JPS6120653A - 鋼の連続鋳造用鋳型の振動方法 - Google Patents
鋼の連続鋳造用鋳型の振動方法Info
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- JPS6120653A JPS6120653A JP14151484A JP14151484A JPS6120653A JP S6120653 A JPS6120653 A JP S6120653A JP 14151484 A JP14151484 A JP 14151484A JP 14151484 A JP14151484 A JP 14151484A JP S6120653 A JPS6120653 A JP S6120653A
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-
- 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
- B22D11/04—Continuous casting of metals, i.e. casting in indefinite lengths into open-ended moulds
- B22D11/053—Means for oscillating the moulds
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- 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】
〔発明の技術分野〕
この発明は、鋼の連続鋳造用鋳型の振動方法に関するも
のである。
のである。
鋼の連続鋳造法を第４図を参照しながら簡単に説明する
。第４図に示されるように、取鍋ｌ内のｔａ鋼２はエア
ーシールパイプ３を介してタンディツシュ４内に注入さ
れる。タンディツシュ４内に注入された溶鋼２は、浸漬
ノズル５を介して鋳型（モールド）６内に連続的に鋳込
まれる。鋳型６内に溶鋼２が鋳込まれると、溶鋼２は冷
却されて。
。第４図に示されるように、取鍋ｌ内のｔａ鋼２はエア
ーシールパイプ３を介してタンディツシュ４内に注入さ
れる。タンディツシュ４内に注入された溶鋼２は、浸漬
ノズル５を介して鋳型（モールド）６内に連続的に鋳込
まれる。鋳型６内に溶鋼２が鋳込まれると、溶鋼２は冷
却されて。
病型６の内面には凝固シェルフ４が形成される。このよ
うにして形成された凝固シェルフαは、ガイドローラ８
によりガイドされてピンチロール９によって鋳型６の下
部から連続的に引き抜れる。＠型６から引き抜゛れた未
＃固の鋳片７は、スプレーノズル（図示せず）からの冷
却水により冷却され。
うにして形成された凝固シェルフαは、ガイドローラ８
によりガイドされてピンチロール９によって鋳型６の下
部から連続的に引き抜れる。＠型６から引き抜゛れた未
＃固の鋳片７は、スプレーノズル（図示せず）からの冷
却水により冷却され。
最終的に完全に凝固する。このようにして鋳片７が連続
的に製造される。
的に製造される。
上述した鋼の連続鋳造法において−’８３型６の内面に
凝固シェルフαが焼付くのを防止するために。
凝固シェルフαが焼付くのを防止するために。
鋳型６を上下方向に振動させるから、鋳型６内にパウダ
ー（鋳型添加剤）を添加している。
ー（鋳型添加剤）を添加している。
前記パウダーを添加すると前記焼料きを防止できるのは
、溶融したパウダースラグが鋳型６の内面と凝固シェル
゛７．との間に流入し、潤滑剤の役目をするからである
。
、溶融したパウダースラグが鋳型６の内面と凝固シェル
゛７．との間に流入し、潤滑剤の役目をするからである
。
しかし、第５図に示されるように、パウダースラグｌＯ
の流入が何らかの理由で減少すると、前記焼付きが生じ
て、； ７： −凝固シェルフａの上部が破断する。
の流入が何らかの理由で減少すると、前記焼付きが生じ
て、； ７： −凝固シェルフａの上部が破断する。
このように凝固シェル７６の一部が破断すると、この破
断箇所Ａ ｉ”ｔ： ｆｇｔ片７の引き抜きに伴って鋳
型６の下方に移動する。
断箇所Ａ ｉ”ｔ： ｆｇｔ片７の引き抜きに伴って鋳
型６の下方に移動する。
前記破断箇所Ａに形成された凝固シェルの厚みンよ、他
の部分の凝固シェルの厚みより薄いので、前記破断箇所
Ａが鋳片引き抜に伴って鋳型６から抜は出たところで未
凝固鋳片内の溶鋼２が鋳片外部に流出する現象、所謂、
ブレークアウトが生じる。
の部分の凝固シェルの厚みより薄いので、前記破断箇所
Ａが鋳片引き抜に伴って鋳型６から抜は出たところで未
凝固鋳片内の溶鋼２が鋳片外部に流出する現象、所謂、
ブレークアウトが生じる。
次に、従来の、鋳型６の振動方法について説明する。
従来、鋳型６はその振動波形が正弦波形となるように機
械的に上下方向に振動させており、鋳型６の振幅および
振動数は、ネガティブストリップ（鋳型６の１サイクル
の振動において、鋳型６の下降速度が鋳片７の引抜き速
度より大きい状態）の、下式で表わされる時間比率Ｎ５
Ｒ（ｔ）が５０〜４０％の範囲内に維持されるようにそ
れぞれ設定していた。この範囲内に時間比率ＮＳＲ（ｔ
）を維持すると、ν、ｊ型下降時に鋳型内の凝固シェル
゛／１１に圧縮力が付与されて、凝固シェルフが破断し
にくくなる。
械的に上下方向に振動させており、鋳型６の振幅および
振動数は、ネガティブストリップ（鋳型６の１サイクル
の振動において、鋳型６の下降速度が鋳片７の引抜き速
度より大きい状態）の、下式で表わされる時間比率Ｎ５
Ｒ（ｔ）が５０〜４０％の範囲内に維持されるようにそ
れぞれ設定していた。この範囲内に時間比率ＮＳＲ（ｔ
）を維持すると、ν、ｊ型下降時に鋳型内の凝固シェル
゛／１１に圧縮力が付与されて、凝固シェルフが破断し
にくくなる。
前記時間比率Ｎ５Ｒ（ｔ）は、鋳型６の］サイクルにお
けるネガテ・ｆブストリップ時間の占める割合を示す。
けるネガテ・ｆブストリップ時間の占める割合を示す。
但し、ＶＣ：＠片引抜き速度（關／ｍ１ｎ）−１： 鋳
型の振動数（サイクル／ｍｊ、ｎ）、ａ ： 鋳型の振
幅（關）。
型の振動数（サイクル／ｍｊ、ｎ）、ａ ： 鋳型の振
幅（關）。
前記時間比率ＮＳＲ（ｔ）を上記範囲内に維持すること
を条件として、製造能率を上けるために鋳片引抜き速Ｗ
Ｖｃを１ｍ／ｍｉｎから１．８ｍ／ｍｉｎ程度に増加
させるには、鮎型６の振動数ｆまたは振幅αを、鋳片引
抜き速度Ｖｃに対応させて大きくする必要がある。ｄＪ
造中に鋳型６の振幅αを変更することは技術的に姉、か
しいので１通常Ｉｃｉ ｄｊ型６の振動数ｆを大きくし
ている。
を条件として、製造能率を上けるために鋳片引抜き速Ｗ
Ｖｃを１ｍ／ｍｉｎから１．８ｍ／ｍｉｎ程度に増加
させるには、鮎型６の振動数ｆまたは振幅αを、鋳片引
抜き速度Ｖｃに対応させて大きくする必要がある。ｄＪ
造中に鋳型６の振幅αを変更することは技術的に姉、か
しいので１通常Ｉｃｉ ｄｊ型６の振動数ｆを大きくし
ている。
しかし、このように鋳型６の振動数ｆを大きくすると、
舒ｊ型内面と凝固シェルフとの間へのパウダースラグの
流入量が減少するので、鋳型６内の凝固シェルフａが破
断しやすくなる。
舒ｊ型内面と凝固シェルフとの間へのパウダースラグの
流入量が減少するので、鋳型６内の凝固シェルフａが破
断しやすくなる。
そこで、粘性または軟化点が低いパウダースラグを使用
することが考えられるが、パウダースラグによっては鋳
片７の表面性状が悪化する。
することが考えられるが、パウダースラグによっては鋳
片７の表面性状が悪化する。
従って、鋳片７を前述したような高速度で引き抜く際に
、鋳型７の振動数を太きくする必要がなく、このために
、鋳型内面と凝固シェルフ４との間に所望のパウダース
ラグを流入させることができ、しかも、鋳型６内の凝固
シェルフ４に所望の圧縮力を付与できる。鋳型６の振動
方法が望まれているが、現在のところそのような方法は
提案されていない。
、鋳型７の振動数を太きくする必要がなく、このために
、鋳型内面と凝固シェルフ４との間に所望のパウダース
ラグを流入させることができ、しかも、鋳型６内の凝固
シェルフ４に所望の圧縮力を付与できる。鋳型６の振動
方法が望まれているが、現在のところそのような方法は
提案されていない。
この発明の目的は、鋳片を高速度で引き抜く除に、鋳型
の振動数を太きくする必要がなく、且つ。
の振動数を太きくする必要がなく、且つ。
鋳型内の凝固シェルに所望の圧縮力を伺与することがで
きる鋳型の振動方法を提供することにある。
きる鋳型の振動方法を提供することにある。
鋳型を、その振動波形が、下式で表わされる波形歪率λ
を有する非正弦波形となるように上下方向に振動させ。
を有する非正弦波形となるように上下方向に振動させ。
ｔＮｏｎ−８ｉｎ −ｔ８ｉＩＩ
λ ＝−□
但し−ｊＮｏｎ−８ｉｎ ：＠記鋳型の振動の１サイ
クル：（おけるｄＪ記非 正弦波形（Ｚ−Σα；Ｓｊ、ｎ ２πＩＬｔ＋ ” ：振幅（關） ｆ 、振動数（サイクル／ ｍｊ、ｎ ） 、ｔ 時間（ｓｅｃ））の変位が最大
となる時 間。
クル：（おけるｄＪ記非 正弦波形（Ｚ−Σα；Ｓｊ、ｎ ２πＩＬｔ＋ ” ：振幅（關） ｆ 、振動数（サイクル／ ｍｊ、ｎ ） 、ｔ 時間（ｓｅｃ））の変位が最大
となる時 間。
ｔ、３工ゎ 、前記１ザイクルにおけ
る正弦波形（Ｚ””０．８ｉｎ２
πｆｔ、ａ：振幅（、ａ）。
３ 、振動ｄ（サイクル／
１ｎｌｎ ）＋ ｔ：時間０ｅＣ））、λ ：Ｏ〈λ
（ＩＩ 且つ、前記」サイクルにおける、下式で表わされるネガ
ディプストリップの時間比率ＮＳＲ（ｔ、）か、２５％
未満となるように、前記鋳型を上下方向に振動させ。
（ＩＩ 且つ、前記」サイクルにおける、下式で表わされるネガ
ディプストリップの時間比率ＮＳＲ（ｔ、）か、２５％
未満となるように、前記鋳型を上下方向に振動させ。
但し、Ｖｃ′ 刺片引抜き速度（朋／ｍｉ、ｎ）。
ｆ ： 振動数（サイクル／ｕ＋ｊ ｎ ） 。
ａ 、振幅（闘）。
かく（ッて、鋳片を高速度で前記鋳型の下部から引き抜
くことを可能とする−ことに特徴を有する。
くことを可能とする−ことに特徴を有する。
本発明者等は、」二連のよう力観点から、鋳片を高速度
で引き抜く際に、鋳型の振動数を大きくする必要がなく
、且つ、鋳型内の凝固７エルに所望の圧縮力を付与する
ことができるｍｊ型の振動方法をｊ−！コベく柿々１ｉ
７ｆ究を重ねた。この結果、鋳型の振動波形全従来のよ
うに正弦波形とするかわりに。
で引き抜く際に、鋳型の振動数を大きくする必要がなく
、且つ、鋳型内の凝固７エルに所望の圧縮力を付与する
ことができるｍｊ型の振動方法をｊ−！コベく柿々１ｉ
７ｆ究を重ねた。この結果、鋳型の振動波形全従来のよ
うに正弦波形とするかわりに。
鋳型の上昇速度を鋳型の下降速度に比べて遅くすること
かでき、且つ、鋳型の上昇時間を鋳型の下降時間に比べ
て長くとることができる非正弦波形となるように鋳型を
振動させれば、鋳片を高速ｊノ１で引き抜く際に、鋳型
の振動数を大きくする必要がなく、且つ、ｖｊ型内の凝
ｊ６］シェルに所望の圧縮力を付与することができると
いった知見を得た。
かでき、且つ、鋳型の上昇時間を鋳型の下降時間に比べ
て長くとることができる非正弦波形となるように鋳型を
振動させれば、鋳片を高速ｊノ１で引き抜く際に、鋳型
の振動数を大きくする必要がなく、且つ、ｖｊ型内の凝
ｊ６］シェルに所望の圧縮力を付与することができると
いった知見を得た。
この発明は、−上述した知見に基いてなされたものであ
る。以下、この発明の詳細な説明する。
る。以下、この発明の詳細な説明する。
先ず、この発明における非正弦波形について説明する。
第１図に示されるように、鋳型の］サイクルの振動にお
いて、鋳型の変位が最大となる時間が、正弦波形Ａと比
較してどれたけずれているかを表わす値を、下式で表わ
される波形歪率λと定義する。
いて、鋳型の変位が最大となる時間が、正弦波形Ａと比
較してどれたけずれているかを表わす値を、下式で表わ
される波形歪率λと定義する。
但し、 １．、、、。−８ｉｎ ’、非正弦波形（
第」１図中Ｂ）の場合の前記時間、 ｔＳ ＋ ｎ ：正弦波形の場合の前記時間。
第」１図中Ｂ）の場合の前記時間、 ｔＳ ＋ ｎ ：正弦波形の場合の前記時間。
λ ：０くλ〈］。
前記ＩＦ弦波形Ａ（は、ｚ ＝ ａｓｉｎ２πｆｔ
（但［２、σ：振’ＩＱ４ （ｍａ ）、 ｆ ’、
振動数（サイクル／ｍ１ｎ）、ｔ：時間（５ｅＣ） ）
で安わされ、前記非正弦波形Ｂは、ｚ＝、、ｒαｚｓｉ
ｎ２πｆＨ１（但し、σ：振ｌｉ＠（＋ｙａ ） 、
ｆ：振動数（サイクル／ｍ１ｎ）、ｔ：時間（ｓｅｃ
） ） で表わされる。
（但［２、σ：振’ＩＱ４ （ｍａ ）、 ｆ ’、
振動数（サイクル／ｍ１ｎ）、ｔ：時間（５ｅＣ） ）
で安わされ、前記非正弦波形Ｂは、ｚ＝、、ｒαｚｓｉ
ｎ２πｆＨ１（但し、σ：振ｌｉ＠（＋ｙａ ） 、
ｆ：振動数（サイクル／ｍ１ｎ）、ｔ：時間（ｓｅｃ
） ） で表わされる。
次に、ＪＪ己非正弦波形の波形歪率λを変えて、そのと
きの−１）１Ｊ記（１）式で表わされるネガティブスト
リップの時間比率ＮＳＲ（ｔ）とＡＦｄｏｗｎとの関係
、および、この多件で鋳造を行ったときの釣片表面状態
およびブレークアウト発生の予知による鋳片引抜き中断
の有無について、波形歪率λ−０、υＩＪち。
きの−１）１Ｊ記（１）式で表わされるネガティブスト
リップの時間比率ＮＳＲ（ｔ）とＡＦｄｏｗｎとの関係
、および、この多件で鋳造を行ったときの釣片表面状態
およびブレークアウト発生の予知による鋳片引抜き中断
の有無について、波形歪率λ−０、υＩＪち。
鋳型の振動波形が正弦波形となるように鋳型を振動させ
た場合の結果と合せて第２図に示す。
た場合の結果と合せて第２図に示す。
上記Δ’ｆｌｏｗｎとに１．鋳型下降時の鋳型にかかる
荷重を示し、これは、鋳型内の凝固シェルに作−用する
圧縮力でちる。
荷重を示し、これは、鋳型内の凝固シェルに作−用する
圧縮力でちる。
第２図から明らかなように、上記Δ・”ｄｏｗｎの値が
１３０ Ｋ９以」二の、場合には、鋳型内の凝固／工、
ｌしに常に圧縮力が伺与されるので、ブレークアウトは
発生せず、且つ、鋳片表面も良好であることがわかる０ 寸だ、ΔＩ・”ｄｏｗｎＯ値で一定値とした場合、正弦
波形に比べて非正弦波形の場合の方がネガティブストリ
ップの時間比率Ｎ５Ｒ（ｔ）を小さくできることがわか
る。これは、ｐＪ型を、その振動波形が非正弦波形とな
るように振動させれば、鋳型の振動数を小さくすること
ができ、この結果、ノ２ウダースラグの流入量を増加さ
せることができ、目、つ、振動機械系も小型化できるこ
とを意味する。これらの効果が得られる前記時間比率Ｎ
ｓｎ （ｔ）の上限値は。
１３０ Ｋ９以」二の、場合には、鋳型内の凝固／工、
ｌしに常に圧縮力が伺与されるので、ブレークアウトは
発生せず、且つ、鋳片表面も良好であることがわかる０ 寸だ、ΔＩ・”ｄｏｗｎＯ値で一定値とした場合、正弦
波形に比べて非正弦波形の場合の方がネガティブストリ
ップの時間比率Ｎ５Ｒ（ｔ）を小さくできることがわか
る。これは、ｐＪ型を、その振動波形が非正弦波形とな
るように振動させれば、鋳型の振動数を小さくすること
ができ、この結果、ノ２ウダースラグの流入量を増加さ
せることができ、目、つ、振動機械系も小型化できるこ
とを意味する。これらの効果が得られる前記時間比率Ｎ
ｓｎ （ｔ）の上限値は。
２５チであることが明らかとなった。
上記波形イえ率λの範囲は、上述したようにＯ〈λ〈１
であるが、第３図から明らかなように、λを０．２以上
とすれば、ブレークアウト発生率は。
であるが、第３図から明らかなように、λを０．２以上
とすれば、ブレークアウト発生率は。
より少なくなる。
以上説明したように、この発明によれば、鋳型内の凝固
シェルに所望の圧縮力を常に伺与することができ、且つ
、前記圧縮力を一定とした場合に、ネガティブストリッ
プの時間比率Ｎ５Ｒ（ｔ）を、正弦波形の場合に比べて
小さくすることができるので、鋳型の振動数を小さくす
ることができる。従って。
シェルに所望の圧縮力を常に伺与することができ、且つ
、前記圧縮力を一定とした場合に、ネガティブストリッ
プの時間比率Ｎ５Ｒ（ｔ）を、正弦波形の場合に比べて
小さくすることができるので、鋳型の振動数を小さくす
ることができる。従って。
パウダースラグを十分に凝固シェルと鋳型との間に流入
させることができるので、鋳片を鋳型から高速度で引き
抜いても、ブレークアウトは生じず。
させることができるので、鋳片を鋳型から高速度で引き
抜いても、ブレークアウトは生じず。
且つ、表面性状が優れた鋳片を鋳造することができる。
第」図は１本発明法および従来法による鋳型の振動波形
を示すグラフ、第２図は、ＮＳＲ（ｔ）とΔＦ（ＩＯＷ
ＩＩとの関係を示すグラフ、第３図は、λとブレークア
ウト発生率との関係を示すグラフ、第４図は、連続鋳造
法の概略を示す１祈面図、第５図は、ブレークアウトの
発生原因の説明図である。図面において− １・・・取鍋 ２ 電調 ３・・・エアーシールバイ ４・ タンデイソシュプ ５・・浸漬ノズル ６・・鋳型 ７・・鋳片 ７．・凝固シェル８ ・ガイ
ドローラ ９ ・ピンチロール１０・・パウダース
ラグ
を示すグラフ、第２図は、ＮＳＲ（ｔ）とΔＦ（ＩＯＷ
ＩＩとの関係を示すグラフ、第３図は、λとブレークア
ウト発生率との関係を示すグラフ、第４図は、連続鋳造
法の概略を示す１祈面図、第５図は、ブレークアウトの
発生原因の説明図である。図面において− １・・・取鍋 ２ 電調 ３・・・エアーシールバイ ４・ タンデイソシュプ ５・・浸漬ノズル ６・・鋳型 ７・・鋳片 ７．・凝固シェル８ ・ガイ
ドローラ ９ ・ピンチロール１０・・パウダース
ラグ
Claims (1)
- 【特許請求の範囲】 鋳型を、その振動波形が、下式で表わされる波形歪率λ
を有する非正弦波形となるように上下方向に振動させ、 λ＝（ｔ＿Ｎ＿ｏ＿ｎ＿−＿Ｓ＿ｉ＿ｎ−ｔ＿Ｓ＿ｉ＿
ｎ）／ｔ＿Ｓ＿ｉ＿ｎ但し、ｔ＿Ｎ＿ｏ＿ｎ＿−＿Ｓ＿
ｉ＿ｎ：前記鋳造の振動の１サイクルにおける前記非正
弦波形（Ｚ＝＾ｎΣ＿ｉ＿＝＿１ａ＿ｉＳｉｎ２πｆ＿
ｉｔ、ａ：振幅（ｍｍ）ｆ：振動数（サイクル／ｍｉｎ
）、 ｔ：時間（ｓｅｃ））の変位 が最大となる時間、 ｔ＿Ｓ＿ｉ＿ｎ：前記１サイクルにおけ る正弦波形（Ｚ＝ａＳｉｎ２π ｆｔ、ａ：振幅（ｍｍ）、 ｆ：振動数（サイクル／ ｍｉｎ）、ｔ：時間（ｓｅｃ））、 λ：０＜λ＜１、 且つ、前記１サイクルにおける、下式で表わされるネガ
テイブストリツプの時間比率ＮＳＲ（ｔ）が、２５％以
下となるように、前記鋳型を上下方向に振動させ、 ＮＳＲ（ｔ）＝｛１−１／πｃｏｓ＾−＾１（−Ｖ＿ｃ
／２πｆａ）｝×１００（％）但し、Ｖ＿ｃ：鋳片引抜
き速度（ｍｍ／ｍｉｎ）、ｆ：振動数（サイクル／ｍｉ
ｎ）、 ａ：振幅（ｍｍ）、 かくして、鋳片を高速度で前記鋳型の下部から引き抜く
ことを可能とすることを特徴とする、鋼の連続鋳造用鋳
型の振動方法。
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP14151484A JPS6120653A (ja) | 1984-07-10 | 1984-07-10 | 鋼の連続鋳造用鋳型の振動方法 |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP14151484A JPS6120653A (ja) | 1984-07-10 | 1984-07-10 | 鋼の連続鋳造用鋳型の振動方法 |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPS6120653A true JPS6120653A (ja) | 1986-01-29 |
| JPH0243575B2 JPH0243575B2 (ja) | 1990-09-28 |
Family
ID=15293732
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP14151484A Granted JPS6120653A (ja) | 1984-07-10 | 1984-07-10 | 鋼の連続鋳造用鋳型の振動方法 |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JPS6120653A (ja) |
Cited By (3)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JPH04172161A (ja) * | 1990-11-05 | 1992-06-19 | Nkk Corp | 表面の美麗な鋳片の連続鋳造方法 |
| US5823245A (en) * | 1992-03-31 | 1998-10-20 | Clecim | Strand casting process |
| WO2009001479A1 (ja) | 2007-06-27 | 2008-12-31 | Sumitomo Metal Industries, Ltd. | 小断面鋳片の連続鋳造方法 |
Citations (5)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JPS4926420A (ja) * | 1972-07-04 | 1974-03-08 | ||
| JPS5011932A (ja) * | 1973-06-06 | 1975-02-06 | ||
| JPS5747558A (en) * | 1980-09-04 | 1982-03-18 | Furukawa Electric Co Ltd:The | Vertical type continuous casting method |
| JPS57115948A (en) * | 1981-01-09 | 1982-07-19 | Nippon Steel Corp | Continuous casting method |
| JPS5838646A (ja) * | 1981-08-31 | 1983-03-07 | Kawasaki Steel Corp | 中炭域鋼スラブの連続鋳造方法 |
-
1984
- 1984-07-10 JP JP14151484A patent/JPS6120653A/ja active Granted
Patent Citations (5)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JPS4926420A (ja) * | 1972-07-04 | 1974-03-08 | ||
| JPS5011932A (ja) * | 1973-06-06 | 1975-02-06 | ||
| JPS5747558A (en) * | 1980-09-04 | 1982-03-18 | Furukawa Electric Co Ltd:The | Vertical type continuous casting method |
| JPS57115948A (en) * | 1981-01-09 | 1982-07-19 | Nippon Steel Corp | Continuous casting method |
| JPS5838646A (ja) * | 1981-08-31 | 1983-03-07 | Kawasaki Steel Corp | 中炭域鋼スラブの連続鋳造方法 |
Cited By (4)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JPH04172161A (ja) * | 1990-11-05 | 1992-06-19 | Nkk Corp | 表面の美麗な鋳片の連続鋳造方法 |
| US5823245A (en) * | 1992-03-31 | 1998-10-20 | Clecim | Strand casting process |
| WO2009001479A1 (ja) | 2007-06-27 | 2008-12-31 | Sumitomo Metal Industries, Ltd. | 小断面鋳片の連続鋳造方法 |
| US7913745B2 (en) | 2007-06-27 | 2011-03-29 | Sumitomo Metal Industries, Ltd. | Method of continuous casting of small cross section billet |
Also Published As
| Publication number | Publication date |
|---|---|
| JPH0243575B2 (ja) | 1990-09-28 |
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