JPH08187550A - ビレットの連続鋳造方法及び該方法に使用する鋳型 - Google Patents
ビレットの連続鋳造方法及び該方法に使用する鋳型Info
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- JPH08187550A JPH08187550A JP34060194A JP34060194A JPH08187550A JP H08187550 A JPH08187550 A JP H08187550A JP 34060194 A JP34060194 A JP 34060194A JP 34060194 A JP34060194 A JP 34060194A JP H08187550 A JPH08187550 A JP H08187550A
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Abstract
(57)【要約】
【目的】 ビレットに菱形変形を生じることなく、高速
の安定した鋳造が可能なビレットの連続鋳造方法及び該
方法に使用する鋳型を提供する。 【構成】 鋳型１５の内面を下方に向かって徐々に縮小
する直線状テーパーを形成し、定常操業状態のメニスカ
ス最下位置より下位置で２００ｍｍ以内の鋳型１５の内
面に、１又は複数の横溝１６あるいは多数のディンプル
２１〜２３からなるエアギャップ部１７を略均等に設
け、鋳型１５の内周面に沿って形成される凝固シェル１
８からの熱流束を減少させ、凝固シェル１８の均等収縮
を図ってビレットの菱形変形を減少させる。
の安定した鋳造が可能なビレットの連続鋳造方法及び該
方法に使用する鋳型を提供する。 【構成】 鋳型１５の内面を下方に向かって徐々に縮小
する直線状テーパーを形成し、定常操業状態のメニスカ
ス最下位置より下位置で２００ｍｍ以内の鋳型１５の内
面に、１又は複数の横溝１６あるいは多数のディンプル
２１〜２３からなるエアギャップ部１７を略均等に設
け、鋳型１５の内周面に沿って形成される凝固シェル１
８からの熱流束を減少させ、凝固シェル１８の均等収縮
を図ってビレットの菱形変形を減少させる。
Description
【０００１】
【産業上の利用分野】本発明は、菱形変形の少ないビレ
ットの連続鋳造方法及び該方法に使用する鋳型に関す
る。
ットの連続鋳造方法及び該方法に使用する鋳型に関す
る。
【０００２】
【従来の技術】ビレットを連続鋳造する場合には、図１
８に示すように内側断面が略四角形で上下方向にオシレ
ーションする鋳型５０内に上部のタンディッシュから溶
鋼５１を注入し、水冷された前記鋳型５０の側面から熱
を吸収させて鋳型内面に凝固シェル５２を形成し、徐々
に引き出すと共に芯部の溶鋼も徐々に凝固させ、ビレッ
トとしていた。そして、前記鋳型内面と凝固シェル５２
との潤滑を図るために、鋳型５０の上部からレプシード
オイル（潤滑油の一例）を少しずつ注入し、このレプシ
ードオイルを炭化させて潤滑剤としていた。
８に示すように内側断面が略四角形で上下方向にオシレ
ーションする鋳型５０内に上部のタンディッシュから溶
鋼５１を注入し、水冷された前記鋳型５０の側面から熱
を吸収させて鋳型内面に凝固シェル５２を形成し、徐々
に引き出すと共に芯部の溶鋼も徐々に凝固させ、ビレッ
トとしていた。そして、前記鋳型内面と凝固シェル５２
との潤滑を図るために、鋳型５０の上部からレプシード
オイル（潤滑油の一例）を少しずつ注入し、このレプシ
ードオイルを炭化させて潤滑剤としていた。
【０００３】
【発明が解決しようとする課題】しかしながら、前記ビ
レットの鋳造を高速（例えば、３ｍ／ｍｉｎ）で行おう
とすると、ビレットの外周４面に凝固シェル５２と鋳型
５０との隙間が均一でないことに起因する不均一冷却に
伴う凝固収縮差が生じ、生じた製品の断面に菱形変形が
生じていた。従って、従来のビレットの連続鋳造方法に
おいては、許容された菱形変形が生じる速度の範囲内で
操業を行っていたので、比較的鋳造速度が遅く生産性が
悪いという問題があった。一方、断面長四角形のスラブ
の連続鋳造においては、特公昭５７−１１７３５号公報
に示されるように、鋳型内部の全面もしくは一部に均等
に、幅もしくは直径が２．５ｍｍ以下の多数の凹部を設
け、鋳片の縦割れ及びノロかみ等の疵を防止することを
目的とする連続鋳造用鋳型が提案されているが、この技
術をビレットの連続鋳造に適用すると、凹部の直径が
２．５ｍｍ以下であるので、徐々に凹部に潤滑剤である
炭素粉が詰まってしまい、安定した鋳造を行いにくい問
題があることが分かった。本発明はかかる事情に鑑みて
なされたもので、ビレットに菱形変形を生じることな
く、高速の安定した鋳造が可能なビレットの連続鋳造方
法及び該方法に使用する鋳型を提供することを目的とす
る。
レットの鋳造を高速（例えば、３ｍ／ｍｉｎ）で行おう
とすると、ビレットの外周４面に凝固シェル５２と鋳型
５０との隙間が均一でないことに起因する不均一冷却に
伴う凝固収縮差が生じ、生じた製品の断面に菱形変形が
生じていた。従って、従来のビレットの連続鋳造方法に
おいては、許容された菱形変形が生じる速度の範囲内で
操業を行っていたので、比較的鋳造速度が遅く生産性が
悪いという問題があった。一方、断面長四角形のスラブ
の連続鋳造においては、特公昭５７−１１７３５号公報
に示されるように、鋳型内部の全面もしくは一部に均等
に、幅もしくは直径が２．５ｍｍ以下の多数の凹部を設
け、鋳片の縦割れ及びノロかみ等の疵を防止することを
目的とする連続鋳造用鋳型が提案されているが、この技
術をビレットの連続鋳造に適用すると、凹部の直径が
２．５ｍｍ以下であるので、徐々に凹部に潤滑剤である
炭素粉が詰まってしまい、安定した鋳造を行いにくい問
題があることが分かった。本発明はかかる事情に鑑みて
なされたもので、ビレットに菱形変形を生じることな
く、高速の安定した鋳造が可能なビレットの連続鋳造方
法及び該方法に使用する鋳型を提供することを目的とす
る。
【０００４】
【課題を解決するための手段】前記目的に沿う請求項１
記載のビレットの連続鋳造方法は、上下方向にオシレー
トし、内側断面が略四角形の鋳型に、上部から溶湯を注
入すると共に少量の潤滑油を注入しながら鋳造を行うビ
レットの連続鋳造方法において、前記鋳型の内面を下方
に向かって徐々に縮小する直線状テーパーとし、成長し
て下方に移動する凝固シェルとの隙間を小さく保つと共
に、定常操業状態のメニスカス最下位置より下位置で２
００ｍｍ以内の前記鋳型の内周４面に、１又は複数の横
溝あるいは多数のディンプルからなるエアギャップ部を
それぞれ設け、通過する前記凝固シェルの緩冷却を行っ
て前記鋳型の各内面の冷却能を略均一とし、前記ビレッ
トの菱形変形を減少させている。請求項２記載のビレッ
トの連続鋳造に使用する鋳型は、上下方向にオシレート
し、上部から溶湯を注入すると共に少量の潤滑油を注入
してビレットの連続鋳造を行う内側断面が略四角形の鋳
型において、内面を下方に向かって徐々に縮小する直線
状テーパーとし、更に、定常操業状態のメニスカス最下
位置より下位置で２００ｍｍ以内の前記鋳型の内面に、
平均エアギャップ深さが２０μｍ以上でその幅（Ｗ）
が、以下の式を満足する横溝を内周４面に設けて構成さ
れている。 ３ｍｍ ≦ Ｗ ≦（鋳型のオシレーション振幅）×２＋１０ｍｍ ・・・・・・・（１） そして、請求項３記載のビレットの連続鋳造に使用する
鋳型は、上下方向にオシレートし、上部から溶湯を注入
すると共に少量の潤滑油を注入してビレットの連続鋳造
を行う内側断面が略四角形の鋳型において、内面を下方
に向かって徐々に縮小する直線状テーパーとし、更に、
定常操業状態のメニスカス最下位置より下位置で２００
ｍｍ以内の前記鋳型の内面に、平均エアギャップ深さが
２０μｍ以上でその径（Ｄ）が以下の式を満足するディ
ンプルを、内周４面に隙間を設けて多数形成して構成さ
れている。 ３ｍｍ ≦ Ｄ ≦（鋳型のオシレーション振幅）×２＋１０ｍｍ ・・・・（２）
記載のビレットの連続鋳造方法は、上下方向にオシレー
トし、内側断面が略四角形の鋳型に、上部から溶湯を注
入すると共に少量の潤滑油を注入しながら鋳造を行うビ
レットの連続鋳造方法において、前記鋳型の内面を下方
に向かって徐々に縮小する直線状テーパーとし、成長し
て下方に移動する凝固シェルとの隙間を小さく保つと共
に、定常操業状態のメニスカス最下位置より下位置で２
００ｍｍ以内の前記鋳型の内周４面に、１又は複数の横
溝あるいは多数のディンプルからなるエアギャップ部を
それぞれ設け、通過する前記凝固シェルの緩冷却を行っ
て前記鋳型の各内面の冷却能を略均一とし、前記ビレッ
トの菱形変形を減少させている。請求項２記載のビレッ
トの連続鋳造に使用する鋳型は、上下方向にオシレート
し、上部から溶湯を注入すると共に少量の潤滑油を注入
してビレットの連続鋳造を行う内側断面が略四角形の鋳
型において、内面を下方に向かって徐々に縮小する直線
状テーパーとし、更に、定常操業状態のメニスカス最下
位置より下位置で２００ｍｍ以内の前記鋳型の内面に、
平均エアギャップ深さが２０μｍ以上でその幅（Ｗ）
が、以下の式を満足する横溝を内周４面に設けて構成さ
れている。 ３ｍｍ ≦ Ｗ ≦（鋳型のオシレーション振幅）×２＋１０ｍｍ ・・・・・・・（１） そして、請求項３記載のビレットの連続鋳造に使用する
鋳型は、上下方向にオシレートし、上部から溶湯を注入
すると共に少量の潤滑油を注入してビレットの連続鋳造
を行う内側断面が略四角形の鋳型において、内面を下方
に向かって徐々に縮小する直線状テーパーとし、更に、
定常操業状態のメニスカス最下位置より下位置で２００
ｍｍ以内の前記鋳型の内面に、平均エアギャップ深さが
２０μｍ以上でその径（Ｄ）が以下の式を満足するディ
ンプルを、内周４面に隙間を設けて多数形成して構成さ
れている。 ３ｍｍ ≦ Ｄ ≦（鋳型のオシレーション振幅）×２＋１０ｍｍ ・・・・（２）
【０００５】
【作用】請求項１記載のビレットの連続鋳造方法及び請
求項２、３記載のビレットの連続鋳造に使用する鋳型に
おいては、メニスカス最下位置から２００ｍｍ以内の鋳
型内面に、１又は２以上の横溝あるいは多数のディンプ
ルからなるエアギャップ部を略均等に設けているので、
ビレットと鋳型の間に強制的に隙間が形成される。そし
て、鋳型の内面を下方に向かって徐々に縮小する直線状
テーパーとしているので、これによって鋳型内でのビレ
ットの偏心を防止し、更に熱流束が略均等に減少するの
で、凝固シェルの特定面のみが鋳型に密接して偏って冷
却されることがなく、結果として凝固シェルが略均等に
収縮し、高速鋳造しても菱形変形の少ないビレットを製
造できる。以下、本発明の作用につき詳しく説明する。
求項２、３記載のビレットの連続鋳造に使用する鋳型に
おいては、メニスカス最下位置から２００ｍｍ以内の鋳
型内面に、１又は２以上の横溝あるいは多数のディンプ
ルからなるエアギャップ部を略均等に設けているので、
ビレットと鋳型の間に強制的に隙間が形成される。そし
て、鋳型の内面を下方に向かって徐々に縮小する直線状
テーパーとしているので、これによって鋳型内でのビレ
ットの偏心を防止し、更に熱流束が略均等に減少するの
で、凝固シェルの特定面のみが鋳型に密接して偏って冷
却されることがなく、結果として凝固シェルが略均等に
収縮し、高速鋳造しても菱形変形の少ないビレットを製
造できる。以下、本発明の作用につき詳しく説明する。
【０００６】メニスカス最下位置より下位置２００ｍｍ
の範囲においては、溶湯から鋳型へ抜熱される熱流束が
最も大きい。この熱流束の大きさは、主に凝固シェルと
鋳型間のエアギャップに依存し、その関係を図２に示
す。さて、従来のビレットの連続鋳造においては、ビレ
ットと鋳型内面の隙間のために、ビレットの偏心が生
じ、これにより鋳型と凝固シェルとの間のエアギャップ
がビレットの面間で不均一になり、このエアギャップ偏
差Δｄ1 のためにビレット面間の熱流束に偏差ΔＱ1 が
生じる。この結果、ビレット側面の凝固収縮にアンバラ
ンスを生じ、製品に菱形変形が発生する。図１はビレッ
ト面間の熱流束偏差と菱形変形の関係を実験により求め
た結果を示すが、このグラフから菱形変形を３°以内に
するためには、ΔＱ≦１００万ｋｃａｌ／ｍ2 ｈｒとす
ることが必要となる。ここで、熱流束偏差ΔＱを小さく
する手段として、まず、メニスカスの下部に適当深さ
以上のエアギャップ部を均等に設けることによって、熱
流束の大きさを、例えば４００万ｋｃａｌ／ｍ2 ｈｒか
ら３００万ｋｃａｌ／ｍ2 ｈｒに減少させる。そし
て、更にモールドテーパーを直線状で適正値にすること
により、ビレットと鋳型間の隙間を小さくする（例え
ば、平均エアギャップ偏差Δｄ1 を２０μｍから１０μ
ｍに小さくする）手段があるが、及びの手段を併用
することによって、ビレットの面間熱流束偏差が小さく
なるので、ビレットは鋳型によって均等冷却される。こ
のため、高速（例えば、３．４ｍ／ｍｉｎ）で鋳造して
も欠陥の少ないビレットが製造される。さて、面間の熱
流束偏差を少なくする手段として、ビレットと鋳型面間
の隙間を０とすれば、ΔＱを０とすることも理論的には
可能であるが、このためにはモールドテーパーをシェル
の凝固収縮プロフィールに沿った複雑な曲線形状としな
ければならず、しかもそれでも鋳片表面のミクロ的な凹
凸のために完全にエアギャップを０とすることは現実的
には不可能となる。また、人工的なエアギャップ部によ
る緩冷却効果だけでも、熱流束偏差を十分小さくするこ
とができるとも考えられるが、モールドテーパーが不適
切（例えば、ストレート）で鋳片の偏心が大の場合には
熱流束偏差を小さくすることはできない。次に、溝部の
エアギャップ部による緩冷却効果は、凹部面積率、溝部
深さに応じて、図３に示す如くとなる。凹部面積率につ
いては２〜８４％程度が菱形変形防止に効果がある。こ
の凹部面積率が２％より小さいと熱流束が大きくなっ
て、従来技術と同様に鋳型内面の温度偏差が大きくな
り、８４％を越えると凝固シェルが鋳型に当接する部分
が減少し、結果として鋳型内面の摩耗が増大し、鋳型の
寿命が短くなる。また、溝部深さについては、凹部面積
率が数十％以上のものについては、０．１〜０．２ｍｍ
以上の深さで、緩冷却度合いが略一定となるので、これ
以上溝部深さを深くしても実質的効果がない。従来の連
続鋳造においては、メニスカス下部の熱流束がメニスカ
ス下方に行くに従い、急激に減少するのに対して、本発
明に係る連続鋳造においては、図４の左側に破線ａで示
すように略一定レベルとなる。この結果、凝固シェルの
収縮プロフィールも従来は急激な熱流束の変化に応じて
複雑な曲線形状ｂになるのに対して、図４の破線ｃで示
すように単純な直線形状に近づけることができる。それ
故に、鋳型内面を適正角度（例えば、０．３〜１．２％
／ｍ）の直線状のモールドテーパーを形成することによ
って、容易にビレットと鋳型間の隙間を小さくし、鋳片
（ビレット）の偏心量を小さくすることができる。
の範囲においては、溶湯から鋳型へ抜熱される熱流束が
最も大きい。この熱流束の大きさは、主に凝固シェルと
鋳型間のエアギャップに依存し、その関係を図２に示
す。さて、従来のビレットの連続鋳造においては、ビレ
ットと鋳型内面の隙間のために、ビレットの偏心が生
じ、これにより鋳型と凝固シェルとの間のエアギャップ
がビレットの面間で不均一になり、このエアギャップ偏
差Δｄ1 のためにビレット面間の熱流束に偏差ΔＱ1 が
生じる。この結果、ビレット側面の凝固収縮にアンバラ
ンスを生じ、製品に菱形変形が発生する。図１はビレッ
ト面間の熱流束偏差と菱形変形の関係を実験により求め
た結果を示すが、このグラフから菱形変形を３°以内に
するためには、ΔＱ≦１００万ｋｃａｌ／ｍ2 ｈｒとす
ることが必要となる。ここで、熱流束偏差ΔＱを小さく
する手段として、まず、メニスカスの下部に適当深さ
以上のエアギャップ部を均等に設けることによって、熱
流束の大きさを、例えば４００万ｋｃａｌ／ｍ2 ｈｒか
ら３００万ｋｃａｌ／ｍ2 ｈｒに減少させる。そし
て、更にモールドテーパーを直線状で適正値にすること
により、ビレットと鋳型間の隙間を小さくする（例え
ば、平均エアギャップ偏差Δｄ1 を２０μｍから１０μ
ｍに小さくする）手段があるが、及びの手段を併用
することによって、ビレットの面間熱流束偏差が小さく
なるので、ビレットは鋳型によって均等冷却される。こ
のため、高速（例えば、３．４ｍ／ｍｉｎ）で鋳造して
も欠陥の少ないビレットが製造される。さて、面間の熱
流束偏差を少なくする手段として、ビレットと鋳型面間
の隙間を０とすれば、ΔＱを０とすることも理論的には
可能であるが、このためにはモールドテーパーをシェル
の凝固収縮プロフィールに沿った複雑な曲線形状としな
ければならず、しかもそれでも鋳片表面のミクロ的な凹
凸のために完全にエアギャップを０とすることは現実的
には不可能となる。また、人工的なエアギャップ部によ
る緩冷却効果だけでも、熱流束偏差を十分小さくするこ
とができるとも考えられるが、モールドテーパーが不適
切（例えば、ストレート）で鋳片の偏心が大の場合には
熱流束偏差を小さくすることはできない。次に、溝部の
エアギャップ部による緩冷却効果は、凹部面積率、溝部
深さに応じて、図３に示す如くとなる。凹部面積率につ
いては２〜８４％程度が菱形変形防止に効果がある。こ
の凹部面積率が２％より小さいと熱流束が大きくなっ
て、従来技術と同様に鋳型内面の温度偏差が大きくな
り、８４％を越えると凝固シェルが鋳型に当接する部分
が減少し、結果として鋳型内面の摩耗が増大し、鋳型の
寿命が短くなる。また、溝部深さについては、凹部面積
率が数十％以上のものについては、０．１〜０．２ｍｍ
以上の深さで、緩冷却度合いが略一定となるので、これ
以上溝部深さを深くしても実質的効果がない。従来の連
続鋳造においては、メニスカス下部の熱流束がメニスカ
ス下方に行くに従い、急激に減少するのに対して、本発
明に係る連続鋳造においては、図４の左側に破線ａで示
すように略一定レベルとなる。この結果、凝固シェルの
収縮プロフィールも従来は急激な熱流束の変化に応じて
複雑な曲線形状ｂになるのに対して、図４の破線ｃで示
すように単純な直線形状に近づけることができる。それ
故に、鋳型内面を適正角度（例えば、０．３〜１．２％
／ｍ）の直線状のモールドテーパーを形成することによ
って、容易にビレットと鋳型間の隙間を小さくし、鋳片
（ビレット）の偏心量を小さくすることができる。
【０００７】そして、前記エアギャップ部を形成する１
又は２以上の横溝あるいは多数のディンプルは、定常操
業状態の上下動するメニスカスの最下位置から２００ｍ
ｍの範囲で形成されているので、この部分には凝固シェ
ルが形成され、該凝固シェルを介して溶湯とエアギャッ
プ部が接し、結果として溶湯の差し込みがなくなり、特
公昭５７−１１７３５号公報記載の幅もしくは直径が
２．５ｍｍ以下の凹部より十分広い溝あるいは十分大き
い直径のディンプルを形成することができる。これによ
って、潤滑剤である炭素粉による目詰まりも解消する。
実際の操業のデータを図５に示すが、メニスカスの最下
位置から約１５ｍｍ程度（更に、好ましくは図６に示す
ように、メニスカスから２０ｍｍ程度）下方で２００ｍ
ｍの範囲に前記エアギャップ部を形成するのが好まし
く、これによって、二重肌等の表面欠陥、ブレークアウ
トも解消でき、更に鋳造速度の増大を図ることができ
る。なお、エアギャップ部がメニスカスから２００ｍｍ
を越えると、凝固シェルの厚みも厚いので、菱形変形防
止の効果は殆どない。
又は２以上の横溝あるいは多数のディンプルは、定常操
業状態の上下動するメニスカスの最下位置から２００ｍ
ｍの範囲で形成されているので、この部分には凝固シェ
ルが形成され、該凝固シェルを介して溶湯とエアギャッ
プ部が接し、結果として溶湯の差し込みがなくなり、特
公昭５７−１１７３５号公報記載の幅もしくは直径が
２．５ｍｍ以下の凹部より十分広い溝あるいは十分大き
い直径のディンプルを形成することができる。これによ
って、潤滑剤である炭素粉による目詰まりも解消する。
実際の操業のデータを図５に示すが、メニスカスの最下
位置から約１５ｍｍ程度（更に、好ましくは図６に示す
ように、メニスカスから２０ｍｍ程度）下方で２００ｍ
ｍの範囲に前記エアギャップ部を形成するのが好まし
く、これによって、二重肌等の表面欠陥、ブレークアウ
トも解消でき、更に鋳造速度の増大を図ることができ
る。なお、エアギャップ部がメニスカスから２００ｍｍ
を越えると、凝固シェルの厚みも厚いので、菱形変形防
止の効果は殆どない。
【０００８】特に、請求項２記載のビレットの連続鋳造
に使用する鋳型においては、鋳型内面に平均エアギァッ
プ深さが２０μｍ以上の横溝（スリット）を形成してい
る。これは、図７に示すデータからも明らかなように、
平均エアギァップ深さが２０μｍより小さくなると菱形
変形角度が３度以上となるからである。なお、横溝の深
さについては、０．１ｍｍ以上であれば、熱流束が安定
し、菱形変形角度も１度以下となるので、この状態で操
業を行うのが好ましい（以下に説明するディンプルにつ
いても同様）。また、横溝の幅（Ｗ）については、前記
（１）式のようにしているが、これは３ｍｍ以下であれ
ば、前記したように定常操業においては横溝内に潤滑剤
である炭素粉が詰まり、結果として横溝が無くなり、図
８に示すように菱形変形角度が３度以上となって不良品
となる。そして、図９に示すように鋳型１０は上下にオ
シレーションをさせているので、横溝１１の部分が上下
し、常時横溝が形成されている幅（ｘ）は、（Ｗ−２
ａ）となる。一方、鋳型１０の内面に形成されている横
溝１１が広いと、凝固シェル１３の内側に充填されてい
る溶湯１２によって凝固シェル１３が溝内に押し込ま
れ、製品に欠陥を生じることになる。更に、図８からも
明らかなように、２倍のオシレ−ションストローク
（ａ）を引いた値が１０ｍｍを越えると、菱形変形角度
が３度以上となるので、前記（１）式のように決定すれ
ば、菱形変形角度が３度以下のビレットを連続鋳造でき
ることになる。
に使用する鋳型においては、鋳型内面に平均エアギァッ
プ深さが２０μｍ以上の横溝（スリット）を形成してい
る。これは、図７に示すデータからも明らかなように、
平均エアギァップ深さが２０μｍより小さくなると菱形
変形角度が３度以上となるからである。なお、横溝の深
さについては、０．１ｍｍ以上であれば、熱流束が安定
し、菱形変形角度も１度以下となるので、この状態で操
業を行うのが好ましい（以下に説明するディンプルにつ
いても同様）。また、横溝の幅（Ｗ）については、前記
（１）式のようにしているが、これは３ｍｍ以下であれ
ば、前記したように定常操業においては横溝内に潤滑剤
である炭素粉が詰まり、結果として横溝が無くなり、図
８に示すように菱形変形角度が３度以上となって不良品
となる。そして、図９に示すように鋳型１０は上下にオ
シレーションをさせているので、横溝１１の部分が上下
し、常時横溝が形成されている幅（ｘ）は、（Ｗ−２
ａ）となる。一方、鋳型１０の内面に形成されている横
溝１１が広いと、凝固シェル１３の内側に充填されてい
る溶湯１２によって凝固シェル１３が溝内に押し込ま
れ、製品に欠陥を生じることになる。更に、図８からも
明らかなように、２倍のオシレ−ションストローク
（ａ）を引いた値が１０ｍｍを越えると、菱形変形角度
が３度以上となるので、前記（１）式のように決定すれ
ば、菱形変形角度が３度以下のビレットを連続鋳造でき
ることになる。
【０００９】次に、請求項３記載のビレットの連続鋳造
に使用する鋳型においても、鋳型の内面で、定常操業状
態のメニスカス最下位置から２００ｍｍの範囲に、平均
エアギァップ深さが２０μｍ以上で、その径Ｄが前記
（２）式を満足する多数のディンプルを形成している
が、この数値限定も請求項２記載の鋳型と同じ理由であ
る。なお、エアギャップ部を縦溝によって形成した場合
について検討すると、縦溝は鋳型の内面に凝固シェルの
進行方向に向かって連続的に形成されるので、溶湯によ
って押圧される凝固シェルが連続的に差し込むことによ
り、ビレットの表面に縦溝が転写され、その結果として
鋳片表面性状が著しく損なわれ、ビレット鋳片の表面割
れ、又は圧延時の割れといった製品欠陥になり易い。ま
た、高速鋳造時には、モールド下方で縦溝に対応した凝
固遅れ部よりブレークアウトするという問題が生じる。
一方、請求項２、３記載のビレットの連続鋳造に使用す
る鋳型においては、前述のようにエアギャップ部を横溝
あるいはディンプルによって形成しているので、ビレッ
トの表面にこれらの形状が転写されることがなく、前述
のような欠陥を生じることがない。
に使用する鋳型においても、鋳型の内面で、定常操業状
態のメニスカス最下位置から２００ｍｍの範囲に、平均
エアギァップ深さが２０μｍ以上で、その径Ｄが前記
（２）式を満足する多数のディンプルを形成している
が、この数値限定も請求項２記載の鋳型と同じ理由であ
る。なお、エアギャップ部を縦溝によって形成した場合
について検討すると、縦溝は鋳型の内面に凝固シェルの
進行方向に向かって連続的に形成されるので、溶湯によ
って押圧される凝固シェルが連続的に差し込むことによ
り、ビレットの表面に縦溝が転写され、その結果として
鋳片表面性状が著しく損なわれ、ビレット鋳片の表面割
れ、又は圧延時の割れといった製品欠陥になり易い。ま
た、高速鋳造時には、モールド下方で縦溝に対応した凝
固遅れ部よりブレークアウトするという問題が生じる。
一方、請求項２、３記載のビレットの連続鋳造に使用す
る鋳型においては、前述のようにエアギャップ部を横溝
あるいはディンプルによって形成しているので、ビレッ
トの表面にこれらの形状が転写されることがなく、前述
のような欠陥を生じることがない。
【００１０】
【実施例】続いて、添付した図面を参照しつつ、本発明
を具体化した実施例につき説明し、本発明の理解に供す
る。ここに、図１０は本発明の一実施例に係るビレット
の連続鋳造に使用する鋳型の断面図、図１１は同部分斜
視図、図１２は同部分詳細図、図１３は同部分拡大図、
図１４は該実施例に係る鋳型と従来例に係る鋳型の面温
度偏差を示すグラフ、図１５は該実施例に係る鋳型と従
来例に係る鋳型のコーナー部の温度偏差を示すグラフ、
図１６は他の実施例に係るエアギャップ部の形状を示す
説明図、図１７は本発明の実施例に係る鋳型と従来例の
鋳型の使用可能領域の説明図である。
を具体化した実施例につき説明し、本発明の理解に供す
る。ここに、図１０は本発明の一実施例に係るビレット
の連続鋳造に使用する鋳型の断面図、図１１は同部分斜
視図、図１２は同部分詳細図、図１３は同部分拡大図、
図１４は該実施例に係る鋳型と従来例に係る鋳型の面温
度偏差を示すグラフ、図１５は該実施例に係る鋳型と従
来例に係る鋳型のコーナー部の温度偏差を示すグラフ、
図１６は他の実施例に係るエアギャップ部の形状を示す
説明図、図１７は本発明の実施例に係る鋳型と従来例の
鋳型の使用可能領域の説明図である。
【００１１】本発明の一実施例に係るビレットの連続鋳
造に使用する鋳型１５は、図１０〜図１２に示すよう
に、モールドテーパーは０．６％／ｍ、上部内周は１３
３ｍｍ×１３３ｍｍの正方形となって、鋳型１５の上端
から定常状態で形成されるメニスカスの最下位置Ｍ（以
下、単にメニスカスという）までの距離ｈは約１００ｍ
ｍ程度となっている。そして、メニスカスＭから距離ｇ
（＝２０ｍｍ）の位置にピッチｐ（＝２５ｍｍ）で、幅
δ（＝１２ｍｍ）、長さｋ（＝７０ｍｍ）で、深さｄ
（＝１ｍｍ）の３本の横溝１６からなるエアギャップ部
１７が形成されている（図１３参照）。この鋳型１５を
用いて、表１に示す成分・性状の溶鋼の連続鋳造を行
い、１３０ｍｍ角のビレットを製造した。
造に使用する鋳型１５は、図１０〜図１２に示すよう
に、モールドテーパーは０．６％／ｍ、上部内周は１３
３ｍｍ×１３３ｍｍの正方形となって、鋳型１５の上端
から定常状態で形成されるメニスカスの最下位置Ｍ（以
下、単にメニスカスという）までの距離ｈは約１００ｍ
ｍ程度となっている。そして、メニスカスＭから距離ｇ
（＝２０ｍｍ）の位置にピッチｐ（＝２５ｍｍ）で、幅
δ（＝１２ｍｍ）、長さｋ（＝７０ｍｍ）で、深さｄ
（＝１ｍｍ）の３本の横溝１６からなるエアギャップ部
１７が形成されている（図１３参照）。この鋳型１５を
用いて、表１に示す成分・性状の溶鋼の連続鋳造を行
い、１３０ｍｍ角のビレットを製造した。
【００１２】
【表１】
【００１３】鋳型１５の上端から１５０ｍｍ程度の鋳型
銅板の中央面とコーナー部分の温度偏差（最大温度−最
小温度）を測定した結果を図１４、図１５に従来例に係
る鋳型（即ち、エアギャップ部が形成されていない鋳
型）と比較した場合について示すが、図に示すように、
本実施例（Ａ）の方が従来例に係る鋳型（Ｂ）に比較し
て温度偏差が小さいことが分かる。これによって、図１
０に示すように、鋳型１５と凝固シェル１８間の隙間の
偏差が減少し、凝固シェル１８の４面の不均一冷却が緩
和されて、ビレットの菱形変形が少なく（１度以下）な
った。
銅板の中央面とコーナー部分の温度偏差（最大温度−最
小温度）を測定した結果を図１４、図１５に従来例に係
る鋳型（即ち、エアギャップ部が形成されていない鋳
型）と比較した場合について示すが、図に示すように、
本実施例（Ａ）の方が従来例に係る鋳型（Ｂ）に比較し
て温度偏差が小さいことが分かる。これによって、図１
０に示すように、鋳型１５と凝固シェル１８間の隙間の
偏差が減少し、凝固シェル１８の４面の不均一冷却が緩
和されて、ビレットの菱形変形が少なく（１度以下）な
った。
【００１４】また、エアギャップ部１７の部分も十分な
凝固シェル１８が形成されているので、溶鋼１９によっ
て押されても凝固シェル１８が横溝１６内に食い込むこ
とがなく、更には長期間使用しても鋳型１５の上部から
注入する潤滑油の一例であるレプシードオイルの炭化物
による目詰まりも生じ無かった。表２は、溝深さ
（ｄ）、凹部面積率、溝幅（δ）、どて幅（Ａ）、溝ピ
ッチ（ｐ）を種々変えた場合の菱形変形の度数を示して
いるが、何れの場合であっても、良好であることを示し
ている。
凝固シェル１８が形成されているので、溶鋼１９によっ
て押されても凝固シェル１８が横溝１６内に食い込むこ
とがなく、更には長期間使用しても鋳型１５の上部から
注入する潤滑油の一例であるレプシードオイルの炭化物
による目詰まりも生じ無かった。表２は、溝深さ
（ｄ）、凹部面積率、溝幅（δ）、どて幅（Ａ）、溝ピ
ッチ（ｐ）を種々変えた場合の菱形変形の度数を示して
いるが、何れの場合であっても、良好であることを示し
ている。
【００１５】
【表２】
【００１６】図１６は、本発明の他の実施例に係るエア
ギャップ部の形成態様を示すが、（Ａ）は丸型のディン
プル２１が多数形成された場合を、（Ｂ）は角型のディ
ンプル２２が多数形成された場合、（Ｃ）は六角型のデ
ィンプル２３が多数形成された場合を示す。なお、これ
らの実施例において、何れの場合も、窪みの平均エアギ
ァップ深さ（どて部と溝又はディンプルの深さの平均値
をいう）は０．１〜０．５ｍｍ程度、溝の幅又はディン
プルの径は３ｍｍ以上で、オシレーション振幅×２＋１
０ｍｍ程度以内、溝又はディンプルの平均面積率は１５
〜８０％であったが、この範囲であれば３．２ｍ／ｍｉ
ｎ程度の鋳造速度であっても、菱形変形が１度以下であ
った。
ギャップ部の形成態様を示すが、（Ａ）は丸型のディン
プル２１が多数形成された場合を、（Ｂ）は角型のディ
ンプル２２が多数形成された場合、（Ｃ）は六角型のデ
ィンプル２３が多数形成された場合を示す。なお、これ
らの実施例において、何れの場合も、窪みの平均エアギ
ァップ深さ（どて部と溝又はディンプルの深さの平均値
をいう）は０．１〜０．５ｍｍ程度、溝の幅又はディン
プルの径は３ｍｍ以上で、オシレーション振幅×２＋１
０ｍｍ程度以内、溝又はディンプルの平均面積率は１５
〜８０％であったが、この範囲であれば３．２ｍ／ｍｉ
ｎ程度の鋳造速度であっても、菱形変形が１度以下であ
った。
【００１７】図１７は、前記実施例に示す鋳型を用いて
ビレットを製造した場合と、従来例に係る鋳型を用いて
ビレットを製造した場合の比較を示すが、斜線で示すよ
うに、本発明の実施例に係る鋳型を用いた方が、高速鋳
造領域であっても菱形変形角度が１度以下と小さいこと
が分かる。なお、前記実施例においては、直線状のテー
パーは１段であったが、２段テーパーあるいは多段テー
パーであっても、本発明は適用される。
ビレットを製造した場合と、従来例に係る鋳型を用いて
ビレットを製造した場合の比較を示すが、斜線で示すよ
うに、本発明の実施例に係る鋳型を用いた方が、高速鋳
造領域であっても菱形変形角度が１度以下と小さいこと
が分かる。なお、前記実施例においては、直線状のテー
パーは１段であったが、２段テーパーあるいは多段テー
パーであっても、本発明は適用される。
【００１８】
【発明の効果】請求項１記載のビレットの連続鋳造方法
及び請求項２、３記載のビレットの連続鋳造に使用する
鋳型においては、高速鋳造であっても菱形変形の少ない
ビレットを製造できることになり、質の高い製品の生産
性が向上する。また、エアギャップ部を形成することに
よる緩冷却のために、鋳型の寿命が大幅に延長され、更
にはディプレッション（窪み変形）の発生も防止でき
る。
及び請求項２、３記載のビレットの連続鋳造に使用する
鋳型においては、高速鋳造であっても菱形変形の少ない
ビレットを製造できることになり、質の高い製品の生産
性が向上する。また、エアギャップ部を形成することに
よる緩冷却のために、鋳型の寿命が大幅に延長され、更
にはディプレッション（窪み変形）の発生も防止でき
る。
【図１】ビレット面間熱流束偏差と菱形変形角度の関係
を示すグラフである。
を示すグラフである。
【図２】平均エアギァップ深さと熱流束の関係を示すグ
ラフである。
ラフである。
【図３】横溝、ディンプル深さと熱流束の関係を示すグ
ラフである。
ラフである。
【図４】凝固シェルの生成状況の説明図である。
【図５】溝、ディンプルの形成開始位置と鋳片表面欠陥
発生率との関係を示すグラフである。
発生率との関係を示すグラフである。
【図６】エアギャップ部（凹部）付加位置を示す説明図
である。
である。
【図７】平均エアギァップ深さと菱形変形角度の関係を
示すグラフである。
示すグラフである。
【図８】溝幅、ディンプル径と菱形変形角度の関係を示
すグラフである。
すグラフである。
【図９】鋳型のオシレ−ションの説明図である。
【図１０】本発明の一実施例に係るビレットの連続鋳造
に使用する鋳型の断面図である。
に使用する鋳型の断面図である。
【図１１】同部分斜視図である。
【図１２】同部分詳細図である。
【図１３】同部分拡大図である。
【図１４】該実施例に係る鋳型と従来例に係る鋳型の面
温度偏差を示すグラフである。
温度偏差を示すグラフである。
【図１５】該実施例に係る鋳型と従来例に係る鋳型のコ
ーナー部の温度偏差を示すグラフである。
ーナー部の温度偏差を示すグラフである。
【図１６】他の実施例に係るエアギャップ部の形状を示
す説明図である。
す説明図である。
【図１７】本発明の実施例に係る鋳型と従来例の鋳型の
使用可能領域の説明図である。
使用可能領域の説明図である。
【図１８】従来例に係る鋳型の説明図である。
１５ ビレットの連続鋳造に使用する鋳型 １６ 横溝 １７ エアギャップ部 １８ 凝固シェル １９ 溶鋼 ２１ ディンプル ２２ ディンプル ２３ ディンプル Ｍ メニスカス
───────────────────────────────────────────────────── フロントページの続き (72)発明者 藤永 輝郎 佐賀県杵島郡山内町大字鳥海字椿原11125 番地九州製鋼株式会社佐賀工場内 (72)発明者 中尾 一時 佐賀県杵島郡山内町大字鳥海字椿原11125 番地九州製鋼株式会社佐賀工場内
Claims (3)
- 【請求項１】 上下方向にオシレートし、内側断面が略
四角形の鋳型に、上部から溶湯を注入すると共に少量の
潤滑油を注入しながら鋳造を行うビレットの連続鋳造方
法において、 前記鋳型の内面を下方に向かって徐々に縮小する直線状
テーパーとし、成長して下方に移動する凝固シェルとの
隙間を小さく保つと共に、定常操業状態のメニスカス最
下位置より下位置で２００ｍｍ以内の前記鋳型の内周４
面に、１又は複数の横溝あるいは多数のディンプルから
なるエアギャップ部をそれぞれ設け、通過する前記凝固
シェルの緩冷却を行って前記鋳型の各内面の冷却能を略
均一とし、前記ビレットの菱形変形を減少させることを
特徴とするビレットの連続鋳造方法。 - 【請求項２】 上下方向にオシレートし、上部から溶湯
を注入すると共に少量の潤滑油を注入してビレットの連
続鋳造を行う内側断面が略四角形の鋳型において、 内面を下方に向かって徐々に縮小する直線状テーパーと
し、更に、定常操業状態のメニスカス最下位置より下位
置で２００ｍｍ以内の前記鋳型の内面に、平均エアギャ
ップ深さが２０μｍ以上でその幅（Ｗ）が以下の式を満
足する横溝を内周４面に設けたことを特徴とするビレッ
トの連続鋳造に使用する鋳型。 ３ｍｍ ≦ Ｗ ≦（鋳型のオシレーション振幅）×２
＋１０ｍｍ - 【請求項３】 上下方向にオシレートし、上部から溶湯
を注入すると共に少量の潤滑油を注入してビレットの連
続鋳造を行う内側断面が略四角形の鋳型において、 内面を下方に向かって徐々に縮小する直線状テーパーと
し、更に、定常操業状態のメニスカス最下位置より下位
置で２００ｍｍ以内の前記鋳型の内面に、平均エアギャ
ップ深さが２０μｍ以上でその径（Ｄ）が以下の式を満
足するディンプルを、内周４面に隙間を設けて多数形成
したことを特徴とするビレットの連続鋳造に使用する鋳
型。 ３ｍｍ ≦ Ｄ ≦（鋳型のオシレーション振幅）×２
＋１０ｍｍ
Priority Applications (9)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP34060194A JP3373313B2 (ja) | 1994-12-28 | 1994-12-28 | ビレットの連続鋳造方法に使用する鋳型 |
| US08/702,611 US6024162A (en) | 1994-12-28 | 1995-01-26 | Continuous casting method for billet |
| MYPI95004030A MY115456A (en) | 1994-12-28 | 1995-12-22 | Continuous casting method of billet and casting mold for said method |
| TW084113773A TW290484B (ja) | 1994-12-28 | 1995-12-22 | |
| PCT/JP1995/002704 WO1996020054A1 (fr) | 1994-12-28 | 1995-12-26 | Procede de moulage de lingots en continu et moule de coulage pour lesdits lingots |
| DE19581547T DE19581547C2 (de) | 1994-12-28 | 1995-12-26 | Stranggießverfahren für Knüppel und Gießform dafür |
| KR1019960704705A KR100253135B1 (ko) | 1994-12-28 | 1995-12-26 | 빌레트의 연속주조 방법 및 그 방법에 사용되는 주형 |
| CN95191832A CN1077818C (zh) | 1994-12-28 | 1995-12-26 | 钢坯的连铸法和用于该方法的铸模 |
| US09/473,085 US6112805A (en) | 1994-12-28 | 1999-12-28 | Continuous casting mold for billet |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP34060194A JP3373313B2 (ja) | 1994-12-28 | 1994-12-28 | ビレットの連続鋳造方法に使用する鋳型 |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPH08187550A true JPH08187550A (ja) | 1996-07-23 |
| JP3373313B2 JP3373313B2 (ja) | 2003-02-04 |
Family
ID=18338548
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP34060194A Expired - Fee Related JP3373313B2 (ja) | 1994-12-28 | 1994-12-28 | ビレットの連続鋳造方法に使用する鋳型 |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JP3373313B2 (ja) |
-
1994
- 1994-12-28 JP JP34060194A patent/JP3373313B2/ja not_active Expired - Fee Related
Also Published As
| Publication number | Publication date |
|---|---|
| JP3373313B2 (ja) | 2003-02-04 |
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