JPH08187562A

JPH08187562A - 鋼の連続鋳造方法

Info

Publication number: JPH08187562A
Application number: JP6340497A
Authority: JP
Inventors: Yoshimi Komatsu; 喜美小松; Takeshi Matsuzaki; 健松崎
Original assignee: NKK Corp; Nippon Kokan Ltd
Current assignee: JFE Engineering Corp
Priority date: 1994-12-28
Filing date: 1994-12-28
Publication date: 1996-07-23

Abstract

(57)【要約】【目的】鋳造速度の広い範囲で適正なパウダー流量を
確保し、常に最適なネガテイブストリップ時間（ｔ_N）
を与える安定した鋳型振動条件による鋼の連続鋳造方法
を提供する。【構成】鋳型内に粉末状または顆粒状のモールドパウ
ダーを添加して、前記鋳型を上下に連続的に振動させつ
つ、前記鋳型内に溶鋼を注入しながら凝固鋳片を引き抜
く鋼の連続鋳造方法において、前記鋳型の下降速度が前
記鋳片の引抜き速度より大きくなる時間を適正な時間範
囲に保ちえる鋳型振動を、前記引抜き速度の広い速度範
囲において与える鋳型振動調整様式をとる。鋳型振動数
ｆを１．６〜３．８サイクル／秒（９６〜２０４ｃｐ
ｍ）の任意の値（一定値、或いはこの範囲で変化させる
値）とし鋳型振幅ａ＝（０．１１４〜０．１５０）×Ｖｃ（ｍｍ
／秒）＝（１．９〜２．５）×Ｖｃ（ｍ／分）となるよう鋳型振幅ａ（ｍｍ）を増減させる。

Description

【発明の詳細な説明】

【０００１】

【産業上の利用分野】この発明は、鋼の連続鋳造方法に
関するものである。詳しくは、鋳型をサインカーブ方式
等によって上下に振動させつつ、且つ、鋳型内に粉末ま
たは顆粒状の添加物を添加して、凝固鋳片を引き抜く鋼
の連続鋳造方法における鋳型の振動様式に関するもので
ある。

【０００２】

【従来の技術】鋼の連続鋳造においては、鋳型と凝固鋳
片との摩擦を軽減させて、凝固鋳片の焼きつき、あるい
は、ブレークアウト事故を防止することが最大のポイン
トである。そこで、鋳型と凝固鋳片との間の摩擦を軽減
するために、鋳型を上下に振動させながら鋳造する、い
わゆる、オシュレーション鋳造が一般に実施されてい
る。現在、一般に行われているオシュレーション鋳造
は、鋳型内に粉末または顆粒状の添加剤（モールドパウ
ダー）を添加し、振動（オシュレーション）様式として
は、主としてサインカーブ方式が採用され、鋳型の最大
下降速度が鋳造速度より大きくなるように設定されてい
る。図１は鋳型の振動形式を示すグラフである。図１に
おいて、鋳型の下降速度が鋳造速度より大きい時間をネ
ガティブストリップ時間ｔ_N、その他をポジティブスト
リップ時間ｔ_Pといい、鋳型の下降速度が鋳造速度より
大きくなる時間率（ｔ_N／ｔ_N＋ｔ_P）をネガティブス
トリップ率（以下、「ＮＳＲ」という）という。ここ
で、ｔ_N＋ｔ_P＝ｔ_O ｔ_O：振動周期ｆ：鋳型振動数。

【０００３】このネガティブストリップ期間では、下降
する鋳型壁が鋳片の初期凝固シェルに圧縮力を与え初期
シェルの破断、ブレークアウトの発生を防止するサイン
カーーブ方式を用いた鋳型振動は下記〔１〕式で表さ
れ、上記ＮＳＲは下記〔３〕式で表される。振動変位：ｙ＝ａ sin２πｆｔ・・・〔１〕ここで、ａは鋳型振動の振幅（ｍｍ）、πは円周率（ラ
ジアン）、ｔ（ｔ₀ｔ_Pｔ_N）は時間（秒）、ｆは振動
数（サイクル／秒）である。

【０００４】図３に、（１）式によるサインカーブ鋳型
振動での鋳型の上下運動速度をその一周期の代表的部位
、と供に示したが、引き出し線によって各部位
の鋳型内メニスカス部の状況と溶融モールドパウダーの
流入状況を図説した。の部位はネガテイブストリップ
が鋳片に加わる時期で、このため鋳片凝固シェルに圧縮
力が加えられ、同時に凝固シェル先端（メニスカス部）
は鋳型壁から離れるように内側に曲げられる。の
部位はポジテイブストリップ時期で溶融モールドパウダ
ーが鋳片凝固シェルと鋳型壁との間の広がった隙間に流
入する時期である。図４に示すように、ポジテイブスト
リップ時期の時間（ｔ_P）が長いほど溶融モールドパウ
ダーが鋳片表面に流入する量（ｑ）が多くなる傾向が知
られており、凝固鋳片と鋳型壁表面との摩擦を軽減する
ためにはポジテイブストリップ時間（ｔ_P）を長くとる
鋳型振動条件が有利である。

【０００５】一般の連続鋳造においては、ＮＳＲは20〜
45％を目標として、振動様式を下記（１）、（２）、
（３）のように決めている。即ち、鋳造速度の変化に対
して、（１）ＮＳＲ一定型、（２）振動数（ｆ）一
定型、（３）（１）と（２）の複合型。上記（１）、
（２）、（３）の各例を、図２に示す。また、鋳型振動
制御式は、下記となる。（１）ｆ＝Ｋ₁Ｖ_C （２）ｆ＝Ｋ₂ （３）複合。但し、Ｖｃは鋳造速度（ｍｍ／秒）、Ｋ₁、Ｋ₂は定数
である。

【０００６】

【発明が解決しようとする課題】近年の連続鋳造におい
ては、生産性の向上および鋳片品質の向上の両方が要求
されており、鋳型振動においても改善が必要になってい
る。１）鋳造速度の上昇： (ａ) 図２に示す（１）型（ｆ＝Ｋ₁Ｖ_C）において
は、鋳造速度Ｖ_Cの高速化に伴い、比例的に振動数が上
昇し、ポジティブストリップ時間ｔ_Pが小さくなり、モ
ールドパウダーの流入量が低下し、潤滑不足となって凝
固シェルと鋳型との焼き付き現象の危険性が増大する。 (ｂ) 図２に示す（２）型（ｆ＝Ｋ₂）においては、
鋳造速度Ｖ_Cの高速化に伴いＮＳＲが低下し、ブレーク
アウトが発生する範囲に入る危険性が増した。

【０００７】２）鋳片品質の向上のため、ネガティブス
トリップ時間ｔ_Nを低減：一方、鋳片表面品質の向上の
ための技術として、特公昭59-52014号公報に、下記に示
す中炭域鋼スラブの連続鋳造方法が開示されている（以
下、「先行技術１」という）。炭素を0.08〜0.16重量％
の範囲で含有する中炭域鋼スラブの連続鋳造にあたり、
連続鋳造用水冷鋳型に加える振動につき下記式で与えら
れるネガテイブ時間ＴＮを、0.21秒以内に規制するとと
もに、この鋳型に投入するモールドパウダー−につき13
00℃において3.5 ポアズ以上、8.0 ポアズ以下の粘度を
呈するものを使用することで鋼スラブの表面割れを軽減
する。ここにｎ：引抜き速度（ｃｍ/ 秒）ｆ：鋳型の振動数（Ｃ/ 秒）Ｓ：鋳型の振動ストローク（ｃｍ）。

【０００８】先行技術１に示されるように、ネガティブ
ストリップ時間（ｔ_N）を0.21秒以内に設定することが
有効とされた。しかしながら、ネガティブストリップ時
間（ｔ_N）の低下のためには、ｔ₀の低下、即ち、鋳型
振動数ｆの増大が必要だが、パウダー流入量の低下か
ら、ブレークアウトの危険性が増大する。

【０００９】上述の３つの問題点を全て解決する手段と
して、特開昭60-6248 号公報に下記に示す連続鋳造用鋳
型の振動方法が開示されている。鋼を連続鋳造するに当
たり、鋳型を上下方向に所定の周期で振動させる方法に
おいて、前記振動の１周期における前記鋳型の上昇時間
を前記鋳型の下降時間より長くする（以下、「先行技術
２」という）

【００１０】先行技術２には、振動様式に非サインカー
ブを採用することが開示されている。これは、高速鋳造
化によって、振動数が上昇｛（１）のｆ＝Ｋ₁Ｖ_Cタイ
プ｝しても、パウダー流入量が低下しないように、ポジ
ティブストリップ時間ｔ_Pの増大を図っている点に特色
がある。しかしながら、実施例にも示されているよう
に、パウダー流入量の増加は、10〜20％程度であり、ブ
レークアウト阻止効果の点では、充分とはいえない。

【００１１】また、前述した先行技術１においては、ネ
ガティブストリップ時間ｔ_N低下、即ち、振動数の増大
（振幅の低下）の品質効果は記載されているが、パウダ
ー品質の改善の他は、積極的にパウダー流入量を増加さ
せる手段についての記載はない。

【００１２】積極的にＮＳＲを低下させることを明記し
た先行技術としては、特公昭62−35855 号公報に鋼の連
続鋳造方法が、特公昭63-33935号公報に無欠陥鋳片の連
続鋳造法が開示されている。特公昭62−35855 号公報に開示された鋼の連続鋳造方
法：モールドパウダーを両端開放の鋳型に添加して、鋼
を連続鋳造する方法において、前記鋳型に超音波振動を
付与することによってＮＳ率が６０％以下で鋳造を可能
とし、よって、前記鋳型にポジテイブストリップ時間ｔ
_pが次式を満足する機械的振動を付与しながら鋳造を行
い、但し、ｆ：鋳型振動数これによって、鋳型と凝固シェルとの間のモールドパウ
ダー流入量を増加することで潤滑性能を向上させ、ブレ
ークアウトの発生防止を図る。（以下、「先行技術３」
という）。特公昭63-33935号公報に開示された無欠陥鋳片の連続鋳
造方法：鋳型をサインカーブ方式で振動させつつ鋳片を
一定速度で引抜き、かつ鋳型内に粉末添加剤を添加して
鋳造する連続鋳造法において、鋳型の最大下降速度を鋳
片の引抜速度よりも小さくする（以下、「先行技術４」
という）。

【００１３】先行技術３には、低ＮＳＲ域（ＮＳＲ≦30
％）における鋳型壁へのシェル拘束の防止と潤滑性改善
として、超音波振動の採用、および、ポジティブストリ
ップ時間ｔ_Pの増大が提案されているが、ポジティブス
トリップ時間ｔ_Pの増大は、低ＮＳＲから必然的に計算
上得られる結果であることなど、定量化が十分でないと
思われる。

【００１４】また、先行技術４は、鋳片表面のオシュレ
ーション欠陥の防止に力点があり、パウダー流入量の確
保の記載はない。

【００１５】従って、この発明の目的は上述した問題を
全て克服し、適正なパウダー流量を確保し、常に最適な
ネガテイブストリップ時間（ｔ_N）を与えることが出来
る安定した鋳型振動条件を、鋳造速度の広い範囲で実施
する為、速度変化に対応して鋳型振幅、鋳型振動数、パ
ウダー特性を定量的に調節する方法を提供することにあ
る。

【００１６】

【課題を解決するための手段】請求項１記載の本発明１
は、鋳型内に粉末状または顆粒状のモールドパウダーを
添加して、前記鋳型を正弦波形振動を用いて上下に連続
的に鋳型振動させつつ、前記鋳型内に溶鋼を注入しなが
ら凝固鋳片を引き抜く鋼の連続鋳造方法において、前記
鋳型振動の鋳型振動数（ｆ）は１．６〜３．８サイクル
／秒（９６〜２０４ｃｐｍ）範囲の任意の値を用い、前
記凝固鋳片を引き抜く鋳造速度（Ｖｃ）の変更に対応し
て、鋳型振幅（ａ）の値は下記式が示す範囲となるよう
増加、減少させるａ（ｍｍ）＝（０．１１４〜０．１５０）×Ｖｃ（ｍｍ／秒）＝（１．９〜２．５）×Ｖｃ（ｍ／分）ことに特徴を有するものである。

【００１７】請求項２記載の本発明２は、鋳型内に粉末
状または顆粒状のモールドパウダーを添加して、前記鋳
型を正弦波形振動を用いて上下に連続的に鋳型振動させ
つつ、前記鋳型内に溶鋼を注入しながら凝固鋳片を引き
抜く鋼の連続鋳造方法において、前記鋳型振動の鋳型振
動数（ｆ）は１．６〜２．８サイクル／秒（９６〜１７
０ｃｐｍ）範囲の任意の値を用い、前記凝固鋳片を引き
抜く鋳造速度（Ｖｃ）の変更に対応して、鋳型振幅
（ａ）の値は下記式が示す範囲となるよう増加、減少さ
せるａ（ｍｍ）＝（０．１１４〜０．１８０）×Ｖｃ（ｍｍ／秒）＝（１．９〜３．０）×Ｖｃ（ｍ／分）ことに特徴を有するものである。

【００１８】

【作用】本発明者等の試験によれば、図６に示したよう
に、鋳片単位表面積当たりのモールドパウダーの流入量
（以下、パウダー流れ込み指数（Ｑ）という。）は０．
２〜０．４ｋｇ／ｍ²が最適操業範囲である。パウダー
流れ込み指数０．２ｋｇ／ｍ²以下では、ＮＳＲを充分
に２０〜４０％の値に確保しても鋳片の焼き付きによる
ブレークアウトの発生頻度が増大する。０．４ｋｇ／ｍ
²以上ではパウダーの過剰流れ込みによって、鋳片表面
の縦割れなどのにより鋳片表面欠陥の発生が高くなる。

【００１９】図７に、鋳型振動にサインカーブ方式の鋳
型振動を用い、或る一種のモールドパウダーを使用し
て、本発明での試験により得られた鋳造条件とパウダー
流れ込み指数の関係の一例を示す。図７には、鋳造速度
（Ｖc)で層別したパウダー流れ込み指数（Ｑ）と鋳型振
動パラメーター（Ｐ）の関係、鋳型振動条件に対応する
ＮＳＲ値、ネガテイブストリップ時間（ｔ_N）の値が
０．２秒、０．１秒となる場合の鋳型振動条件をｔ
_N（０．２）、ｔ_N（０．１）の曲線によって範囲を示
した。なお、ＮＳＲ値は鋳型振動パラメーター（Ｐ）の
値から後述する（５’）式を用いて算出し、各ゞのｔ_N
曲線は後述する（７）式を用いて求めて図示した。

【００２０】ここで、本発明の鋳型振動、振動条件、パ
ウダー流れ込み指数等を下記に定義する。尚、本願で
は、説明の統一のために、数量単位に（ｍｍ）（秒）
（ｇ）を使用するが、（ｃｍ）（ｍ）（分）（ｋｇ）等
の数量単位に換算した数値も、本願の権利範囲の解釈に
用い得るものとする。

【００２１】この発明に用いる鋳型振動はサインカーブ
方式（正弦波形振動）であり、連続鋳造鋳型の上下振動
の位置（ｙ）は下記（１）式で示される。ｙ＝ａ sin２πｆｔ・・・（１）但し、ａは鋳型振動の振幅（ｍｍ）、πは円周率
（ラジアン）、ｔは時間（秒）、ｆは振動数（サイク
ル／秒）である。鋳型振動の鋳型の昇降速度（ｄｙ／ｄ
ｔ）は下記（２）式で示される。ｄｙ／ｄｔ＝２πａｆ cos２πｆｔ・・・（２）

【００２２】上記の鋳型振動の下降速度が鋳造速度（Ｖ
c ）より早い期間をネガテイブストリップ期間、その時
間をネガテイブストリップ時間( ｔ_N) と定義する。ネ
ガテイブストリップ時間比率（ＮＳＲ）は下記（５）
（５’）式で算出される。ＮＳＲ＝（ｔ_N／ｔ₀）×１００％・・・（５）ＮＳＲ＝（１００／π）×｛π− cos^-1（−Ｖc ／（２πａｆ））｝％・・・（５’）但し、ｔ₀は鋳型振動周期の時間（秒）ｔ_Nはネガテイブストリップ時間（秒）Ｖc は鋳造速度（ｍｍ／秒）

【００２３】鋳型振動の周期の時間からネガテイブスト
リップ時間( ｔ_N) を除いた時間はポジテイブストリッ
プ時間（ｔ_P）と定義し、下記（６）式に示される。ｔ₀＝ｔ_P＋ｔ_N＝１／ｆ・・・（６）但し、ｔ_Pは時間（秒）である。また、ネガテイブス
トリップ時間( ｔ_N) はＮＳＲ値を用いて下記（７）式
で算出することが出来る。ｔ_N＝ＮＳＲ／（１００×ｆ）・・・（７）

【００２４】そして、本発明の鋳型振動条件の解析、図
に、説明の簡素化のために、鋳型振動パラメーター
（Ｐ）という無次元の指数を用いたが、下記（８）式で
示される。鋳片単位表面積当たりのモールドパウダーの流入量をパ
ウダー流れ込み指数（Ｑ）（ｋｇ／ｍ²）で標示した
が、下記（９）式で算出されることは周知である。但し、鋳造に用いたモールドパウダーの量は、鋳造に際
し鋳型内に添加したモールドパウダーの重量であるが、
鋳造中に鋳型の上方からスラグ等を取り除いた場合は、
添加した重量から取り除いた重量を差し引いた重量を用
いる。鋳造した長さ等が不明で（９）式で算出できない
とき、パウダー流れ込み指数（Ｑ）は下記（９’）式で
ＮＳＲ値から算出した値を用いることができる。Ｑ＝（１００×α／Ｖｃ）×（１−ＮＳＲ／１００）・・・（９’）但し、αはモールドパウダーの特性から定まる定数で、
図４にその１例を示したｑとｔ_Pとの比例関係直線の勾
配の値であるが、下記（９”）式で求めた値を用いる。ここで、ｑは溶融モールドパウダーが鋳片表面に流入
する量（ｇ／ｃｍ cycle )であって、その定義および算
出方法は周知である。

【００２５】図７は、鋳型振動の振幅ａが３．０ｍｍを
使用し通常のモールドパウダー（上記αが０．１の値の
もの）によってスラブ鋳片を鋳造した例である。パウダ
ー流れ込み指数（Ｑ）の値は、鋳造速度（Ｖc ）が高速
であるほど、ＮＳＲ値が高いほど低減している。図から
明らかなように、Ｑの最適操業範囲（０．２〜０．４ｋ
ｇ／ｍ²）で鋳造できる鋳造速度Ｖc は約１６．７ｍｍ
／秒（１．０ｍ／分）から約３３．３ｍｍ／秒（２．０
ｍ／分）の範囲である。ｔ_N（０．２）、ｔ_N（０．
１）の曲線に注目すると、両曲線で挟まれた範囲にある
鋳造速度Ｖc は約１６．７ｍｍ／秒（１．０ｍ／分）か
ら約２５．１ｍｍ／秒（１．５ｍ／分）であり、Ｖc が
３３．３ｍｍ／秒（２．０ｍ／分）の鋳造ではＮＳＲが
４０から５０％の間でｔ_N≧０．１秒を満足している。

【００２６】ここで、本発明者らが最適操業範囲とする
要件を下記に整理し、本願の課題とともに説明する。Ｑの最適操業範囲０．２〜０．４ｋｇ／ｍ² ｔ_N の最適操業範囲０．１〜０．２秒ＮＳＲの最適操業範囲１０〜４０％ｔ_Nが０．１秒以下はブレークアウト発生頻度が増加
し、０．２秒以上ではネガテイブストリップ過剰のため
オシレーションッマークが深さなるので鋳片表面の横割
れ発生の傾向が高くなる。ＮＳＲの最適操業範囲の外側
は、図７の例でも明らかなように鋳型振動ｆの僅かな変
化によってｔ_N値が急激に変化するので、ｔ_Nの最適操
業範囲を逸脱し易くなる不安定領域である。そして、本
願の課題は、鋳造速度を漸次、或いは急激に例えば１．
０ｍ／分から５．０ｍ／分に或いは、その逆に変更した
際に、Ｑ、ｔ_N、ＮＳＲの最適操業範囲を同時に満足す
る鋳型振動を与えうる鋳型振動条件の調整方法を提供す
ることである。

【００２７】先ず、図７で従来の鋳型振動数調整法によ
り鋳造する時の問題を説明する。 (1) ｆ＝ｋ（定数）の鋳型振動を用いた場合ｆ＝２．５サイクル／秒（１５０ｃｐｍ）の用いると、
Ｖc が約１６．７ｍｍ／秒（１．０ｍ／分）から約３
３．３ｍｍ／秒（２．０ｍ／分）の範囲でＱ、ｔ_N、Ｎ
ＳＲの最適操業範囲を同時に満足する。ｆ＝３．０、サ
イクル／秒を用いると、ｔ_N≧０．１秒、ＮＳＲ≦４０
％が制約になり、鋳造可能なＶc は約１８．４ｍｍ／秒
（１．１ｍ／分）から３３．３ｍｍ／秒（２．０ｍ／
分）の範囲である。

【００２８】 (2) ｆ＝ｋＶc の鋳型振動調整法を用いた場合鋳型振動パラメーターＰ＝４の値にそってＮＳＲが３０
％を保って鋳型振動条件を選択するとＶc に比例してｆ
を増加することができる。即ち、Ｖc が１６．７ｍｍ／
秒（１．０ｍ／分）でｆ＝１．５サイクル／秒（９０ｃ
ｐｍ）からＶcが３３．３ｍｍ／秒（２．０ｍ／分）で
ｆ＝３．０サイクル／秒（１８０ｃｐｍ）に増加するこ
とによって、Ｑ、ｔ_N、ＮＳＲの最適操業範囲を同時に
満足している。ＮＳＲが３０から２５％以外の値で一定
値に保って鋳型振動条件を選択する場合はｔ_N≧０．１
秒の制約によって最高鋳造速度は２．０ｍ／分未満のさ
らに遅い速度にしなければならない。従って、上記(1)
、(2) の観察から、鋳型振動数だけを調整する従来法
では、Ｖc が約２．０ｍ／分以上の鋳造は困難であるこ
と、Ｑとｔ_Nの最適操業範囲を同時に満足させると、適
用できる鋳造速度範囲はさらに狭められることが判る。

【００２９】次に、本願発明の着眼について、図８、
９、を用いて説明する。 (3) 鋳型振幅ａを変えた場合次に、同じモールドパウダー（αが０．１の値のもの）
を用い、鋳型振幅ａを５ｍｍとした図８の例によって、
最適操業範囲の変化を説明する。図８では、Ｑの最適操
業範囲で鋳造できる鋳造速度Ｖc は約１．０ｍ／分から
約２．０ｍ／分の範囲で図７の例と同一であるが、ｔ_N
の最適操業範囲はＶc の高い鋳造速度（約２．０ｍ／分
から約２．５ｍ／分）に移っている。

【００３０】(4) モールドパウダーの特性定数αと鋳
型振幅ａを変えた場合図９はモールドパウダーを流れ込み特性が良い銘柄（α
が０．２の値のもの）を用い、鋳型振幅ａを８ｍｍとし
て鋳造した一例を示した。図９では、Ｑの最適操業範囲
を満足するＶc は約２．０ｍ／分から約４．０ｍ／分の
範囲であり、図７（αが０．１の値のモールドパウダ
ー）に比較してＶcは２倍の鋳造速度であることが判
る。一方、図９のｔ_Nの最適範囲はＶc が約２．５ｍ／
分から約５ｍ／分の高い速度範囲に移っている。図９に
おいて、Ｖc が５．０ｍ／分までの鋳造速度でＱ、
ｔ_N、ＮＳＲの最適操業範囲を同時に満足する鋳型振動
条件は、ｆ＝２．０サイクル／秒（１２０ｃｐｍ）の用
いｆ＝ｋ（定数）の鋳型振動を用いた場合、あるいは、
ＮＳＲが２０％を保ってｆ＝ｋＶc の鋳型振動調整法を
用いｆ＝１．０から２．５サイクル／秒に振動数を増加
させた場合である。

【００３１】上記(3) 、(4) の観察から、下記の本願発
明の着眼が明らかになった。１．モールドパウダーの特性定数αの値を鋳造速度に対
応して増加させることによって、Ｑの最適操業範囲を満
足させることが出来る。即ち、鋳造速度を連続的に増加
させる時、Ｖc ＝１ｍ／分で α＝０．１、Ｖc ＝
１．５ｍ／分でα＝０．１５、Ｖc ＝２ｍ／分で α＝
０．２であるモールドパウダーに切り替えていけば、Ｑ
の値は常に０．２〜０．４ｋｇ／ｍ²に維持される。２．鋳型振幅ａの値を大きくすることにより、ｔ_Nの最
適操業範囲を高い鋳造速度に調整することができるが、
Ｑの値は変わらない。３．広範囲の鋳造速度でｔ_Nの最適操業範囲を与える鋳
型振動を得るには、鋳造速度Ｖc に対応し鋳型振幅ａ、
振動数ｆの最適値を選択する鋳型振動調整法が必要であ
る。

【００３２】従って、前述の本願課題は、上記３の鋳型
振動調整法を得ることにより達成されることが明らかに
なった。先ず、本発明の鋳型振動調整法において、鋳型
振幅ａの最適値を選択する方法を図１０〜１３を用いて
説明する。図１０はｔ_Nの最適操業範囲を与える鋳型振
幅ａと鋳造速度Ｖc の関係を鋳型振動パラメーター
（Ｐ）を用いて図７、８、９から整理したものである。
図において、例えばａ＝３の範囲を囲む左側の曲線はｔ
_N＝０．２秒となる鋳造条件、右側の曲線はｔ_N＝０．
１秒となる鋳造条件を示しており、両曲線で囲まれたａ
＝３の範囲がｔ_Nの最適操業範囲を与える鋳造条件であ
る。従って、鋳造速度Ｖc を増加する時、鋳型振幅ａと
鋳型振動パラメーター（Ｐ）から振動数ｆの最適値を選
択することによってｔ_Nの最適操業範囲を満足する鋳造
を行うことが出来る。ここで、鋳型振動パラメーター
（Ｐ）に注目すると、２≦Ｐ≦５．５の範囲（即ち、４
０％≧ＮＳＲ≧１０％）の鋳造条件であることが望まし
い。例えば、５．５＜Ｐの鋳造条件はＶｃ、僅かのａの
値の変化で直ちにｔ_Nの最適操業範囲を逸脱する恐れが
ある為である。

【００３３】図１１、１２に、ｔ_Nの最適操業範囲を与
えるＶｃ、ａ、ｆの関係を図１０から更に見やすく整理
して示した。図１１、１２の枠外にＰの相当する値を示
したように、２≦Ｐ≦５．５の範囲の鋳造条件である。

【００３４】図１１を説明すると、で示したｆ＝２．
８サイクル／秒（Ｐ＝４、ＮＳＲ＝略３０％）にそっ
て、Ｖc ≒２０ｍｍ／秒（１．２ｍ／分）でａ≧２ｍ
ｍ、Ｖc≒３３．３ｍｍ／秒（２．０ｍ／分）でａ≧３
ｍｍ、Ｖc ≒４０ｍｍ／秒（２．４ｍ／分）でａ≧４ｍ
ｍ、等となるように、鋳造速度の増加につれて鋳型振幅
の最少値を連続的に増加させれば、ｔ_N≧０．１秒に満
足する鋳造条件となる。

【００３５】同様に、図１２を用いてｔ_Nの値を０．２
秒以下に満足する鋳造条件を与えるＶc 、ａ、ｆの関係
を知ることが出来る、即ち、例えば、で示したｆ＝
１．６サイクル／秒（Ｐ＝３．５）では、Ｖc ≒２８ｍ
ｍ／秒（１．７ｍ／分）はａ＜５ｍｍ、Ｖc ≒５６ｍｍ
／秒（３．４ｍ分）はａ＜１０ｍｍのように、各ゞのＶ
c でのａの値の最大値を選択してｔ_N≦０．２秒以下に
保つことが出来る。

【００３６】次に、図１３を用いて、本発明の鋳型振動
調整法による鋳型振幅ａと鋳型振動数ｆの最適値を選択
する方法を説明する。図１３に、ｔ_Nの最適操業範囲を
与える鋳型振幅ａの最少値と最大値を各ゞの鋳型振動数
ｆ（図の枠外に示す）について図１１、１２から整理し
て表した。図１３を説明すると、例えば、、、、
は図１１に示したｔ_N≧０．１秒を満足するのａ最少
値、は図１２に示したｔ_N≦０．２秒を満足するａの
最大値を表している。これら上下の直線で挟まれた範囲
にａの値を選択すれば、常にｔ_Nの最適操業範囲をあた
える鋳造条件（即ち、Ｖc 、ａ、ｆの最適値）を得るこ
とができる。即ち、の直線をａの最少値（ａ≧０．１
１４×Ｖｃ）とすれば、ｆが１．６〜３．８サイクル／
秒（９６〜２０４ｃｐｍ）の鋳型振動数に対してｔ_N≧
０．１秒を満足する。次に、の直線をａの最大値（ａ
≦０．１８０×Ｖｃ）とすれば、ｆが１．６〜３．８サ
イクル／秒（９６〜２０４ｃｐｍ）に対してｔ_N≦０．
２秒を満足する。

【００３７】しかし、或る振動数に対するａの値は、さ
らに２≦Ｐ≦５．５の範囲（即ち、４０％≧ＮＳＲ≧１
０％）を同時に満足する範囲で、ａの許容最大値を定め
ることが必要である。そこで、、、、に用いた
ｆの値１．６、２．０、２．８、３．８サイクル／秒
（９６、１２０、１７０、２０４ｃｐｍ）でａの値を大
きくした時の直線を、’、’、’により示して
検討する。’の直線をａの最許容大値（ａ≦０．１５
０×Ｖｃ）とすれば、ｆが１．６〜３．８サイクル／秒
（９６〜２０４ｃｐｍ）に対して、４０％≧ＮＳＲ≧１
０％を満足する。しかし、’の直線をａの最許容大値
（ａ≦０．１８０×Ｖｃ）とすれば、ｆが１．６〜２．
８サイクル／秒（９６〜１７０ｃｐｍ）に対して、４０
％≧ＮＳＲ≧１０％を満足する。

【００３８】上記の検討から、本発明の鋳型振動調整法
を整理すると、鋳造速度Ｖｃの変更に対応（予測、同
時、追随）して、鋳型振幅ａと鋳型振動数ｆを選択する
下記の方法である。本発明１鋳型振動数ｆを１．６〜
３．８サイクル／秒（９６〜２０４ｃｐｍ）の任意の値
（一定値、或いはこの範囲で変化させる値）とし鋳型振幅ａ＝（０．１１４〜０．１５０）×Ｖｃ（ｍｍ／秒）＝（１．９〜２．５）×Ｖｃ（ｍ／分）・・・（１０）となるよう鋳型振幅ａ（ｍｍ）を増減させる。本発明２
鋳型振動数ｆを１．６〜２．８サイクル／秒（９６〜
１７０ｃｐｍ）の任意の値（一定値、或いはこの範囲で
変化させる値）とし鋳型振幅ａ＝（０．１１４〜０．１８０）×Ｖｃ（ｍｍ／秒）＝（１．９〜３．０）×Ｖｃ（ｍ／分）・・・（１１）となるよう鋳型振幅ａ（ｍｍ）を増減させる。

【００３９】

【実施例】次に、この発明を鋼の連続鋳造に適用した実
施例によって説明する。

【００４０】〔実施例１〕本発明１の鋳型振動方式を、
連続鋳造機において、高速度鋳造に適用した一実施例を
報告する。鋳造開始条件：鋳造開始後、直ちにＶｃを１．２〜
１．６ｍ／分に増加する間は、鋳型振幅ａを３．０ｍｍ
の一定値に設定して、鋳型振動数をｆ＝１１８×Ｖｃ
（ｍ／分）にしたがって１４２〜１８８ｃｐｍに増加さ
せた。定常鋳造条件：その後、Ｖｃを増減させる時、本発明
１の鋳型振動調整法の（１０）式によって、鋳造速度Ｖ
ｃに比例してａを増減させた。鋳型振幅ａ＝（１．９〜２．５）×Ｖｃ（ｍ／分）同時に、鋳型振動数を本発明１の９６〜２０４ｃｐｍ範
囲内で下記式（１２）にしたがって鋳型振動数ｆ＝（１８８〜１３８）−１０（Ｖｃ−１．６）・・・（１２）鋳造速度Ｖｃに比例してｆを増減させた。

【００４１】図１４に、実施例１における鋳型振幅ａと
鋳型振動数ｆの一適用例を示した。本実施例で、定常鋳
造における鋳型振動数ｆを式（１２）にしたがって調整
して高速鋳造では鋳型振動数が低くなるように選択した
理由を下記に述べる。第１の理由はＶｃが３ｍ／分以上
の高速鋳造において、ｔ_Nの値を０．１２〜０．１６秒
のより高い値としブレークアウトの危険をさらに減少さ
せる為であり、第２の理由はＶｃが増加した時の鋳型振
動の運動量（ａ×ｆの値；ｍｍ・ｃｐｍ）を鋳型振動設
備の一般的な限界能力値１５００ｍｍ・ｃｐｍ以下に抑
える為である。なお、モールドパウダーは鋳造速度の変
更に対応して、その鋳造速度に適した特性定数αを有す
るモールドパウダーに切り替えて使用することによっ
て、Ｑを最適操業範囲に満足させた。

【００４２】〔実施例２〕本発明２の鋳型振動方式を、
垂直曲げ連続鋳造機において適用し鋳造した。鋳造開始条件：鋳造開始後、直ちにＶｃを１．２〜
１．６ｍ／分に増加する間は、鋳型振幅ａを３．０ｍｍ
の一定値に設定して、鋳型振動数をｆ＝８０×Ｖｃ（ｍ
／分）にしたがって９６〜１２８ｃｐｍまで増加させ
た。定常鋳造条件：その後Ｖｃを増減させる時、鋳型振動
数ｆを本発明２の９６〜１７０ｃｐｍ範囲内である９６
〜１２８ｃｐｍの一定値に保ちながら、鋳型振幅は本発
明２の鋳型振動調整法の（１１）式によって、鋳造速度
Ｖｃに比例してａを増減させた。鋳型振幅ａ＝（１．９〜３．０）×Ｖｃ（ｍ／分）図１５に実施例２における鋳型振幅ａと鋳型振動数ｆの
一適用例を示した。

【００４３】次に、実施例１、２の鋳造結果を表１、表
２に示し、本発明の鋳型振動調整法の効果を説明す
る。

【００４４】

【表１】

【００４５】

【表２】

【００４６】表１に示した実施例１による本発明１の鋳
型振動調整法の効果を説明する。鋳造速度を０．８〜
５．０ｍ／分の範囲で増減させた時ＮＳＲの値は３６〜
３１％であり最適操業範囲（４０〜１０％）を満足して
いる。そして、同時にｔ_Nの値も、低速度では０．１１
〜０．１５秒、３ｍ／分以上の高速度鋳造では０．１２
〜０．１６秒を得られていて、常にｔ_Nの最適操業範囲
（０．１〜０．２秒）を満足している。また、鋳型振動
の運動量（ａ×ｆの値；ｍｍ・ｃｐｍ）も鋳型振動設備
の一般的な限界能力値１５００ｍｍ・ｃｐｍ以下に抑え
られている。

【００４７】次に、表２に示した実施例２による本発明
２の鋳型振動調整法の効果も、同様に、ＮＳＲ、ｔ_Nの
値、および鋳型振動の運動量（ａ×ｆの値）は常に、最
適操業範囲の中に保持されている。

【００４８】

【発明の効果】以上説明したように、本発明によれば鋳
造速度を、例えば１．０ｍ／分から５．０ｍ／分に或い
は、その逆に変更した際に、あらゆる鋳造速度において
適正なパウダー流量（Ｑ）を確保し、最適なネガテイブ
ストリップ時間（ｔ_N）、および、安定した鋳型振動条
件を与えるネガテイブストリップ時間比率（ＮＳＲ）
を、同時に満足する鋳型振動を得ることができる。従っ
て、本発明は連続鋳造におけるブレークアウト発生を防
止し操業安定させることにおいて、或いは、その鋳片表
面の縦割れ、横割れ等の欠陥を減少し製造歩留りを更に
向上することにおいて、工業上有用な鋼の連続鋳造方法
を提供するものであり、かくして、工業上有用な効果が
もたらされる。

【図面の簡単な説明】

【図１】連続鋳造鋳型の振動形式を示すグラフである。

【図２】ネガティブストリップ率（ＮＳＲ率）、鋳型振
動数（ｆ）、鋳造速度（Ｖc ）との相関を示すグラフで
ある。

【図３】鋳型振動サイクル内でのパウダーの流入状態を
示すグラフである。

【図４】ポジティブストリップ時間（ｔ_p）とパウダー
の流入量（ｑ）との相関を示すグラフである。

【図６】パウダー流れ込み量と鋳片表面性状（主として
縦割れ）およびブレークアウト（または焼付現象）発生
指数との相関を示すグラフである。

【図７】鋳造速度（Ｖc) で層別したパウダー流れ込み
指数（Ｑ）と、ＮＳＲ、および、ネガテイブストリップ
時間（ｔ_N）の相関を鋳型振動パラメーター（Ｐ）を
用いて示したグラフ（鋳型振幅が３ｍｍの場合）であ
る。

【図８】Ｖc 、Ｑ、ＮＳＲ、および、ｔ_Nの相関を鋳
型振動パラメーター（Ｐ）を用いて示したグラフ（鋳型
振幅が５ｍｍの場合）である。

【図９】Ｖc 、Ｑ、ＮＳＲ、および、ｔ_Nの相関を鋳
型振動パラメーター（Ｐ）を用いて示したグラフ（鋳型
振幅が８ｍｍの場合）である。

【図１０】ｔ_Nの最適操業範囲を与える鋳型振幅ａと鋳
造速度Ｖc の関係を鋳型振動パラメーター（Ｐ）を用
いて示したグラフである。

【図１１】ｔ_N≧０．１秒をあたえるＶc 、ａ、ｆの関
係を鋳型振動パラメーター（Ｐ）を用いて示したグラ
フである。

【図１２】ｔ_N≦０．２秒をあたえるＶc 、ａ、ｆの関
係を鋳型振動パラメーター（Ｐ）を用いて示したグラ
フである。

【図１３】本発明の鋳型振動調整法による鋳造速度Ｖc
、鋳型振幅ａと鋳型振動数ｆの最適値の関係を示した
グラフである。

【図１４】本発明の発明１を用いた実施例における、鋳
型振幅ａと鋳型振動数ｆの一適用例を示したグラフであ
る。

【図１５】本発明の発明２を用いた実施例における、鋳
型振幅ａと鋳型振動数ｆの一適用例を示したグラフであ
る。

【符号の説明】

１半溶融層２溶融層３シェル４モールドパウダー（粉末層）５鋳型壁面

─────────────────────────────────────────────────────

【手続補正書】

【提出日】平成７年５月１１日

【手続補正１】

【補正対象書類名】明細書

【補正対象項目名】００４２

【補正方法】変更

【補正内容】

【００４２】〔実施例２〕本発明２の鋳型振動方式を、
垂直曲げ連続鋳造機において適用し鋳造した。鋳造開始条件：鋳造開始後、直ちにＶｃを１．２〜
１．６ｍ／分に増加する間は、鋳型振幅ａを３．０ｍｍ
の一定値に設定して、鋳型振動数をｆ＝８０×Ｖｃ（ｍ
／分）にしたがって９６〜１２８ｃｐｍまで増加させ
た。定常鋳造条件：その後Ｖｃを増減させる時、鋳型振動
数ｆを本発明２の９６〜１７０ｃｐｍ範囲内である９６
〜１２８ｃｐｍの一定値に保ちながら、鋳型振幅は本発
明２の鋳型振動調整法の（１１）式によって、鋳造速度
Ｖｃに比例してａを増減させた。鋳型振幅ａ＝（１．９〜３．０）×Ｖｃ（ｍ／分）図５に実施例２における鋳型振幅ａと鋳型振動数ｆの一
適用例を示した。

【手続補正２】

【補正対象書類名】明細書

【補正対象項目名】図面の簡単な説明

【補正方法】変更

【補正内容】

【図面の簡単な説明】

【図１】連続鋳造鋳型の振動形式を示すグラフである。

【図２】ネガティブストリップ率（ＮＳＲ率）、鋳型振
動数（ｆ）、鋳造速度（Ｖｃ）との相関を示すグラフで
ある。

【図４】ポジティブストリップ時間（ｔ_ｐ）とパウダー
の流入量（ｑ）との相関を示すグラフである。

【図５】本発明の発明２を用いた実施例における、鋳型
振幅ａと鋳型振動数ｆの一適用例を示したグラフであ
る。

【図７】鋳造速度（Ｖｃ）で層別したパウダー流れ込
み指数（Ｑ）と、ＮＳＲ、および、ネガテイブストリッ
プ時間（ｔ_Ｎ）の相関を鋳型振動パラメーター（Ｐ）
を用いて示したグラフ（鋳型振幅が３ｍｍの場合）であ
る。

【図８】Ｖｃ、Ｑ、ＮＳＲ、および、ｔ_Ｎの相関を鋳
型振動パラメーター（Ｐ）を用いて示したグラフ（鋳型
振幅が５ｍｍの場合）である。

【図９】Ｖｃ、Ｑ、ＮＳＲ、および、ｔ_Ｎの相関を鋳
型振動パラメーター（Ｐ）を用いて示したグラフ（鋳型
振幅が８ｍｍの場合）である。

【図１０】ｔ_Ｎの最適操業範囲を与える鋳型振幅ａと鋳
造速度Ｖｃの関係を鋳型振動パラメーター（Ｐ）を用
いて示したグラフである。

【図１１】ｔ_Ｎ≧０．１秒をあたえるＶｃ、ａ、ｆの関
係を鋳型振動パラメーター（Ｐ）を用いて示したグラ
フである。

【図１２】ｔ_Ｎ≦０．２秒をあたえるＶｃ、ａ、ｆの関
係を鋳型振動パラメーター（Ｐ）を用いて示したグラ
フである。

【図１３】本発明の鋳型振動調整法による鋳造速度Ｖ
ｃ、鋳型振幅ａと鋳型振動数ｆの最適値の関係を示した
グラフである。

【符号の説明】１半溶融層２溶融層３シェル４モールドパウダー（粉末層）５鋳型壁面

【手続補正３】

【補正対象書類名】図面

【補正対象項目名】全図

【補正方法】変更

【補正内容】

【図１】

【図４】

【図２】

【図３】

【図６】

【図８】

【図５】

【図７】

【図９】

【図１０】

【図１１】

【図１２】

【図１３】

【図１４】

Claims

【特許請求の範囲】

【請求項１】鋳型内に粉末状または顆粒状のモールド
パウダーを添加して、前記鋳型を正弦波形振動を用いて
上下に連続的に鋳型振動させつつ、前記鋳型内に溶鋼を
注入しながら凝固鋳片を引き抜く鋼の連続鋳造方法にお
いて、前記鋳型振動の鋳型振動数（ｆ）は１．６〜３．
８サイクル／秒（９６〜２０４ｃｐｍ）範囲の任意の値
を用い、前記凝固鋳片を引き抜く鋳造速度（Ｖｃ）の変更に対応
して、鋳型振幅（ａ）の値は下記式が示す範囲となるよ
う増加、減少させるａ（ｍｍ）＝（０．１１４〜０．１５０）×Ｖｃ（ｍｍ／秒）＝（１．９〜２．５）×Ｖｃ（ｍ／分）ことを特徴とする鋼の連続鋳造方法。
【請求項２】鋳型内に粉末状または顆粒状のモールド
パウダーを添加して、前記鋳型を正弦波形振動を用いて
上下に連続的に鋳型振動させつつ、前記鋳型内に溶鋼を
注入しながら凝固鋳片を引き抜く鋼の連続鋳造方法にお
いて、前記鋳型振動の鋳型振動数（ｆ）は１．６〜２．
８サイクル／秒（９６〜１７０ｃｐｍ）範囲の任意の値
を用い、前記凝固鋳片を引き抜く鋳造速度（Ｖｃ）の変更に対応
して、鋳型振幅（ａ）の値は下記式が示す範囲となるよ
う増加、減少させるａ（ｍｍ）＝（０．１１４〜０．１８０）×Ｖｃ（ｍｍ／秒）＝（１．９〜３．０）×Ｖｃ（ｍ／分）ことを特徴とする鋼の連続鋳造方法。