JPH10193067A - 鋼の連続鋳造法 - Google Patents
鋼の連続鋳造法Info
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- JPH10193067A JPH10193067A JP34940596A JP34940596A JPH10193067A JP H10193067 A JPH10193067 A JP H10193067A JP 34940596 A JP34940596 A JP 34940596A JP 34940596 A JP34940596 A JP 34940596A JP H10193067 A JPH10193067 A JP H10193067A
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Abstract
(57)【要約】
【課題】 鋼の連続鋳造法において、最終凝固部近傍に
未凝固層の閉塞の発生を防止するとともに濃化溶鋼の流
動を抑制して鋳片の中心偏析を改善する。 【解決手段】 連続鋳造法によって鋳片を鋳造するに際
して、鋳型出口における鋳片形状を鋳片幅中央側の厚み
が鋳片短辺側に比較して拡大した形状とし、次いで、二
次冷却帯における凝固完了までの期間に厚み拡大部にロ
ール圧下を加える。その際、厚み拡大部の鋳片幅方向の
範囲、拡大量、及び、厚み拡大部の形状を限定すること
が望ましい。
未凝固層の閉塞の発生を防止するとともに濃化溶鋼の流
動を抑制して鋳片の中心偏析を改善する。 【解決手段】 連続鋳造法によって鋳片を鋳造するに際
して、鋳型出口における鋳片形状を鋳片幅中央側の厚み
が鋳片短辺側に比較して拡大した形状とし、次いで、二
次冷却帯における凝固完了までの期間に厚み拡大部にロ
ール圧下を加える。その際、厚み拡大部の鋳片幅方向の
範囲、拡大量、及び、厚み拡大部の形状を限定すること
が望ましい。
Description
【０００１】
【発明の属する技術分野】本発明は、鋳片の中心偏析を
低減する鋼の連続鋳造法に関するものである。
低減する鋼の連続鋳造法に関するものである。
【０００２】
【従来の技術】鋼の連続鋳造法において、鋳片は内部に
鋳造方向に伸長した未凝固相を有して多数のロール間を
引き抜かれるので、溶鋼静圧によるロール間における鋳
片の膨らみ（以下、「バルジング」と記す）や凝固収縮
のために溶鋼体積の変化が生じ、この溶鋼体積の変化分
を補うために溶質元素の濃化した濃化溶鋼が鋳片中心に
集積し、中心偏析が生成する。
鋳造方向に伸長した未凝固相を有して多数のロール間を
引き抜かれるので、溶鋼静圧によるロール間における鋳
片の膨らみ（以下、「バルジング」と記す）や凝固収縮
のために溶鋼体積の変化が生じ、この溶鋼体積の変化分
を補うために溶質元素の濃化した濃化溶鋼が鋳片中心に
集積し、中心偏析が生成する。
【０００３】そのために、中心偏析の低減を意図して、
低温鋳造や電磁攪拌による鋳造組織の改善等、数多くの
技術が提案実施されており、今日、これらの多くの技術
のなかから有効な手段として未凝固鋳片に軽圧下を施す
ことが実用化されている。
低温鋳造や電磁攪拌による鋳造組織の改善等、数多くの
技術が提案実施されており、今日、これらの多くの技術
のなかから有効な手段として未凝固鋳片に軽圧下を施す
ことが実用化されている。
【０００４】特公平３−６８５５号公報（以下、「先行
技術１」と記す）には、鋳片の中心が液相線温度となる
時点から流動限界固相率（固相率０．６ないし０．８）
となる時点までの領域で０．５ｍｍ／ｍｉｎないし２．
０ｍｍ／ｍｉｎの割合で未凝固鋳片を連続的に圧下する
ことが開示されている。先行技術１によれば、この圧下
により凝固収縮量を補償することができ、中心偏析のみ
ならずＶ偏析や逆Ｖ偏析の発生を防止することが可能と
している。
技術１」と記す）には、鋳片の中心が液相線温度となる
時点から流動限界固相率（固相率０．６ないし０．８）
となる時点までの領域で０．５ｍｍ／ｍｉｎないし２．
０ｍｍ／ｍｉｎの割合で未凝固鋳片を連続的に圧下する
ことが開示されている。先行技術１によれば、この圧下
により凝固収縮量を補償することができ、中心偏析のみ
ならずＶ偏析や逆Ｖ偏析の発生を防止することが可能と
している。
【０００５】特公昭６２−３４４６１号公報（以下、
「先行技術２」と記す）には、鋳型と鋳片の液相線クレ
ータエンドとの間の凝固シェルを積極的にバルジングさ
せて鋳片中央側の未凝固層の厚さを増大させ、次いで液
相線クレータエンドと固相線クレータエンドとの間の鋳
片に圧下を加えることが開示されている。先行技術２に
よれば、中心偏析の発生原因とならない領域で鋳片を積
極的にバルジングさせ、未凝固層を厚くしてその後圧下
するので、未凝固層の閉塞を防止でき、中心偏析を大幅
に低減することが可能としている。
「先行技術２」と記す）には、鋳型と鋳片の液相線クレ
ータエンドとの間の凝固シェルを積極的にバルジングさ
せて鋳片中央側の未凝固層の厚さを増大させ、次いで液
相線クレータエンドと固相線クレータエンドとの間の鋳
片に圧下を加えることが開示されている。先行技術２に
よれば、中心偏析の発生原因とならない領域で鋳片を積
極的にバルジングさせ、未凝固層を厚くしてその後圧下
するので、未凝固層の閉塞を防止でき、中心偏析を大幅
に低減することが可能としている。
【０００６】
【発明が解決しようとする課題】しかし先行技術１で
は、鋳片幅が１８００ｍｍを超える広幅の場合には、鋳
片幅方向の凝固の不均一性に起因して、未凝固層が鋳片
幅方向で閉塞されるため、鋳片の全幅に渡って中心偏析
を大きく改善することが不可能である。更に、凝固の完
了した鋳片両短辺側も圧下されるために、大きな圧下力
を必要とする。
は、鋳片幅が１８００ｍｍを超える広幅の場合には、鋳
片幅方向の凝固の不均一性に起因して、未凝固層が鋳片
幅方向で閉塞されるため、鋳片の全幅に渡って中心偏析
を大きく改善することが不可能である。更に、凝固の完
了した鋳片両短辺側も圧下されるために、大きな圧下力
を必要とする。
【０００７】又、先行技術２では、鋳片短辺側は圧下さ
れず、且つ鋳片幅中央側の未凝固層が厚いため、先行技
術１における上記の２つの問題点は解決されるが、積極
的にバルジングさせることによる鋳造の不安定性と、バ
ルジングに伴う鋳片内部割れの発生とが懸念されるた
め、大きなバルジングを生じさせること、即ち大きな圧
下量を確保することが困難であり、必ずしも中心偏析の
改善が十分でない。
れず、且つ鋳片幅中央側の未凝固層が厚いため、先行技
術１における上記の２つの問題点は解決されるが、積極
的にバルジングさせることによる鋳造の不安定性と、バ
ルジングに伴う鋳片内部割れの発生とが懸念されるた
め、大きなバルジングを生じさせること、即ち大きな圧
下量を確保することが困難であり、必ずしも中心偏析の
改善が十分でない。
【０００８】本願発明は上記事情に鑑みなされたもの
で、その目的とするところは鋳型出口での鋳片幅中央側
の未凝固層厚みを厚くすることで、最終凝固部近傍に未
凝固層の閉塞の発生を防止するとともに濃化溶鋼の流動
を可能な限り抑制し、鋳片の中心偏析を大幅に改善する
ことができる鋼の連続鋳造法を提供するものである。
で、その目的とするところは鋳型出口での鋳片幅中央側
の未凝固層厚みを厚くすることで、最終凝固部近傍に未
凝固層の閉塞の発生を防止するとともに濃化溶鋼の流動
を可能な限り抑制し、鋳片の中心偏析を大幅に改善する
ことができる鋼の連続鋳造法を提供するものである。
【０００９】
【課題を解決するための手段】本願請求項１に係る鋼の
連続鋳造法は、連続鋳造法によって鋳片を鋳造するに際
して、鋳型出口における鋳片形状を鋳片幅中央側の鋳片
厚みが鋳片短辺側に比較して拡大した形状とし、次い
で、二次冷却帯における凝固完了までの期間に鋳片厚み
の拡大部にロール圧下を加えることを特徴とするもので
ある。
連続鋳造法は、連続鋳造法によって鋳片を鋳造するに際
して、鋳型出口における鋳片形状を鋳片幅中央側の鋳片
厚みが鋳片短辺側に比較して拡大した形状とし、次い
で、二次冷却帯における凝固完了までの期間に鋳片厚み
の拡大部にロール圧下を加えることを特徴とするもので
ある。
【００１０】本発明では、鋳片幅方向中央側の鋳片厚み
が厚くなる鋳型を用いて鋳型内凝固を進行させ、鋳型出
口での鋳片形状を鋳片中央側の鋳片厚みの厚い形状、即
ち、鋳片中央側の未凝固層の厚い形状としているので、
鋳型直下で更にバルジングさせる必要はなく、そのた
め、鋳型直下にてバルジングさせることによる鋳造の不
安定性と、バルジングに伴う鋳片内部割れの発生とを解
消することができる。又、鋳型の形状を変更するだけ
で、鋳片厚み拡大量を任意に且つ大きくすることができ
るため、最終凝固部近傍での未凝固層の閉塞の発生を防
止すると共に、鋳片の圧下を十分に行なうことが可能と
なり、中心偏析の改善効果が大きい。そして中心偏析を
防止するためには鋳片厚みの拡大部のみを圧下すればよ
く、従って溶鋼静圧よりわずかに大きい圧下力で圧下可
能となる。
が厚くなる鋳型を用いて鋳型内凝固を進行させ、鋳型出
口での鋳片形状を鋳片中央側の鋳片厚みの厚い形状、即
ち、鋳片中央側の未凝固層の厚い形状としているので、
鋳型直下で更にバルジングさせる必要はなく、そのた
め、鋳型直下にてバルジングさせることによる鋳造の不
安定性と、バルジングに伴う鋳片内部割れの発生とを解
消することができる。又、鋳型の形状を変更するだけ
で、鋳片厚み拡大量を任意に且つ大きくすることができ
るため、最終凝固部近傍での未凝固層の閉塞の発生を防
止すると共に、鋳片の圧下を十分に行なうことが可能と
なり、中心偏析の改善効果が大きい。そして中心偏析を
防止するためには鋳片厚みの拡大部のみを圧下すればよ
く、従って溶鋼静圧よりわずかに大きい圧下力で圧下可
能となる。
【００１１】本願請求項２に係る鋼の連続鋳造法は、請
求項１に記載の鋼の連続鋳造法において、鋳片幅をＷ、
鋳片短辺での鋳片厚みをＤとしたときに、鋳片幅中央側
の少なくともＷ−２．４Ｄの範囲の鋳片厚みを拡大させ
ることを特徴とするものである。
求項１に記載の鋼の連続鋳造法において、鋳片幅をＷ、
鋳片短辺での鋳片厚みをＤとしたときに、鋳片幅中央側
の少なくともＷ−２．４Ｄの範囲の鋳片厚みを拡大させ
ることを特徴とするものである。
【００１２】連続鋳造法では次工程の要求により、種々
の鋳片幅を鋳造する必要がある。本発明では鋳片の幅中
央側の鋳片厚みが厚くなる鋳型を用いて鋳造するが、鋳
型幅全体に渡って鋳片厚みを拡大すると、鋳造する鋳片
幅の変更毎に鋳型を交換しなければならず、極めて非効
率である。そこで本発明では、鋳片短辺側に鋳片厚みの
平坦な範囲を設け、この平坦部で鋳片幅の変更を行な
い、同一鋳型で種々の幅の鋳片の鋳造を可能とすること
を検討した。しかしこの平坦部が広くなると未凝固層が
閉塞し、ロール圧下による中心偏析の改善効果が低下す
る。そこで鋳片厚みの拡大部の範囲を鋳片幅方向で種々
に変更して中心偏析改善効果と対比して調査した結果、
鋳片幅をＷ、鋳片短辺での鋳片厚みをＤとしたときに、
鋳片厚みの拡大部が少なくともＷ−２．４Ｄの範囲確保
されれば、中心偏析の改善効果を損なわないことが判明
した。即ち、その外側の鋳片厚みは平坦としてもよいこ
とが分かった。鋳片厚みの拡大部の範囲がＷ−２．４Ｄ
未満となると、鋳片短辺側に未凝固層の閉塞が発生して
圧下効果が少なくなり、鋳片短辺側の中心偏析の改善が
十分にできず、望ましくない。
の鋳片幅を鋳造する必要がある。本発明では鋳片の幅中
央側の鋳片厚みが厚くなる鋳型を用いて鋳造するが、鋳
型幅全体に渡って鋳片厚みを拡大すると、鋳造する鋳片
幅の変更毎に鋳型を交換しなければならず、極めて非効
率である。そこで本発明では、鋳片短辺側に鋳片厚みの
平坦な範囲を設け、この平坦部で鋳片幅の変更を行な
い、同一鋳型で種々の幅の鋳片の鋳造を可能とすること
を検討した。しかしこの平坦部が広くなると未凝固層が
閉塞し、ロール圧下による中心偏析の改善効果が低下す
る。そこで鋳片厚みの拡大部の範囲を鋳片幅方向で種々
に変更して中心偏析改善効果と対比して調査した結果、
鋳片幅をＷ、鋳片短辺での鋳片厚みをＤとしたときに、
鋳片厚みの拡大部が少なくともＷ−２．４Ｄの範囲確保
されれば、中心偏析の改善効果を損なわないことが判明
した。即ち、その外側の鋳片厚みは平坦としてもよいこ
とが分かった。鋳片厚みの拡大部の範囲がＷ−２．４Ｄ
未満となると、鋳片短辺側に未凝固層の閉塞が発生して
圧下効果が少なくなり、鋳片短辺側の中心偏析の改善が
十分にできず、望ましくない。
【００１３】このように、鋳片短辺側の片側当たり、最
大で鋳片短辺での鋳片厚みの１．２倍分の長さを平坦部
とすることが可能となり、この平坦部で鋳片幅の変更を
行なうことができる。例えば短辺での鋳片厚みが２３０
ｍｍの鋳片において、２１５０ｍｍ幅を最大幅とする鋳
型であれば、鋳片厚みの拡大部は幅中央側の１５９８ｍ
ｍとなり、片側２７６ｍｍの範囲が平坦部となり、従っ
て、この鋳型で２１５０ｍｍから１６００ｍｍの幅の鋳
片まで鋳造することができる。
大で鋳片短辺での鋳片厚みの１．２倍分の長さを平坦部
とすることが可能となり、この平坦部で鋳片幅の変更を
行なうことができる。例えば短辺での鋳片厚みが２３０
ｍｍの鋳片において、２１５０ｍｍ幅を最大幅とする鋳
型であれば、鋳片厚みの拡大部は幅中央側の１５９８ｍ
ｍとなり、片側２７６ｍｍの範囲が平坦部となり、従っ
て、この鋳型で２１５０ｍｍから１６００ｍｍの幅の鋳
片まで鋳造することができる。
【００１４】本願請求項３に係る鋼の連続鋳造法は、請
求項１又は請求項２に記載の鋼の連続鋳造法において、
鋳片幅をＷ、鋳片短辺での鋳片厚みをＤ、そしてメニス
カスから固相線クレータエンドまでの距離をＬとしたと
きに、鋳型出口における鋳片幅中央位置の鋳片厚みの拡
大量ｄが（１）式を満足することを特徴とするものであ
る。 ｄ＞Ｄ（Ｗ−２．４Ｄ）／２Ｌ ……（１）
求項１又は請求項２に記載の鋼の連続鋳造法において、
鋳片幅をＷ、鋳片短辺での鋳片厚みをＤ、そしてメニス
カスから固相線クレータエンドまでの距離をＬとしたと
きに、鋳型出口における鋳片幅中央位置の鋳片厚みの拡
大量ｄが（１）式を満足することを特徴とするものであ
る。 ｄ＞Ｄ（Ｗ−２．４Ｄ）／２Ｌ ……（１）
【００１５】鋳片厚みの拡大量は、最終凝固位置近傍で
の濃化溶鋼の流動が可能な限り定常状態に近い状況を実
現させることを意図して、その値を決定する必要があ
る。
の濃化溶鋼の流動が可能な限り定常状態に近い状況を実
現させることを意図して、その値を決定する必要があ
る。
【００１６】図５に示すように、鋳片幅をＷ、鋳片短辺
での鋳片厚みをＤ、鋳片幅方向の鋳片厚みの拡大部の範
囲をＷ−２．４Ｄ、鋳型出口における鋳片幅中央位置の
鋳片厚みの拡大量をｄとすると、鋳片幅方向の未凝固層
角度φ（ラジアン）は（３）式で近似される。 φ≒２ｄ／（Ｗ−２．４Ｄ） ……（３）
での鋳片厚みをＤ、鋳片幅方向の鋳片厚みの拡大部の範
囲をＷ−２．４Ｄ、鋳型出口における鋳片幅中央位置の
鋳片厚みの拡大量をｄとすると、鋳片幅方向の未凝固層
角度φ（ラジアン）は（３）式で近似される。 φ≒２ｄ／（Ｗ−２．４Ｄ） ……（３）
【００１７】又、図６に示すように、鋳片短辺での鋳片
厚みをＤ、メニスカスから固相線クレータエンドまでの
距離をＬとすると、鋳造方向の未凝固層角度θ（ラジア
ン）は（４）式で近似される。 θ≒Ｄ／Ｌ ……（４）
厚みをＤ、メニスカスから固相線クレータエンドまでの
距離をＬとすると、鋳造方向の未凝固層角度θ（ラジア
ン）は（４）式で近似される。 θ≒Ｄ／Ｌ ……（４）
【００１８】最終凝固位置近傍での鋳片幅方向の濃化溶
鋼の流動を定常状態に近い流れとするため、即ち、凝固
収縮等による溶鋼体積の変化が生じた場合にも、濃化溶
鋼は流動せずに、固相率が低く濃化されていない溶鋼が
流動して溶鋼体積の不足分を補充するためには、鋳片幅
方向の未凝固層角度φを鋳造方向の未凝固層角度θより
大きくすることが望ましい。鋳片幅方向の未凝固層角度
φを鋳造方向の未凝固層角度θより大きくする条件とし
て、（３）式及び（４）式から鋳型出口における鋳片幅
中央位置の鋳片厚みの拡大量ｄが（１）式として導かれ
る。
鋼の流動を定常状態に近い流れとするため、即ち、凝固
収縮等による溶鋼体積の変化が生じた場合にも、濃化溶
鋼は流動せずに、固相率が低く濃化されていない溶鋼が
流動して溶鋼体積の不足分を補充するためには、鋳片幅
方向の未凝固層角度φを鋳造方向の未凝固層角度θより
大きくすることが望ましい。鋳片幅方向の未凝固層角度
φを鋳造方向の未凝固層角度θより大きくする条件とし
て、（３）式及び（４）式から鋳型出口における鋳片幅
中央位置の鋳片厚みの拡大量ｄが（１）式として導かれ
る。
【００１９】本願請求項４に係る鋼の連続鋳造法は、請
求項１ないし請求項３の何れか１つに記載の鋼の連続鋳
造法において、鋳型出口における鋳片厚みの鋳片幅方向
の形状を（２）式に従い定めることを特徴とするもので
ある。 ｙ＝Ｋ〔（ｘ／lo）2 −２（ｘ／lo）3 ＋（ｘ／lo）4 〕 ……（２）
求項１ないし請求項３の何れか１つに記載の鋼の連続鋳
造法において、鋳型出口における鋳片厚みの鋳片幅方向
の形状を（２）式に従い定めることを特徴とするもので
ある。 ｙ＝Ｋ〔（ｘ／lo）2 −２（ｘ／lo）3 ＋（ｘ／lo）4 〕 ……（２）
【００２０】但し、（２）式においてｙは、鋳片厚みの
平坦な面を基準とした鋳片厚みの拡大方向への変位量
で、鋳片厚みの拡大量の１／２に等しく、ｘは、鋳片厚
みが拡大を開始した位置を起点とした鋳片幅方向への距
離、及び、loは、鋳片厚みの拡大部の鋳片幅方向の長さ
であり、又、Ｋは定数で、鋳型幅の１／２における鋳片
厚みの拡大量をｄとしたとき、鋳型幅の１／２、即ちｘ
＝lo／２における変位量ｙが、鋳片厚みの拡大量ｄの１
／２に等しいとしてＫを決定する。
平坦な面を基準とした鋳片厚みの拡大方向への変位量
で、鋳片厚みの拡大量の１／２に等しく、ｘは、鋳片厚
みが拡大を開始した位置を起点とした鋳片幅方向への距
離、及び、loは、鋳片厚みの拡大部の鋳片幅方向の長さ
であり、又、Ｋは定数で、鋳型幅の１／２における鋳片
厚みの拡大量をｄとしたとき、鋳型幅の１／２、即ちｘ
＝lo／２における変位量ｙが、鋳片厚みの拡大量ｄの１
／２に等しいとしてＫを決定する。
【００２１】本発明では鋳片厚みが幅方向で一定でない
ために、鋳型直下において溶鋼静圧によるバルジングで
鋳片に局所的な変形を発生させる懸念がある。局所的な
変形を発生させると、鋳片に割れを生じ、ブレークアウ
ト等の操業異常が発生するので、鋳型出口での鋳片の形
状は、バルジングによる変形が発生しても局所的な変形
の発生しない形状とすることが望ましい。そこで、鋳型
直下においてバルジングしたときの形状を予め与えてお
くと、バルジングによる変形は鋳片幅方向で均等にな
り、局所的な変形を防止することができる。鋳片のバル
ジング形状と最も近い曲線は、両端固定の梁に均等荷重
が作用したときの梁の変形曲線であるので、両端固定の
梁に均等荷重が作用したときの梁の変形曲線、即ち、
（２）式を採用して鋳型出口での鋳片の形状と定めるこ
ととする。
ために、鋳型直下において溶鋼静圧によるバルジングで
鋳片に局所的な変形を発生させる懸念がある。局所的な
変形を発生させると、鋳片に割れを生じ、ブレークアウ
ト等の操業異常が発生するので、鋳型出口での鋳片の形
状は、バルジングによる変形が発生しても局所的な変形
の発生しない形状とすることが望ましい。そこで、鋳型
直下においてバルジングしたときの形状を予め与えてお
くと、バルジングによる変形は鋳片幅方向で均等にな
り、局所的な変形を防止することができる。鋳片のバル
ジング形状と最も近い曲線は、両端固定の梁に均等荷重
が作用したときの梁の変形曲線であるので、両端固定の
梁に均等荷重が作用したときの梁の変形曲線、即ち、
（２）式を採用して鋳型出口での鋳片の形状と定めるこ
ととする。
【００２２】
【発明の実施の形態】本発明を適用した鋳片断面が矩形
型の連続鋳造機の鋳片幅中央位置の側断面の概要図を図
２に、又、鋳型の平断面の概要図を図３に示す。
型の連続鋳造機の鋳片幅中央位置の側断面の概要図を図
２に、又、鋳型の平断面の概要図を図３に示す。
【００２３】図３に示すように本発明で用いる鋳型１
は、銅製で水冷構造の対向する一対の鋳型長辺１５と、
鋳型長辺１５に挟まれた銅製で水冷構造の対向する一対
の鋳型短辺１６とから構成されている。そして、対向す
る鋳型長辺１５間の間隔は、幅の中央側が鋳型短辺１６
側に比較して広くなり、鋳片厚みの拡大部１７を形成
し、その外側は対向する鋳型長辺１５間の間隔は一定の
平坦部１８、１８ａとなっている。鋳型短辺１６は、こ
の平坦部１８、１８ａでのみ鋳型長辺１５内を摺動し、
鋳片幅（Ｗ）の変更が可能となっている。鋳片厚みは、
鋳型短辺１６側の鋳片厚み（Ｄ）から徐々に拡大し、鋳
型長辺１５の中央位置で最も拡大して鋳片厚み（Ｄ＋
ｄ）となり、鋳片厚みは鋳型長辺１５の中心線で実質的
に左右対称の形状となっている。
は、銅製で水冷構造の対向する一対の鋳型長辺１５と、
鋳型長辺１５に挟まれた銅製で水冷構造の対向する一対
の鋳型短辺１６とから構成されている。そして、対向す
る鋳型長辺１５間の間隔は、幅の中央側が鋳型短辺１６
側に比較して広くなり、鋳片厚みの拡大部１７を形成
し、その外側は対向する鋳型長辺１５間の間隔は一定の
平坦部１８、１８ａとなっている。鋳型短辺１６は、こ
の平坦部１８、１８ａでのみ鋳型長辺１５内を摺動し、
鋳片幅（Ｗ）の変更が可能となっている。鋳片厚みは、
鋳型短辺１６側の鋳片厚み（Ｄ）から徐々に拡大し、鋳
型長辺１５の中央位置で最も拡大して鋳片厚み（Ｄ＋
ｄ）となり、鋳片厚みは鋳型長辺１５の中心線で実質的
に左右対称の形状となっている。
【００２４】そして図２に示すように、タンディッシュ
１２内の溶鋼１１は、タンディッシュ１２の底部に設け
られ、先端がメニスカス１４に浸漬する浸漬ノズル１３
を介して鋳型１内に連続的に注入される。鋳型１内に注
入された溶鋼１１は鋳型１に接触して冷却され外周に凝
固層７を形成し、次いで凝固層７は鋳型１下方の二次冷
却帯２に設けたサポートロール３、ガイドロール４、及
び圧下ロール５を通り、下方に連続的に引き抜かれる。
二次冷却帯２は水スプレー又はエアーミストスプレーに
よる冷却帯となっており、鋳型１より引き抜かれた凝固
層７の表面は冷却され、凝固相７の内部の未凝固層８の
厚みを減少させ、固相線クレータエンド１０にて凝固を
完了して、鋳片６となる。尚、図２に示す破線は液相線
温度であり、液相線温度の先端位置、即ち液相線クレー
タエンド９より引き抜き方向下方で、鋳片厚み中心にお
いて固相が出現して、固液共存層となる。
１２内の溶鋼１１は、タンディッシュ１２の底部に設け
られ、先端がメニスカス１４に浸漬する浸漬ノズル１３
を介して鋳型１内に連続的に注入される。鋳型１内に注
入された溶鋼１１は鋳型１に接触して冷却され外周に凝
固層７を形成し、次いで凝固層７は鋳型１下方の二次冷
却帯２に設けたサポートロール３、ガイドロール４、及
び圧下ロール５を通り、下方に連続的に引き抜かれる。
二次冷却帯２は水スプレー又はエアーミストスプレーに
よる冷却帯となっており、鋳型１より引き抜かれた凝固
層７の表面は冷却され、凝固相７の内部の未凝固層８の
厚みを減少させ、固相線クレータエンド１０にて凝固を
完了して、鋳片６となる。尚、図２に示す破線は液相線
温度であり、液相線温度の先端位置、即ち液相線クレー
タエンド９より引き抜き方向下方で、鋳片厚み中心にお
いて固相が出現して、固液共存層となる。
【００２５】この二次冷却帯２での引き抜き中の凝固完
了までの期間に、鋳片厚みの拡大部１７に圧下ロール５
にてロール圧下を加える。その際に、鋳片中央側と鋳片
短辺側との鋳片厚みが実質的に同一になるまで圧下する
と、鋳片６の次工程へのハンドリングが容易になるので
望ましい。図４は、鋳片６の二次冷却帯２におけるロー
ル圧下による形状変化を模式的に示したもので、図４の
（ａ）、（ｂ）、（ｃ）、（ｄ）は、それぞれ図２にお
けるＩ−Ｉ断面、II−II断面、III−III断面、及びIV−
IV断面に対応する。
了までの期間に、鋳片厚みの拡大部１７に圧下ロール５
にてロール圧下を加える。その際に、鋳片中央側と鋳片
短辺側との鋳片厚みが実質的に同一になるまで圧下する
と、鋳片６の次工程へのハンドリングが容易になるので
望ましい。図４は、鋳片６の二次冷却帯２におけるロー
ル圧下による形状変化を模式的に示したもので、図４の
（ａ）、（ｂ）、（ｃ）、（ｄ）は、それぞれ図２にお
けるＩ−Ｉ断面、II−II断面、III−III断面、及びIV−
IV断面に対応する。
【００２６】ロール圧下は、鋳片幅中央位置における鋳
片厚み中心の固相率が０．０１から０．７５の範囲を、
０．５ｍｍ／ｍｉｎないし２．５ｍｍ／ｍｉｎの割合で
連続的に行なうことが望ましい。
片厚み中心の固相率が０．０１から０．７５の範囲を、
０．５ｍｍ／ｍｉｎないし２．５ｍｍ／ｍｉｎの割合で
連続的に行なうことが望ましい。
【００２７】鋳片幅中央位置における鋳片厚み中心の固
相率が０．０１未満では溶鋼１１が容易に流動して、中
心偏析が発生しないため圧下する効果なく、又、鋳片幅
中央位置における鋳片厚み中心の固相率が０．７５を超
えると固液共存層中の未凝固層８の流動が不可能とな
り、ロール圧下しても未凝固層８が移動しないために、
圧下する効果がないためである。
相率が０．０１未満では溶鋼１１が容易に流動して、中
心偏析が発生しないため圧下する効果なく、又、鋳片幅
中央位置における鋳片厚み中心の固相率が０．７５を超
えると固液共存層中の未凝固層８の流動が不可能とな
り、ロール圧下しても未凝固層８が移動しないために、
圧下する効果がないためである。
【００２８】ロール圧下の速度が、０．５ｍｍ／ｍｉｎ
未満では圧下量が不足して中心偏析の改善効果が十分に
得られず、又、２．５ｍｍ／ｍｉｎを超えると、凝固層
７の変形が大きくなり内部割れが発生するためである。
未満では圧下量が不足して中心偏析の改善効果が十分に
得られず、又、２．５ｍｍ／ｍｉｎを超えると、凝固層
７の変形が大きくなり内部割れが発生するためである。
【００２９】図１は、上記の本発明を適用したときの、
鋳片厚みの拡大部１７と鋳片短辺側の平坦部１８、１８
ａとにおける鋳片厚みの推移の例をメニスカス１４から
の距離に対して示したものである。鋳片厚みの拡大部１
７は固相率が０．０１から０．７５の範囲で連続的にロ
ール圧下され、固相率０．７５の位置では鋳片６は幅全
体に渡り実質的に平坦な形状となる。尚、図１において
鋳片短辺側の鋳片厚みも連続的に減少しているが、これ
は凝固後の温度低下に伴う体積収縮により鋳片厚みが収
縮するためである。
鋳片厚みの拡大部１７と鋳片短辺側の平坦部１８、１８
ａとにおける鋳片厚みの推移の例をメニスカス１４から
の距離に対して示したものである。鋳片厚みの拡大部１
７は固相率が０．０１から０．７５の範囲で連続的にロ
ール圧下され、固相率０．７５の位置では鋳片６は幅全
体に渡り実質的に平坦な形状となる。尚、図１において
鋳片短辺側の鋳片厚みも連続的に減少しているが、これ
は凝固後の温度低下に伴う体積収縮により鋳片厚みが収
縮するためである。
【００３０】鋳片厚みの拡大部１７の幅方向長さ（lo）
は、鋳片幅をＷ、鋳片短辺での鋳片厚みをＤとしたとき
に、鋳片幅中央側の少なくともＷ−２．４Ｄの範囲を確
保することが望ましい。従って鋳型１において、鋳造可
能な最大幅に対して、（最大幅−２．４×鋳片厚み）の
範囲を鋳片厚みの拡大部１７とすれば、鋳型１にて鋳片
幅が最大幅から（最大幅−２．４×鋳片厚み）の幅まで
鋳造可能となる。鋳造する幅の格差が大きく、一つの鋳
型１では全ての鋳造幅に対応できない場合には、上記に
従って最大幅の異なる鋳型１を複数個準備すればよい。
は、鋳片幅をＷ、鋳片短辺での鋳片厚みをＤとしたとき
に、鋳片幅中央側の少なくともＷ−２．４Ｄの範囲を確
保することが望ましい。従って鋳型１において、鋳造可
能な最大幅に対して、（最大幅−２．４×鋳片厚み）の
範囲を鋳片厚みの拡大部１７とすれば、鋳型１にて鋳片
幅が最大幅から（最大幅−２．４×鋳片厚み）の幅まで
鋳造可能となる。鋳造する幅の格差が大きく、一つの鋳
型１では全ての鋳造幅に対応できない場合には、上記に
従って最大幅の異なる鋳型１を複数個準備すればよい。
【００３１】鋳片６の幅中央位置における鋳片厚みの拡
大量（ｄ）は、鋳片幅（Ｗ）、鋳片短辺での鋳片厚み
（Ｄ）、及び、メニスカス１４から固相線クレータエン
ド１０までの距離（Ｌ）から（１）式の右辺を算出し、
算出された値より大きな値とすることが望ましい。ここ
でメニスカス１４から固相線クレータエンド１０までの
距離（Ｌ）は、二次冷却帯２の冷却強度によりその都度
凝固係数を測定して算出すれば正確に求めることができ
るが、鋳造方向の未凝固層角度θは、二次冷却強度が高
い時の方が大きくて二次冷却強度の低い範囲をカバーす
るので、二次冷却強度が高い時の凝固係数（約３０ｍｍ
／ｍｉｎ1/2 ）を用いればよい。
大量（ｄ）は、鋳片幅（Ｗ）、鋳片短辺での鋳片厚み
（Ｄ）、及び、メニスカス１４から固相線クレータエン
ド１０までの距離（Ｌ）から（１）式の右辺を算出し、
算出された値より大きな値とすることが望ましい。ここ
でメニスカス１４から固相線クレータエンド１０までの
距離（Ｌ）は、二次冷却帯２の冷却強度によりその都度
凝固係数を測定して算出すれば正確に求めることができ
るが、鋳造方向の未凝固層角度θは、二次冷却強度が高
い時の方が大きくて二次冷却強度の低い範囲をカバーす
るので、二次冷却強度が高い時の凝固係数（約３０ｍｍ
／ｍｉｎ1/2 ）を用いればよい。
【００３２】尚、鋳片厚みの拡大量（ｄ）の上限は、そ
の後のロール圧下に伴う内部割れが発生しない範囲にお
いて、経済性を考慮した実用的な範囲で決定すればよ
い。
の後のロール圧下に伴う内部割れが発生しない範囲にお
いて、経済性を考慮した実用的な範囲で決定すればよ
い。
【００３３】鋳型出口における鋳片厚みの鋳片幅方向の
形状は、（２）式に従い定めることが望ましい。この場
合、予め鋳片幅の中央位置における鋳片厚みの拡大量
（ｄ）と、鋳片厚みの拡大部１７の鋳造幅方向の長さ
（lo）とを決めておき、（２）式にｙ＝ｄ／２、ｘ＝lo
／２を代入して、定数Ｋを定め、その後、任意の位置
（ｘ）における変位量（ｙ）を算出すれば、鋳片幅方向
の形状が決定する。
形状は、（２）式に従い定めることが望ましい。この場
合、予め鋳片幅の中央位置における鋳片厚みの拡大量
（ｄ）と、鋳片厚みの拡大部１７の鋳造幅方向の長さ
（lo）とを決めておき、（２）式にｙ＝ｄ／２、ｘ＝lo
／２を代入して、定数Ｋを定め、その後、任意の位置
（ｘ）における変位量（ｙ）を算出すれば、鋳片幅方向
の形状が決定する。
【００３４】尚、鋳型１を出た後、圧下を開始する前に
更にバルジングさせてから圧下してもよい。
更にバルジングさせてから圧下してもよい。
【００３５】
【実施例】図２に示す連続鋳造機と図３に示す鋳型とを
用いて本発明を実施した。対象鋼種はＣ：０．１５ｗｔ
％、Ｓｉ：０．２ｗｔ％、Ｍｎ：０．５ｗｔ％の４０キ
ロ級Ａｌキルド鋼で、鋳造速度が１．８ｍ／ｍｉｎ、タ
ンディッシュ内での溶鋼過熱度は２５〜３５℃であっ
た。
用いて本発明を実施した。対象鋼種はＣ：０．１５ｗｔ
％、Ｓｉ：０．２ｗｔ％、Ｍｎ：０．５ｗｔ％の４０キ
ロ級Ａｌキルド鋼で、鋳造速度が１．８ｍ／ｍｉｎ、タ
ンディッシュ内での溶鋼過熱度は２５〜３５℃であっ
た。
【００３６】本発明で用いた鋳型は、短辺側の鋳片厚み
が２３０ｍｍで、鋳造可能な最大幅は２１５０ｍｍであ
る。そこで（５）式により鋳片厚みの拡大部の最小幅を
算出して、その結果から鋳型の幅中央位置を挟んで１６
００ｍｍの範囲を鋳片厚みの拡大部と定め、２１５０ｍ
ｍ幅と１６００ｍｍ幅の鋳片を鋳造した。 2150−2.4×230＝1598(mm) ……（５）
が２３０ｍｍで、鋳造可能な最大幅は２１５０ｍｍであ
る。そこで（５）式により鋳片厚みの拡大部の最小幅を
算出して、その結果から鋳型の幅中央位置を挟んで１６
００ｍｍの範囲を鋳片厚みの拡大部と定め、２１５０ｍ
ｍ幅と１６００ｍｍ幅の鋳片を鋳造した。 2150−2.4×230＝1598(mm) ……（５）
【００３７】次に、メニスカスから固相線クレータエン
ドまでの距離（Ｌ）を、凝固係数＝３０ｍｍ／ｍｉｎ
1/2 を用いて（６）式により算出し、算出した距離
（Ｌ）から（１）式の右辺を（７）式により算出して鋳
片厚みの拡大量（ｄ）を２０ｍｍと決めた。 Ｌ＝[(230/(2×30)]2×1800＝26450(mm) ……（６） ｄ＞[230×(2150−2.4×230)]/(2×26450)＝6.9(mm) ……（７）
ドまでの距離（Ｌ）を、凝固係数＝３０ｍｍ／ｍｉｎ
1/2 を用いて（６）式により算出し、算出した距離
（Ｌ）から（１）式の右辺を（７）式により算出して鋳
片厚みの拡大量（ｄ）を２０ｍｍと決めた。 Ｌ＝[(230/(2×30)]2×1800＝26450(mm) ……（６） ｄ＞[230×(2150−2.4×230)]/(2×26450)＝6.9(mm) ……（７）
【００３８】そして（２）式において、lo＝１６００ｍ
ｍ、ｘ＝８００ｍｍにおける変位量（ｙ）が１０ｍｍと
して定数Ｋ＝１６０ｍｍを求め、任意の位置（ｘ）にお
ける変位量（ｙ）を算出して鋳片厚みの形状を定め、そ
の形状に沿って鋳型長辺を加工した。
ｍ、ｘ＝８００ｍｍにおける変位量（ｙ）が１０ｍｍと
して定数Ｋ＝１６０ｍｍを求め、任意の位置（ｘ）にお
ける変位量（ｙ）を算出して鋳片厚みの形状を定め、そ
の形状に沿って鋳型長辺を加工した。
【００３９】鋳片厚みの拡大部へのロール圧下は、幅中
央位置の鋳片厚み中心の固相率が０．０５と推定される
場所から開始し、固相率が０．７５と推定される場所ま
で行い、そしてこの間の圧下速度が１．８ｍｍ／ｍｉｎ
の一定速度となるように、一定割合で圧下ロールのロー
ル間隔を減少させて設定し、この間で鋳片厚みは実質的
に平坦な形状となる。この時の圧下ロールの圧下荷重は
圧下ロール一対当たり６２トン、９７トン、及び１２３
トンの三水準で行い、圧下荷重の影響も調査した。尚、
設定値以上のロール反力が作用した場合は、その圧下ロ
ールはバランス位置まで後退する構造となっている。
央位置の鋳片厚み中心の固相率が０．０５と推定される
場所から開始し、固相率が０．７５と推定される場所ま
で行い、そしてこの間の圧下速度が１．８ｍｍ／ｍｉｎ
の一定速度となるように、一定割合で圧下ロールのロー
ル間隔を減少させて設定し、この間で鋳片厚みは実質的
に平坦な形状となる。この時の圧下ロールの圧下荷重は
圧下ロール一対当たり６２トン、９７トン、及び１２３
トンの三水準で行い、圧下荷重の影響も調査した。尚、
設定値以上のロール反力が作用した場合は、その圧下ロ
ールはバランス位置まで後退する構造となっている。
【００４０】鋳造された鋳片は１６００ｍｍ幅及び２１
５０ｍｍ幅のいずれも、凝固完了近くまで鋳片幅方向に
液相が開放されるので、溶鋼の定常流れが確保されて濃
化溶鋼の集積が発生しないため、中心偏析及びセンター
ポロシティの発生程度が鋳片幅全体に渡って大幅に改善
された。尚、中心偏析とセンターポロシティの発生状況
に及ぼす圧下荷重の影響は、圧下ロール一対当たり６２
トンで十分効果が認められており、１２３トンの場合に
は若干の鋳片厚みの減少が認められ、完全に鋳片が平坦
になった後も圧下されていたと推定される。このように
圧下ロール一対当たりの圧下荷重を最適値に制御するこ
とにより、所望する固相率範囲を的確に圧下することが
可能で、最終凝固直前の不要圧下を避けることができ
る。
５０ｍｍ幅のいずれも、凝固完了近くまで鋳片幅方向に
液相が開放されるので、溶鋼の定常流れが確保されて濃
化溶鋼の集積が発生しないため、中心偏析及びセンター
ポロシティの発生程度が鋳片幅全体に渡って大幅に改善
された。尚、中心偏析とセンターポロシティの発生状況
に及ぼす圧下荷重の影響は、圧下ロール一対当たり６２
トンで十分効果が認められており、１２３トンの場合に
は若干の鋳片厚みの減少が認められ、完全に鋳片が平坦
になった後も圧下されていたと推定される。このように
圧下ロール一対当たりの圧下荷重を最適値に制御するこ
とにより、所望する固相率範囲を的確に圧下することが
可能で、最終凝固直前の不要圧下を避けることができ
る。
【００４１】
【発明の効果】本発明によれば、鋳造の不安定性やバル
ジングに伴う鋳片内部割れの発生を懸念することなく鋳
片中央側の鋳片厚みを拡大することが可能となり、その
ため、鋳片幅中央側の未凝固層厚みを厚くすることで、
最終凝固部近傍に未凝固層の閉塞の発生を防止するとと
もに定常的な溶鋼流動を発生させて濃化溶鋼の流動を可
能な限り抑制するので、鋳片の中心偏析を大幅に改善す
ることができる。
ジングに伴う鋳片内部割れの発生を懸念することなく鋳
片中央側の鋳片厚みを拡大することが可能となり、その
ため、鋳片幅中央側の未凝固層厚みを厚くすることで、
最終凝固部近傍に未凝固層の閉塞の発生を防止するとと
もに定常的な溶鋼流動を発生させて濃化溶鋼の流動を可
能な限り抑制するので、鋳片の中心偏析を大幅に改善す
ることができる。
【図１】本発明を適用したときの鋳片幅中央側の鋳片厚
みの拡大部と鋳片短辺側の平坦部とにおける鋳片厚みの
推移の例を示した図である。
みの拡大部と鋳片短辺側の平坦部とにおける鋳片厚みの
推移の例を示した図である。
【図２】本発明を適用した鋳片断面が矩形型の連続鋳造
機の鋳片幅中央位置の側断面の概要図である。
機の鋳片幅中央位置の側断面の概要図である。
【図３】本発明を適用した鋳型の平断面の概要図であ
る。
る。
【図４】本発明を適用した際の、二次冷却帯におけるロ
ール圧下による鋳片の形状変化を模式的に示した図であ
り、（ａ）、（ｂ）、（ｃ）、（ｄ）はそれぞれ図２に
おけるＩ−Ｉ断面、II−II断面、III−III断面、及びIV
−IV断面に対応する。
ール圧下による鋳片の形状変化を模式的に示した図であ
り、（ａ）、（ｂ）、（ｃ）、（ｄ）はそれぞれ図２に
おけるＩ−Ｉ断面、II−II断面、III−III断面、及びIV
−IV断面に対応する。
【図５】鋳片幅方向の未凝固層角度φを模式的に示す図
である。
である。
【図６】鋳造方向の未凝固層角度θを模式的に示す図で
ある。
ある。
１ 鋳型 ２ 二次冷却帯 ３ サポートロール ４ ガイドロール ５ 圧下ロール ６ 鋳片 ７ 凝固層 ８ 未凝固層 ９ 液相線クレータエンド １０ 固相線クレータエンド １１ 溶鋼
Claims (4)
- 【請求項１】 連続鋳造法によって鋳片を鋳造するに際
して、鋳型出口における鋳片形状を鋳片幅中央側の鋳片
厚みが鋳片短辺側に比較して拡大した形状とし、次い
で、二次冷却帯における凝固完了までの期間に鋳片厚み
の拡大部にロール圧下を加えることを特徴とする鋼の連
続鋳造法。 - 【請求項２】 鋳片幅をＷ、鋳片短辺での鋳片厚みをＤ
としたときに、鋳片幅中央側の少なくともＷ−２．４Ｄ
の範囲の鋳片厚みを拡大させることを特徴とする請求項
１に記載の鋼の連続鋳造法。 - 【請求項３】 鋳片幅をＷ、鋳片短辺での鋳片厚みを
Ｄ、メニスカスから固相線クレータエンドまでの距離を
Ｌとしたときに、鋳型出口における鋳片幅中央位置の鋳
片厚みの拡大量ｄが（１）式を満足することを特徴とす
る請求項１又は請求項２に記載の鋼の連続鋳造法。 ｄ＞Ｄ（Ｗ−２．４Ｄ）／２Ｌ ……（１） - 【請求項４】 鋳型出口における鋳片厚みの鋳片幅方向
の形状を（２）式に従い定めることを特徴とする請求項
１ないし請求項３の何れか１つに記載の鋼の連続鋳造
法。 ｙ＝Ｋ〔（ｘ／lo）2 −２（ｘ／lo）3 ＋（ｘ／lo）4 〕 ……（２） 但し、（２）式においてｙは、鋳片厚みの平坦な面を基
準とした鋳片厚みの拡大方向への変位量で、鋳片厚みの
拡大量の１／２に等しく、ｘは、鋳片厚みが拡大を開始
した位置を起点とした鋳片幅方向への距離、及び、lo
は、鋳片厚みの拡大部の鋳片幅方向の長さであり、又、
Ｋは定数で、鋳型幅の１／２における鋳片厚みの拡大量
をｄとしたとき、鋳型幅の１／２、即ちｘ＝lo／２にお
ける変位量ｙが、鋳片厚みの拡大量ｄの１／２に等しい
としてＫを決定する。
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP34940596A JP3246372B2 (ja) | 1996-12-27 | 1996-12-27 | 鋼の連続鋳造法 |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP34940596A JP3246372B2 (ja) | 1996-12-27 | 1996-12-27 | 鋼の連続鋳造法 |
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| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPH10193067A true JPH10193067A (ja) | 1998-07-28 |
| JP3246372B2 JP3246372B2 (ja) | 2002-01-15 |
Family
ID=18403533
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| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP34940596A Expired - Fee Related JP3246372B2 (ja) | 1996-12-27 | 1996-12-27 | 鋼の連続鋳造法 |
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|---|---|
| JP (1) | JP3246372B2 (ja) |
Cited By (6)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JP2008183597A (ja) * | 2007-01-31 | 2008-08-14 | Jfe Steel Kk | 鋼の連続鋳造方法及び鋼板の製造方法 |
| JP2011121063A (ja) * | 2009-12-08 | 2011-06-23 | Jfe Steel Corp | 軽圧下連続鋳造方法 |
| EP2361703A1 (en) * | 2008-11-04 | 2011-08-31 | Nippon Steel Corporation | Device for continuously casting steel |
| WO2013069121A1 (ja) * | 2011-11-09 | 2013-05-16 | 新日鐵住金株式会社 | 鋼の連続鋳造装置 |
| JP2014233726A (ja) * | 2013-05-31 | 2014-12-15 | Ｊｆｅスチール株式会社 | 連続鋳造鋳片の製造方法 |
| JPWO2013069121A1 (ja) * | 2011-11-09 | 2015-04-02 | 新日鐵住金株式会社 | 鋼の連続鋳造装置 |
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|---|---|---|---|---|
| CN101992282B (zh) * | 2009-08-17 | 2012-06-06 | 攀钢集团攀枝花钢铁研究院有限公司 | 一种连铸方法 |
-
1996
- 1996-12-27 JP JP34940596A patent/JP3246372B2/ja not_active Expired - Fee Related
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|---|---|---|---|---|
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| EP2361703A1 (en) * | 2008-11-04 | 2011-08-31 | Nippon Steel Corporation | Device for continuously casting steel |
| EP2361703A4 (en) * | 2008-11-04 | 2014-03-05 | Nippon Steel & Sumitomo Metal Corp | DEVICE FOR CONTINUOUS STEEL CASTING |
| JP2011121063A (ja) * | 2009-12-08 | 2011-06-23 | Jfe Steel Corp | 軽圧下連続鋳造方法 |
| WO2013069121A1 (ja) * | 2011-11-09 | 2013-05-16 | 新日鐵住金株式会社 | 鋼の連続鋳造装置 |
| CN103781572A (zh) * | 2011-11-09 | 2014-05-07 | 新日铁住金株式会社 | 钢的连续铸造装置 |
| JPWO2013069121A1 (ja) * | 2011-11-09 | 2015-04-02 | 新日鐵住金株式会社 | 鋼の連続鋳造装置 |
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| CN103781572B (zh) * | 2011-11-09 | 2016-09-07 | 新日铁住金株式会社 | 钢的连续铸造装置 |
| JP2014233726A (ja) * | 2013-05-31 | 2014-12-15 | Ｊｆｅスチール株式会社 | 連続鋳造鋳片の製造方法 |
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|---|---|
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