JPH0628788B2 - 連続鋳造における鋳片の連続鍛圧方法 - Google Patents
連続鋳造における鋳片の連続鍛圧方法Info
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- JPH0628788B2 JPH0628788B2 JP16382288A JP16382288A JPH0628788B2 JP H0628788 B2 JPH0628788 B2 JP H0628788B2 JP 16382288 A JP16382288 A JP 16382288A JP 16382288 A JP16382288 A JP 16382288A JP H0628788 B2 JPH0628788 B2 JP H0628788B2
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- B21—MECHANICAL METAL-WORKING WITHOUT ESSENTIALLY REMOVING MATERIAL; PUNCHING METAL
- B21B—ROLLING OF METAL
- B21B15/00—Arrangements for performing additional metal-working operations specially combined with or arranged in, or specially adapted for use in connection with, metal-rolling mills
- B21B15/0035—Forging or pressing devices as units
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- B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
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- B22D11/00—Continuous casting of metals, i.e. casting in indefinite lengths
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- Engineering & Computer Science (AREA)
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- Continuous Casting (AREA)
Description
【発明の詳細な説明】 （産業上の利用分野） 連続鋳造における鋳片の連続鍛圧方法に関してこの明細
書で述べる技術内容は、とくに連続鋳造にて得られた鋳
片の凝固完了点前の段階で有効な鍛圧加工を施すことに
ついての開発成果を提案するものである。
書で述べる技術内容は、とくに連続鋳造にて得られた鋳
片の凝固完了点前の段階で有効な鍛圧加工を施すことに
ついての開発成果を提案するものである。
（従来の技術） 鋼の連鋳々片の中心偏析は、該鋳片の最終凝固域の厚み
中心部でＣ，Ｓ，Ｐなどの溶鋼成分が濃化して正偏析と
なって現われるもので，とくに厚板製品での板厚方向の
機械的性質の低下や、ラミネーションの発生の原因とな
り、従来の鋳造法においては避け難い品質欠陥の１つで
あった。
中心部でＣ，Ｓ，Ｐなどの溶鋼成分が濃化して正偏析と
なって現われるもので，とくに厚板製品での板厚方向の
機械的性質の低下や、ラミネーションの発生の原因とな
り、従来の鋳造法においては避け難い品質欠陥の１つで
あった。
中心偏析の生成機構は、連続鋳造で得られた鋳片の凝固
先端部の凝固収縮のほか、凝固シェルのバルジングなど
によって生じる空疎の真空吸引力も加わって、該凝固先
端部に濃化溶鋼を吸込み鋳片の厚み中心部に正偏析とな
って残るものと考えられる。
先端部の凝固収縮のほか、凝固シェルのバルジングなど
によって生じる空疎の真空吸引力も加わって、該凝固先
端部に濃化溶鋼を吸込み鋳片の厚み中心部に正偏析とな
って残るものと考えられる。
かかる中心偏析の防止対策として例えば２次冷却帯域に
おける電磁攪拌などが試みられたが、セミミクロ偏析ま
でを軽減するには至ったおらずその効果は十分とはいえ
ない。
おける電磁攪拌などが試みられたが、セミミクロ偏析ま
でを軽減するには至ったおらずその効果は十分とはいえ
ない。
この他、鋳片の凝固末期に一対のロールを用いて大圧下
を施すインラインリダクション法（鉄と鋼第60年（197
4）第７号 875〜884 頁参照）の適用も試みられた
が、未凝固層の大きい鋳片領域における圧下が不十分で
あると、凝固界面に割れが発生し、逆に圧下が十分であ
る場合には鋳片の厚み中心部に強い負偏析が生じる等の
問題があった。
を施すインラインリダクション法（鉄と鋼第60年（197
4）第７号 875〜884 頁参照）の適用も試みられた
が、未凝固層の大きい鋳片領域における圧下が不十分で
あると、凝固界面に割れが発生し、逆に圧下が十分であ
る場合には鋳片の厚み中心部に強い負偏析が生じる等の
問題があった。
この点につき特開昭49−12738号公報では鋳片の凝固先
端部付近でロール対による軽圧下を施し、該部分の凝固
収縮量を圧下により補償する方法が、特開昭52−54623
号公報では鍛圧金型を用いて鋳片の凝固完了点近傍を大
圧下する方法が、さらに特開昭60−148651号公報では鋳
片の凝固完了点より前に電磁攪拌を行うか又は超音波を
印加し、鋳片の凝固完了点近傍にて鍛圧加工を施す方式
の連続鋳造手段が、それぞれ提案されている。
端部付近でロール対による軽圧下を施し、該部分の凝固
収縮量を圧下により補償する方法が、特開昭52−54623
号公報では鍛圧金型を用いて鋳片の凝固完了点近傍を大
圧下する方法が、さらに特開昭60−148651号公報では鋳
片の凝固完了点より前に電磁攪拌を行うか又は超音波を
印加し、鋳片の凝固完了点近傍にて鍛圧加工を施す方式
の連続鋳造手段が、それぞれ提案されている。
（発明が解決しようとする課題） ところでロールによる軽圧下の場合には、複数対のロー
ルにより数mm／ｍの圧下を施したとしてもロールピッチ
間に生じる凝固収縮やバルジングを十分に防止すること
ができず、また圧下位置が適切でなければ却って中心偏
析が悪化する不利があった。鍛圧金型を用いて鋳片の凝
固完了点近傍を大圧下する場合においては、インライン
リダクション法の如きロールによる大圧下に比べ、凝固
界面が割れにくく、負偏析も極力回避することが可能
で、セミマクロ偏析まで飛躍的に改善されることが明ら
かになっている。しかしながら未凝固層の大きい鋳片領
域での圧下が不十分であると、凝固界面に割れが発生
し、逆に圧下が大きすぎると鋳片の中心部に強い負偏析
が生じる不利があり、さらに未凝固層の小さい領域を圧
下してもその効果が得られずに最適な圧下条件を模索し
ているのが現状であった。
ルにより数mm／ｍの圧下を施したとしてもロールピッチ
間に生じる凝固収縮やバルジングを十分に防止すること
ができず、また圧下位置が適切でなければ却って中心偏
析が悪化する不利があった。鍛圧金型を用いて鋳片の凝
固完了点近傍を大圧下する場合においては、インライン
リダクション法の如きロールによる大圧下に比べ、凝固
界面が割れにくく、負偏析も極力回避することが可能
で、セミマクロ偏析まで飛躍的に改善されることが明ら
かになっている。しかしながら未凝固層の大きい鋳片領
域での圧下が不十分であると、凝固界面に割れが発生
し、逆に圧下が大きすぎると鋳片の中心部に強い負偏析
が生じる不利があり、さらに未凝固層の小さい領域を圧
下してもその効果が得られずに最適な圧下条件を模索し
ているのが現状であった。
さらに電磁攪拌と鍛圧加工又は超音波と鍛圧加工を組合
せる手段においては負偏析の軽減に有利な等軸晶率を増
大させることができるが単に等軸晶率を増大させるだけ
では未凝固厚み、鋳造速度、溶鋼加熱度等の幅広い条件
について負偏析の生成を回避することは非常に困難であ
った。
せる手段においては負偏析の軽減に有利な等軸晶率を増
大させることができるが単に等軸晶率を増大させるだけ
では未凝固厚み、鋳造速度、溶鋼加熱度等の幅広い条件
について負偏析の生成を回避することは非常に困難であ
った。
この発明の目的は、連続鋳造で得られた鋳片を、該鋳片
の凝固完了点近傍で鍛圧加工する場合に生じていた従来
の問題を解消し健全な鋳片を製造するのに有利な連続鍛
圧方法を提案するところにある。
の凝固完了点近傍で鍛圧加工する場合に生じていた従来
の問題を解消し健全な鋳片を製造するのに有利な連続鍛
圧方法を提案するところにある。
（問題点を解決するための手段） この発明は、連続鋳造用鋳型より引抜いた鋳片をその下
流において連続的に鍛圧加工するに当り、上記鋳片を金
型にて、 の条件に従う周期で圧下する連続鍛圧方法、 ここに、ｔ：圧下周期（sec） δ：圧下量（mm） Ｖｃ：鋳造速度（mm／sec） Ｄ：鍛圧前の鋳片厚み（mm）、 ２）該鋳片の表面に平行な平坦面と、この平坦面に対し
θ≦tan-1μの傾斜面を備えた金型にて圧下する連続鍛
圧方法、 ここに、θ：金型の平坦面に対する傾斜角（°） μ：金型と鋳片との間の摩擦係数 を満足する平均幅になる金型にて圧下する連続鍛圧方
法、 ここに、ａ：金型の平均幅（mm） Ｂ：鍛圧前の鋳片幅（mm） δ：圧下量（mm） Ｄ：鍛圧前の鋳片厚み（mm） である。
流において連続的に鍛圧加工するに当り、上記鋳片を金
型にて、 の条件に従う周期で圧下する連続鍛圧方法、 ここに、ｔ：圧下周期（sec） δ：圧下量（mm） Ｖｃ：鋳造速度（mm／sec） Ｄ：鍛圧前の鋳片厚み（mm）、 ２）該鋳片の表面に平行な平坦面と、この平坦面に対し
θ≦tan-1μの傾斜面を備えた金型にて圧下する連続鍛
圧方法、 ここに、θ：金型の平坦面に対する傾斜角（°） μ：金型と鋳片との間の摩擦係数 を満足する平均幅になる金型にて圧下する連続鍛圧方
法、 ここに、ａ：金型の平均幅（mm） Ｂ：鍛圧前の鋳片幅（mm） δ：圧下量（mm） Ｄ：鍛圧前の鋳片厚み（mm） である。
（作用） 連鋳鋳片の鍛圧時に内部割れを防止するには、凝固界面
に過大な引張歪を発生させるような圧下を行わないこと
であり、具体的には凝固界面に凸状の変形を起こすよう
な形状の金型を用いたり、そのような変形を起こす鍛圧
サイクルを避けることである。まず、連鋳鋳片の長手方
向の断面（以下Ｌ断面という）においては、第１図に示
すような鍛圧金型２で圧下する場合に金型２の変曲点Ａ
で凝固界面を押さないこと、すなわち、１つ前の鍛圧時
において鋳片１の凝固先端点○がＡ点のパスライン上へ
の投影点Ａ″より上流側（未凝固側）に来るような圧下
を行う（○Ａ″＝ｇ≧○）必要がある。一方連鋳鋳造片
の幅方向の断面（以下Ｃ断面という）においては第２図
に示すように、凝固界面に対し全域を平面状金型で押し
込むような、すなわち、凝固界面への圧下力、変形がほ
ぼ均等になるような平均幅ａを有する金型で押し込む必
要がある。この発明は金型形状や鍛圧条件を適正範囲に
設定することにより連鋳鋳片の連続鍛圧加工において内
部割れを効果的に防止したものである。
に過大な引張歪を発生させるような圧下を行わないこと
であり、具体的には凝固界面に凸状の変形を起こすよう
な形状の金型を用いたり、そのような変形を起こす鍛圧
サイクルを避けることである。まず、連鋳鋳片の長手方
向の断面（以下Ｌ断面という）においては、第１図に示
すような鍛圧金型２で圧下する場合に金型２の変曲点Ａ
で凝固界面を押さないこと、すなわち、１つ前の鍛圧時
において鋳片１の凝固先端点○がＡ点のパスライン上へ
の投影点Ａ″より上流側（未凝固側）に来るような圧下
を行う（○Ａ″＝ｇ≧○）必要がある。一方連鋳鋳造片
の幅方向の断面（以下Ｃ断面という）においては第２図
に示すように、凝固界面に対し全域を平面状金型で押し
込むような、すなわち、凝固界面への圧下力、変形がほ
ぼ均等になるような平均幅ａを有する金型で押し込む必
要がある。この発明は金型形状や鍛圧条件を適正範囲に
設定することにより連鋳鋳片の連続鍛圧加工において内
部割れを効果的に防止したものである。
以下内部割れを防止するための具体的な条件をＬ断面と
Ｃ断面に分けて詳細に説明する。
Ｃ断面に分けて詳細に説明する。
まず、Ｌ断面については、鍛圧時の圧下状況上掲第１図
および第３図に示す。内部割れ防止条件は前述のように
○Ａ″＝ｇ≧○のため、第３図では、限界におけるｇ＝
０の場合について示した。鋳片１の未凝固部1bは、その
部分の液相部厚み相当分を圧下することにより圧着され
る。いま、金型直下の未凝固厚をｄ、鋳片の軸芯部の固
相率をｆｓｏとすると、液相分相当厚ｄｌは平均固相率
が より、 これを１回の鍛圧により圧下される液相分厚みdeに換算
すると、 ここに はｌｂの間にdeの鍛圧が必要で、従って、ｌｃの送りピ
ッチにおける１回の鍛圧加工においては次の関係が成立
する。
および第３図に示す。内部割れ防止条件は前述のように
○Ａ″＝ｇ≧○のため、第３図では、限界におけるｇ＝
０の場合について示した。鋳片１の未凝固部1bは、その
部分の液相部厚み相当分を圧下することにより圧着され
る。いま、金型直下の未凝固厚をｄ、鋳片の軸芯部の固
相率をｆｓｏとすると、液相分相当厚ｄｌは平均固相率
が より、 これを１回の鍛圧により圧下される液相分厚みdeに換算
すると、 ここに はｌｂの間にdeの鍛圧が必要で、従って、ｌｃの送りピ
ッチにおける１回の鍛圧加工においては次の関係が成立
する。
(2)式に および(1)式を代入すると 一方、鋳片１に与える１回の鍛圧量δｅは、金型１の傾
斜面における角度をθとすると、 δｅ＝２・ｌｃ・tanθ＝２・Vcｔ・tanθ…(4) ここに、 δ：鋳片の全圧下量（mm） Vc：鋳造速度（mm／sec） ｔ：鍛圧周期（１サイクルの時間（sec）） ｌａ：圧下量δに対応する金型傾斜面のＬ方向接触長さ
（mm） ｌｃ：鍛圧１サイクルの送りピッチ（mm） ｌｂ：（ｌａ−ｌｃ）（mm） 内部割れを防止するには、前述のように次の鍛圧開始時
凝固先端点０がＡ″より未凝固側にある必要があること
から、圧下終了点において、凝固先端点○′はＡ″より
少なくともｌｃだけ前方にくる必要がある。すなわち、
１回分の鍛圧量δｅによってｌｃ前方の未凝固部液相厚
みdeを圧着させることが内部割れ防止の条件となる。
斜面における角度をθとすると、 δｅ＝２・ｌｃ・tanθ＝２・Vcｔ・tanθ…(4) ここに、 δ：鋳片の全圧下量（mm） Vc：鋳造速度（mm／sec） ｔ：鍛圧周期（１サイクルの時間（sec）） ｌａ：圧下量δに対応する金型傾斜面のＬ方向接触長さ
（mm） ｌｃ：鍛圧１サイクルの送りピッチ（mm） ｌｂ：（ｌａ−ｌｃ）（mm） 内部割れを防止するには、前述のように次の鍛圧開始時
凝固先端点０がＡ″より未凝固側にある必要があること
から、圧下終了点において、凝固先端点○′はＡ″より
少なくともｌｃだけ前方にくる必要がある。すなわち、
１回分の鍛圧量δｅによってｌｃ前方の未凝固部液相厚
みdeを圧着させることが内部割れ防止の条件となる。
δｅ＝de …(5) (5)式に(3)，(4)式を代入し、ｔについて整理すると(6)
式が得られる。
式が得られる。
上式が内部割れを防止するための圧下サイクルの周期の
条件となる。
条件となる。
この発明を実操業に適用する場合(6)式にさらにいくつ
かの制約条件がつく。まず金型の傾斜角度θは、圧下
時、鋳片表面ですべらないようにするためには、鍛圧面
での摩擦角度tan-1μより小さくする必要がある。い
ま、ｔの上限値を考えると、(6)式において、（tanθ）
min＝μｍｉｎを代入すればよい。通常の鍛圧ではμ≧
0.10であるので、(6)式にμ＝tan θ＝0.1を代入する
と、(6)′式を得る。
かの制約条件がつく。まず金型の傾斜角度θは、圧下
時、鋳片表面ですべらないようにするためには、鍛圧面
での摩擦角度tan-1μより小さくする必要がある。い
ま、ｔの上限値を考えると、(6)式において、（tanθ）
min＝μｍｉｎを代入すればよい。通常の鍛圧ではμ≧
0.10であるので、(6)式にμ＝tan θ＝0.1を代入する
と、(6)′式を得る。
さらに、中心偏析等、内部品質の改善も併せて考慮する
場合は、次の条件を負荷する必要がある。すなわち鋳片
１の圧下すべき流量における未凝固厚みｄが、 の範囲に、また鋳片１の中心部の固相率ｆｓｏが、 0.5≦ｆｓｏ≦0.9 …(8) の範囲にあること。
場合は、次の条件を負荷する必要がある。すなわち鋳片
１の圧下すべき流量における未凝固厚みｄが、 の範囲に、また鋳片１の中心部の固相率ｆｓｏが、 0.5≦ｆｓｏ≦0.9 …(8) の範囲にあること。
ここにｔの上限値を求めるため、 を(6)′に代入すると、 すなわち、内部品質を改善し、かつ内部割れを防止する
ための金型１の鍛圧周期は、(9)式によって求まる。
ための金型１の鍛圧周期は、(9)式によって求まる。
下限値については、鍛圧装置のハード側の鍛圧動作の応
答特性と設備コストによって決まり、品質とは別問題な
のでここでは特に規定しない。
答特性と設備コストによって決まり、品質とは別問題な
のでここでは特に規定しない。
なお、上記(7)式は鋳片１をδ／ｄ≧0.5の条件にて圧下
した際の圧下前の鋳片厚みＤと未凝固厚みｄの関係にお
ける炭素偏析比（Ｃ／CO）を調査した結果得られたもの
であり（第４図参照）、また上記(8)式は鋳片１をδ／
ｄ≧0.5の条件にて圧下した際の圧下位置における鋳片
の中心部の固相率ｆｓｏと厚み中心部の（Ｃ／CO）との
関係を調査した結果得られたものである（第５図参
照）。
した際の圧下前の鋳片厚みＤと未凝固厚みｄの関係にお
ける炭素偏析比（Ｃ／CO）を調査した結果得られたもの
であり（第４図参照）、また上記(8)式は鋳片１をδ／
ｄ≧0.5の条件にて圧下した際の圧下位置における鋳片
の中心部の固相率ｆｓｏと厚み中心部の（Ｃ／CO）との
関係を調査した結果得られたものである（第５図参
照）。
次にＣ断面については、第２図のように鋳片１の未凝固
幅ｄに対して、金型の圧下力がほぼ均等に作用するよう
に金型幅を確保するようにする。金型幅については、押
し込み部分の平均幅ａをとることにする。例えば、図示
のような台形状金型の場合は、圧下量δ／４における金
型幅ａを代表幅とする。未凝固幅、ｂについては、その
長、短辺における凝固速度を同じと考えると片面からの
凝固厚は、その長、短辺における凝固速度を同じと考え
ると片面からの凝固厚は、 の関係が成立する。従って、 ｂ＝Ｂ−Ｄ＋ｄ …(10) 金型２からの圧下力は、金型２の平均幅ａに対して、内
部にほぼ均等に作用する荷重の広がり角をβとすると、
凝固界面への荷重の有効作用幅、ｆは、 ｆ＝ａ＋２ｓ tan β …(11) ここに、 よって、 内部割れ防止条件はｆ≧ｂであるから、(10)，(12)式よ
り ここで内部品質の改善も考慮して、金型の平均幅ａの下
限値を求めるには、下記(7)式の条件の を(13)式に代入すればよい。また、荷重の広がり角は、
実験結果よりβ≒20°が得られている。これより(13)式
は すなわち金型の圧下平均幅ａを(14)式を満足する値にす
ることによりＣ断面での内部割れを防止し、かつ、内部
品質も併せて改善できる。
幅ｄに対して、金型の圧下力がほぼ均等に作用するよう
に金型幅を確保するようにする。金型幅については、押
し込み部分の平均幅ａをとることにする。例えば、図示
のような台形状金型の場合は、圧下量δ／４における金
型幅ａを代表幅とする。未凝固幅、ｂについては、その
長、短辺における凝固速度を同じと考えると片面からの
凝固厚は、その長、短辺における凝固速度を同じと考え
ると片面からの凝固厚は、 の関係が成立する。従って、 ｂ＝Ｂ−Ｄ＋ｄ …(10) 金型２からの圧下力は、金型２の平均幅ａに対して、内
部にほぼ均等に作用する荷重の広がり角をβとすると、
凝固界面への荷重の有効作用幅、ｆは、 ｆ＝ａ＋２ｓ tan β …(11) ここに、 よって、 内部割れ防止条件はｆ≧ｂであるから、(10)，(12)式よ
り ここで内部品質の改善も考慮して、金型の平均幅ａの下
限値を求めるには、下記(7)式の条件の を(13)式に代入すればよい。また、荷重の広がり角は、
実験結果よりβ≒20°が得られている。これより(13)式
は すなわち金型の圧下平均幅ａを(14)式を満足する値にす
ることによりＣ断面での内部割れを防止し、かつ、内部
品質も併せて改善できる。
（実施例） 第６図に示す鍛圧装置を用いて種々の条件にて実際の鋳
片の鍛圧加工を行い、その時の内部割れの発生状況を、
調査した。
片の鍛圧加工を行い、その時の内部割れの発生状況を、
調査した。
実施例１（Ｌ断面における内部割れの検証） 鋳片は厚さ270mm，幅340mm，鋼種S53C（Ｃ：0.53％，S
i：0.19％，Mn：0.81，Ｓ：0.015％，Ｐ：0.025％）、
およびS25C（Ｃ：0.25％，Si：0.20％，Mn：0.58，Ｓ：
0.010％，Ｐ：0.012％）になるブルームを用い圧下量δ
＝40mm、鋳造速度Ｖｃ＝0.72ｍ／min、未凝固圧ｄ＝16m
m，中心部固相率ｆｓｏ＝0.8、金型傾斜角度θ＝６°と
し鍛圧周期をｔ＝５〜25secの範囲で種々変更して鍛造
加工を行った。
i：0.19％，Mn：0.81，Ｓ：0.015％，Ｐ：0.025％）、
およびS25C（Ｃ：0.25％，Si：0.20％，Mn：0.58，Ｓ：
0.010％，Ｐ：0.012％）になるブルームを用い圧下量δ
＝40mm、鋳造速度Ｖｃ＝0.72ｍ／min、未凝固圧ｄ＝16m
m，中心部固相率ｆｓｏ＝0.8、金型傾斜角度θ＝６°と
し鍛圧周期をｔ＝５〜25secの範囲で種々変更して鍛造
加工を行った。
その結果を第７図に示す。図の縦軸は鍛圧後の600mm長
さのＬ断面サンプルのサルファプリント調査より認めら
れた内部割れの総長さを許容限界の内部割れサンプルの
総長さで除した指数（基準を１とする）を示す。図中に
は、内部割れを防止するための圧下サイクルを(9)式お
よび(6)式で求めた値16.3sec，15.2secを示している
が、これらの値は、内部割れが急増する時間、18secに
近く、かつそれよりも小さい値にあるので、評価式とし
て実用的に十分使えることを示している。なお、この実
施例では(9)式の設計条件に比較的近い条件で鍛圧加工
しているので(9)式と(6)式の値にあまり差は出なかった
が実際の適用にあたっては、より細かい条件が反映でき
る(6)式で評価することが望ましい。
さのＬ断面サンプルのサルファプリント調査より認めら
れた内部割れの総長さを許容限界の内部割れサンプルの
総長さで除した指数（基準を１とする）を示す。図中に
は、内部割れを防止するための圧下サイクルを(9)式お
よび(6)式で求めた値16.3sec，15.2secを示している
が、これらの値は、内部割れが急増する時間、18secに
近く、かつそれよりも小さい値にあるので、評価式とし
て実用的に十分使えることを示している。なお、この実
施例では(9)式の設計条件に比較的近い条件で鍛圧加工
しているので(9)式と(6)式の値にあまり差は出なかった
が実際の適用にあたっては、より細かい条件が反映でき
る(6)式で評価することが望ましい。
実施例２（Ｃ断面における内部割れの検証） 厚さ400mm、幅560mm、鋼種S53CおよびS25Cになるブルー
ムを用い圧下量δ＝100mm、未凝固厚、ｄ＝21mm、金型
の圧下平均値ａをそれぞれ40，60，80および100mmに種
々変更して鍛圧加工を行った。その結果を第８図に示
す。(14)式における金型平均幅ａの下限値が64mmに対
し、金型幅が60mmの場合、限界値に近く80mm以上では内
部割れは全く問題なく、したがって、(14)式の金型の圧
下幅ａについても、内部割れの評価式として実用的に十
分使用できることが確認できこの発明が有効であること
が確かめられた。
ムを用い圧下量δ＝100mm、未凝固厚、ｄ＝21mm、金型
の圧下平均値ａをそれぞれ40，60，80および100mmに種
々変更して鍛圧加工を行った。その結果を第８図に示
す。(14)式における金型平均幅ａの下限値が64mmに対
し、金型幅が60mmの場合、限界値に近く80mm以上では内
部割れは全く問題なく、したがって、(14)式の金型の圧
下幅ａについても、内部割れの評価式として実用的に十
分使用できることが確認できこの発明が有効であること
が確かめられた。
（発明の効果） この発明に基づいて、鍛圧条件、および金型形状を決め
ることにより、鍛圧に伴う鋳片の内部割れを防止でき、
かつ、中心偏析等の内部欠陥も改善できるので、従来の
連鋳材に比べ大幅な品質改善が期待できる。
ることにより、鍛圧に伴う鋳片の内部割れを防止でき、
かつ、中心偏析等の内部欠陥も改善できるので、従来の
連鋳材に比べ大幅な品質改善が期待できる。
第１図は連鋳鋳片の長手方向における内部割れの発生条
件を示す模式図、 第２図は、連鋳鋳片の幅方向における断面図、 第３図は連鋳鋳片の長手方向における断面図、 第４図は、中心偏析の生成状況を圧下前の鋳片厚みＤと
未凝固厚みｄとの関係において示すグラフ、 第５図は、圧下位置における鋳片の中心部の固相率と偏
析比の関係を示すグラフ、 第６図は、鍛圧装置を備えた連続鋳造機の模式図、 第７図は、圧下周期と内部割れ指数の関係グラフ、 第８図は、金型の圧下平均幅ａと内部割れ指数の関係グ
ラフである。 １……鋳片、1a……凝固シェル 1b……未凝固部、２……金型 ３……電磁攪拌装置、４……ガイドロール ５……圧下シリンダー、６……ピンチロール ７……連続鋳造用鋳型
件を示す模式図、 第２図は、連鋳鋳片の幅方向における断面図、 第３図は連鋳鋳片の長手方向における断面図、 第４図は、中心偏析の生成状況を圧下前の鋳片厚みＤと
未凝固厚みｄとの関係において示すグラフ、 第５図は、圧下位置における鋳片の中心部の固相率と偏
析比の関係を示すグラフ、 第６図は、鍛圧装置を備えた連続鋳造機の模式図、 第７図は、圧下周期と内部割れ指数の関係グラフ、 第８図は、金型の圧下平均幅ａと内部割れ指数の関係グ
ラフである。 １……鋳片、1a……凝固シェル 1b……未凝固部、２……金型 ３……電磁攪拌装置、４……ガイドロール ５……圧下シリンダー、６……ピンチロール ７……連続鋳造用鋳型
Claims (3)
- 【請求項１】連続鋳造用鋳型より引き抜いた鋳片をその
下流において連続的に鍛圧加工するに当り、 上記鋳片を、金型にて下記の条件を満足する圧下周期で
圧下することを特徴とする連続鋳造における鋳片の連続
鍛圧方法。 ｔ：圧下周期（sec） δ：圧下量（mm） Ｖｃ：鋳造速度（mm／sec） Ｄ：鍛圧前の鋳片厚み（mm） - 【請求項２】連続鋳造用鋳型より引き抜いた鋳片をその
下流において連続的に鍛圧加工するに当り、上記鋳片
を、該鋳片の表面に沿う平坦面と、この平坦面に対し、
下記の条件を満足する傾斜面を備えた金型にて圧下する
ことを特徴とする連続鋳造における鋳片の連続鍛圧方
法。 θ≦tan-1μ θ：金型の平坦面に対する傾斜角（°） μ：金型と鋳片との間の摩擦係数 - 【請求項３】連続鋳造用鋳型より引き抜いた鋳片をその
下流において連続的に鍛圧加工するに当り、上記鋳片を
下記の条件を満足する圧下平均幅になる金型にて圧下す
ることを特徴とする連続鋳造における鋳片の連続鍛圧方
法。 ａ：金型の平均幅（mm） Ｂ：鍛圧前の鋳片幅（mm） δ：圧下量（mm） Ｄ：鍛圧前の鋳片厚み（mm）
Priority Applications (8)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP16382288A JPH0628788B2 (ja) | 1988-06-30 | 1988-06-30 | 連続鋳造における鋳片の連続鍛圧方法 |
| US07/356,125 US4930207A (en) | 1988-06-07 | 1989-05-24 | Method and apparatus for continuous compression forging of continuously cast steel |
| AU35207/89A AU611804B2 (en) | 1988-06-07 | 1989-05-25 | Method and apparatus for continuous compression forging of continuously cast steel |
| CA000601608A CA1309280C (en) | 1988-06-07 | 1989-06-02 | Method and apparatus for continuous compression forging of continuously cast steel |
| DE8989110233T DE68900750D1 (de) | 1988-06-07 | 1989-06-06 | Verfahren und vorrichtung zum kontinuierlichen schmieden von stahl-strangguss. |
| EP89110233A EP0345734B1 (en) | 1988-06-07 | 1989-06-06 | Method and apparatus for continuous compression forging of continuously cast steel |
| KR1019890007892A KR920000807B1 (ko) | 1988-06-07 | 1989-06-07 | 연속주조에 있어서의 주강의 연속단압방법 및 장치 |
| BR898902678A BR8902678A (pt) | 1988-06-07 | 1989-06-07 | Processo e aparelho para forjamento por compressao continua |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP16382288A JPH0628788B2 (ja) | 1988-06-30 | 1988-06-30 | 連続鋳造における鋳片の連続鍛圧方法 |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPH0215857A JPH0215857A (ja) | 1990-01-19 |
| JPH0628788B2 true JPH0628788B2 (ja) | 1994-04-20 |
Family
ID=15781390
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP16382288A Expired - Fee Related JPH0628788B2 (ja) | 1988-06-07 | 1988-06-30 | 連続鋳造における鋳片の連続鍛圧方法 |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JPH0628788B2 (ja) |
Families Citing this family (2)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| CN105414507A (zh) * | 2015-12-01 | 2016-03-23 | 铜陵奥盛冶金机械有限公司 | 一种连续铸造铁铸胚的方法 |
| JP7073927B2 (ja) * | 2018-06-08 | 2022-05-24 | 日本製鉄株式会社 | 鋳片の連続未凝固鍛造方法 |
-
1988
- 1988-06-30 JP JP16382288A patent/JPH0628788B2/ja not_active Expired - Fee Related
Also Published As
| Publication number | Publication date |
|---|---|
| JPH0215857A (ja) | 1990-01-19 |
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|---|---|---|---|
| LAPS | Cancellation because of no payment of annual fees |