TWI406721B - Continuous casting method for steel - Google Patents

Description

鋼之連續鑄造方法

本發明是關於，打擊含有未凝固部的狀態之鑄片表面而一邊對鑄片賦予振動一邊進行鑄造之鋼的連續鑄造方法。

在藉由連續鑄造所鑄造出的鑄片之厚度方向的中心部及其附近，容易發生中心偏析、V狀偏析、倒V狀偏析等的微偏析(內部缺陷)。所謂中心偏析，是在鑄片的最終凝固部，C、S、P、Mn等的容易偏析的溶質成分(以下也稱「偏析成分」)濃化而產生的內部缺陷；所謂V狀偏析及倒V狀偏析，是在鑄片的最終凝固部的附近，該等偏析成分分別呈V字狀或倒V字狀濃化而產生的內部缺陷。

將產生前述微偏析的鑄片當作材料而進行熱加工後的製品，容易發生韌性降低、氫誘發破裂等，此外，將前述製品冷加工成最終製品時，變得容易發生破裂。

鑄片之偏析的產生機構可想像如下。亦即，隨著凝固進展，在凝固組織(柱狀晶)的樹狀晶之間，偏析成分會濃化。該偏析成分濃化後的熔融鋼(以下也稱「濃化熔融鋼」)，起因於凝固時之鑄片收縮、或是被稱為鼓脹之鑄片膨脹等，會從柱狀晶的樹狀晶之間流出。流出後的濃化熔融鋼，朝向最終凝固部的凝固完成點流動，在此狀態下凝固而形成偏析成分的濃化帶。如此所形成的偏析成分的濃化帶就是偏析。

作為鑄片的偏析防止對策，防止殘留在柱狀晶的樹狀晶之間的濃化熔融鋼發生移動、防止濃化熔融鋼聚積於局部等是有效的，以往已有各種方法被提出。

本發明人等，在專利文獻1提出一種鋼之連續鑄造方法，是在鑄造橫截面形狀呈矩形的鑄片時，藉由配置在含有未凝固部的鑄片之短邊面側的至少一個部位之打擊振動裝置，將含有中心固相率0.1~0.9的未凝固部之鑄片的短邊面連續打擊，以一邊對鑄片賦予振動一邊進行鑄造。

此外，本發明人等，在專利文獻2提出一種鋼之連續鑄造方法，對於鑄片(具有矩形的橫截面形狀)之包含未凝固部的鑄造方向的位置，藉由複數個軋縮用輥對進行軋縮時，在鑄造方向之軋縮區域的範圍內，藉由將鑄片表面的至少一個部位連續打擊，以一邊對鑄片賦予振動一邊進行鑄造。

依據此等方法，藉由對鑄片賦予打擊振動，能使成長中途的柱狀晶斷裂，而抑制柱狀晶的成長。再者，所產生的等軸晶若進行橋接會形成空間部，而在該空間部內發生偏析，但藉由施加打擊可將該空間部破壞。因此，能讓等軸晶以高密度充填，且讓濃化熔融鋼微細地分散在結晶粒之間，以減少中心偏析、V狀偏析、倒V狀偏析等的偏析，而獲得內部品質良好的鑄片。

專利文獻1：日本特許3835185號公報

專利文獻2：日本特開2003-334641號公報

與偏析相當的內部缺陷是中心孔隙。中心孔隙，是在連續鑄造中起因於熔融鋼凝固時的凝固收縮、凝固後的冷卻所造成的熱收縮，而在最終凝固位置之厚度方向中心附近發生之小的空孔。為了提昇鑄片的內部品質，是要求將偏析和中心孔隙一起減少。此外，要求能探究明白打擊所賦予鑄片的振動條件和鑄片中心部的品質之詳細關係以確立適當的振動條件，而提昇連續鑄造的效率。

本發明是有鑑於上述問題而開發完成的，其課題是為了提供一種鋼之連續鑄造方法，藉由以適當的條件來打擊鑄片而讓其振動，以效率良好地獲得不存在偏析及中心孔隙之內部品質良好的鑄片。

本發明人等，為了效率良好地獲得不存在偏析及中心孔隙之內部品質良好的鑄片，針對鋼之連續鑄造方法進行探討而獲得以下的認知(A)及(B)。

(A)對具有未凝固部的鑄片之其中一方的短邊面施加打擊時所產生之鑄片厚度方向的移位成為0.10mm以上的區域，只要離鑄片短邊面的打擊位置朝與短邊面垂直方向之距離的最大值為200mm以上，即可減少鑄片內部的偏析。

(B)打擊所產生之鑄片厚度方向的移位，會依據導輥的軸間距離、打擊能量及鑄片在打擊位置之未凝固部的厚度而改變。

本發明是根據上述認知而完成的，是以下述(1)及(2)的鋼之連續鑄造方法為要旨。

(1)一種鋼之連續鑄造方法，是在鑄造橫截面呈矩形的鑄片時，在含有未凝固部之鑄片的短邊面的兩側配置至少一對的打擊振動裝置，藉由連續打擊前述鑄片的短邊面，以一邊對前述鑄片賦予振動一邊進行鑄造的鋼之連續鑄造方法；其特徵在於：調整振動能量、導輥的軸間距離及未凝固厚度來打擊短邊面，藉由前述短邊面的打擊，在2個部位產生下述式(1)及式(2)所定義的前述鑄片長邊面的鑄片厚度方向的移位曲線δ(x)和直線δ(x)=0.10mm的交點，且在前述交點當中，遠離原點的交點離前述鑄：片短邊面的打擊位置朝鑄片寬度方向的距離成為200mm以上，

δ(x)=exp[-1.5×[In(x/(200×(ΔR/ΔR₀ )^0.587 ))]² ]×δ_max 　‧‧‧(1)

δ_max =L₀ ×(E/E₀ )^0.5 ×(ΔR/ΔR₀ )×(t/t₀ )^0.446 　‧‧‧(2)

在此，上述式(1)及式(2)中的各記號代表以下諸量

x：鑄片短邊面的打擊位置為0時鑄片寬度方向的距離(mm)，δ(x)：位置x之鑄片厚度方向的移位(mm)，δ_max ：鑄片厚度方向之最大移位(mm)，ΔR：打擊短邊面位置之導輥的軸間距離(mm)，E：每1區段單側的打擊能量(J)，t：在鑄片短邊面的打擊位置之鑄片的未凝固厚度(mm)，其中，E₀ =39(J)、ΔR₀ =245(mm)、t₀ =26(mm)、L₀ =0.114(mm)。

(2)在上述(1)的鋼之連續鑄造方法中，藉由使對前述鑄片的相對向的左右短邊面施加之打擊週期的時間相位相同，讓在前述左右的短邊面各個藉由打擊所產生之前述移位δ(x)互相重疊，而使該重疊的移位δ(x)遍及打擊位置的寬度方向全體成為0.10mm以上。

依據本發明的方法，藉由打擊鑄片短邊面所產生之鑄片長邊面的移位為0.10mm以上的振動，可遍及鑄片的廣範圍而賦予，因此可獲得偏析和中心孔隙減少之內部品質優異的鑄片。

以下說明將本發明的方法做上述規定的理由及本發明的方法之較佳態樣。

本發明人等，藉由在對鑄片賦予打擊振動的狀態下進行連續鑄造試驗，解析其振動效果，而如以下所說明般調查振動對於鑄片內部品質的影響。

1.鑄片內部品質與打擊能量的關係

1-1.鑄造試驗條件

第1圖係顯示可應用本發明的連續鑄造方法之連續鑄造機和打擊振動裝置的配置，(a)顯示連續鑄造機的側視圖，(b)顯示連續鑄造機之設置打擊振動裝置的部分之俯視圖。圖中所示的連續鑄造機為垂直彎曲型，具備鑄片之打擊振動裝置。

從漏斗(tundish，未圖示)經由浸漬嘴1而注入鑄模3的熔融鋼4，藉由鑄模3及從其下方的一群二次冷卻噴霧噴嘴(未圖示)噴射的噴霧水而被冷卻，成為形成有凝固殼5之鑄片7。鑄片7，以在其內部保持有未凝固部的狀態，一邊藉由一群導輥6支承一邊被拉出。在第1圖的鑄模3內，顯示熔融鋼4的熔融液面2(彎液面)。導輥6被分成複數個區段(未圖示)來配置。

在一群導輥6的鑄造方向下游部，將二對的打擊振動裝置8以一區段一對的方式設置，藉此打擊鑄片7的短邊面。打擊振動裝置8具有：驅動部10及安裝於其前端部之打擊用的模具9。

在本連續鑄造試驗，作為鑄模3，是使用厚度300mm的鑄片用的。為了調查打擊振動對寬度方向的影響，作為鑄片7是使用2300mm之寬廣的扁胚(slab)。

在鑄造試驗，是採用厚鋼板用的下述成分組成的鋼種。亦即，作為鋼種的成分組成，是含有C：0.05~1.00質量%、Si：0.04~0.60質量%、Mn：0.50~2.00質量%、P：0.020質量%以下、S：0.006質量%以下，其剩餘部為Fe及不可避免的雜質。

鑄造速度為0.58~0.61m/min，二次冷卻水量為0.62~0.73L/kg-steel。漏斗內的熔融鋼之平均溫度，是在熔融鋼過熱度ΔT=30~50℃的範圍內成為大致一定。ΔT代表實際的熔融鋼溫度與該熔融鋼的液相線溫度的差。

二對的打擊振動裝置8，分別以模具9的鑄造方向中央為基準，配置在離鑄模3內的彎液面2朝鑄造方向下游側22.5m的位置及24.0m的位置。打擊振動裝置8的模具9，其打擊面在鑄造方向的長度為1155mm，鉛垂方向的高度為135mm，質量為500kg。打擊振動裝置8的驅動部10是使用氣缸裝置。鑄片7之短邊面的打擊振動頻率為4~6Hz，亦即每1秒的打擊數為4~6次。

藉由打擊鑄片的短邊面，來破壞成長中途的柱狀晶，而能抑制柱狀晶的成長。再者，若所產生的等軸晶進行橋接，會形成空間部而在該空間部內產生偏析，而藉由打擊可破壞該空間部。因此，能讓等軸晶以高密度充填，且讓濃化熔融鋼微細地分散在結晶粒之間，以減少偏析、中心孔隙。

鑄片7的中心固相率，是根據一維的傳熱計算(主要以鑄造速度、二次冷卻水量為變數)來算出，並根據其結果來求出在打擊位置成為既定中心固相率的條件。而且，一邊打擊鑄片的短邊面一邊進行該條件下的連續鑄造。

1-2.鑄片的內部品質的評價

關於一邊打擊鑄片的短邊面一邊進行連續鑄造而製得的鑄片內部品質的評價，是藉由評價中心孔隙的發生狀況來進行。

1-2-1.　中心孔隙的發生狀況之評價方法

中心孔隙的發生狀況是依據以下方法進行評價。取自鑄片之算出中心孔隙的比體積用的樣本，是考慮比重測定的精度，而採取長度(鑄片的厚度方向)50mm、寬度(鑄片的寬度方向)100mm、厚度(鑄片的鑄造方向)7mm的長方體，其表面加工精度是符合JIS的最後精整加工(三角記號▽▽▽：最大表面粗糙度3.2μm)。以中心孔隙幾乎不會發生的離鑄片表面朝厚度方向之厚度1/4的位置(以下也稱「1/4厚度位置」的密度為基準，根據基於厚度中心部的密度所算出之中心孔隙的比體積，來評價中心孔隙的發生狀況。中心孔隙比體積Vp，是根據1/4厚度位置的平均密度ρ₀ 、厚度方向中心的平均密度ρ，而以下述式(1)來定義。

Vp≡1/ρ-1/ρ₀ 　‧‧‧(1)

第2圖係顯示算出中心孔隙比體積用樣本的採取位置之鑄片橫截面圖。在第2圖顯示，鑄片之與鑄造方向垂直的截面之寬度方向一端側的區域。鑄片之1/4厚度位置的平均密度ρ₀ ，是從鑄片之寬度方向的兩端各1處採取合計2個樣本7a，將各密度平均而算出。厚度方向的中心的平均密度ρ，是從鑄片之寬度方向的兩端各3處採取合計6個樣本7b、7c、7d，將各密度平均而算出。關於採取樣本7a~7d的位置，以樣本中心為基準，樣本7a及7b是離鑄片短邊面190mm處，樣本7c是離鑄片短邊面320mm處，樣本7d是離鑄片短邊面425mm處。

而且，根據未進行打擊的鑄片之中心孔隙比體積Vp₀ 及進行打擊後的鑄片之中心孔隙比體積Vp₁ 而求出之中心孔隙比體積減少量-ΔVp，是由下式(2)所定義。

-ΔVp≡Vp₀ -Vp₁ 　‧‧‧(2)

1-2-2.中心孔隙發生狀況的評價結果

第3圖係顯示每1區段單側的打擊能量與中心孔隙比體積的減少量的關係。圖中，對於以不同打擊能量進行打擊的各鑄片，算出中心孔隙比體積減少量-ΔVp並進行整理。基於圖中所示的關係可確認出，若每1區段單側的打擊能量E超過25J，在鑄片寬度方向的端部，中心孔隙比體積會減少。針對圖中每1區段單側的打擊能量E與中心孔隙比體積減少量-ΔVp之關係，若算出回歸方程式則成為下式(3)。

-ΔVp[cm³ /g]=0.0049347×E[J]-1.297487　‧‧‧(3)

從第3圖可得知，在打擊能量E=39J時，可獲得中心孔隙比體積減少量-ΔVp=0.57×10^-4 cm³ /g程度的中心孔隙減少效果。此外，從顯微觀察的結果可看出，進行打擊後的鑄片，相較於未進行打擊的鑄片有減少粒狀偏析的傾向。

2.鑄片內部品質與打擊能量關係之廣義化

基於上述認知，本發明人等進一步探討關於打擊鑄片短邊之上述結果的廣義化。

第4圖係具有未凝固部分之鑄片的打擊振動模式的示意圖，(a)顯示俯視圖，(b)顯示從鑄造方向觀察的圖。圖中，鑄片7的凝固殼5是被導輥6拘束的狀態。在此狀態下，鑄片7的短邊面藉由打擊振動裝置8施加打擊。

打擊振動裝置8的模具9的形狀，是採用鑄造方向的長度a為1200~1600mm、厚度b為140mm、鑄片厚度方向的寬度c為200m的長方體。鑄片7的寬度為2300mm、厚度為300mm。使用這種3維模型，對於鑄片7振動所產生的表面(長邊面)移位進行數值分析。

本發明人等，根據鑄片7之打擊振動所產生的表面移位之數值分析結果得知，鑄片厚度方向的最大移位δ_max ，是大致等於離短邊面的打擊位置朝與短邊面垂直的方向(鑄片寬度方向)200mm的位置的值δ_x=200mm 。

此外，本發明人等，根據在固液界面位置之移位變動幅度L與影響其的諸因子的關係之迄今為止的探討，將振動區域內的移位變動幅度L利用打擊頭所具有的衝擊能量E來整理，得知其關係能用下式(a)來表示。以下，附加下標0的各記號表示代表條件。

L/L₀ =(E/E₀ )^0.5 　‧‧‧(a)

進一步，將打擊短邊面的位置之導輥的軸間距離ΔR、以及在鑄片短邊面的打擊位置之鑄片未凝固厚度t對於移位變動幅度的影響予以獨立整理，而得知：離短邊面的打擊位置朝與短邊面垂直的方向200mm位置之長邊板厚方向的移位變動幅度，是與ΔR大致成正比而變化。基於前述認知，作為移位變動幅度L的推算式，可將式(a)擴增成下式(b)。

L/L₀ =(E/E₀ )^0.5 ×(ΔR/ΔR₀ )×f(t,t₀ )　‧‧‧(b)

在此，f(t,t₀ )表示鑄片的未凝固厚度的影響項。若假定f(t,t₀ )是與無因次量t/t₀ 的乘方成比例，根據實驗模擬結果，作為f的一例可獲得下式(c)。

f(t,t₀ )=(t/t₀ )^0.446 　‧‧‧(c)

接著，將式(c)代入式(b)，最後作為移位變動幅度L(=δ_max )的推算式可獲得下式(4)。

δ_max ≒δ_x=200mm =L₀ ×(E/E₀ )^0.5 ×(ΔR/ΔR₀ )×(t/t₀ )^0.446 　‧‧‧(4)

在此，式(4)中的各記號表示下述諸量。

E：每1區段單側的打擊能量(J)，ΔR：打擊短邊面位置的導輥的軸間距離(mm)

t：在鑄片短邊面的打擊位置之鑄片的未凝固厚度(mm)。

此外，E₀ 、ΔR₀ 、t₀ 分別為E、ΔR、t的中心孔隙減少效果成為最大時的條件的數值，L₀ 為中心孔隙減少效果成為最大的情況之鑄片厚度方向的最大移位的代表條件，是分別為下述的常數群(5)。以下，也將此條件稱為條件(5)。

E₀ =39(J)、ΔR₀ =245(mm)、t₀ =26(mm)、L₀ =0.114(mm)　‧‧‧(5)

本發明人等得知，經由數值分析所算出之離鑄片短邊面的打擊位置朝與短邊面垂直的方向距離x的位置之鑄片表面(長邊面)的鑄片厚度方向的移位δ(x)，若以對數常態分布來近似，使用上式(4)的δ_max 可像下式(6)那樣廣義化。

δ(x)=exp[-1.5×[In(x/(200×(ΔR/ΔR₀ )^0.587 ))]² ]×δ_max 　‧‧‧(6)

第5圖係顯示離短邊面打擊位置的距離與鑄片厚度方向的移位的關係。圖中的橫軸代表離鑄片短邊面的打擊位置朝與短邊面垂直的方向之距離x，縱軸代表鑄片表面的鑄片厚度方向的無因次移位(δ(x)被δ_max 除且最大移位為1之無因次數值)。圖中，○代表經由數值分析所算出的值，●代表利用對數常態分布求出的近似值。根據圖示的結果可看出，經由數值分析所算出的值，可利用對數常態分布來進行高精度的近似。

3.鑄片內部品質與打擊所產生的鑄片移位的關係

第6圖係顯示鑄片厚度方向的最大移位δ_max 與中心孔隙比體積的減少量-ΔVp的關係。圖中所示的關係，是根據前述式(3)、運用前述條件(5)中的ΔR=245(mm)、t=26(mm)之前述式(4)，求出δ_max 與-ΔVp的關係而作成的。關於在鑄片短邊面的打擊位置之鑄片的未凝固厚度t，是經由鑄造速度0.7m/min的情況之傳熱凝固計算來算出配置有打擊振動裝置8之區段入口的未凝固厚度，並使用該數值。

本發明人等，根據第6圖的結果得知，在厚度300mm、寬度2300mm的鑄片的情況，只要δ_max 為0.10mm以上，即可減少中心孔隙比體積。

此外，本發明人等進一步探討鑄片內部品質與打擊所產生的鑄片移位的關係而得知，只要δ_max 為0.10mm以上且成為δ_max 的位置離短邊面的距離x為200mm以上，或是成為δ_max 的位置的距離x未達200mm且在距離x為200mm的位置之移位δ(x)為0.10mm以上，即可在遍及鑄片內部的廣範圍減少偏析及中心孔隙，而能提昇鑄片的內部品質。此外，本連續鑄造試驗，雖是設置二對的打擊振動裝置來進行，但設置一對或三對以上的打擊振動裝置的情況也是與二對的情況同樣的，可獲得提昇鑄片內部品質的效果是已被確認的。

4.打擊能量與打擊所產生的振動到達距離的關係

若解上述式(6)而求出x，可獲得下式(7)之鑄片厚度方向的移位δ及在打擊短邊面的位置之導輥的軸間距離ΔR的函數。

x=200×(ΔR/ΔR₀ )^0.587 ×exp[{-In(δ/δ_max )/1.5}^0.5 ]　‧‧‧(7)

第7圖係顯示每1區段單側的打擊能量與振動到達距離的關係。振動到達距離的定義，是在打擊所產生之鑄片厚度方向的移位δ為0.10mm以上的區域，離鑄片短邊面的打擊位置朝與短邊面垂直的方向的距離x之最大值x^* 。圖中的●代表，運用前述條件(5)，鑄片厚度300mm，將鑄片短邊面之每1區段單側的打擊能量E設定為40J進行打擊的情況的結果，x^* =200mm。第7圖中的曲線是根據上述式(7)及●的條件來算出。根據第7圖所示的關係可知，藉由增加打擊能量E，可增加振動到達距離x^* 。例如，藉由將打擊能量E從40J增加至65J，振動到達距離x^* 可從200mm增加至250mm而增多25%。亦即，藉由增加打擊能量E，起因於凝固延遲而容易發生中心孔隙之鑄片寬度方向的端部周邊之鑄片厚度方向中心都可改善品質。

5.導輥的軸間距離與打擊所產生的振動到達距離的關係

第8圖係顯示改變導輥軸間距離的情況之每1區段單側的打擊能量與振動到達距離的關係。第8圖，除了導輥的軸間距離ΔR為245mm或400mm以外，是以與第7圖同樣的條件進行打擊的情況。根據圖示的關係可知，若將導輥的軸間距離ΔR從245mm拉寬至400mm，振動到達距離x^* 可增大。亦即，鑄片是長邊長度與短邊長度的比值大之扁胚的情況，鑄片寬度大，在導輥間容易發生鼓脹，因此導輥的軸間距離ΔR無法形成較大。另一方面，在鑄片是長邊長度與短邊長度的比值小之塊料(bloom)的情況，由於鑄片寬度窄，導輥間的鼓脹少，因此導輥的軸間距離ΔR可形成較大，如此在獲得大範圍的打擊效果方面是有利的。

6.從兩側的打擊效果

第9圖係顯示從鑄片的寬度方向兩端的各短邊面施加打擊的影響。圖中，橫軸代表離鑄片的寬度方向中央朝與短邊面垂直的方向之距離y，縱軸代表鑄片厚度方向的移位δ。施加打擊的鑄片是寬度約400mm的塊料，導輥的軸間距離ΔR為400mm，每1區段單側的打擊能量E為45J，是顯示：僅對鑄片的鑄造方向左側的短邊面、或僅對右側的短邊面施加打擊的情況的計算結果，以及對兩側的短邊面同時施加打擊的情況的計算結果。根據圖示的結果可知，若將僅對鑄片的鑄造方向左側的短邊面施加打擊的情況之鑄片厚度方向的移位δ_L 及僅對右側的短邊面施加打擊的情況之鑄片厚度方向的移位δ_R 重疊，會成為對鑄片兩側的短邊面同時施加打擊的情況之鑄片厚度方向的移位δ_D 。

在僅對鑄片的鑄造方向左側的短邊面或右側的短邊面施加打擊的情況，鑄片厚度方向的移位δ成為0.10m以上的區域，離鑄片短邊面的打擊位置朝與短邊面垂直的方向的距離是約300mm，並無法遍及整個寬度使移位δ成為0.10mm以上。然而，藉由對兩側的短邊面同時施加打擊，可遍及打擊位置的整個寬度使移位δ成為0.10mm以上。此外，從第9圖可知，在同時打擊兩側的短邊面的情況，在鑄片的寬度方向中央，移位δ的最大值達0.40mm，而能大幅增加移位δ，如此可進一步謀求鑄片內部品質的改善。

依據本發明的方法，藉由打擊鑄片短邊面所產生之鑄片長邊面的移位為0.10mm以上的振動，可遍及鑄片的廣範圍而賦予，因此可減少偏析和中心孔隙，而獲得內部品質優異的鑄片。因此，本發明的方法，可作為內部品質良好的鑄片之連續鑄造方法而廣泛地應用。

1．．．浸漬嘴

2．．．熔融鋼液面(彎液面)

3．．．鑄模

4．．．熔融鋼

5．．．凝固殼

6．．．導輥

7．．．鑄片

7a、7b、7c、7d．．．鑄片樣本

8．．．打擊振動裝置

9．．．模具

10．．．驅動部

第1圖係顯示可應用本發明的連續鑄造方法之連續鑄造機和打擊振動裝置的配置，(a)顯示連續鑄造機的側視圖，(b)顯示連續鑄造機之設置打擊振動裝置的部分之俯視圖。

第2圖係顯示算出中心孔隙比體積用樣本的採取位置之鑄片橫截面圖。

第3圖係顯示每1區段單側的打擊能量與中心孔隙比體積的減少量的關係。

第4圖係具有未凝固部分之鑄片的打擊振動模式的示意圖，(a)顯示俯視圖，(b)顯示從鑄造方向觀察的圖。

第5圖係顯示離短邊面打擊位置的距離與鑄片厚度方向的移位的關係。

第6圖係顯示鑄片厚度方向的最大移位δ_max 與中心孔隙比體積的減少量-Δ Vp的關係。

第7圖係顯示每1區段單側的打擊能量與振動到達距離的關係。

第8圖係顯示每1區段單側的打擊能量與振動到達距離的關係，是顯示導輥軸間距離的影響。

第9圖係顯示從鑄片的寬度方向兩端的各短邊面施加打擊的影響。

1．．．浸漬嘴

2．．．熔融鋼液面(彎液面)

3．．．鑄模

4．．．熔融鋼

5．．．凝固殼

6．．．導輥

7．．．鑄片

8．．．打擊振動裝置

9．．．模具

10．．．驅動部

Claims (2)

1. 一種鋼之連續鑄造方法，是在鑄造橫截面呈矩形的鑄片時，在含有未凝固部之鑄片的短邊面的兩側配置至少一對的打擊振動裝置，藉由連續打擊前述鑄片的短邊面，以一邊對前述鑄片賦予振動一邊進行鑄造的鋼之連續鑄造方法；其特徵在於：調整振動能量、導輥的軸間距離及未凝固厚度來打擊短邊面，藉由前述短邊面的打擊，在2個部位產生下述式(1)及式(2)所定義的前述鑄片長邊面的鑄片厚度方向的移位曲線δ(x)和直線δ(x)=0.10mm的交點，且在前述交點當中，遠離原點的交點離前述鑄片短邊面的打擊位置朝鑄片寬度方向的距離成為200mm以上，δ(x)=exp[-1.5×[In(x/(200×(ΔR/ΔR₀ )^0.587 ))]² ]×δ_max 　‧‧‧(1)δ_mox =L₀ ×(E/E₀ )^0.6 ×(ΔR/ΔR₀ )×(t/t₀ )^0.446 　‧‧‧(2)在此，上述式(1)及式(2)中的各記號代表以下諸量x：鑄片短邊面的打擊位置為0時鑄片寬度方向的距離(mm)，δ(x)：位置x之鑄片厚度方向的移位(mm)，δ_max ：鑄片厚度方向之最大移位(mm)，ΔR：打擊短邊面位置之導輥的軸間距離(mm)，E：每1區段單側的打擊能量(J)，t：在鑄片短邊面的打擊位置之鑄片的未凝固厚度(mm)，其中，E₀ =39(J)、ΔR₀ =245(mm)、t₀ =26(mm)、L₀ =0.114(mm)。
2. 如申請專利範圍第1項記載的鋼之連續鑄造方法，其中，藉由使對前述鑄片的相對向的左右短邊面施加之打擊週期的時間相位相同，讓在前述左右的短邊面各個藉由打擊所產生之前述移位δ(x)互相重疊，而使該重疊的移位δ(x)遍及打擊位置的寬度方向全體成為0.10mm以上。