WO1996020054A1 - Procede de moulage de lingots en continu et moule de coulage pour lesdits lingots - Google Patents

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WO1996020054A1
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billet
meniscus
mold
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continuous
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Masatsugu Uehara
Toshiki Sato
Teruo Fujinaga
Kazutoki Nakao
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Nippon Steel Corporation
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    • B22—CASTING; POWDER METALLURGY
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    • B22D11/04—Continuous casting of metals, i.e. casting in indefinite lengths into open-ended moulds
    • B22D11/055—Cooling the moulds
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    • B22D11/04—Continuous casting of metals, i.e. casting in indefinite lengths into open-ended moulds
    • B22D11/059—Mould materials or platings

Definitions

  • the present invention relates to a method for continuously manufacturing a square billet with less rhombic deformation or a round billet with less lateral deformation, and a mold thereof.
  • molten steel 51 is injected from the upper tundish into a mold 50 whose inside cross-section is substantially rectangular and oscillates vertically. Heat is absorbed from the side surface of the water-cooled mold 50 to form a solidified seal 52 on the inner surface of the mold 50, and the molten steel 51 in the core is gradually solidified while being gradually extracted to form a billet.
  • Heat is absorbed from the side surface of the water-cooled mold 50 to form a solidified seal 52 on the inner surface of the mold 50, and the molten steel 51 in the core is gradually solidified while being gradually extracted to form a billet.
  • a leve seed oil (an example of a lubricating oil) is injected little by little from the upper part of the mold 50, and the leve seed oil is carbonized to form a lubricant.
  • the unevenness due to the non-uniform gap between the solidified shell 52 and the mold 50 on the four outer surfaces of the billet A difference in solidification shrinkage due to cooling caused rhombic deformation in the cross section of the resulting product.
  • round and round billets become elliptical or have depressions. Therefore, in the conventional continuous production method of a billet, since the operation was performed within the range of the speed at which the diamond-shaped deformation was allowed, there was a problem that the production speed was relatively slow and productivity was poor.
  • the present invention has been made in view of such circumstances, and a method of continuously manufacturing a billet capable of performing a high-speed and stable structure without causing rhombic deformation in a billet manufactured by a continuous structure.
  • the purpose is to provide that type.
  • the gist of the present invention is as follows.
  • One or more transverse grooves or concave parts consisting of a number of dimples are provided on the four inner peripheral surfaces of the above-mentioned mold, which are located below the lowermost position of the meniscus in a normal operation state and within 200 mm from the meniscus.
  • the continuous continuity of the cavities characterized in that the cooling capacity of each inner circumference of the mold is made substantially uniform. Construction method.
  • the inner surface of the above-mentioned mold has an average recess depth of not less than and the lateral groove width (W) satisfies the following formula (1)
  • W lateral groove width
  • the average concave depth is 20 / zm or more, and the diameter (D) is expressed by the following formula (2) on the inner surface of the above-mentioned mold, which is located below the lowermost position of the meniscus in a normal operation state and within 200 mm from the meniscus.
  • a continuous structure of a billet characterized by forming a large number of satisfactory dimples with gaps on the four inner surfaces.
  • the inner surface is a taper that gradually shrinks downward, and is located at a position lower than the lowermost position of the meniscus in a normal operation state and from the meniscus.
  • a lateral groove having an average concave depth of not less than 20 m and a lateral groove width (W) satisfying the following formula (1) is provided on the inner periphery of the inner surface of the rectangular shape within 200 mm. ⁇ ⁇ ⁇ ⁇ ⁇ ⁇ ⁇ ⁇ .
  • a taper that gradually reduces the inner surface downwards At a position lower than the lowest meniscus in the operating state and from the meniscus
  • a large number of dimples having an average recess depth of not less than 20 m and a diameter (D) satisfying the following formula (2) were formed on the inner surface of the inner surface of the mold having a diameter of 200 mm or less with a gap on the four inner surfaces.
  • a continuous production type of billet characterized by the following features.
  • the inner shape of the shape is circular, and the inner surface of the shape is a taper whose size gradually decreases downward. Continuous fabrication type of round billet.
  • Fig. 1 (a) is a graph showing the relationship between the heat flux deviation between the billet planes and the rhombic deformation
  • Fig. 1 (b) is a diagram showing the rhombic deformation of the billet.
  • Fig. 2 is the average air gap. The graph shows the relationship between the pump depth and the heat flux.
  • Figure 3 is a graph showing the relationship between the lateral groove, dimple depth and heat flux.
  • Fig. 4 (a) shows the relationship between the distance from the meniscus and the heat flux
  • Fig. 4 (b) shows the conventional solidification and contraction profile of type III
  • Fig. 4 (c) shows the type III solidification of the present invention. It is a figure which shows a contraction profile.
  • FIG. 5 is a graph showing the relationship between the formation start position of a concave portion such as a groove and a dimple and the incidence rate of a piece surface defect.
  • FIG. 6 is an explanatory diagram showing a position where a ⁇ -shaped surface recess is formed.
  • Fig. 7 is a graph showing the relationship between the average air gap depth and the rhombus deformation angle. It is.
  • Fig. 8 is a graph showing the relationship between groove width, dimple diameter and rhombus deformation.
  • FIG. 9 (a) is an explanatory diagram of a type I oscillation
  • FIG. 9 (b) is a diagram illustrating an oscillation.
  • FIG. 10 is a sectional view of a mold used for continuous fabrication of a billet according to an embodiment of the present invention.
  • FIG. 11 is a partial perspective view of the same.
  • FIG. 12 is a detailed view of the same part.
  • FIG. 13 is an enlarged view of the same part.
  • FIG. 14 is a graph showing the surface temperature deviation between the type III according to the present invention and the type III according to the conventional example.
  • FIG. 15 is a graph showing the temperature deviation at a part of a ⁇ -shaped corner according to the embodiment of the present invention and a ⁇ -shaped corner according to the conventional example.
  • Fig. 16 (a) shows a round dimple
  • Fig. 16 (b) shows a square dimple
  • Fig. 16 (c) shows a hexagonal dimple.
  • FIG. 17 is an explanatory diagram of a usable area of the type III according to the embodiment of the present invention and the type III of the conventional example.
  • FIG. 18 is an explanatory diagram of a type III according to a conventional example.
  • FIG. 19 (a) is a perspective view of a round, circular ⁇ shape according to the embodiment of the present invention
  • FIG. 19 (b) is a development explanatory view of a ⁇ -shaped surface concave portion.
  • FIG. 20 is a graph showing surface temperature deviations of a round circular type according to the embodiment of the present invention and a type II according to the conventional example.
  • FIG. 21 is an explanatory diagram of a usable area of a round circular triangle according to the embodiment of the present invention and a triangle of the conventional example.
  • BEST MODE FOR CARRYING OUT THE INVENTION In the mold used in the continuous fabrication of the pellets of the present invention, one or more lateral grooves or a concave portion composed of many dimples is formed on the inner surface of the mold within 200 mm from the lowermost position of the meniscus force. Since they are provided substantially evenly, a gap is forcibly formed between the billet and the mold. Since the inner surface of the mold is tapered so as to gradually decrease downward, the eccentricity of the billet in the mold is prevented, and the heat flux is reduced substantially evenly.
  • the heat flux from the molten metal to the ⁇ -type is the largest.
  • the magnitude of this heat flux mainly depends on the air gap between the solidification seal and the mold, and the relationship is shown in Fig. 2.
  • Fig. 1 (a) is a graph showing the relationship between the heat flux deviation between the billet planes and the rhombic deformation
  • Fig. 1 (b) is a diagram showing the rhombic deformation of the billet.
  • the means to reduce the heat flux deviation are as follows. Eagya-up portion of the above suitable depth in the lower portion of the look through evenly by the set Keru this (the recess), the magnitude of the heat flux, for example, reduced to 4 million kcalZm 2 hr or al 3,000,000 kcalZn ⁇ hr. (2) Further, the gap between the billet and the mold is reduced by adjusting the mold taper to an appropriate value (for example, the average air gap deviation d, from 20 m). There is a method to reduce the heat flux deviation between the faces of the billet by using the means 1) and 2). Cooled. For this reason, a billet with few defects is manufactured even when manufactured at a high speed (for example, 3.4 m / min).
  • the heat flux deviation can be sufficiently reduced by the gentle cooling effect of the artificial air gap (recess), but when the eccentricity of the piece is large, but since the heat flux deviation cannot be reduced, it is preferable to appropriately set the mold taper in the practice of the present invention.
  • the slow cooling effect of the air gap in the groove is as shown in FIG. 3 according to the area ratio of the recess and the depth of the groove.
  • About 2 to 84% of the concave area ratio is effective in preventing the rhombus deformation. If the area ratio of the recess is smaller than 2%, the heat flux increases, and the temperature deviation of the inner surface of the mold increases as in the conventional technology. If it exceeds 84%, the portion where the solidified seal contacts the mold is increased. And the wear on the inner surface of the mold increases, and the life of the mold decreases.
  • the degree of slow cooling is approximately constant at a depth of 0.1 to 0.2 min or more. There is no practical effect even if the depth is increased.
  • the shrinkage profile of the solidified shell conventionally has a complicated curve shape in response to a sudden change in heat flux, whereas c) As shown in the figure, it can be approximated to a simple linear shape.
  • the gap (air gap) between the shell and the ⁇ type is reduced.
  • the inner surface of the ⁇ -type can easily be inserted between the billet and the ⁇ -type.
  • the gap between the pieces can be reduced, and the eccentricity of the piece (billette) can be reduced.
  • one or more lateral grooves or a large number of dimples forming the concave portion are formed within a range of 200 mm from the lowest position of the meniscus which moves up and down in a normal operation state, this portion is formed.
  • a solidified shell is formed, and the molten metal and the concave portion come into contact with each other through the solidified shell.
  • the insertion of the molten metal is eliminated, and a sufficiently large groove or a dimple having a sufficiently large diameter than the conventional concave portion can be formed. it can. This also eliminates clogging due to carbon powder as a lubricant.
  • the actual operation data is shown in Fig.
  • the present invention is of course applicable to powder manufacturing using powder as a lubricant.
  • a lateral groove (slit) having an average air gap (recess) depth of 20 tm or more is formed on the inner surface of the mold. .
  • the rhombus deformation angle becomes 3 degrees or more. If the depth of the lateral groove is 0.1 mm or more, the heat flux will be stable and the rhombus deformation angle will be 1 degree or less. Therefore, it is preferable to operate in this state.
  • the width (W) of the lateral groove is set as in the above equation (1). If the width is 3 or less, carbon powder as a lubricant is clogged in the lateral groove in the steady operation as described above. As a result, the lateral groove disappears, and the diamond deformation angle becomes 3 degrees or more as shown in Fig. 8, resulting in a defective product.
  • FIG. 9 (a) is an explanatory diagram of a rectangular oscillation
  • FIG. 9 (b) is a diagram illustrating an oscillation. In these figures, because the ⁇ -type 10 is oscillated up and down, the portion of the lateral groove 11 goes up and down, and the width (X) at which the lateral groove is always formed is (W-2a) Becomes.
  • the transverse groove 11 formed on the inner surface of the mold 10 is wide, the solidified seal 13 is pushed into the groove by the molten metal 12 that is filled inside the solidified seal 13 and the product It will cause defects. Further, as is clear from FIG. 8, when the value obtained by subtracting the double oscillation stroke (a) exceeds l Oirnn, the rhombus deformation angle becomes 3 degrees or more, and the above (1) If it is determined as in the formula, a billet with a rhombus deformation angle of 3 degrees or less can be continuously formed. In the case of the round and circular ⁇ shapes, the roundness deformation corresponds to 3% or less.
  • the average concave depth is 20 mm or less on the inner surface of the ⁇ shape within a range of 200 mm from the lowermost position of the meniscus in a steady operation state.
  • the diameter D forms a large number of dimples satisfying the above formula (2), and the numerical limitation is also for the same reason as described above.
  • the concave portion is formed by a vertical groove
  • the vertical groove is continuously formed in the inner surface of the ⁇ shape in the direction of travel of the solidified shell
  • the solidified shell pressed by the molten metal is continuously inserted.
  • longitudinal grooves are transferred to the surface of the billet, and as a result, the surface properties of the piece are remarkably impaired, and the billet is susceptible to product defects such as surface cracks or cracks during rolling.
  • the billet is susceptible to product defects such as surface cracks or cracks during rolling.
  • FIG. 10 is a sectional view of a mold used for continuous fabrication of a billet according to an embodiment of the present invention
  • FIG. 11 is a partial perspective view of the same
  • FIG. 12 is a detailed view of the same part
  • FIG. FIG. 14 is a graph showing the surface temperature deviation between the type II of the present invention and the type III according to the conventional example.
  • FIG. 15 shows the temperature deviation at the corners of the type II according to the present invention and the type III according to the conventional example.
  • Fig. 16 (a) shows a round dimple
  • Fig. 16 (b) shows a square dimple
  • Fig. 16 (c) shows a hexagonal dimple
  • Fig. 17 shows the present invention.
  • FIG. 4 is an explanatory diagram of usable areas of the type III according to the embodiment and the type III of the conventional example.
  • the mold 15 used for continuous fabrication of a billet according to one embodiment of the present invention has a mold taper of 0.6% / m, the upper inner circumference is a square of 133 x 133 mm, and the distance h from the upper end of the ⁇ type 15 to the lowest position M of the meniscus formed in a steady state (hereinafter simply referred to as meniscus) is about 100 mm. Has become.
  • a recess 17 consisting of four equally arranged lateral grooves 16 is formed (see FIG. 13). Using this mold 15, molten steel having the components and properties shown in Table 1 was continuously formed to produce a 130 mm square billet.
  • Figs. 14 and 15 The results of measuring the temperature deviation (maximum temperature-minimum temperature) between the center plane and the corner of the copper plate about 150 mm from the upper end of the copper mold 15 are shown in Figs. 14 and 15 according to the conventional example. It shows the case of comparison with the (type (that is, the ⁇ type with no recess). As shown in the figure, it can be seen that the temperature deviation of the present embodiment is smaller than that of the ⁇ type according to the conventional example. As a result, as shown in FIG. 10, the deviation of the gap between the mold 15 and the solidified shell 18 is reduced, and the uneven cooling of the peripheral surface of the solidified shell 18 is alleviated. The rhombus deformation of the bird was reduced (less than 1 degree).
  • the solidified shell 18 since the solidified shell 18 is also formed sufficiently in the recess 17, the solidified shell 18 does not bite into the lateral groove 16 even when pressed by the molten steel 19, and furthermore, for a long period of time. Even when used, clogging did not occur due to carbides of lepido oil, which is an example of lubricating oil injected from the top of mold 15.
  • Table 2 shows the force of rhombus deformation when the groove depth (d), the concave area ratio, the groove width ((5), the groove width (A)) and the groove pitch (p) are variously changed. In each case, it shows good results.
  • FIGS. 16 (a) to 16 (c) show a mode of forming a concave portion in a rectangular shape according to another embodiment of the present invention.
  • FIG. 16 (a) shows a case where a large number of circular dimples 21 are formed.
  • 16 (b) shows a case where a large number of square dimples 22 are formed, and
  • FIG. 16 (c) shows a case where a large number of hexagonal dimples 23 are formed.
  • the average depth of the concave portion (meaning the average of the depth of the trough and the groove or the dimple) is 0.1 to 0.5 mm.
  • Range, groove width or dimple diameter was 3 mm or more, oscillation amplitude X 2 + 10 mm or less, and the average area ratio of grooves or dimples was 15 to 80%. If so, the diamond-shaped deformation was less than 1 degree, even at a production speed of about SmZmin.
  • FIG. 5 shows a comparison between a case where a billet is manufactured using the mold shown in the above embodiment and a case where a billet is manufactured using the mold according to the conventional example.
  • the rhombus deformation is as small as 1 degree or less even in the high-speed fabrication region using the diamond according to the embodiment of the present invention.
  • the present invention is applicable to a linear taper having a single-stage taper and a two-stage taper, a multi-stage taper, or a parabolic taper.
  • FIG. 19 is a development explanatory view of a concave portion formed in the same mold.
  • a mold 15 used for continuous fabrication of a round billet according to an embodiment of the present invention has a mold taper of 0.6, and the upper inner periphery has a circular shape with a diameter of 1 331 M1.
  • the distance h from the upper end of the mold 15 to the lowermost position M of the meniscus formed in a steady state (hereinafter simply referred to as meniscus) is about 100 mm.
  • a recess 17 consisting of three laterally arranged grooves 16 is formed (see FIG. 19).
  • molten steel having the composition and properties shown in Table 3 was continuously produced to produce round billets having a diameter of approximately 130 mm. Table 3
  • roundness (%) when the maximum diameter of the circle D ma x, the minimum diameter and D mi n, is defined by the following equation.
  • FIG. 20 shows the results of measuring the minimum temperature (one minimum temperature) in comparison with the ⁇ type according to the conventional example (that is, ⁇ type having no concave portion). As shown in the figure, it can be seen that the temperature deviation of the present embodiment is smaller than that of the conventional type ⁇ . As a result, ⁇ type and The deviation of the gap between the solid shells was reduced, uneven cooling of the peripheral surface of the solidified shell was reduced, and the roundness of the round billet was reduced (1% or less).
  • the solidified shell is also formed sufficiently in the recess, the solidified shell does not bite into the lateral groove even when pressed by molten steel. No clogging occurred due to carbides of the lube oil, an example of lubricating oil.
  • Table 4 shows the roundness of the manufactured round billet when the groove depth (d), the concave area ratio, the groove width (5), the groove width (A) and the groove pitch (p) are variously changed. , But in any case, it is good.
  • FIG. 21 shows a comparison between a case where a round billet is manufactured using the mold shown in the embodiment and a case where a round billet is manufactured using the mold according to the conventional example. As shown by, it can be seen that the roundness of the embodiment according to the embodiment of the present invention is as small as 1% or less even in the high-speed fabrication region.
  • Example 3 The present embodiment is based on a ⁇ type provided with a two-stage linear taper.
  • the mold used for the continuous fabrication of the billet according to the present embodiment has a mold taper of 1.5% / m in the first stage, 0.6% Zm in the second stage, and the other in Example 1 Is the same as In the present example, a molten steel having the composition and properties shown in Table 5 was continuously produced to produce a 130 mm square billet.
  • the solidified seal since the solidified seal is sufficiently formed also in the concave portion, the solidified seal does not bite into the groove even when pressed by the molten steel, and furthermore, it is used for a long time. Even ⁇ to inject from the top of the mold No clogging occurred due to charcoal of rev seed oil, an example of lubricating oil.
  • Table 6 shows the degree of rhombus deformation when the groove depth (d), the concave area ratio, the groove width (5), the groove width (A), and the groove pitch (p) are variously changed. In each case, it shows that it is good.
  • the roundness deformation can be reduced, resulting in high quality.
  • Product productivity is improved.
  • the service life of the mold 1 can be greatly extended, and furthermore, the occurrence of debris deformation (modification of the concave portion) of the single billet can be prevented.

Landscapes

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  • Continuous Casting (AREA)

Description

明 細 書 ビレ ツ 卜の連続铸造方法及びその铸型 技術分野
本発明は、 菱形変形の少ない角 ビレ ツ トまたは側周変形の少ない 丸ビレ ツ 卜の連続铸造方法及びその铸型に関する。 背景技術
ビレ ツ トを連続铸造する場合には、 図 18に示すよ うに内側断面が 略四角形で上下方向にオシレーシ ヨ ンする铸型 50内に上部のタ ンデ ィ ッ シュから溶鋼 51を注入し、 水冷された前記铸型 50の側面から熱 を吸収させて铸型内面に凝固シ ル 52を形成し、 徐々 に引き出すと 共に芯部の溶鋼 51も徐々 に凝固させて、 ビレ ッ ト と していた。
そ して、 前記铸型内面と凝固シェル 52との潤滑を図るために、 铸 型 50の上部から レブシー ドオイル （潤滑油の一例） を少しずつ注入 し、 このレブシー ドオイルを炭化させて潤滑剤と していた。
しかしながら、 前記ビレッ トの铸造を高速 （例えば、 3 m Z rn i n ) で行おう とすると、 ビレ ツ ト外 4 面に凝固シェル 52と铸型 50との 隙間が均一でないことに起因する不均一冷却に伴う凝固収縮差が生 じ、 生じた製品の断面に菱形変形が生じていた。 また、 丸型円形の ビレ ツ トは楕円になったりあるいは窪みが生じる。 従って、 従来の ビレ ツ 卜の連続铸造方法においては、 許容された菱形変形が生じる 速度の範囲内で操業を行っていたので、 比較的铸造速度が遅く 生産 性が悪いという問題があつた。
一方、 断面長四角形のスラブの連铳铸造においては、 特公昭 57 - 1 1 735号公報に示されるよう に、 铸型内部の全面も し く は一部に均等 に、 幅も し く は直径が 2. 5mm 以下の多数の凹部を設け、 铸片の縱割 れ及びノ ロかみ等の疵を防止するこ とを目的とする連続铸造用铸型 が提案されている力 この技術をビレ ツ 卜の連続铸造に適用すると 、 凹部の直径が 2. 5mm 以下であるので、 徐々 に凹部に潤滑剤である 炭素粉が詰ま ってしまい、 安定した铸造を行いにく いという問題が あるこ とが分かった。
発明の開示
本発明はかかる事情に鑑みてなされたもので、 連铳铸造で製造さ れる ビレ ツ 卜に菱形変形を生じるこ とな く 、 高速の安定した铸造が 可能なビレ ツ 卜の連铳铸造方法及びその铸型を提供するこ とを目的 とする。
本発明の要旨とすると ころは以下のとおりである。
( 1 ) 上下方向にオシレー トする铸型に、 上部から溶湯を注入し ながら铸造を行う ビレ ッ トの連続铸造方法において、
定常操業状態のメニスカス最下位置より下位置で、 かつメ ニスカ スから 200mm 以内の前記铸型の内周 4 面に、 1 または複数の横溝あ るいは多数のディ ンプルからなる凹部をそれぞれ設け、 前記铸型の 各内周の冷却能を略均一にするこ とを特徴とする ビレ ツ 卜の連続铸 造方法。
( 2 ) 上下方向にオシレー トする铸型に、 上部から溶湯を注人す る と共に少量の潤滑油を注入しながら铸造を行う ビレ ツ 卜の連続铸 造方法において、
定常操業状態のメニスカ ス最下位置より下位置で、 かつメ ニスカ スから 200mm 以内の前記铸型の内周 4 面に、 1 または複数の横溝あ るいは多数のディ ンプルからなる凹部をそれぞれ設け、 前記铸型の 各内周の冷却能を略均一にする こ とを特徴とする ビレ ツ 卜の連続铸 造方法。
( 3 ) 上下方向にォシレー ト し、 ビレツ 卜の連続铸造を行う内側 断面が略四角形の铸型において、
定常操業状態のメニスカ ス最下位置より下位置で、 かつメニスカ スから 200mm 以内の前記铸型の内面に、 平均凹部深さが 以上 で、 横溝幅 （W) が下記 （ 1 ) 式を満足する横溝を内周に設けたこ とを特徵とするビレツ トの連铳铸造铸型。
3 mm ≤ W (铸型のオ シ レ一 シ ヨ ン振幅） X 2 + 10mm (1)
( 4 ) 上下方向にオシレー ト し、 ビレ ッ トの連続铸造を行う内側 断面が略四角形の铸型において、
定常操業状態のメニスカ ス最下位置より下位置で、 かつメニスカ スから 200mm 以内の前記铸型の内面に、 平均凹部深さが 20/zm 以上 でその径 （D) が下記 （ 2 ) 式を満足するディ ンプルを、 内周 4面 に間隙を設けて多数形成したことを特徴とするビレツ 卜の連続铸造 铸型。
3 mm ≤ D ≤ (铸型のオ シ レー ン ヨ ン振幅） x 2 + 10mm (2) ( 5 ) 上下方向にオシレー ト し、 ビレツ 卜の連続铸造を行う内側 断面が略四角形の铸型において、
内面を下方に向かって徐々に縮小するテー パ ーと し、 さ らに定常 操業状態のメニスカス最下位置より下位置で、 かつメニスカスから
200mm 以内の前記铸型の内面に、 平均凹部深さが 20^ m 以上で、 横 溝幅 （W) が下記 （ 1 ) 式を満足する横溝を内周に設けたことを特 徴とするビレツ トの連铳铸造铸型。
3 mm ≤ W (铸型のオ シ レー シ ヨ ン振幅） X 2 + 10mm (1)
( 6 ) 上下方向にオシレー ト し、 ビレッ トの連続铸造を行う内側 断面が略四角形の铸型において、
内面を下方に向かって徐々に縮小するテー パ ーと し、 さ らに定常 操業状態のメニスカス最下位置より下位置で、 かつメニスカスから
200mm 以内の前記铸型の内面に、 平均凹部深さが 20〃 m 以上でその 径 （D ) が下記 （ 2 ) 式を満足するディ ンプルを、 内周 4 面に間隙 を設けて多数形成したことを特徴とする ビレ ツ 卜の連続铸造铸型。
3 mm ≤ D ≤ (铸型のオシ レ一シ ヨ ン振幅） x 2 + 1 0mm ( 2)
( 7 ) 前記 （ 1 ) または （ 2 ) の铸造方法において、 铸型の内側 断面が円形であり、 かつ铸型の内面が下方に向かって徐々 に縮小す るテー パ ーであるこ とを特徴とする丸ビレ ツ 卜の連続铸造方法。
( 8 ) 前記 （ 3 ) または （ 4 ) の铸造铸型において、 铸型の内側 断面が円形であり、 かつ铸型の内面が下方に向かって徐々 に縮小す るテー パ ーであるこ とを特徴とする丸ビレ ツ 卜の連続铸造铸型。
図面の簡単な説明
第 1 ( a ) 図はビレ ツ ト面間熱流束偏差と菱形変形の関係を示す グラフであり、 第 1 ( b ) 図はビレツ 卜の菱形変形を示す図である 第 2 図は平均エアギャ ップ深さ と熱流束との関係を示すグラフで のる。
第 3 図は横溝、 ディ ンプル深さ と熱流束との関係を示すグラ フで ある。
第 4 ( a ) 図はメニスカスからの距離と熱流束の関係、 第 4 ( b ) 図は従来の铸型の凝固収縮プロフ ィ ール、 第 4 ( c ) 図は本発明 の铸型の凝固収縮プロフ ィ ールを示す図である。
第 5 図は溝、 ディ ンプル等の凹部の形成開始位置と铸片表面欠陥 発生率との関係を示すグラフである。
第 6図は铸型表面凹部形成位置を示す説明図である。
第 7図は平均エアギャ ップ深さ と菱形変形角度の関係を示すグラ フである。
第 8図は溝幅、 ディ ンプル径と菱形変形の関係を示すグラフであ る ο
第 9 ( a ) 図は铸型のオシレーシヨ ンの説明図、 第 9 ( b ) 図は オシレーショ ンを示す図である。
第 10図は本発明の実施例に係る ビレツ 卜の連続铸造に使用する铸 型の断面図である。
第 1 1図は同部分斜視図である。
第 12図は同部分詳細図である。
第 13図は同部分拡大図である。
第 14図は本発明に係る铸型と従来例に係る铸型の面温度偏差を示 すグラ フである。
第 15図は本発明の実施例に係る铸型と従来例に係る铸型のコーナ 一部の温度偏差を示すグラフである。
第 16 ( a ) 図は丸型ディ ンプル、 第 16 ( b ) 図は角型のディ ンプ ル、 第 1 6 ( c ) 図は六角型のディ ンプルを示す図である。
第 17図は本発明の実施例に係る铸型と従来例の铸型の使用可能領 域の説明図である。
第 18図は従来例に係る铸型の説明図である。
第 1 9 ( a ) 図は本発明の実施例に係る丸型円形铸型の斜視図、 第 19 ( b ) 図は铸型表面凹部の展開説明図である。
第 20図は本発明の実施例に係る丸型円形铸型と従来例に係る铸型 の面温度偏差を示すグラフである。
第 21図は本発明の実施例に係る丸型円形铸型と従来例の铸型の使 用可能領域の説明図である。 発明を実施するための最良の形態 本発明のビレ ツ 卜の連铳铸造に使用する铸型においては、 メニス 力ス最下位置から 200mm 以内の铸型内面に、 1 又は 2以上の横溝あ るいは多数のディ ンプルからなる凹部を略均等に設けているので、 ビレ ツ ト と铸型との間に強制的に隙間が形成される。 そして、 铸型 の内面を下方に向かって徐々 に縮小するテーパーと しているので、 これによつて铸型内でのビレ ツ 卜の偏心を防止し、 更に熱流束が略 均等に減少するので、 凝固シェルの特定面のみが铸型に密接して偏 つて冷却されることがなく 、 結果と して凝固シェルが略均等に収縮 し、 高速铸造しても菱形変形の少ないビレ ツ トを製造できる。 以下 、 本発明の特徴につき詳し く 説明する。
メ ニスカス最下位置より下位置 200mm の範囲においては、 溶湯か ら铸型へ抜熱される熱流束が最も大きい。 この熱流束の大きさは、 主に凝固シヱルと铸型間のエアギヤ ップに依存し、 その関係を第 2 図に示す。
さて、 従来のビレ ッ トの連铳铸造においては、 ビレ ッ ト と铸型内 面の隙間のために、 ビレツ 卜の偏心が生じ、 これにより铸型と凝固 シェルとの間のエアギャ ップがビレ ツ 卜の面間で不均一になり、 こ のエアギャ ップ偏差△ d , のためにビレ ツ 卜面間の熱流束に偏差△ Q . が生じる。 この結果、 ビレ ツ ト側面の凝固収縮にアンバラ ンス を生じ、 製品に菱形変形が発生する。 第 1 ( a ) 図はビレ ツ ト面間 熱流束偏差と菱形変形の関係を示すグラフであり、 第 1 ( b ) 図は ビレ ツ 卜の菱形変形を示す図である。 第 1 ( a ) 図はビレ ツ ト面間 の熱流束偏差と菱形変形の関係を実験により求めた結果を示すが、 このグラ フから菱形変形を 3 %以内にするためには、 △ Q≤ 1 00 万 k ca l Z m 2 h rとするこ とが必要となる。 なお、 丸型円形铸型の場合は 、 真円度の変形が 3 %以内に対応する。
こ こで、 熱流束偏差 を小さ く する手段と して、 ①まず、 メニ スカスの下部に適当深さ以上のエアギャ ップ部 （凹部） を均等に設 ける こ とによって、 熱流束の大きさを、 例えば 400 万 kcalZm2hrか ら 300 万 kcalZn^hrに減少させる。 ②そ して、 更にモール ドテーパ 一をで適正値にするこ とによ り、 ビレ ッ ト と铸型間の隙間を小さ く する （例えば、 平均エアギャ ップ偏差厶 d , を 20〃 mから 10〃 に 小さ く する） 手段があるが、 ①及び②の手段を併用するこ とによつ て、 ビレ ッ トの面間熱流束偏差が小さ く なるので、 ビレ ッ トは铸型 によって均等冷却される。 このため、 高速 （例えば、 3.4 m/min ) で铸造しても欠陥の少ないビレ ツ 卜が製造される。
また、 本発明者等の検討では、 人工的なエアギャ ップ部 （凹部） による緩冷却効果によって、 熱流束偏差を十分小さ く するこ とがで きるが、 铸片の偏心が大きい場合には、 熱流束偏差を小さ く するこ とはできないため、 モール ドテーパーを適切にするこ とが本発明の 実施において好ま しい。
次に、 溝部のエアギャ ップ部による緩冷却効果は、 凹部面積率、 溝部深さに応じて、 第 3 図に示す如く となる。 凹部面積率について は 2〜84%程度が菱形変形防止に効果がある。 この凹部面積率が 2 %より小さいと熱流束が大き く なつて、 従来技術と同様に铸型内面 の温度偏差が大き く なり、 84%を越える と凝固シ ルが铸型に当接 する部分が減少し、 結果と して铸型内面の摩耗が増大し、 铸型の寿 命が短く なる。
また、 溝部深さについては、 凹部面積率が数十％以上のものにつ いては、 0. 1 〜0.2min 以上の深さで、 緩冷却度合いが略一定となる ので、 これ以上溝部深さを深く しても実質的効果がない。
本発明と従来の铸型の熱流束を以下に説明する。
従来の連铳踌造においては、 メニスカス下部の熱流束がメニスカ ス下方に行く に従い、 急激に減少するのに対して、 本発明に係る連 続铸造においては、 メニスカ ス下部の铸型内面に例えば、 図 3 に示 す様にその凹部面積率が 5 0 %でかつ、 溝深さ 0. 2mm の横溝を設け るこ とにより、 熱流束は 4 X 1 0 6 から 3 X 1 0 fi k ca l /m 2 h rに減少し、 第 4 ( a ) 図の左側に破線 aで示すように略一定レベルとなる。 こ の結果、 第 4 ( b ) 図に示す様に、 凝固シェルの収縮プロフ ィ ール も従来は急激な熱流束の変化に応じて複雑な曲線形状になるのに対 して、 第 4 ( c ) 図に示すよ うに単純な直線形状に近づけるこ とが できる。 本発明の場合、 溝部エアギャ ップによ り熱流束が減少する のに伴い、 シ ェルの凝固収縮量も減少し、 結果と してシェルと铸型 の間隙 （エアギャ ップ） が小さ く なる。 それ故に、 铸型内面を適正 角度、 例えば、 0. 3 〜 1. 2 ^ Z mの直線状のモール ドテー パ ーを形 成するこ とによ って、 容易にビレ ツ ト と铸型間の隙間を小さ く し、 铸片 （ビレ ツ ト） の偏心量を小さ く することができる。
そ して、 前記凹部を形成する 1 又は 2以上の横溝あるいは多数の ディ ンプルは、 定常操業状態の上下動するメニスカスの最下位置か ら 200mm の範囲で形成されているので、 この部分には凝固シェルが 形成され、 該凝固シェルを介して溶湯と凹部が接し、 結果と して溶 湯の差し込みがなく なり、 従来の凹部より十分広い溝あるいは十分 大きい直径のディ ンプルを形成するこ とができる。 これによつて、 潤滑剤である炭素粉による目詰ま り も解消する。 実際の操業のデー タを第 5 図に示すが、 メニスカスの最下位置から約 1 5隱程度 （更に 、 好ま し く は第 6 図に示すように、 メニスカ スから 20關程度） 下方 で 200mm の範囲に前記凹部を形成するのが好ま し く 、 これによ つて 、 二重肌等の表面欠陥、 ブレークアウ ト も解消でき、 更に铸造速度 の增大を図る こ とができる。 なお、 凹部がメニスカスから 200mm を 越えると、 凝固シ Xルの厚みも厚いので、 菱形変形防止の効果は殆 どない。 同様に、 丸型円形铸型の場合も、 真円度変形防止効果は殆 どな く なる。 また、 本発明は潤滑剤にパウダーを使用するパウダー 铸造に適用出来るこ とは勿論である。
特に、 本発明のビレ ツ 卜の連铳铸造に使用する铸型においては、 铸型内面に平均エアギャ ップ （凹部） 深さが 20 t m以上の横溝 （ス リ ッ ト） を形成している。 これは、 第 7 図に示すデータからも明ら かなよ う に、 平均エアギャ ップ （凹部） 深さが 20〃 mより小さ く な ると菱形変形角度が 3度以上となるからである。 なお、 横溝の深さ については、 0. l mm 以上であれば、 熱流束が安定し、 菱形変形角度 も 1 度以下となるので、 この状態で操業を行うのが好ま しい。
また、 横溝の幅 （W ) については、 前記 （ 1 ) 式のよう にしてい るが、 これは 3 以下であれば、 前記したように定常操業において は横溝内に潤滑剤である炭素粉が詰ま り、 結果と して横溝が無く な り、 第 8 図に示すように菱形変形角度が 3度以上となって不良品と なる。 さ らに、 第 9 ( a ) 図は铸型のオシ レーシ ヨ ンの説明図、 第 9 ( b ) 図はオシ レ一シ ヨ ンを示す図である。 これらの図では、 铸 型 1 0は上下にオシレーシ ョ ンをさせているので、 横溝 1 1の部分が上 下し、 常時横溝が形成されている幅 （ X ) は、 （W— 2 a ) となる 。 一方、 铸型 1 0の内面に形成されている横溝 1 1が広いと、 凝固シ工 ル 1 3の内側に充 i貧されている溶湯 12によって凝固シヱル 13が溝内に 押し込まれ、 製品に欠陥を生じるこ とになる。 更に、 第 8 図からも 明らかなように、 2倍のオシ レーシ ヨ ンス ト ローク （ a ) を引いた 値が l Oirnnを越えると、 菱形変形角度が 3度以上となるので、 前記 （ 1 ) 式のように決定すれば、 菱形変形角度が 3度以下のビレ ッ トを 連続铸造できるこ とになる。 なお、 丸型円形铸型の場合は、 真円度 変形が 3 %以下に対応する。
また、 本発明では前記のごと く 、 铸型の内面で、 定常操業状態の メニスカス最下位置から 200mm の範囲に、 平均凹部深さが 20〃 m以 上で、 さ らにその径 Dが前記 （ 2 ) 式を満足する多数のディ ンプル を形成しているが、 この数値限定も前記と同じ理由である。
なお、 凹部を縦溝によって形成した場合について検討すると、 縦 溝は铸型の内面に凝固シェルの進行方向に向かって連続的に形成さ れるので、 溶湯によって押圧される凝固シェルが連続的に差し込む ことにより、 ビレ ッ トの表面に縦溝が転写され、 その結果と して铸 片表面性状が著し く損なわれ、 ビレッ ト铸片の表面割れ、 又は圧延 時の割れといった製品欠陥になり易い。 また、 高速铸造時には、 モ 一ル ド下方で縦溝に対応した凝固遅れ部よりブレークァゥ 卜すると いう問題が生じる。
一方、 前述のように凹部を横溝あるいはディ ンプルによって形成 しているので、 ビレツ 卜の表面にこれらの形状が転写されることが なく 、 前述のような欠陥を生じることがない。 実施例
実施例 1
添付した図面を参照しつつ、 本発明をさ らに詳述する。
第 10図は本発明の一実施の形態に係るビレツ 卜の連続铸造に使用 する铸型の断面図、 第 11図は同部分斜視図、 第 12図は同部分詳細図 、 第 13図は同部分拡大図、 第 14図は本発明铸型と従来例に係る铸型 の面温度偏差を示すグラフ、 第 15図は本発明铸型と従来例に係る铸 型のコーナー部の温度偏差を示すグラフ、 第 16 ( a ) 図は丸型ディ ンプル、 第 16 ( b ) 図は角型のディ ンプル、 第 16 ( c ) 図は六角型 のディ ンプルを示す図、 第 17図は本発明の実施の形態に係る铸型と 従来例の铸型の使用可能領域の説明図である。
本発明の一実施の形態に係るビレツ 卜の連続铸造に使用する铸型 15は、 第 10図〜第 12図に示すように、 モール ドテー パ ーは 0.6 %/ m、 上部内周は 133 X 133mm の正方形となって、 铸型 15の上端から 定常状態で形成されるメニスカスの最下位置 M (以下、 単にメニス カスという） までの距離 hは約 100mm 程度となっている。
そ して、 メ ニスカス Mから距離 g ( = 20mm) の位置にピッチ p ( = 25mm) で、 幅 5 ( = 12mm) で、 長さ K ( = 70mm) 、 深さ d ( = 1 mm) の均等配置された 4 本の横溝 16からなる凹部 17が形成されてい る （第 13図参照） 。 この铸型 15を用いて、 第 1 表に示す成分 · 性状 の溶鋼の連続铸造を行い、 130mm 角のビレ ツ トを製造した。
第 1 表
Figure imgf000014_0001
铸型 1 5の上端から 1 50 mm程度の铸型銅板の中央面と コーナー部の 温度偏差 （最大温度一最小温度） を測定した結果を、 第 1 4および 1 5 図に、 従来例に係る铸型 （即ち、 凹部が形成されていない铸型） と 比較した場合について示す。 図に示すように、 本実施の形態の方が 従来例に係る铸型に比較して温度偏差が小さいこ とが分かる。 これ によって、 第 10図に示すように、 铸型 15と凝固シ ェル 18間の隙間の 偏差が減少し、 凝固シ ェ ル 1 8の周面の不均一冷却が緩和されて、 ビ レ ツ 卜の菱形変形が少な く （ 1 度以下） な っ た。 6/20054 また、 凹部 17の部分も十分な凝固シ ェ ル 18が形成されているので 、 溶鋼 19によって押されても凝固シヱル 18が横溝 16内に食い込むこ とがな く 、 更には長期間使用 しても铸型 15の上部から注入する潤滑 油の一例である レプシ一ドオイルの炭化物による目詰ま り も生じ無 カヽつた。
第 2 表は、 溝深さ （ d ) 、 凹部面積率、 溝幅 （（5 ) 、 どて幅 （A ) 、 溝ピッチ （ p ) を種々変えた場合の菱形変形の度数を示してい る力 いずれの場合であっても、 良好であるこ とを示している。
第 2 表
Figure imgf000016_0001
第 16(a) 〜（c) 図は、 本発明の他の実施例に係る铸型での凹部の 形成態様を示すが、 第 16(a) 図は丸型のディ ンプル 21が多数形成さ れた場合、 第 16(b) 図は角型のディ ンプル 22が多数形成された場合 、 第 16(c) 図は六角型のディ ンプル 23が多数形成された場合を示す 。 なお、 これらの実施例において、 何れの場合も、 平均凹部深さ （ どて部と溝又はディ ンプルの深さの平均値をいう） は 0. 1 〜 0.5mm 程度、 溝の幅又はディ ンプルの径は 3 mm以上で、 オシ レーシ ヨ ン振 幅 X 2 + 10mm程度以内、 溝又はディ ンプルの平均面積率は 15〜 80 % であったが、 この範囲であれば S m Z m i n 程度の铸造速度であって も、 菱形変形が 1 度以下であった。
第 Π図は、 前記実施例に示す铸型を用いてビレ ツ 卜を製造した場 合と、 従来例に係る铸型を用いてビレツ トを製造した場合の比較を 示すが、 斜線で示すように、 本発明の実施例に係る铸型を用いた方 力 高速铸造領域であっても菱形変形が 1 度以下と小さいこ とが分 かる。
なお、 前記実施例においては、 直線状のテー パ ーは 1 段であった 力く、 2 段テー パーあるいは多段テー パーまたはパラボリ ッ クテ一パ —であっても、 本発明は適用される。
実施例 2
本実施例は、 本発明を丸ビレツ 卜の連铳铸造に適用 したものであ る。 第 19図は同铸型内に形成された凹部の展開説明図である。
本発明の一実施の形態に係る丸ビレツ 卜の連続铸造に使用する铸 型 15は、 第 19図に示すよう に、 モール ドテー パーは 0. 6 上 部内周は直径が 1 331M1 の円形となって、 铸型 15の上端から定常状態 で形成されるメニスカスの最下位置 M (以下、 単にメニスカスとい う） までの距離 hは約 100mm 程度となっている。
そ して、 メニスカス Mから距離 g ( = 20難） の位置にピッチ p ( = 25mm) で、 幅 <5 ( = 12mm) で、 長さ L ( = 100mm ) 、 深さ d ( = 1 mm) の均等配置された 3本の横溝 16からなる凹部 17が形成されて いる （第 19図参照） 。 この铸型 15を用いて、 第 3 表に示す成分 ' 性 状の溶鋼の連铳铸造を行い、 直径略 130mm の丸ビレ ツ トを製造した 第 3表
Figure imgf000018_0001
なお、 真円度 （％) は、 円の最大直径を Dma x 、 最小直径を D m i n とすると、 以下の式によって定義される。
真円度 = 200 X ( D ma x — D m,„ ) / (D ma x + D m,„ ) 铸型 15の上端から 150 mm程度の铸型銅板の中央部の面温度偏差 （ 最大温度一最小温度） を測定した結果を、 第 20図に、 従来例に係る 铸型 （即ち、 凹部が形成されていない铸型） と比較した場合につい て示す。 図に示すように、 本実施の形態の方が従来例に係る铸型に 比較して温度偏差が小さいことが分かる。 これによつて、 铸型と凝 固シェル間の隙間の偏差が減少し、 凝固シェルの周面の不均一冷却 が緩和されて、 丸ビレツ 卜の真円度が少なく （ 1 %以下） なった。
また、 凹部の部分も十分な凝固シェルが形成されているので、 溶 鋼によって押されても凝固シェルが横溝内に食い込むことがなく、 更には長期間使用しても铸型の上部から注入する潤滑油の一例であ る レプシ一ドオイルの炭化物による目詰ま り も生じ無かった。
第 4表は、 溝深さ （ d ) 、 凹部面積率、 溝幅 （ 5 ) 、 どて幅 （A ) 、 溝ピッチ （ p ) を種々変えた場合の製造された丸ビレツ 卜の真 円度を示しているが、 いずれの場合であっても、 良好であることを 示している。
第 4 表
Figure imgf000020_0001
第 2 1図は、 前記実施の形態に示す铸型を用いて丸ビレツ 卜を製造 した場合と、 従来例に係る铸型を用いて丸ビレ ツ トを製造した場合 の比較を示すが、 斜線で示すよう に、 本発明の実施の形態に係る铸 型を用いた方が、 高速铸造領域であっても真円度が 1 %以下と小さ いこ とが分かる。
実施例 3 本実施例は二段直線テー パ ーを付与した铸型による ものである。 本実施例に係る ビレ ッ トの連続铸造に使用する铸型は、 モール ドテ 一パーと しては、 一段目 1.5 %/m, 二段目 0.6 %Zmであり、 そ の他は実施例 1 と同様である。 本実施例では、 第 5 表に示す成分 · 性状の溶鋼の連铳铸造を行い、 130mm 角のビレツ トを製造した。
第 5 表
Figure imgf000021_0001
本実施例においても、 凹部の部分も十分な凝固シ ュルが形成され ているので、 溶鋼によって押されても凝固シヱルが橫溝内に食い込 むこ とがな く 、 更には長期間使用 しても铸型の上部から注入する潤 滑油の一例である レブシ— ドオイルの炭化物による目詰ま り も生じ 無かった。
第 6 表は、 溝深さ （ d ) 、 凹部面積率、 溝幅 （ 5 ) 、 どて幅 （A ) 、 溝ピッチ （ p ) を種々変えた場合の菱形変形の度数を示してい る力く、 いずれの場合であっても、 良好であるこ とを示している。
第 6表 平均エア 溝深 凹部 溝幅 どて幅 溝ピッチ 菱 ギャ ップ さ d 面積率 δ A (mm) P (mm) 形
3k. 〃 m ) (mm; (%) Max Mi n Max Mi n 形
26 104 130 31
15 60 75
U. 1 0 32 5 40 1 ό
〜84 5 20 10
3 12 15 8
26 234 260 31
10 135 150 20
0.2 10 8 72 5 80 13
20 以上 〜84 5 45 50 10 3
3 27 30 8 度
26 362 388 31 以
15 209 224 20 下
0.3 6.7 8 111 5 119 13
〜84 5 70 75 10
3 42 45 8
15 360 375 20
0.5 4 8 192 5 200 13
〜75 5 120 125 10
3 72 75 8
15 502 517 20
0.7 2.9 8 268 5 276 13
〜75 5 167 172 10
3 100 103 8
15 735 750 20
1.0 2 8 392 5 400 13
〜75 5 245 250 10
3 147 150 8 産業上の利用可能性
本発明のビレツ 卜の連铳铸造に使用する铸型においては、 高速铸 造であっても菱形変形の少なく、 または丸型円形铸型では真円度変 形を少なくできることになり、 質の高い製品の生産性が向上する。 また、 凹部を形成することによる緩冷却のために、 鍀型の寿命が大 幅に延長され、 さ らには铸片ビレッ トのデイ ブレツ シヨ ン （凹部変 形） の発生も防止できる。

Claims

請 求 の 範 囲
1. 上下方向にオシ レー トする铸型に、 上部から溶湯を注入しな がら鋅造を行う ビレツ 卜の連続铸造方法において、
定常操業状態のメニスカス最下位置より下位置で、 かつメニスカ スから 200mm 以内の前記铸型の内周 4 面に、 1 または複数の横溝あ るいは多数のディ ンプルからなる凹部をそれぞれ設け、 前記铸型の 各内周の冷却能を略均一にする こ とを特徴とする ビレ ツ 卜の連铳铸 造方法。
2. 上下方向にオシ レー トする铸型に、 上部から溶湯を注入する と共に少量の潤滑油を注入しながら铸造を行う ビレ ツ 卜の連铳铸造 方法において、
定常操業状態のメニスカ ス最下位置よ り下位置で、 かつメニスカ スから 200mm 以内の前記錚型の内周 4 面に、 1 または複数の横溝あ るいは多数のディ ンプルからなる凹部をそれぞれ設け、 前記铸型の 各内周の冷却能を略均一にするこ とを特徴とする ビレツ 卜の連続鋅 造方法。
3. 上下方向にオシ レー ト し、 ビレ ッ トの連铳铸造を行う内側断 面が略四角形の铸型において、
定常操業状態のメ ニスカス最下位置より下位置で、 かつメ ニスカ スから 200mni 以内の前記铸型の内面に、 平均凹部深さが 20 ^ 111 以上 で、 横溝幅 （W ) が下記 （ 1 ) 式を満足する横溝を内周に設けたこ とを特徴とする ビレ ツ 卜の連続铸造铸型。
3 mm ≤ W (铸型のオシ レーン ヨ ン振幅） x 2 + 1 0mm ( 1 )
4. 上下方向にオシ レー ト し、 ビレ ツ 卜の連続铸造を行う内側断 面が略四角形の铸型において、
定常操業状態のメニスカ ス最下位置より下位置で、 かつメ ニスカ スから 200mm 以内の前記铸型の内面に、 平均凹部深さが 20/ m 以上 でその径 （ D ) が下記 （ 2 ) 式を満足するディ ンプルを、 内周 4 面 に間隙を設けて多数形成したこ とを特徴とする ビレ ツ 卜の連続铸造 铸型。
3 mm ≤ D ≤ (铸型のオシ レーン ヨ ン振幅） x 2 + 10mm (2)
5. 上下方向にオシ レー ト し、 ビレ ッ トの連続铸造を行う内側断 面が略四角形の铸型において、
内面を下方に向かって徐々 に縮小するテー パ ーと し、 さ らに定常 操業状態のメニスカス最下位置よ り下位置で、 かつメニスカスから 200mm 以内の前記铸型の内面に、 平均凹部深さが 20 m 以上で、 横 溝幅 （W) が下記 （ 1 ) 式を満足する横溝を内周に設けたこ とを特 徴とする ビレ ツ 卜の連続铸造铸型。
3 mm ≤ W ≤ (铸型のオ シ レー シ ヨ ン振幅） x 2 + 10mm (1)
6. 上下方向にオシレー ト し、 ビレ ッ トの連続铸造を行う内側断 面が略四角形の铸型において、
内面を下方に向かって徐々 に縮小するテーパ ーと し、 さ らに定常 操業状態のメニスカス最下位置より下位置で、 かつメニスカスから
200mm 以内の前記铸型の内面に、 平均凹部深さが 20 z m 以上でその 径 （ D ) が下記 （ 2 ) 式を満足するディ ンプルを、 内周 4 面に間隙 を設けて多数形成したこ とを特徴とする ビレ ツ 卜の連铳铸造铸型。 3 mm ≤ D (铸型のオ シ レ一 シ ヨ ン振幅） x 2 + 10mm (2)
7. 請求の範囲 1 または 2 の铸造方法において、 铸型の内側断面 が円形であり、 かつ铸型の内面が下方に向かって徐々 に縮小するテ 一パーであることを特徴とする丸ビレ ツ 卜の連続铸造方法。
8. 請求の範囲 3 または 4 の铸造铸型において、 铸型の内側断面 が円形であり、 かつ铸型の内面が下方に向かって徐々 に縮小するテ 一パーであるこ とを特徴とする丸ビレ ッ トの連続铸造铸型。
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