JPH08503418A - 金属ストリップ鋳造 - Google Patents

Abstract

(57)【要約】 溶融金属（３０）の鋳造溜めが動いている鋳造表面（１６Ａ）に、金属が溜めから動いている鋳造表面上に凝固するよう、接触して形成されるタイプの金属ストリップ（２０）連続鋳造方法及び装置。鋳造表面（１６Ａ）を非常に滑らかにし溶融金属と鋳造表面との間に、選択した周波数及び振幅の相対振動運動を引き起こすことにより、凝固金属からの熱伝達を劇的に改良する。これにより鋳造作業性を改良することができ、鋳造金属の表面構造を著しく微細化することもできる。

Description

【発明の詳細な説明】 金属ストリップ鋳造技術分野 本発明は金属ストリップの鋳造に関する。特に鉄金属ストリップの鋳造に適用 されるが、それに限定されるものではない。 双ロール鋳造機で連続鋳造することによる金属ストリップ鋳造が公知である。 冷却される一対の相反方向回転の水平鋳造ロール間に溶融金属を導くことによっ て、動いているロール表面に金属殻が凝固し、ロール間隙でひとつになり、ロー ル間隙から下方へ送給される凝固ストリップ成品を生み出す。タンディッシュと 、タンディッシュから金属流を受けてそれをロール間隙へと向わせるようタンデ ィッシュ下方に位置した金属供給ノズルとにより、溶融金属をロール間隙に導く ことができ、その結果、ロール間隙の直ぐ上でロール鋳造表面上に支持される溶 融金属鋳造溜めを形成する。この鋳造溜めは、ロール端との摺動係合で保持され た側部板又は側部ダム間で境界付けできる。 双ロール鋳造は、冷却により急激に凝固する非鉄金属にはある程度の成功を収 めているが、その技術を鉄金属の鋳造に適用するのにはいろいろ問題がある。特 に問題なのは、ロール鋳造表面にわたって金属の充分に迅速且つ一様な冷却を成 し遂げることである。我々に今回わかったことは、ロールの鋳造表面での金属冷 却を劇的に改良することが、鋳造溜めの溶融金属とロールの鋳造表面との間に相 対的な振動運動を加えることとの連携でロール表面にある程度の滑らか特性を確 保する手段を採る ことによりできるということである。 金属鋳造技術において、鋳造設備に若しくはその設備の溶融金属に超音波振動 を加えることが以前から提案されている。しかしながら、これらの提案が通常出 されているのは、鋳造表面上に凝固金属が張り付くのを防ぎ、溶融金属からのガ ス出しを高め、非金属含有物を減らし、ある程度内粒微細化（internalgrain re finement）を促進するためだけである。 ジュリアン エイチ クシニック（Julian H Kushnick）のアメリカ特許明細 書第４，５８２，１１７号は、連続鋳造装置の鋳造表面に超音波振動を加えるこ とを開示している。その場合、鋳造表面は、一対の端ロール間を延びる動くエン ドレスベルト状の連続して動くチル基質である。超音波振動が加えられるのはこ のベルトの下側、鋳造ノズルからベルト上に金属が流れて形成される溶融金属溜 めの下方である。クシニックは、凝固臨界期前に溶融物溜めに基質を介して超音 波振動を加えると基質湿潤化を高める効果があり、溶融物溜めとチル基質との間 の熱移動が改良されると開示している。これらの改良は、溶融金属から閉じ込め られている空気が放出され、そのことにより溶融金属／基質接触面積が増え、溶 融金属による基質の湿潤化が高められることによって生じると言われている。そ の結果、チル基質と溶融金属との間の熱伝達の改善が達成される。鋳造技術に超 音波振動を加える他の先行技術提案と同様、予期される振動は２０〜１００ｋＨ ｚの超音波周波数範囲にある。 超音波振動を加えることによって得られる、単に、湿潤化を高め、閉じ込めら れたガスの放出を高め、張り付きを防ぐという改良は、価値はあるものの、溶融 金属と鋳造表面との間の熱 伝達の特に劇的な改良とはならない。我々が発見したのは、選択した周波数及び 振幅の振動運動を加えることとの連携で特に滑らかな鋳造ロール表面を用いるこ とにより、凝固する溶融金属からの熱伝達を劇的に改良するという、金属凝固工 程に全く新しい効果を達成できることである。その改良は非常に劇的なので、同 じ鋳造速度では鋳造金属厚を非常に大幅に増すことができ、又は、同じストリッ プ厚では鋳造速度を非常に大幅に高めることができる。熱伝達の改良は鋳造金属 表面構造の非常に顕著な精細化と関連する。鋼鋳造の場合、有効振動周波数範囲 が先行技術方法で既に提案されている超音波周波数範囲よりも大幅に低いことが 判明している。 以下の記述では、鋳造表面の滑らかさの量的尺度に言及する必要がある。我々 の実験作業に用いられ本発明の範囲を限定するのに有用な１つの特定な尺度は、 一般に記号Ｒ_aで示され相加平均粗さ値（Arithmetical Mean Roughness value） として知られる標準尺度である。この値は、プロフィールの中心線から測定長さ １_m以内の粗さプロフィールの全絶対距離の相加平均値として定義される。プロ フィールの中心線とはその線のまわりで粗さが測定されるところの線であり、そ れとその両側にあるプロフィール部分との間に含まれる面積の合計が等しくなる よう粗さ−幅カットオフ（roughness-width cut-off）の限度内でのプロフィー ルの全般の方向に平行な線である。相加平均粗さ値は次のように定義できる。 発明の開示 本発明によれば、溶融金属の鋳造溜めが動いている鋳造表面に、金属が溜めか ら動いている鋳造表面上へ凝固するよう、接触して形成されるタイプの金属スト リップ連続鋳造方法において、鋳造表面が５ミクロン以下の相加平均粗さ値（Ｒ_a ）を有し、鋳造溜めの溶融金属と鋳造表面との間に相対振動運動が引き起こさ れることからなる、金属ストリップ連続鋳造方法が提供される。 より明細には、本発明は、溶融金属を一対の平行鋳造ロール間のロール間隙に 、ロール間隙上方に配した金属供給ノズルを介して導入してロール間隙直上のロ ール鋳造表面上に支持される溶融金属鋳造溜めを創り出すタイプの金属ストリッ プ連続鋳造方法において、ロール鋳造表面が５ミクロン以下の相加平均粗さ値（ Ｒ_a）を有し、鋳造溜めの溶融金属とロール鋳造表面との間に相対振動運動が引 き起こされることからなる、金属ストリップ連続鋳造方法を提供する。 本発明は、更に、ロール間隙を間に形成する一対の平行鋳造ロールと、鋳造ロ ール間隙に溶融金属を供給してロール間隙直上の鋳造ロール表面上に支持される 溶融金属鋳造溜めを形成する金属供給ノズルと、相反回転方向に鋳造ロールを駆 動して、ロール間隙から下方へと送給される金属凝固ストリップを生み出すロー ル駆動装置と、鋳造溜めの溶融金属とロール鋳造表面との間の相対振動運動を引 き起こすよう作動可能な振動手段とからなる、金属ストリップ連続鋳造装置を提 供する。 好ましくは、鋳造表面の相加平均粗さ値（Ｒ_a）は０．５ミクロン以下であり 、０．２ミクロン以下なら最良の効果が得ら れ得る。 ３０ｍ／分台の鋳造速度での鋼鋳造のためには、前記振動運動の周波数を０． ５〜２０ｋＨｚの範囲とすることができる。しかしながら、最適周波数は振動の 振幅と関連する。 ロールの表面速度は鋳造される金属の厚みに左右されるが、本発明では可能鋳 造速度の範囲を５ｍ／秒台にまで劇的に増加させることができる。 本発明の方法では、金属は、従来可能だったよりも大幅に密な間隔の核形成サ イト（nucleation sites）で凝固し、従来得られたよりも大幅に密な表面粒子構 造を生み出す。 好ましくは、核形成密度は少なくとも４００核／ｍｍ²である。 鋼ストリップを製造する場合の本発明による代表的な方法によれば、核形成密 度は６００〜７００核／ｍｍ²の範囲とすることができる。 我々の実験作業により、精細化及びそれに関連する熱伝達の劇的増加に影響を 与える決定的なパラメータは、振動運動のピーク速度であることがわかっている 。具体的には、これは表面構造精細化の最小速度要件を満たさなければならない 。最小速度要件は鋳造表面の粗さによりそして溶融物特性（密度、音響速度及び 表面張力）により影響されるが、正確に予測できる。図面の簡単な説明 本発明をより充分に説明するために、現在までに行われた実験的作業の結果を 添付図面に関して記述する。 図１は、双ロール鋳造機の状態をシュミレートした状態での 金属凝固速度を測定する実験装置を示す。 図２は、図１の実験装置に組込まれた浸漬パドルを示す。 図３は、振動を加えた場合と加えない場合の、粗さを変えたチル表面を用いて 実験的に得られた凝固定数を示す。 図４及び図５は、図３のデータを引出した金属凝固実験で得られた凝固表面金 属の精細化表面構造及び粗表面構造を示す顕微鏡写真である。 図６及び図７は、実験的に造られた２つの特定な凝固金属サンプルについての 地形的熱伝達データを示す。 図８〜図１５は３０４ステンレス鋼、Ａ０６炭素鋼及び２０１１アルミニウム 合金の溶融物試験で得られた表面構造を示す更なる顕微鏡写真である。 図１６は様々な周波数及び振幅の振動を加えて得られる表面構造をグラフで示 している。 図１７及び図１８は様々な振動速度での３０４ステンレス鋼とＡ０６炭素鋼の 凝固中の、時間に対する熱流束をグラフで描いている。 図１９及び図２０は、３０４ステンレス鋼とＡ０６炭素鋼の両方について実験 装置での金属厚の改良により計測される、生産性に対する様々な速度での振動の 効果を示す。 図２１は表面構造精細化について理論的に予測された振動速度要件及び３０４ ステンレス鋼とＡ０６炭素鋼と２０１１アルミニウムとについて実験的に得られ た値からなる。 図２２は本発明により作動可能な連続ストリップ鋳造機の平面図である。 図２３は図２２で示したストリップ鋳造機の側部立面図であ る。 図２４は図２２の２４−２４線における縦断面図である。 図２５は図２２の２５−２５線における縦断面図である。 図２６は図２２の２６−２６線における縦断面図である。好適実施例の詳細な説明 図１及び図２は、４０ｍｍ×４０ｍｍのチルブロックを溶融鋼の浴へと、双ロ ール鋳造機の鋳造表面での状態を密にシュミレートするような速度で進める金属 凝固試験道具を示している。チルブロックが溶融浴内を動くにつれて鋼がチルブ ロック上に凝固してブロック表面に凝固鋼の層を造る。この層の厚みをその領域 中の諸点で計測して、凝固速度の変動を、従って種々位置での熱伝達の有効速度 をマッピングできる。従って、全般に記号Ｋで示される全体凝固速度並びに凝固 したストリップ全体にわたる個々の値のマップを生み出すことが可能である。ス トリップ表面の顕微鏡組織を調べて凝固顕微鏡組織の変化を、観測した熱伝達値 の変化と互に関係付けることも可能である。 図１及び図２に示された実験用道具を構成するインダクタ炉１は不活性雰囲気 であるアルゴンガス内に溶融金属２を含む。全体に３で示した浸漬パドルが取付 けられたスライダ４は選択した速度で溶融物２内に進めることができ、後で、コ ンピュータ制御したモータ５の作動により引込めることができる。 浸漬パドル３を構成する鋼体６は銅基質７とその基質を振動させるのに使われ る磁気ゆがみ振動子８とを含む。基質は厚みが１８ｍｍ、径が４６ｍｍの銅円板 である。それには、基質の温度上昇を監視するために熱電対を、振動レベルを記 録するた めに加速度計を計装する。磁気ゆがみ振動子８は径が１２ｍｍ、長さが５０ｍｍ 、最大運転出力が７５０Ｗのターフェルノール（Terfernol）芯を有する。最大 変位は０Ｈｚで５０ミクロンであると測定された。 図１及び図２で示された実験道具で実施された試験により立証されたことは、 金属凝固時に振動を加えることにより、振動を加えない凝固で得られる通常の粗 粒構造で達成できるよりも熱伝達が大幅に高められた、凝固金属の精細化粒構造 を生み出すことができることである。チル鋳造表面の表面粗さを減らして低Ｒ_a 値を持つようにすれば効果が特に著しい。 図１は３０ｍ／分の有効ロール速度に対して粗さを変えた銅試験ブロック上で の炭素鋼凝固で得られた実験結果を示す。角ドットで示した結果は振動を加えな いで得られた凝固金属ストリップに関する。これらのストリップは全て粗表面構 造を有し、典型的な粗表面構造が図５に示される。×で示した結果は８〜９ｋＨ ｚの周波数で振動を加えて得られたものであった。これらの試験各々では凝固金 属ストリップが精細化表面構造を持ち、典型的な精細化表面構造が図４に示され る。Ｒ_a値が約１７．５ミクロンの比較的粗いチル鋳造表面でさえもＫ値が約１ １から約１７へと増加することによって測られるように熱伝達が改良された。し かしながら、特に目立って高くなるのは非常に低いＲ_a値のチル鋳造表面であり 、３０を越えるＫ値を生み出す。図６及び図７はＲ_a値が０．１８である鋳造表 面で得られる増大を示しており、振動を加えない場合、生じる凝固ストリップで 測定された平均全体Ｋ値は１５であり、他方８〜９ｋＨｚの振動を加えた場合、 全体Ｋ値が３６であるはるかに厚い凝固鋼 ストリップが得られた。 更に実験作業を行うことにより、我々は、表面凝固構造のサイズが溶融物／基 質接触（核形成間隔）の周波数によって決まることを示した。粗い核形成間隔、 典型的には１０００〜２０００ミクロンの場合、結果として生じる表面構造は枝 状である。これは約０．１５〜０．２Ｒ_aの基質表面粗さを用い、振動を加えな い場合に典型的である。基質を振動させた場合、核形成間隔は典型的には２０〜 ４０ミクロン台であり、表面構造の枝状性質は消滅する。サンプルの表面は基質 表面の鏡像の様に見え、このことは初期溶融物／基質接触時の良好な湿潤を示唆 している。この分析により、種々の金属及び合金の鋳造についての振動要件を予 想する数学的モデルを得ることが可能である。この目的のために、次の様な術語 が必要である。 α −振動の振幅（ｍ） ｃ −溶融物の音響速度（ｍ／秒） ｄ −基質粗さから決められる谷深さのピーク（ｍ） ｈ_p −基質粗さから決められるハーフピッチ距離（ｍ） ｍ −ロール質量（ｋｇ） ｐ −固体／液体界面に働く圧力（Ｎ／ｍ²） ｐ_max −振動による溶融物の最大圧力（Ｎ／ｍ²） Ｐ −出力（Ｗ） Ｒ −曲率半径（ｍ） Ｒ_c −完全な湿潤状態のために必要な臨界曲率半径（ｍ） σ −溶融物の表面張力（Ｎ／ｍ） ρ −溶融物の密度（ｋｇ／ｍ³） ξ −微細化係数（ｍ²／秒） υ_peak −振動による最大基質速度（ｍ／秒） υ_ref −基質構造微細化のための振動速度要件（ｍ／秒） 半径基質表面上の２点から吊り下げられた溶融物の曲率半径は Ｒ＝２σ／ｐ （１） と表現できる。完全な湿潤状態のための臨界曲率半径は基質粗さの幾何学的考察 から展開して、次の様に得られる。 振動による溶融物の最大圧力及び速度は次の様に表わすことができる。 （３）と（４）を組合せて、最大速度に関しての最大圧力は （１）に（２）と（５）を代入して速度について解くと、微細化の速度臨界が出 る。 ここで表面張力、溶融物密度及び音響速度が溶融物特性の関数としての微細化係 数を限定する。 式（６）を書き直して ロールを振動させる出力要件は次の様に計算できる。 Ｐ＝２ｍｆυ_ref ² （９） 式（６）と（８）は、溶融物特性（密度、音響速度及び表面張力）及び基質粗 さにより影響される構造微細化のためのピーク速度要件を限定する。 上記分析が、以下の条件の下に行われた試験の結果により確かめられた。 溶融物組成：Ａ０６炭素鋼、３０４ステンレス鋼、アルミニウム２０１１ 過熱：１００℃ 浸漬速度：０．５ｍ／秒 炉雰囲気：アルゴン 振動周波数：１〜２５ｋＨｚ これらの試験の結果を図８〜図１９に示す。図８、図９、図１０及び図１１は 振動によって影響される３０４ステンレス鋼サンプルの表面凝固構造を示してい る。 図８の顕微鏡写真は振動を加えない試験から生じた粗粒構造を示している。図 ９は周波数４ｋＨｚ及び振幅０．６ミクロンの振動を加えて達成される構成を示 す。図１０及び図１１は周波数４ｋＨｚで振幅がそれぞれ１．８４ミクロンと４ ．９ミクロンである振動で達成される構造を示している。 所与の周波数において振動振幅を増やすことにより１〜２グレーン／ｍｍ²か ら５００〜１０００グレーン／ｍｍ²までの表面構造微細化が生じたことがわか る。しかしながら、高振動振幅では、殻変形欠陥が図１１に示すごとく生み出さ れる。 図１２及び図１３はＡ０６炭素鋼のサンプルで生み出される同様の表面構造微 細化を示し、図１４及び図１５は２０１１アルミニウム合金で得られる同様の結 果を示す。 図１６は種々の最大振動速度での３０４ステンレス鋼についての振動状態と表 面構造上の効果を示す。溶融物／基質接触の初期段階で、熱伝達が振動速度の増 加と共に増加する（式（４）参照）。高振動速度（Ａ０６で０．０８、３０４ス テンレス鋼で０．１７）では熱束の増加が凝固鋼の熱応力を引き起こし、図１１ に表わされるごとき殻変形欠陥を引き起こす。造り出されたサンプルの厚みが測 られ、３０４ステンレス鋼及びＡ０６炭素鋼で得られた厚み改良での振動速度の 効果が図１９と図２０に要約されている。最適振動速度では、３０４ステンレス 鋼及びＡ０６炭素鋼両方の厚み改良は典型的には４０〜５０％である。 図１９と図２０は明らかに最適な帯域について広がっている振動速度域にわた って重大な厚み改良が得られることを示している。これらの結果を分析すると、 有益な改良が中範囲速度の±５０％の範囲にわたって達成され得るということで ある。図１９に示した３０４ステンレス鋼の場合、０．０２〜０．０６ｍ／秒の 速度範囲にわたり有益な厚み改良が得られるのに対し、図２０に示したＡ０６炭 素鋼の場合、０．０１５〜０．０５ｍ／秒の速度範囲にわたりピーク振動速度の 有益な改良が得られる。比較的低いピーク速度での非最適性能は実際には有益で あるが、比較的高いピーク速度での作業は図１１で表わされる類の殻変形欠陥に 至る。従って、実際的に有益な振動速度の最適範囲は次の様にすることができる 。 図２１は上記式（８）から予測される微細化のための振動速 度と３０４ステンレス鋼、Ａ０６炭素鋼及び２０１１アルミニウム合金について の実際の実験結果との比較を示す。実験結果と数学的モデルからの予測との非常 に良好な一致はモデルが健全であり他の金属の振動速度要件の予測に使えること を示唆している。 Ｒ_a因子が０．２以下である滑らかな表面で２０ｋＨｚまでの振動を加えた場 合、３０〜４０の範囲のＫ因子を得ることが可能であった。これは鋼ストリップ の製造において工業用ストリップ鋳造機の作業に重大な掛り合いを持つ。従来は 、１〜３ｍｍ厚の鋼ストリップを製造するのに３０〜４０ｍ／分の鋳造速度での 作業が必要であると考えられてきた。しかし、この範囲の作業では、鋳造される べきストリップの厚みＴと鋳造速度Ｓと凝固速度Ｋとの間の関係は一般に式Ｔ∝ Ｋ（１／Ｓ）ⁿにより関連付けられる（ここでｎ₈₆０．５）。従って、本発明に よって得られ得るＫ因子３倍増は、同じ鋳造速度が維持される場合に鋳造ストリ ップの厚みを３倍増加させることができることを意味している。若しくは、同じ ストリップ厚が維持される場合鋳造速度を９倍まで増加させることが可能となり 得る。例えば２ｍｍのストリップの場合、４．５ｍ／秒台の鋳造速度を得ること が可能となり得る。従って、本発明では従来提案されている連続ストリップ鋳造 をはるかに越える鋳造ストリップ速度が可能となる。 図２２〜図２６は本発明に従って作業できる双ロール式連続ストリップ鋳造機 を示す。この鋳造機は工場床１２から立上がった主機フレーム１１で構成される 。フレーム１１が支持する鋳造ロール台車１３はアセンブリステーション１４と 鋳造ステ ーション１５との間を水平移動可能である。台車１３が担持する一対の平行鋳造 ロール１６には、鋳造作業時に取鍋１７からタンディッシュ１８と供給ノズル１ ９とを介して溶融金属が供給されて鋳造溜め３０を創り出す。鋳造ロール１６は 水冷されているので、動いているロール表面１６Ａ上に殻が凝固してロール間隙 でひとつに合わされ、ロール出口で凝固ストリップ成品２０が造られる。この成 品は基準コイラ２１に送給され、後に第２コイラ２２に移送し得る。容器２３が 鋳造ステーションに隣接して機械フレームに取付けられているので、溶融金属を タンディッシュの溢れ口２４を通し、又は、ストリップの甚だしい変形等、鋳造 作業中に重大な不都合が起きた場合にはタンディッシュ片側の緊急プラグ２５を 引抜くことにより、この容器に移すことができる。 ロール台車１３を構成する台車フレーム３１がホイール３２によりレール３３ に載り、レール３３は主機フレーム１１の一部に沿って延びているので、ロール 台車１３全体がレール３３に沿って移動可能に載っていることになる。台車フレ ーム３１が担持する一対のロールクレードル３４内にロール１６が回転可能に取 付けられる。ロールクレードル３４は、相補的な摺動部材３５，３６を相互結合 させることにより台車フレーム３１に取付けられ、油圧シリンダユニット３７， ３８の影響のもとに台車上を動いて、鋳造ロール１６間のロール間隙を調節する ことができるとともに以下でより詳細に説明する如きストリップ弱下横断線を形 成する必要がある場合にロールを短時間で迅速に相互離反動させることができる ようにする。台車全体をレール３３に沿って移動させることができるよう作動す る複動油 圧ピストンシリンダ装置３９はロール台車の駆動ブラケット４０と主機フレーム との間に接続されて、ロール台車をアセンブリステーション１４から鋳造ステー ション１５へ、又その逆へ移動させることができるよう作動するようになってい る。 鋳造ロール１６は電動モータからの駆動軸４１と台車フレーム３１上のトラン スミッションとを介して相反方向に回転される。ロール１６が有する銅製周壁に 形成され長手方向に延び周方向に離間した一連の水冷通路には、回転グランド４ ３を介して供給ホース４２に連結されたロール駆動軸４１内の給水導管からロー ル端を介して冷却水が供給される。２０００ｍｍ幅のストリップ成品を生産でき るようにするためには、ロールは典型的には径を約５００ｍｍとし、長さを２０ ００ｍｍまでとすることができる。 取鍋１７は全く従来の構成であって、ヨーク４５を介し天井クレーンで支持さ れており、高温金属受けステーションから定位置へと移すことができる。取鍋に 備えたストッパロッド４６をサーボシリンダで作動させることによって、溶融金 属を取鍋から出口ノズル４７と耐火シュラウド４８とを介してタンディッシュ１ ８へと流すことができる。 タンディッシュ１８も従来の構成であり、酸化マグネシウム（ＭｇＯ）等の耐 火物で造られた広皿状に形成される。タンディッシュの一側は取鍋からの溶融金 属を受け、又、前記溢れ口２４及び緊急プラグ２５が備えられている。タンディ ッシュの他側には長手方向に離間した一連の金属出口開口５２が備えられている 。タンディッシュ下部が担持する取付ブラケット５３はタンディッシュをロール 台車フレーム３１に取付けるための ものであって、取付ブラケットに備えた開口で台車フレームの位置合わせペグ５ ４を受けてタンディッシュを正確に位置決めするようになっている。 供給ノズル１９はアルミナグラファイト等の耐火材料で造られた細長体として 形成され、下部がテーパ状になっていて内方下向きにすぼまっているので、鋳造 ロール１６間隙に突入できる。ノズルには取付ブラケット６０が備えられていて ノズルをロール台車フレーム上に支持し、ノズル上部には、取付ブラケット上に 位置する外方突出の側部フランジ５５が形成される。 ノズル１９は一連の、水平方向に離間し全般に上下に延びる流路を有するもの であって、ロール全幅にわたる金属の適宜の低速放出流を生み出し、初期凝固の 起きるロール表面に直接当てることなく溶融金属をロール間隙へ送給することが できる。若しくは、ノズルが単一の連続長孔出口を有して、低速のカーテン状の 溶融金属を直接ロール間隙へと送給するようにしてもよく、そして／又は、ノズ ルが溶融金属溜めに浸漬されていてもよい。 溜めをロール端で境界づける一対の側部閉止板５６はロール台車が鋳造ステー ションにある場合にロールの段付端５７へ保持される。側部閉止板５６は窒化ほ う素等の強い耐火材料で造られ、ロールの段付端５７の曲面に合ったスカロップ 側端８１を有する。側部板を内に取付けできる板ホルダ８２は鋳造ステーション で一対の油圧シリンダユニット８３の作動により可動であって、側部板が鋳造ロ ールの段付端に係合されて、鋳造作業時に鋳造ロール上に形成される溶融溜めの 端部閉止部を構成する。 鋳造作業時に取鍋ストッパロッド４６が作動されて、溶融金属を取鍋からタン ディッシュへと注いで金属供給ノズルを介し鋳造ロールへと流れさせる。ストリ ップ成品２０のきれいな頭端がエプロンテーブル９６の作動によってコイラ２１ 顎部へと導かれる。エプロンテーブル９６は主フレーム上のピボット取付具９７ から吊り下がっており、きれいな頭端が形成された後に油圧シリンダユニット９ ８の作動によりコイラの方へと旋回できる。ピストンシリンダユニット１０１に よって作動される上部ストリップガイドフラップ９９に対してエプロンテーブル ９６が作動でき、ストリップ成品を一対の縦サイドロール１０２間に閉じ込める ことができる。頭端がコイラ顎部にガイドされたら、コイラを回転させてストリ ップ成品２０を巻取り、エプロンテーブルが逆方向へ旋回動して非作動位置へ戻 るようにし、コイラ２１に直接巻取られているストリップ成品から離されて単に 主機フレームから吊り下げられた状態とする。結果としてのストリップ成品２０ は後でコイラ２２に送られて、鋳造機から運び出される最終巻取品となることが できる。 本発明によれば、図２２〜図２６で図示された鋳造機を本発明により振動子手 段１１０を組入れて作業させることができ、振動子手段はロール台車フレーム３ １に取付けられ、表面構造の微細化をなすため適宜の周波数及び振幅で振動を与 えるよう作動できる。好都合には、振動子手段は一対の電気機械的振動子の形を しており、ロール台車に固定された一対の振動子バレル１１１内に適宜の反動塊 とともに摺動可能に取付けられ、押棒１１２を介してロール軸軸受に直接作用す る。熱伝達が増加するのは圧縮状態での鋳造表面の振動のためであるから、鋳造 溜めでの鋳造表面に対し垂直にロールを振動させるよう振動子を向けるのが好ま しい。しかし、比較的低周波数での作業ではこれは重要でない。何故なら、方向 や加え方に関わりなく、有効な圧縮モード振動がロール表面に発達されるからで ある。 ロールを振動させる出力要件は本明細書で既に挙げている等式（９）に応じて 計算できる。振動子１１０をロール台車に位置決めすることが、比較的低周波数 、例えば０．５ｋＨｚ台以下の周波数での振動を生み出すために推奨される。３ トン台の重さのロールを備えた典型的なストリップ鋳造機設備において、振動子 を１５ｋＷの総運転出力を有するターフェルーノール芯磁気ひずみ振動子とする ことができる。 比較的高周波数で振動を加える必要がある場合、振動をロールに直接加えるこ とができる。これはロール内に又はロールの二端にいくつかの磁気ひずみ振動子 を取付けることにより、ロールの両端面又はそれら端に接触している側板を係合 させて達成できる。例えば、振動子はロール台車フレーム３１又は側部閉止板５ ６の一つに直接取付けることができる。若しくは、金属供給ノズル１９又はノズ ル取付ブラケット６０に取付けることにより振動を溶融金属に加えることもでき る。振動質量を減らすために、取付ブラケット６０をフレキシブル取付具を介し てロール台車フレーム３１上で支持してもよい。 図示した装置は単に例示のために示しただけであって、本発明はこの種類、即 ち双ロール鋳造に実際に限定されるものではない。例えば、単一ロール鋳造機や 動ベルト鋳造機に適用することができる。従って、多くの修正例及び改変例が本 発明の範囲内にあると理解すべきである。

───────────────────────────────────────────────────── フロントページの続き (81)指定国 ＥＰ(ＡＴ，ＢＥ，ＣＨ，ＤＥ， ＤＫ，ＥＳ，ＦＲ，ＧＢ，ＧＲ，ＩＥ，ＩＴ，ＬＵ，Ｍ Ｃ，ＮＬ，ＰＴ，ＳＥ)，ＯＡ(ＢＦ，ＢＪ，ＣＦ，ＣＧ ，ＣＩ，ＣＭ，ＧＡ，ＧＮ，ＭＬ，ＭＲ，ＮＥ，ＳＮ， ＴＤ，ＴＧ)，ＡＴ，ＡＵ，ＢＢ，ＢＧ，ＢＲ，ＢＹ， ＣＡ，ＣＨ，ＣＺ，ＤＥ，ＤＫ，ＥＳ，ＦＩ，ＧＢ，Ｈ Ｕ，ＪＰ，ＫＰ，ＫＲ，ＫＺ，ＬＫ，ＬＵ，ＬＶ，ＭＧ ，ＭＮ，ＭＷ，ＮＬ，ＮＯ，ＮＺ，ＰＬ，ＰＴ，ＲＯ， ＲＵ，ＳＤ，ＳＥ，ＳＫ，ＵＡ，ＵＳ，ＵＺ，ＶＮ (72)発明者 ストレゾフ、レイザー オーストラリア ニュー サウス ウェー ルズ 2289 アダムスタウン マリン ス トリート ７ (72)発明者 オズボーン、スティーヴ オーストラリア ニュー サウス ウェー ルズ 2290 ホワイトブリッジ ウォーリ アン ロード 25

Claims (1)

1. 【特許請求の範囲】 １．溶融金属の鋳造溜めが動いている鋳造表面に、金属が溜めから動いている鋳 造表面上へ凝固するよう、接触して形成されるタイプの金属ストリップ連続鋳造 方法において、鋳造表面が５ミクロン以下の相加平均粗さ値（Ｒ_a）を有し、鋳 造溜めの溶融金属と鋳造表面との間に相対振動運動が引き起こされることからな る、金属ストリップ連続鋳造方法。 ２．鋳造表面が０．５ミクロン以下の相加平均粗さ値（Ｒ_a）を有し、前記引き 起こされる振動運動が２０ｋＨｚ以下の周波数を有する、請求項１に記載のごと き方法。 ３．鋳造表面が０．２ミクロン以下の相加平均粗さ値（Ｒ_a）を有し、前記引き 起こされる振動運動が０．５〜２０ｋＨｚの範囲の周波数を有する、請求項２に 記載のごとき方法。 ４．溶融金属を一対の平行鋳造ロール間のロール間隙に、ロール間隙上方に配し た金属供給ノズルを介して導入してロール間隙直上のロール鋳造表面上に支持さ れる溶融金属鋳造溜めを創り出すタイプの金属ストリップ連続鋳造方法において 、ロール鋳造表面が５ミクロン以下の相加平均粗さ値（Ｒ_a）を有し、鋳造溜め の溶融金属とロール鋳造表面との間に相対振動運動が引き起こされることからな る、金属ストリップ連続鋳造方法。 ５．鋳造表面が０．５ミクロン以下の相加平均粗さ値（Ｒ_a） を有し、前記引き起こされる振動運動が２０ｋＨｚ以下の周波数を有する、請求 項４に記載のごとき方法。 ６．鋳造表面が０．２ミクロン以下の相加平均粗さ値（Ｒ_a）を有し、前記引き 起こされる振動運動が０．５〜２０ｋＨｚの範囲の周波数を有する、請求項５に 記載のごとき方法。 ７．前記引き起こされる相対振動運動のピーク速度が式 で決められる範囲内であり、ここでυ_peakは振動運動のピーク速度（ｍ／秒）、 σは溶融金属の表面張力（Ｎ／ｍ）、 ρは溶融金属の密度（ｋｇ／ｍ³） ｃは溶融金属の音響速度そして Ｒ_cは式 で決められる完全な湿潤状態のための臨界曲率半径（ｍ）であって、ここでｈ_p はロールの鋳造表面のピーク間のハーフピッチ距離（ｍ）であってこれら表面の 粗さから決められる値であり、 ｄはロールの鋳造表面の谷深さのピーク（ｍ）であってこれら表面の粗さから 決められる値である、請求項４乃至６の何れかで請求のごとき方法。 ８．前記ピーク速度が式 で決められる範囲内である、請求項７で請求のごとき方法。 ９．鋳造表面が０．２５ミクロン以下の相加平均粗さ値（Ｒ_a）を有し、前記引 き起こされる相対振動運動のピーク速度が０．０２〜０．０６ｍ／秒の範囲内で ある、請求項４で請求のごとき方法。 10．前記金属が炭素０．１５％以下の低炭素鋼であり、鋳造表面が０．２５ミク ロン以下の相加平均粗さ値（Ｒ_a）を有し、前記引き起こされる相対振動運動の ピーク速度が０．０１５〜０．０５ｍ／秒の範囲内である、請求項４で請求のご とき方法。 11．前記金属がアルミニウムであり、鋳造表面が０．２５ミクロン以下の相加平 均粗さ値（Ｒ_a）を有し、前記引き起こされる相対振動運動のピーク速度が０． ０６〜０．１０ｍ／秒の範囲内である、請求項４で請求のごとき方法。 12．前記引き起こされる相対振動運動の周波数が２０ｋＨｚ以下である、請求項 ９乃至１１の何れかによる方法。 13．凝固金属ストリップを０．５〜５ｍ／秒の範囲のストリップ速度で送給する ような速度で鋳造ロールが回転させられる、請求項７乃至１２の何れかで請求の ごとき方法。 14．鋳造ロール間のロール間隙から下方に送給される凝固金属ストリップが１〜 ５ｍｍの範囲の厚みを有する、請求項１３で請求のごとき方法。 15．溶融金属がロール鋳造表面上で、少なくとも４００核／ｍｍ²の核形成密度 で離間した核形成サイトにて凝固する、請求項４乃至１４の何れかで請求のごと き方法。 16．核形成密度が６００〜７００核／ｍｍ²の範囲内である、請求項１５で請求 のごとき方法。 17．前記相対振動運動が鋳造ロールの振動によって引き起こされる、請求項４乃 至１３の何れかで請求のごとき方法。 18．前記相対振動運動が鋳造ロールを支持する構造又は鋳造ロールに接触した構 造に取付けられる振動子手段によって引き起こされる、請求項１４で請求のごと き方法。 19．前記引き起こされる相対振動運動のピーク速度が式 で決められる範囲内であり、ここでυ_peakは振動運動のピーク速度（ｍ／秒）、 σは溶融金属の表面張力（Ｎ／ｍ）、 ｐは溶融金属の密度（ｋｇ／ｍ³） ｃは溶融金属の音響速度そして Ｒ_cは式 で決められる完全な湿潤状態のための臨界曲率半径（ｍ）であって、ここでｈ_p はロールの鋳造表面のピーク間のハーフピッチ距離（ｍ）であってその表面の粗 さから決められる値であり、 ｄはロールの鋳造表面の谷深さのピーク（ｍ）であってその表面の粗さから決 められる値である、請求項１乃至４の何れかで請求のごとき方法。 20．ロール間隙を間に形成する一対の平行鋳造ロールと、鋳造ロール間隙に溶融 金属を供給してロール間隙直上の鋳造ロール表面上に支持される溶融金属鋳造溜 めを形成する金属供給ノズルと、相反回転方向に鋳造ロールを駆動して、ロール 間隙から下方へと送給される金属凝固ストリップを生み出すロール駆動装置と、 鋳造溜めの溶融金属とロール鋳造表面との間の相対振動運動を引き起こすよう作 動可能な振動手段とからなり、鋳造ロールの鋳造表面が５ミクロン以下の相加平 均粗さ値（Ｒ_a）を有してなる、金属ストリップ連続鋳造装置。 21．ロールの鋳造表面が０．５ミクロン以下の相加平均粗さ値（Ｒ_a）を有し、 前記振動手段が、２０ｋＨｚ以下の範囲の周波数で前記相対振動運動を引き起こ すよう作動可能である、請求項２０で請求のごとき装置。 22．ロールの鋳造表面が０．２ミクロン以下の相加平均粗さ 値（Ｒ_a）を有し、前記振動手段が、０．５〜２０ｋＨｚの範囲の周波数で前記 相対振動運動を引き起こすよう作動可能である、請求項２１で請求のごとき装置 。 23．前記振動手段が、０．０１５〜０．０６ｍ／秒の範囲のピーク振動速度を有 する前記相対振動運動を引き起こすよう作動可能である、請求項２０乃至２２の 何れかにより請求のごとき装置。 24．前記振動手段が、０．０６〜０．１０ｍ／秒の範囲のピーク振動速度を有す る前記相対振動運動を引き起こすよう作動可能である、請求項２０乃至２２の何 れかにより請求のごとき装置。 25．前記振動手段が、鋳造ロールを支持する構造若しくは鋳造ロールに接触する 構造に取付けられた振動子手段からなる、請求項２０乃至２４の何れかにより請 求のごとき装置。 26．請求項１乃至１９の何れかで請求のごとき方法により製造される鋳造金属ス トリップ。 27．ストリップ表面各々が少なくとも４００核／ｍｍ²の核形成密度を示す微粒 構造を有してなる、１〜５ｍｍの範囲の厚みを有する鋳造鋼ストリップ。 28．ストリップの表面構造が６００〜７００核／ｍｍ²の範 囲の核形成密度を示す、請求項２７で請求の如き鋳造鋼ストリップ。