝4fa／１−λ …(9)
但し、ｆ：鋳型の振動数（サイクル／min）、
ａ：鋳型の振幅（mm）。
非正弦波形となるように鋳型を振幅させたきの
ネガテイブストリツプの速度比率、即ち、鋳型下
降時において、鋳型の平均下降速度dpwoが鋳片
引抜き速度VCより速い速度と鋳片引抜き速度と
の比率NSRは、次式のように表わせる。
ネガテイブストリツプの速度比率、即ち、鋳型下
降時において、鋳型の平均下降速度dpwoが鋳片
引抜き速度VCより速い速度と鋳片引抜き速度と
の比率NSRは、次式のように表わせる。
＝Ｖ／―dpwo−VC／VC …(10)
従つて、(9)および(10)式から、
＝4fa／１−λ・１／VC−１ …(11)
が成り立つ。
本願発明者等は、前記を種々変えて、即
ち、鋳型の振幅条件を種々変えて鋳造を行い、鋳
型の重量を測定した。この結果、が正にな
ると、即ち、 4fa／１−λ・１／VC−１＞０ …(12) になると、鋳型内の凝固シエルに圧縮力が作用す
ることがわかつた。
ち、鋳型の振幅条件を種々変えて鋳造を行い、鋳
型の重量を測定した。この結果、が正にな
ると、即ち、 4fa／１−λ・１／VC−１＞０ …(12) になると、鋳型内の凝固シエルに圧縮力が作用す
ることがわかつた。
例えば、第２図Ａに、本発明法に従つて、振動
数ｆ＝120cpm、振幅ａ＝±３mm、ネガテイブス
トリツプの速度比率λ＝0.5、鋳片引抜き速度VC
＝1800mm／min、およびネガテイブストリツプの
速度比率＝0.6の条件で鋳造した場合の、鋳
型重量の変動の結果し、同Ｂ図に、前記λを０、
前記を−0.2とした以外は、Ａ図の場合と同
一条件で鋳造した場合の、鋳型重量の変動の結果
を示す。
数ｆ＝120cpm、振幅ａ＝±３mm、ネガテイブス
トリツプの速度比率λ＝0.5、鋳片引抜き速度VC
＝1800mm／min、およびネガテイブストリツプの
速度比率＝0.6の条件で鋳造した場合の、鋳
型重量の変動の結果し、同Ｂ図に、前記λを０、
前記を−0.2とした以外は、Ａ図の場合と同
一条件で鋳造した場合の、鋳型重量の変動の結果
を示す。
第２図Ａ，Ｂから明らかなように、本発明法Ａ
によれば、従来法Ｂと異なり鋳型内の凝固シエル
に所望の圧縮力を付与することができることがわ
かる。
によれば、従来法Ｂと異なり鋳型内の凝固シエル
に所望の圧縮力を付与することができることがわ
かる。
また、(12)式において、右辺を0.2、ａを10mm、
λを0.2、VCを1800mm／minとした場合のｆは52
（サイクル／min）となる。一方、λを０、即ち、
正弦波形とし、他は同一条件とした場合のｆは43
（サイクル／min）となる。このことから、本発
明法によれば、同一条件とした場合、鋳型を正弦
波形で振動させる場合に比べて鋳型の振動数ｆを
小さくすることができる。
λを0.2、VCを1800mm／minとした場合のｆは52
（サイクル／min）となる。一方、λを０、即ち、
正弦波形とし、他は同一条件とした場合のｆは43
（サイクル／min）となる。このことから、本発
明法によれば、同一条件とした場合、鋳型を正弦
波形で振動させる場合に比べて鋳型の振動数ｆを
小さくすることができる。
次に、本発明法と従来法とにより鋳造した場合
の、前記とブレークアウトの発生頻度との
関係を調べた。この結果を第３図に示す。
の、前記とブレークアウトの発生頻度との
関係を調べた。この結果を第３図に示す。
第３図から明らかなように、本発明法により鋳
型振動させながら鋳造した場合には、従来法に比
べブレークアウトの発生頻度が大幅に少なくなる
こがわかる。また、前記λを大きくする程ブレー
クアウトの発生頻度が少なくなることもわかる。
型振動させながら鋳造した場合には、従来法に比
べブレークアウトの発生頻度が大幅に少なくなる
こがわかる。また、前記λを大きくする程ブレー
クアウトの発生頻度が少なくなることもわかる。
更に、本発明法と従来法とにより鋳造した場合
の、ネガテイブストリツプ時間TN，T′N′（第１
図参照）と、オシレーシヨンマークの深さとの関
係を調べた。この結果を第４図に示す。
の、ネガテイブストリツプ時間TN，T′N′（第１
図参照）と、オシレーシヨンマークの深さとの関
係を調べた。この結果を第４図に示す。
第４図から明らかなように、本発明法によれ
ば、従来法に比べてオシレーシヨンマークの深さ
を浅くすることができる。即ち、本発明によれ
ば、表面性状の優れた鋳片を製造することができ
る 〔発明の効果〕 この発明によれば、鋳片を高速度で引き抜いて
もブレークアウトが発生しにくく、しかも、表面
性状が優れた鋳片を製造することができる。
ば、従来法に比べてオシレーシヨンマークの深さ
を浅くすることができる。即ち、本発明によれ
ば、表面性状の優れた鋳片を製造することができ
る 〔発明の効果〕 この発明によれば、鋳片を高速度で引き抜いて
もブレークアウトが発生しにくく、しかも、表面
性状が優れた鋳片を製造することができる。
第１図は、本発明法および従来法による鋳型の
振動波形を示すグラフ、第２図Ａは、本発明法に
より鋳型を振動させた場合の鋳型の重量の変動を
示すグラフ、同Ｂ図は、従来法により鋳型を振動
させた場合の鋳型の重量の変動を示すグラフ、第
３図は、とブレークアウト発生頻度との関
係を示すグラフ、第４図は、ネガテイブストリツ
プ時間とオシレーシヨンマークの深さとの関係を
示すグラフ、第５図は、連続鋳造法の概略を示す
断面図、第６図は、凝固シエルの破断状態を示す
断面図である。図面において、 １…取鍋、２…溶鋼、３…エアーシールパイ
プ、４…タンデイツシユ、５…浸漬ノズル、６…
鋳型、７…鋳片、７ａ…凝固シエル、８…ガイド
ローラ、９…ピンチロール、１０…パウダースラ
グ。
振動波形を示すグラフ、第２図Ａは、本発明法に
より鋳型を振動させた場合の鋳型の重量の変動を
示すグラフ、同Ｂ図は、従来法により鋳型を振動
させた場合の鋳型の重量の変動を示すグラフ、第
３図は、とブレークアウト発生頻度との関
係を示すグラフ、第４図は、ネガテイブストリツ
プ時間とオシレーシヨンマークの深さとの関係を
示すグラフ、第５図は、連続鋳造法の概略を示す
断面図、第６図は、凝固シエルの破断状態を示す
断面図である。図面において、 １…取鍋、２…溶鋼、３…エアーシールパイ
プ、４…タンデイツシユ、５…浸漬ノズル、６…
鋳型、７…鋳片、７ａ…凝固シエル、８…ガイド
ローラ、９…ピンチロール、１０…パウダースラ
グ。
Claims (1)
- 【特許請求の範囲】 １ 鋼を連続鋳造する際の鋳型の振動方法におい
て、 前記鋳型を、 Ｚ＝o 〓i=1 aisin2πfiｔ …(A) で表わされる非正弦波形で、下記条件を満足する
ように上下方向に連続的に振動させ、 4fa／１−λ・１／VC−１＞０ …(B) 但し、上記(A)および(B)式において、 ｔ：時間、 ｆ：前記非正弦波形の振動数（サイクル／
min）、 ａ：前記非正弦波形の振幅（mm）、 λ：記非正弦波形の波形歪（０＜λ＜１）、 VC：鋳片引抜き速度（mm／min）、 前記波形歪λは、下式、 λ＝tNpo-sio−tsio／tsio …(C) で表わされ、 但し、上記(C)式において、 tNpo-sio：１サイクルにおける前記非正弦波
形の変位が最大となる時間、 tsio：１サイクルにおける正弦波形（Ｚ＝
asin2πft）の変位が最大となる時間、 かくして、鋳片を高速度で前記鋳型の下部から
引き抜くことを可能とすることを特徴とする、鋼
の連続鋳造用鋳型の振動方法。
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP11541984A JPS60261655A (ja) | 1984-06-07 | 1984-06-07 | 鋼の連続鋳造用鋳型の振動方法 |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP11541984A JPS60261655A (ja) | 1984-06-07 | 1984-06-07 | 鋼の連続鋳造用鋳型の振動方法 |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPS60261655A JPS60261655A (ja) | 1985-12-24 |
| JPH0243574B2 true JPH0243574B2 (ja) | 1990-09-28 |
Family
ID=14662102
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP11541984A Granted JPS60261655A (ja) | 1984-06-07 | 1984-06-07 | 鋼の連続鋳造用鋳型の振動方法 |
Country Status (1)
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| JP (1) | JPS60261655A (ja) |
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Citations (3)
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-
1984
- 1984-06-07 JP JP11541984A patent/JPS60261655A/ja active Granted
Patent Citations (3)
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|---|---|---|---|---|
| JPS5011932A (ja) * | 1973-06-06 | 1975-02-06 | ||
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Also Published As
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|---|---|
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