JPH059188B2

JPH059188B2 -

Info

Publication number: JPH059188B2
Application number: JP59143370A
Authority: JP
Inventors: Mikio Suzuki; Shinobu Myahara; Masayuki Hanmyo; Shigetaka Uchida; Tatsuo Obata; Katsumi Matsumura; Yoichi Ishizaka
Original assignee: Nippon Kokan Ltd
Current assignee: JFE Engineering Corp
Priority date: 1984-07-12
Filing date: 1984-07-12
Publication date: 1993-02-04
Also published as: JPS6123559A

Description

【発明の詳細な説明】

［発明の分野］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。［従来技術とその問題点］鋼の連続鋳造法を第８図を参照しながら簡単に
説明する。第８図に示すように、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内に注入される。タンデイツシユ４内注入
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は冷却されて、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によつてガイドされてピンチローラ９
によつて鋳型６の下部から連続的に引き抜かれ
る。鋳型６から引き抜かれた未凝固の鋳片７は、
スプレーノズル（図示せず）からの冷却により冷
却水され、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８（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９図に示すように、パウダースラグ
１０の流入が何らかの理由により減少すると、前
記焼付きが生じて第９図に示すように、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に一部が破断すると、この破断箇所Ａは、
鋳片７の引抜きに伴つて鋳型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が鋳片引抜きに伴つて鋳型６
から抜け出たところで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。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の振幅およひ振動数は、ネガテイブストリツ
プ（鋳型６の１サイクルの振動において、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、鋳型下降時に鋳型の凝固シエル７ａに圧縮
力が付与されて、凝固シエル７ａが破断しにくく
なる。前記時間比率NSR(t)は、鋳型６の１サイクル
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。 NSR(t)＝｛１−１πcos^-1 （−V_c／2π・ｆ・ａ）｝×100（％） ……(1) 但し、 V_c：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）。振動波形が正弦波形のときのネガテイブストリ
ツプ時間比率NSR(t)を上記範囲内に維持するこ
とを条件として、鋳造能率を上げるために、鋳片
引抜き速度V_cを１〜1.8ｍ／min程度に増加させ
るには、鋳型６の振動数ｆまたは鋳型６の振幅ａ
を、鋳片引抜き速度V_c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
ことは技術的に困難であるので、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７ａ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が破断し易くなる。そこで、粘性または軟化点が低いパウダースラ
グを使用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の表面性状が悪化する。従つて、鋳片７を前述したように、高速度で引
き抜く際に、鋳型６の振動数を大きくする必要が
なく、且つ、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、鋳片引抜き速度が変化しても、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
ろかかる方法は提案されていない。［発明の目的］この発明の目的は、鋳片を高速度で鋳型から引
き抜く際に、鋳型の振動数を大きくする必要がな
く、且つ、鋳片引抜き速度が変化しても、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、鋼の連続鋳造用鋳型の振動方法を提供する
ことにある。［発明の概要］この発明は、鋳型を、その振動波形が、下式で
表される波形歪率λを有する非正弦波形となるよ
うに上下方向に振動させ、 λ＝t_Npo-Sio−t_Sio／t_Sio 但し、 t_Npo-Sio：前記鋳片の振動の１サイクルにおける前
記非正弦波形（Ｚ＝_o 〓ⁱ⁼¹ a_isin2π・ｆ・ｉ・ｔ、
ａ：振幅（mm）、ｉ：１〜ｎ、ｆ：振動数（サ
イクル／min）、ｔ：時間（sec））の変位が最
大となる時間、 t_Sio：前記１サイクルにおける正弦波形（Ｚ＝ａ
sin2π・ｆ・ｔ、ａ：振幅（mm）、ｆ：振動数
（サイクル／min）、ｔ：時間（sec））の変位が
最大となる時間、 λ：０＜λ＜１。且つ、前記１サイクルにおけるネガテイブスト
リツプの時間比率NSR(t)が25％以下となるよう
に、前記鋳片を上下方向に振動させ、鋳片引抜き
速度V_Cに応じて、下式に従つて、前記鋳型の振
動数ｆまたは振幅ａを演算し、ｆ・ａ＝β_Npo-Sio・V_C 但し、 β_Npo-Sio：前記波形歪率λと前記ネガテイブスト
リツプの時間比率NSR（ｔ）とによつて決まる
定数。このようにして演算した前記振動数ｆまたは前
記振幅ａに従つて前記鋳型を振動させることによ
り、前記鋳片の高速引き抜きを可能とすることに
特徴を有するものである。［発明の構成］本願発明者等は、上述した観点から、鋳片を高
速度で鋳型から引く抜く際に、鋳型の振動数を大
きくする必要がなく、且つ、鋳片引抜き速度が変
化しても、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。その結果、鋳型の振動波形を
従来のように正弦波形とする代わりに、鋳型の上
昇速度を鋳型の下降速度に比べて遅くすることが
でき、且つ、鋳型の上昇時間を鋳型の下降時間に
比べて長くなることができる非正弦波形となるよ
うに鋳型を振動させれば、鋳片を高速度で鋳型か
ら引き抜く際に、鋳型の振動数を大きくする必要
がなく、且つ、鋳片引抜き速度が変化しても、鋳
型内の凝固シエルに所望の圧縮力を付与すること
ができるといつた知見を得た。この発明は、上述して知見に基づいてなされた
ものである。以下、この発明を詳細に説明する。先ず、この発明における非正弦波形について説
明する。第１図に示すように、鋳型の１サイクル
の振動において、鋳型の変位が最大となる時間
が、正弦波形Ａと比較してどれだけずれているか
を表す値を、下式であらわされる波形歪率λと定
義する。 λ＝t_Npo-Sio−t_Sio／t_Sio ……(2) 但し、 t_Npo-Sio：非正弦波形（第１図中Ｂ）の場合の前記
時間、 t_Sio：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＝ａ sin2π・ｆ・ｔ（但
し、ａ：振幅（mm）、ｆ：振動数（サイクル／
min）、ｔ：時間（sec）で表され、前記非正弦波
形Ｂは、Ｚ＝_o 〓ⁱ⁼¹ ａ_isin2π・ｆ・ｉ・ｔ（但し、、
ａ：振幅（mm）、ｉ：１〜ｎ、ｆ：振動数（サイ
クル／min）、ｔ：時間（sec）で表される。この発明における非正弦波形とは、ポジテイブ
ストリツプ時間比率を大きくするために、振動の
１サイクル時間を一定に維持したまま変位が最大
になる時間を後にずらせた波形、即ち、正弦波形
を偏倚させた波形であり。具体的には、例えば、
第１０図Ａ，Ｂ中ＡからＥに示すような波形であ
る。図中ＡからＥの振動波形の各々は、非正弦波
形を表す式、Ｚ＝_o 〓ⁱ⁼¹ a_isin2π・ｆ・ｉ・ｔの式において、ｉを１から５とし、a₁からa₅を下
表に示すように限定したものである。

【表】次に、上記非正弦波形の波形歪率λの値を変え
て、そのときのネガテイブストリツプの時間比率
NSR(t)とΔF_dpwoとの関係、この条件下で鋳造を
行つたときの鋳片表面状態、および、ブレークア
ウト発生予知による鋳片引抜き中断の有無につい
て、波形歪率λ＝０、即ち、鋳型の振動波形が正
弦波形となるように鋳型を振動させた場合の結果
を合わせて第２図に示す。 ΔF_dpwoとは、鋳型下降時の鋳型にかかる荷重
を示し、これは、鋳型内の凝固シエルに作用する
圧縮力である。第２図から明らかなように、上記ΔF_dpwoの値
が130Kg以上の場合には、鋳型内の凝固シエルに
は常に圧縮力が付与されているので、ブレークア
ウトは発生せず、且つ、鋳片表面状態も良好であ
ることが分かる。また、ΔF_dpwoの値を一定値に維持した場合、
正弦波形に比べて非正弦波形の場合の方がネガテ
イブストリツプの時間比率NSR（ｔ）を小さくで
きることが分かる。これは、鋳型を、その振動波
形が非正弦波形となよろうに振動させれば、鋳型
の振動数を小さくすることができ、この結果、パ
ウダースラグの流入量を増加させることができ、
且つ、鋳型の振動機械系も小型化できることを意
味する。これらの効果が得られる時間比率NSR
(t)の上限値は、25％であることが明らかとなつ
た。以下に、非正弦波形を用いれば、NSR(t)を小
さくすることができ、これにより、鋳型の振動数
を小さくすることができる理由について説明す
る。鋳型の振動速度V_Mと鋳片引抜き速度V_cとが一
致する時刻をt₁、t₂（図１参照）とし、鋳型の振
動１サイクルの時間をt_fとすると、NSRは、下式
によつて表される。 NSR＝t₂−t₁／t_f×100（％）上式において、NSRを小さくするには、t_fを大
きくすれば良い。t_fは、１／ｆ（振動数）である
ので、ｆを小さくすれば、NSRを小さくするこ
とができる。一方、（t₂−t₁）について考えると、鋳型を非
正弦波形に従つて振動させた場合、鋳型の最大下
降速度V_dpwo ^MAXは、下式によつて表される。 V_dpwo ^MAX＝−2π（ｆ／60）a₁ ＋4π（ｆ／60）a₂−6π（ｆ／60）a₃＋…… この一例は、a₁＝0.888、a₂＝−0.284、a₃＝
0.088、a₄＝−0.021、a₅＝0.003とすると、 V_dpwo ^MAX＝3.5975π（ｆ／60）となる。上式から明らかなように、ｆを小さくすると、
V_dpwo ^MAXが小さくなる。V_dpwo ^MAXが小さくなる
（０に近づくことを意味する）と、鋳型の振動速
度と鋳片引抜き速度との相対速度が小さくなつ
て、ネガテイブストリツプが起こつている時間、
即ち、t₁からt₂までの時間が短くなる。即ち、ｆ
を小さくすると、（t₂−t₁）も短くなつて、NSR
が小さくなる。以上のことから、結局、非正弦波形を用いれ
ば、NSR(t)を小さくすることができ、これによ
り、鋳型の振動数を小さくすることができる。上記波形歪率λの範囲は、上述したように０＜
λ＜１であるが、第３図から明らかなように、λ
を0.2以上にすれば、ブレークアウト発生率はよ
り少なくなる。上述したように、鋳型を、その振動波形が非正
弦波形となるように振動させる場合において、鋳
片引抜き速度が変化しても、ネガテイブストリツ
プの時間比率NSR(t)を、25％以下の所定値に維
持する方法について説明する。鋳型を、その振動波形が正弦波形となるように
振動させた場合、前記(1)式における鋳型の振動数
ｆと鋳型の振幅ａとの積は、次式で表される。ｆ・ａ＝β_sio・V_C ……(3) 但し、 β_sio：NSR(t)が一定値のとき一義的に決まる係数
（−１／2πcos｛（１−NSR(t)／100）π｝）。一方、非正弦波形の場合においても、上記正弦
波形におけるとほぼ同様な関係が成り立つ。例え
ば、波形歪率λが0.32である非正弦波形につい
て、ネガテイブストリツプの時間比率NSR(t)が
20％のときの鋳型の振動数ｆと鋳片引抜き速度
V_Cとの関係を、鋳型の振幅ａをパラメータにし
て調べた。この結果を第４図に示す。第４図から
明らかなように、鋳型の振動数ｆと鋳片引抜き速
度V_Cとは原点を通る直線関係にある。次に、前記直線の傾きをαとして、前記傾きα
と鋳型の振幅ａの逆数１／ａとの関係について調
べた。この結果を第５図に示す。第５図から明ら
かなように、前記傾きのと前記１／ａとはほぼ直
線関係にあるので、非正弦波形においても、前記
(3)式が成り立ち、(3)式中の係数β_sioは、鋳型の式
動波形の種類、即ち、波形歪率λの依存している
ことも判明した。従つて、非正弦波形において、鋳型の振動数ｆ
と鋳型の振幅ａとの積を、(3)式における同形式で
表すと、次式のようになる。ｆ・ａ＝β_Npo-sio・V_C 但し、 β_Npo-sio：前記波形歪率λと前記ネガテイブスト
リツプの時間比率NSR(t)とによつて決まる定
数。次に、種々の波形歪率λと、ネガテイブストリ
ツプの時間比率NSR(t)とから前記係数β_Npo-sioを
求め、時間比率NSR(t)をパラメータとして、係
数β_Npo-sioと波形歪率λとの関係を調べた。この
結果を第６図に示す。このようにして、ネガテイブストリツプの時間
比率NSR(t)をパラメータとした、波形歪率λと
前記係数β_Npo-sioとの関係を求めたら、第６図か
ら、鋳片引抜き速度が変化する前の波形歪率λと
時間比率NSR(t)とに対応する前記係数β_Npo-sioを
求める。このようにして、前記係数β_Npo-sioが求
められたら、前記(4)式に前記係数β_Npo-sio、その
ときの鋳型の振動数ｆまたは鋳型の振幅ａ、およ
び、鋳片引抜き速度V_cを代入して、鋳型の振動
数ｆまたは鋳型の振幅ａを演算する。このように
して得られた鋳型の振動数ｆまたは鋳型の振幅ａ
に基づいて、鋳型を振動させれば、鋳片引抜き速
度V_Cが変化しても、ネガテイブストリツプの時
間比率NSR(t)を25％以下の所定値に維持するこ
とができる。なお、通常は、鋳片引抜き速度が変
化する前の鋳型の振幅ａを前記(4)式に代入して、
鋳型の振動数ｆを演算する。波形歪率λ＝0.27％、ネガテイブストリツプの
時間比率NSR(t)＝15％、振幅ａ＝3.0mmの条件で
鋳型を振動させながら鋳造を行つたときの時間
と、鋳型の振動数ｆおよび鋳片引抜き速度V_Cの
変更例を第７図に示す。［発明の効果］以上説明したように、この発明によれば、鋳片
引抜き速度が変化しても。鋳型内の凝固シエルに
所望の圧縮力を常に付与することができ、且つ、
前記圧縮力を一定とした場合に、ネガテイブスト
リツプの時間比率NSR(t)を、正弦波形の場合に
比べて小さくすることができるので、鋳型の振動
数を小さくすることができる。従つて、パウダー
スラグを十分に凝固シエルと鋳型との間に流入さ
せることができるので、鋳片を鋳型から高速度で
引き抜いても、ブレークアウトは生じず、且つ、
表面性状が優れた鋳片を鋳造することができる。

【図面の簡単な説明】

第１図は、本発明方および従来方による鋳型の
振動波形を示すグラフ、第２図は、NSR(t)と
ΔF_dpwoとの関係を示すグラフ、第３図は、λと
ブレークアウト発生率との関係を示すグラフ、第
４図は、ａをパラメータとした、V_cとｆとの関
係を示すグラフ、第５図は、１／ａとαとの関係
を示すグラフ、第６図は、NSR(t)をパラメータ
とした、λとβ_Npo-Sioとの関係を示すグラフ、第
７図は、時間と、V_cおよびｆとの関係を示すグ
ラフ、第８図は、連続鋳造法の概略を示す断面
図、第９図は、ブレークアウトの発生原因の説明
図、第１０図Ａ，Ｂは、この発明におけるひ正弦
波形の具体例を示すグラフである。図面におい
て、１……取鍋、２……溶鋼、３……エアーシ
ールパイプ、４……タンデイシユ、５……浸漬ノ
ズル、６……鋳型、７……鋳片、８……ガイドロ
ーラ、９……ピンチロール、１０……パウダース
ラグ。

Claims

【特許請求の範囲】１鋳型を、その振動波形が、下式で表される波
形歪率λを有する非正弦波形となるように上下方
向に振動させ、 λ＝t_Npo-Sio−t_Sio／t_Sio 但し、 t_Npo-Sio：前記鋳片の振動の１サイクルにおける前
記非正弦波形（Ｚ＝_o 〓ⁱ⁼¹ a_isin2π・ｆ・ｉ・ｔ、
ａ：振幅（mm）、ｉ：１〜ｎ、ｆ：振動数（サ
イクル／min）、ｔ：時間（sec））の変位が最
大となる時間、 t_Sio：前記１サイクルにおける正弦波形（Ｚ＝ａ
sin2π・ｆ・ｔ、ａ：振幅（mm）、ｆ：振動数
（サイクル／min）、ｔ：時間（sec））の変位が
最大となる時間、 λ：０＜λ＜１。且つ、前記１サイクルにおけるネガテイブスト
リツプの時間比率NSR(t)が25％以下となるよう
に、前記鋳片を上下方向に振動させ、鋳片引抜き
速度V_Cに応じて、下式に従つて、前記鋳型の振
動数ｆまたは振幅ａを演算し、ｆ・ａ＝β_Npo-Sio・V_C 但し、 β_Npo-Sio：前記波形歪率λと前記ネガテイブスト
リツプの時間比率NSR(t)とによつて決まる定
数。このようにして演算した前記振動数ｆまたは前
記振幅ａに従つて前記鋳型を振動させることによ
り、前記鋳片の高速引き抜き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。