JPS60261655A - 鋼の連続鋳造用鋳型の振動方法 - Google Patents

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。

Description

【発明の詳細な説明】 ２− 〔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。

〔従来技術とその問題点〕

鋼の連続鋳造法を第５図を参照しながら簡単に説明する
。第５図に示されるように、取鍋］内の溶鋼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１
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、鋳型６の内面には凝固シェルフ、が形成される。

このようにして形成された凝固シェルフ。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。鋳型６から引き抜れ
た未凝固の鋳片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、ＩＩ′　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。

上述した鋼の連続鋳造法において、鋳型６の内　３− 面に凝固シェル７ユが焼付くのを防止するために、鋳型
６を」二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。

前記パウダーを添加すると前記焼判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
フ、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６図に示されるように、パウダースラグ１０
の流入が何らかの理由で減少すると、前記焼付きが生じ
て第６図に示されるように、凝固シェル’ｉｃＬの上部
が破断する。このように凝固シェルフ４の一部が破断す
ると、この破断箇所Ａは鋳片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は、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。

次に、従来の、鋳型６の振動方法について説明する。

４− 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ＮｓＲ（ｔ）が３０〜４０％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Ｎ５Ｒ（ｔ、）を維持すると、鋳型下降時に鋳型
内の凝固シェルフｅＬ　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１周期におけ
るネガティブストリップ時間の占める割合を示す。

但し、Ｖｃ：鋳片引抜き速度（ｍａ／ｍ１ｎ）、ｆ　：
＠型の振動数（サイクル／ｍ１ｎ）、ａ　：鋳型の振幅
（闘）。

前記時間比率ＮＳＲ（ｔ、）を上記範囲内に維持するこ
５− とを条件に、製造能率を上げるために鋳片引抜き速度Ｖ
ｃを１ｍ／ｍｉｎから１．８　ｍ　／　ｍ　］−ｎ程度
に増加させるには、鋳型６の振動数ｆ捷たけ振幅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
。鋳造中に鋳型６の振幅ａを変更することは技術的に難
かしいので、通常は鋳型６の振動数ｆを太きくしている
。

しかし、このように鋳型６の振動数ｆを大きくすると、
鋳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７６が破断
しやすくなる。

そこで、パウダースラグの粘性または軟化点を低くする
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の振動数を大きくする必要がなく、このだめに
、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、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６− が、現在のところそのような方法は提案されていない。

〔発明の目的〕

この発明の目的は、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、しかも、鋳型内の凝
固シェルに所望の圧縮力を付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。

〔発明の概要〕

この発明は、鋼を連続鋳造する際の鋳型の振動方法にお
いて、前記鋳型を、 ｚ＝、Σ１Ｚｐｓｉｎ２πｆ、ｔ　・・４Ａ）で表わさ
れる非正弦波形で、下記条件を満足するように上下方向
に連続的に振動させ、 −・−一１〉０　・・・（Ｂ） ■−λ　Ｖｃ ；　但し、上記（Ａ）および（Ｂ）式において、ｔ：時
間、 ｆ：前記非正弦波形の振動数 ７− （サイクル／ｍ］ｎ）、 ａ：前記非正弦波形の振幅（−、ｍ　）、λ：前記非正
弦波形の波形歪 （０くλ〈］）、 Ｖｏ：鋳片引抜き速度（、、、／ｍｊｎ）、前記波形歪
λは、下式、 で表わされ、 但し、」＝記（Ｃ）式において、 ｔＮｏｎ−ｓｌ。　：ｌサイクルにおける前記非正弦波
形の変位が最大 とがる時間、 ’ｂｓｉｎ　：１ザイクルにおける正弦波形（Ｚ　＝　
ａ　ｓｊ、ｎ２ｒｆｔ　）の変位が最大となる時間、 かくして、鉄片を高速度で前記鋳型の下部から引き抜く
ことを可ｋＢとすることに特徴を有する。

〔発明の構成〕

本願発明者等は、上述のよう′ｆ！、観点から、鋳片　
８− 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、しかも、鋳型内の凝固シェルに所望の圧縮力
を付与することができる鋳型の振動方法を得べく種々研
究を重ねた。この結果、鋳型の振動波形を従来のように
正弦波形とするかわりに、鋳型の上昇速度を遅く、下降
速度を速くできるような非正弦波形とすれば良いといっ
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。

先ず、第１図に示されるように、鋳型の振動の１サイク
ル内で最大変位をとる時間が、正弦波形Ａと比較してど
れだ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、ｊＮｏｎ−ｓｉｎ　：非正弦波形（第１図中Ｂ）
の場合の前記時間、 ｔｓｉｎ　：正弦波形の場合の前記 ＝９一 時間、 λ　：０〈λく１゜ 前記正弦波形Ａは、Ｚ　＝　ａｓｉｎ２πｆｔ　（但し
、ａ：振幅（鰭、［）、ｆ：振動数（サイクル／ｍ１ｎ
）、　ｔ：時間（ｓｅｃ　）　）で表わされ、前記非正
弦波形Ｂは、２−Σα４　ｓｉｎ　２πｒ４１（但し、
ａバ振幅（、、）、ｆ：Ｌ＝１ 振動数（サイクル／ｎ１１ｎ）、ｔ：時間（ｓｅｃ　）
　）で表わされる。

振動波形が非正弦波形となるように鋳型を上下方向に振
動させた場合の、鋳型の平均上昇速度をＶｕｐ　ｓ　ｎ
型の平均下降速度を’ｉ’ｄｏｗｎ　とすると、近似的
に次式が成り立つ。

（１＋λ）　Ｖｕｐ　−（］−λ）　”ｄｏｗｎ　’・
（３）第１図に示されるように、正弦波形Ａおよび非正
弦波形Ｂの振動数と振幅とがそれぞれ同じであるとする
と、最大変位は両者同じ位置になることから、 ｌＯ− Ｖｕｐ　Ｘ　ｊｅａｎ−ｓｉ。＝ａ＝４４）Ｖ　ｓ　１
　ｎＸ　ｔＢ　ｌｎ　−α　―−（５）が成り立ち、 Ｖｕｐ　Ｘ　ｔＮｏｎ−ｓｉｎ　＝　Ｖｓｉｎ　Ｘ　ｊ
ｓｊｎ　’・（６）となる。

従って、（１）および（６）式から、 Ｖｕｐ×（１＋λ）　−Ｖ　、、ｎ＝−（’ｉ’）が成
り立ち、（３）および（７）式から、前記波形歪率λの
非正弦波形となるように鋳型を振動させた場合の鋳型の
平均上昇速度ｕｐおよび平均下降速度Ｖｄｏｗｎ　は、
それぞれ次式のようになる。

但し、ｆ：鋳型の振動数（サイクル：／ｍ１ｎ）、ａ：
鋳型の振幅　（＋Ｉ＋３）。

非振動波形となるように鋳型を振動させたときのネガテ
ィブストリップの速度比率、即ち、鋳型下降時において
、鋳型の平均下降速度Ｖｄｏｗｎ　が鋳片引抜き速度Ｖ
ｃより速い速度と鋳片引抜き速度との比率ＮｓＲは、次
式のように表わせる。

Ｖ’ｃ　・・・（１０） 従って、（９）および（１０）式から、■−λ　Ｖｃ が成り立つ。

本願発明者等は、前記ＮＳＲを種々変えて、即ち、鋳型
の振動条件を種々変えて鋳造を行い、鋳型の電歇を測定
した。この結果、ＮＳＲが正になると、即ち、 になると、鋳型内の凝固シェルに圧縮力が作用すること
かわかった。

例えば、第２図（Ａ）に、本発明法に従って、振動数ｆ
　＝　１．２０　ｃｐｍ　、振幅ａ−±３　Ｗａ、ネガ
ティブストリップの速度比率λ−ｏ、５．鋳片引抜き速
度ｖｃ”　１　Ｂ　、　ＯＯｙｇ／　ｍｌ、ｎ　、およ
び、ネガティブストリップの速度比率ＮＳＲ＝　０．６
の条件で鋳造した場合の、鋳型重量の変動の結果を示し
、同（Ｂ）図に、前記λを０、前記ＮＳＲを−０，２と
した以外は、（Ａ）図の場合と同一条件で鋳造した場合
の、鋳型重量の変動の結果を示す。

第２図（Ａ）　、　（Ｂ）から明らか斤ように、本発明
法（Ａ）によれば、従来法（Ｂ）と異なり鋳型内の凝固
シェルに所望の圧縮力を付与することができることがわ
か、る　。

また、（１２）式において、右辺を０．２、ａを１０猪
、λを０．２、ＶＣを１８００ｙＢ／　ｍｉｎ　とした
場合のｆは５２（サイクル／ｍｉｎ　）となる。一方、
λを０、即ち、正弦波形とし、他は同一条件とした場合
のｆは４３（サイクル／ｍ１ｎ）となる。このことから
、本発明法によれば、同一条件とした場合、鋳型を＝１
３− 正弦波形で振動させる場合に比べて鋳型の振動数ｆを小
さくすることができる。

次に、本発明法と従来法とにより鋳、造した場合の、前
記ＮＳＲとブレークアウトの発生頻度との関係を調べた
。この結果を第３図に示す。

第３図から明らかなように、本発明法により鋳型を振動
させながら鋳造した場合には、従来法に比べてブレーク
アウトの発生頻度が大幅に少なくなることがわかる。ま
た、前記λを大きくする程ブレークアウトの発生頻度が
少なくなることもわかる。

更に、本発明法と従来法とにより鋳造した場合の、ネガ
ティブストリップ時間ＴＮ、鴨’（第１図参照）ト、オ
シレーションマークの深さとの関係を調べた。この結果
を第４図に示す。

第４図から明らかなように、本発明法によれば、従来法
に比べてオシレーションマークの深さを浅くすることが
できる。即ち、本発明によれば、表面性状の優れた鋳片
を製造することができる。

〔発明の効果〕

＝１４− この発明によれば、鋳片を高速度で引き抜いてもブレー
クアウトが発生しにくく、しかも１表面性状が優れた鋳
片を製造することができる。

【図面の簡単な説明】

第１図は、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（Ａ）は、本発明法により鋳型を
振動させた場合の鋳型の重量の変動を示すグラフ、同（
Ｂ）図は、従来法により鋳型を振動させた場合の鋳型の
重量の変動を示すグラフ、第３図は、ＮＲ８とブレーク
アウト発生頻度との関係を示すグラフ、第４図は、ネガ
ティブストリップ時間とオシレーションマークの深さと
の関係を示すグラフ、第５図は、連続鋳造法の概略を示
す断面図、第６図は、凝固シェルの破断状態を示す断面
図である。図面において、 ］・・・取鍋　２・・・溶鋼 λ　５パ・エアーシールパイ　４・・・タンディッシュ
プ ５・・・浸漬ノズル　６・・・鋳型 ７・・・鋳片　７４・・・凝固シェル ８・・・ガイドローラ　９　・ピンチロール］０・・・
パウダースラグ 出願人　日本幀管株式会社 代理人　潮　谷　奈津夫（他２名） 第２図 （Ａ）　曇 ５Ｒ （Ｂ） 晃４図

Claims (1)

1. 【特許請求の範囲】 鋼を連続鋳造する際の鋳型の振動方法において、前記＠
   型を、 ｚ＝、ΣａＬｓｉｎ２πｆｚ　ｔ　−（Ａ）ん＝１ で表わされる非正弦波形で、下記条件を満足するように
   上下方向に連続的に振動させ、 ４ｆｃＬ］ ”　−１）Ｏ・・・（Ｂ） １−λ　Ｖｃ 但し、上記（Ａ）および（Ｂ）式において。 ｔ：時間、 ｆ：前記非正弦波形の振動数 （サイクル／　ｍｉｎ　）、 一１’− ａ：前記非正弦波形の振幅（−、ｍ　）、λ：前記非正
   弦波形の波形歪 （０〈λ＜］）、 ■ｃ：鋳片引抜き速度（朋／ｍｉ’ｎ　）、前記波形歪
   λは、下式、 ｓｉｎ で表わされ、 但し、上記（Ｃ）式において、 ｊｅａｎ−ｓｊｎ　’、　］サイクルにおける前記非正
   弦波形の変位が最大 となる時間、 ｊｓｉｎ　：　１ザイクルにおける正弦波形（Ｚ　＝　
   ａｓ１ｎ２πｆｔ　） の変位が最大となる時間、 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。