JPS6033861A - 鋼の連続鋳造方法 - Google Patents
鋼の連続鋳造方法Info
- Publication number
- JPS6033861A JPS6033861A JP14186983A JP14186983A JPS6033861A JP S6033861 A JPS6033861 A JP S6033861A JP 14186983 A JP14186983 A JP 14186983A JP 14186983 A JP14186983 A JP 14186983A JP S6033861 A JPS6033861 A JP S6033861A
- Authority
- JP
- Japan
- Prior art keywords
- mold
- powder
- solidified shell
- steel
- continuous casting
- Prior art date
- Legal status (The legal status is an assumption and is not a legal conclusion. Google has not performed a legal analysis and makes no representation as to the accuracy of the status listed.)
- Pending
Links
Classifications
-
- B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
- B22—CASTING; POWDER METALLURGY
- B22D—CASTING OF METALS; CASTING OF OTHER SUBSTANCES BY THE SAME PROCESSES OR DEVICES
- B22D11/00—Continuous casting of metals, i.e. casting in indefinite lengths
- B22D11/07—Lubricating the moulds
Landscapes
- Engineering & Computer Science (AREA)
- Mechanical Engineering (AREA)
- Continuous Casting (AREA)
Abstract
(57)【要約】本公報は電子出願前の出願データであるた
め要約のデータは記録されません。
め要約のデータは記録されません。
Description
【発明の詳細な説明】
この発明は、鋼の連続鋳造方法に関するものである。
鋼を連続鋳造する方法において、鋳片の生産性向上を目
的として、鋳片を高速でモールドから引き抜く、所謂、
高速鋳造の要望が次第に高まっているが、鋳造速度を速
くする程、モールド内で形成される凝固シェルの厚さが
薄くなる。従って、何らかの手段を講じないとブレーク
アウトが発生ずる危険性がある。
的として、鋳片を高速でモールドから引き抜く、所謂、
高速鋳造の要望が次第に高まっているが、鋳造速度を速
くする程、モールド内で形成される凝固シェルの厚さが
薄くなる。従って、何らかの手段を講じないとブレーク
アウトが発生ずる危険性がある。
従って、モールド内での凝固シェルの形成の促進を図る
ために、従来からロングモールドの採用、モールドテー
パーの適正化等の手段が講じられている。また、実用段
階には至っていないが、モールド内での凝固シェルの形
成の促進を図るために。
ために、従来からロングモールドの採用、モールドテー
パーの適正化等の手段が講じられている。また、実用段
階には至っていないが、モールド内での凝固シェルの形
成の促進を図るために。
モールド面と凝固シェルとの間に生じるエヤーギャップ
にナタネ油等の液体伝熱材を注入する方法等も提案され
ている。
にナタネ油等の液体伝熱材を注入する方法等も提案され
ている。
しかし、上述した何れの方法を採ってもモールド内の凝
固シェルの形成を大幅に促進することは困難であった。
固シェルの形成を大幅に促進することは困難であった。
例えば、モールド内の凝固シェルの形成の促進を図るた
めに一９００ｍｍのロングモールドを使用して２．Ｑｍ
／ｍｉｎ の引抜き速度で鋳造を行った。
めに一９００ｍｍのロングモールドを使用して２．Ｑｍ
／ｍｉｎ の引抜き速度で鋳造を行った。
このときの凝固シェルの最薄部のモールド内凝固係数は
約１４ ｍｍ−ｍ１ｎ−で、そのときの凝固シェル厚は
約９ ｍｍであり、ブレークアウトがきわめて発生し易
い状態であった。
約１４ ｍｍ−ｍ１ｎ−で、そのときの凝固シェル厚は
約９ ｍｍであり、ブレークアウトがきわめて発生し易
い状態であった。
−Ｆ記モールド内凝固係数にとは。
Ｋ＝Ｄ／Ｆｒ
Ｄ：モールド内最下部における凝
固シェルの厚さ。
ｔ：時間
で表わされるもので、最薄部の凝固係数の値が大きい程
、ブレークアウトが発生しにくい。
、ブレークアウトが発生しにくい。
一方、高速鋳造を行う場合に生じるモールド面と凝固シ
ェルとの焼付き（スティッキング）の原因は、モールド
面と凝固シェルとの間に供給されるパウダー（鋳型添加
剤）の消費量が減少することにある。
ェルとの焼付き（スティッキング）の原因は、モールド
面と凝固シェルとの間に供給されるパウダー（鋳型添加
剤）の消費量が減少することにある。
第１図に、一般的々連続鋳造法における。鋳造速度とパ
ウダー消費量との関係を示すが、一般的にはパウダー消
費量が０．３ Ｋ９／ｒｒ？ （鋳片単位面積当りのパ
ウダー消費量）以下になると焼付きが生じてブレークア
ウトの危険性が高まる。第１図から明らか力ように、鋳
造速度（鋳片引抜速度）が１．６ｍ／ｍｉｎ 以上にな
るとパウダー消費量が０．３Ｋｂ パウダーの物性を変更して、相対的にパウダー消費量を
増加させることも可能である。しかし。
ウダー消費量との関係を示すが、一般的にはパウダー消
費量が０．３ Ｋ９／ｒｒ？ （鋳片単位面積当りのパ
ウダー消費量）以下になると焼付きが生じてブレークア
ウトの危険性が高まる。第１図から明らか力ように、鋳
造速度（鋳片引抜速度）が１．６ｍ／ｍｉｎ 以上にな
るとパウダー消費量が０．３Ｋｂ パウダーの物性を変更して、相対的にパウダー消費量を
増加させることも可能である。しかし。
従来の実績では、第２図に示されるように、単純にパウ
ダー消費量を増加させるだけでは、パウダーの溶融物で
ある潤滑スラグの厚さが増加して。
ダー消費量を増加させるだけでは、パウダーの溶融物で
ある潤滑スラグの厚さが増加して。
凝固ンエルの冷却効果が小さくなり、この結果。
モールドから引き抜れた直後の鋳片の凝固シェルの厚さ
は減少するといった矛盾が生じる。
は減少するといった矛盾が生じる。
この発明は、上述のような問題点を解決するためになさ
れたものであって。
れたものであって。
鋼を連続鋳造する際に、モールド面と凝固シェルとの間
に供給されるパウダーとして、軟化点が９００℃以下で
一１３００℃における粘性が１．０ポイズ以下のものを
使用し、かくして、高速鋳造を行ってもブレークアウト
が発生しないようにしたことに特徴を有する。
に供給されるパウダーとして、軟化点が９００℃以下で
一１３００℃における粘性が１．０ポイズ以下のものを
使用し、かくして、高速鋳造を行ってもブレークアウト
が発生しないようにしたことに特徴を有する。
この発明において、上述したような物性のパウダーを使
用したのは１次の理由による。
用したのは１次の理由による。
モールド内における凝固初期の凝固シェルは。
モールド面に、パウダーの溶融物である潤滑スラグを介
して接触する。しかし、凝固の進行に伴って凝固シェル
−は、自←らの凝固収縮によってモールド面から離れて
、モールド面と凝固シェルとの間にエアーギャップが生
じる。エアーギャップが生じた部分より下方の凝固シェ
ルの抜熱効率は。
して接触する。しかし、凝固の進行に伴って凝固シェル
−は、自←らの凝固収縮によってモールド面から離れて
、モールド面と凝固シェルとの間にエアーギャップが生
じる。エアーギャップが生じた部分より下方の凝固シェ
ルの抜熱効率は。
熱伝達機構が接触熱伝達から輻射熱伝達に変るために、
低下する。そこで、上述のような低粘性かつ低軟化点の
パウダーを使用すると、前記潤滑スラグが容易に前記エ
アーギャップに流入して、熱伝達機構が接触熱伝達とな
る。この結果、モールド内での凝固シェルの凝固の促進
が図れる。即ち。
低下する。そこで、上述のような低粘性かつ低軟化点の
パウダーを使用すると、前記潤滑スラグが容易に前記エ
アーギャップに流入して、熱伝達機構が接触熱伝達とな
る。この結果、モールド内での凝固シェルの凝固の促進
が図れる。即ち。
モールド内凝固係数が大きく寿ってブレークアウトの発
生を防止することができる。
生を防止することができる。
この発明の実施例について説明する。
第１表に示されるような組成および物性のパウダーを使
用して、第２表に示される条件に従って鋳造を実施した
。このときのパウダー消費量、平均モールド抜熱速度お
よびモールド内凝固係数の結果を第２表に合せて示し、
第３図にパウダーの軟化温度とパウダー消費量との関係
を示し、第４図にパウダー消費量と平均モールド抜熱速
度との関係を示し、第５図にパウダー消費量とモールド
内凝固係数との関係を示す。
用して、第２表に示される条件に従って鋳造を実施した
。このときのパウダー消費量、平均モールド抜熱速度お
よびモールド内凝固係数の結果を第２表に合せて示し、
第３図にパウダーの軟化温度とパウダー消費量との関係
を示し、第４図にパウダー消費量と平均モールド抜熱速
度との関係を示し、第５図にパウダー消費量とモールド
内凝固係数との関係を示す。
これらの結果から明らかなように１本発明法Ａ〜Ｃは、
従来法Ｄ〜工に比べて、パウダーの消費量が、ブレーク
アウトの危険性の高い消費量であるｏ、３Ｋｙ／ｗ？
を大幅に越えているとともに、モールド内凝固係数が大
きいので、ブレークアウトの発生の危険性はきわめて少
ないことがわかる。
従来法Ｄ〜工に比べて、パウダーの消費量が、ブレーク
アウトの危険性の高い消費量であるｏ、３Ｋｙ／ｗ？
を大幅に越えているとともに、モールド内凝固係数が大
きいので、ブレークアウトの発生の危険性はきわめて少
ないことがわかる。
次に１銭造速度を１．０ ｍ／ｍｉｎ から１．８ ｍ
／ｍｉｎに上昇させ、他の条件は上述の場合と同じ条件
で鋳造を行った。この結果を第３表および第３図から第
５図に示す。
／ｍｉｎに上昇させ、他の条件は上述の場合と同じ条件
で鋳造を行った。この結果を第３表および第３図から第
５図に示す。
これらの結果から明らかなように、本発明法Ａ〜Ｃは、
従来法Ｄ−Ｆに比べて、パウダーの消費量が増加してい
るとともに、モールド内凝固係数が大きいので、ブレー
クアウトの発生の虞れはきわめて少ないことがわかる。
従来法Ｄ−Ｆに比べて、パウダーの消費量が増加してい
るとともに、モールド内凝固係数が大きいので、ブレー
クアウトの発生の虞れはきわめて少ないことがわかる。
以上説明したように、この発明によれば、高速鋳造を行
ってもブレークアウトの発生を確実に防止することがで
きるといったきわめて有用な効果がもたらされる。
ってもブレークアウトの発生を確実に防止することがで
きるといったきわめて有用な効果がもたらされる。
第１図は、鋳造速度とパウダー消費量との関係を示す図
、第２図は、パウダー消費量とモールド抜熱速度との関
係を示す図、第３図は、パウダーの軟化温度とパウダー
消費量との関係を示す図。 第４図は、パウダー消費量と平均モールド抜熱速度との
関係を示す図、第５図は、パウダー消費量とモールド内
凝固係数との関係を示す図である。 出願人 日本鋼管株式会社 代理人 潮 谷 奈津夫（他２名） 范１図 范２図 ノＶウダー、消費量びｖ１ｎ２） 第３図 ； パウダ゛−の軟化温度（°の パウダー）肖費量（耐／ｍり 馬○図 ）Ｃラダ′−消費ｔ （ＫＶｍす
、第２図は、パウダー消費量とモールド抜熱速度との関
係を示す図、第３図は、パウダーの軟化温度とパウダー
消費量との関係を示す図。 第４図は、パウダー消費量と平均モールド抜熱速度との
関係を示す図、第５図は、パウダー消費量とモールド内
凝固係数との関係を示す図である。 出願人 日本鋼管株式会社 代理人 潮 谷 奈津夫（他２名） 范１図 范２図 ノＶウダー、消費量びｖ１ｎ２） 第３図 ； パウダ゛−の軟化温度（°の パウダー）肖費量（耐／ｍり 馬○図 ）Ｃラダ′−消費ｔ （ＫＶｍす
Claims (1)
- 鋼を連続鋳造する際に、モールド面と凝固シェルとの間
に供給されるパウダーとして、軟化点が９００℃以下で
、’１３００℃における粘性力１．０ポイズ以下のもの
を使用し、かくして、高速鋳造を行ってもブレークアウ
トが発生しないようにしたことを特徴とする。鋼の連続
鋳造方法。
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP14186983A JPS6033861A (ja) | 1983-08-04 | 1983-08-04 | 鋼の連続鋳造方法 |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP14186983A JPS6033861A (ja) | 1983-08-04 | 1983-08-04 | 鋼の連続鋳造方法 |
Publications (1)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPS6033861A true JPS6033861A (ja) | 1985-02-21 |
Family
ID=15302050
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP14186983A Pending JPS6033861A (ja) | 1983-08-04 | 1983-08-04 | 鋼の連続鋳造方法 |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JPS6033861A (ja) |
Cited By (1)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JPH03118947A (ja) * | 1989-09-29 | 1991-05-21 | Kobe Steel Ltd | 連続鋳造用フラックス |
Citations (2)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JPS567641A (en) * | 1979-06-30 | 1981-01-26 | Nippon Steel Corp | Manufacture of granulated powder for continuous casting of steel |
| JPS57177866A (en) * | 1981-04-28 | 1982-11-01 | Nippon Steel Corp | Continuous casting method for steel |
-
1983
- 1983-08-04 JP JP14186983A patent/JPS6033861A/ja active Pending
Patent Citations (2)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JPS567641A (en) * | 1979-06-30 | 1981-01-26 | Nippon Steel Corp | Manufacture of granulated powder for continuous casting of steel |
| JPS57177866A (en) * | 1981-04-28 | 1982-11-01 | Nippon Steel Corp | Continuous casting method for steel |
Cited By (1)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JPH03118947A (ja) * | 1989-09-29 | 1991-05-21 | Kobe Steel Ltd | 連続鋳造用フラックス |
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