JPS6123559A - 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】 〔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８図を参照しながら簡単に説明する
。第８図に示されるように、取鍋１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、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、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の内面に凝固
シェルフ４が焼付くのを防止するために、鋳型６を上下
方向に振動させながら、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付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４との間に流入し、潤滑剤の段重をする
からである。

しかし、第９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９図に示されるように、凝固シェルフ、１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
が鋳片引き抜きに伴って鋳型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
度よシ大きい状態）の、下式で表わされる時間比率ＮＳ
Ｒ（ｔ）が３０〜４０チ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、鋳型下降時に鋳型内の凝固シェルフ、
Ｌ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サイクルにお
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（朋／ｍｉｎ　）、ｆ
　：　鋳型の振動数（サイクル／ｍ１ｎ）、ａ　：　鋳
型の振幅（−ａ　）。

前記時間比率Ｎ５Ｒ（ｔ、）を上記範囲内に維持するこ
とを県外として、製造能率を上げるだめに鋳片引抜き速
度Ｖｃを１ｍ／ｍｉｎから１．８　ｍ／ｍｉｎ程度に増
加させるには、鋳型６の振動数ｆまたは鋳型６の振幅α
を、鋳片引抜き法度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σ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、
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内の凝固シェルフ４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。

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、鋳片引抜き速度
が変化しても、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、且つ、鋳片引抜き速
度が変化１７ても、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鋼の連続鋳造用鋳型の振動方法
を提供することにある。

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、 但し、ｔＮｏｎ−８ｉｎ　　：前記鋳造の振動の１サイ
クルにおける前記非 Ｓｉｎ　２πｆ、ｔ、ａ：振 幅（藺）、ｆ、振動数（ サイクル／ｍ１ｎ）、　　ｔ　：ｙ 時間（ｓｅａ）　）の変位が 最大となる時間、 ｔ８ｉｎ　　：前記１サイクルにおけ る正弦波形（ｚ＝α５ｉｎ ２πｆｔ、α：振幅（朋）、 ｆ：振動数（サイクツいｉｎ）＋ ｔ：時間（ｓｅｃ）　）　。

λ　：０〈λく１ 且つ、前記１サイクルにおける、下式で表わされるネガ
ティブス）　ｌ）ツブの時間比率Ｎ５Ｒ（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、 但し、ｖｃ：　　鋳片引抜き速度（、／ｎ１ｎ）、ｆ　
：　振動数（サイクル／ｍ１ｎ）、ａ　：　振砥（闘）
、 鋳片引抜き速度Ｖｃに応じて、下式に従って、前記鋳型
の振動数ｆまたは前記鋳型の振幅αを演算し、 ｆ°α２βＮｏｎ−Ｂｉｄ　’　ｖｃ 但し、βＮｏｎ−８１ｎ　：　前記波形歪率λと前記時
間比率Ｎ５Ｒ（ｔ、）とによ って決まる定数、 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に特徴を有する。

〔発明の構成〕

本願発明者等は、上述のような観点から、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、鋳片引抜き速度が変化しても、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。その結果、鋳型の振動
波型を従来のように正弦波形とするかわりに、鋳型の上
昇速度を鋳型の下降速゛度に比べて遅くすることができ
、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、鋳片引抜き速度が変化し
ても、鋳型内の凝固シェルに所望の圧縮力を付与するこ
とができるといつだ知見を得た。

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、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１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、ｔＮｏｎ−８ｉｎ　：　　非正弦波形（第１図中
Ｂ）の場合の前記時間、 Ｌａ１ｎ　　：正弦波形の場合の前記 時間、 λ　：ｏくλ＜１０ 前記正弦波形Ａは、Ｚ＝（ＺＳｉｎ２πｆｔ（但し、α
：振幅（Ｕ）、ｆ：振動数（サイクル／ｍ１ｎ）、ｔ：
時間（ｓｅａ））で表わされ、前記非正弦波形Ｂは、Ｚ
−Σα、、８ｉｎ２πｔｉｔ、　（但し、α：振幅（ｍ
ｓ　）、ｆニ振動数（サイクル／ｍ１ｎ）、１：時間（
ｓｅｃ　）　）で表わされる。

次に、上記非正弦波形の波形歪率λを変えて、そのとき
の、前記（１）式で表わされるネガティブストリップの
時間比率Ｎ５Ｒ（ｔ）とΔＦｄｏｗｎとの関係、および
、この条件で鋳造を行ったときの鋳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．即ち、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。

上記Δ−Ｆｄｏｗｎとは、鋳型下降時の鋳型にかかる荷
□イ１．２□、１□。□７３２．よ　　）る圧縮力であ
る。

第２図から明らかなように、上記、ΔＦｄｏｗｎの値が
１３０　Ｋｇ以上の場合には、鋳型内の凝固シェルに常
に圧縮力が付与されるので、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。

また、ΔＦｄｏｗｎの値を一定値とした場合、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ＮＳＲ（ｔ）を小さくできることがわかる。

これは、鋳型を、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、パウダースラグの流入量を増加させること
ができ、且つ、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ＮＳＲ（ｔ、
）の上限値は、２５％であることが明らかとなった。

上記波形歪率λの範囲は、上述したようにｏくλ〈〕で
あるが、第３図がち明らかなように、λを０２以上とす
れば、ブレークアウト発生率は、より少なくなる。

上述したように、鋳型を、その振動波形が非正弦波形と
なるように振動させる場合において、鋳片引抜き速度が
変化しても、ネガティブストリップの時間比率ＮＳＲ（
’ｚ）を、２５チ以下の所定値に維持する方法について
説明する。

鋳型を、その振動波形が正弦波形ｍと なるように振動させる場合、前記（１）式における鋳型
の振動数ｆと鋳型の振幅αとの積は、次式で表わされる
。

ｆ−α＝β８１ｎ　’　”Ｃ”’　（３）但し、β５ｉ
ｉｎ　：　ＮＳＲ（ｔ）が一定値のときに一義的に決ま
る係数（−１／２πｃｏｓ 一方、非正弦波形の場合においても、上記正弦波形にお
けるとほぼ同様な関係が成り立つ。例えば、波形歪率λ
が０３２である非正弦波形につい−て、ネガティブスト
リップの時間比率ＮＳＲ（ｔＪが２０チのときの鋳型の
振動数ｆと鋳片引抜き速度Ｖｃとの関係を、鋳型の振幅
αをパラメータにして調べだ。この結果を第４図に示す
。第４図から明らかなように、鋳型の振動数ｆと鋳片引
抜速度■ｃとは原点を通る直線関係にある。

次に、前記直線の傾きをαとして、前記傾きαと、鋳型
の振幅αの逆数ｌ／ａとの関係について調べた。この結
果を第５図に示す。第５図から明らかなように、前記傾
きαと前記１／ａとはほぼ直線関係にあるので、非正弦
波形においても、前記（３）式が成り立ち、（３）式中
の係数βＢｉｎは、鋳型の振動波形の種類、即ち、波形
歪率λに依存していることも判明した。

従って、非正弦波形において、鋳型の振動数ｆと鋳型の
振幅αとの積を、（３）式における同形式で表わすと、
次式のようになる。

ｆ・α＝βＮｏｎ−８ｉｎ　’　ｖｃ”・・（４）但し
、βＮｏｎ−８ｉｎ　：波形歪率λと、ネガティブスト
リッ プの時間比率Ｎ５Ｒ （１）とによって決ま る係数。

次に、種々の波痛歪率λと、ネガティブストリップの時
間比率Ｎ５Ｒ（ｔ、）とから前記係数βＮｏｎ−８ｉｎ
を求め、時間比率Ｎ５Ｒ（ｔ）をパラメータとして、係
数βＮｏｎ−５１ｎ　と波形歪率λとの関係を調べた。

この結果を第６図に示す。

このようにして、ネガティブストリップの時間比率ＮＳ
Ｒ（ｔ）をパラメータとした、波形歪率λと前記係数β
Ｎｏｎ−８ｉｎ　との関係が求められたら、第６図から
、鋳片引抜き速度が変化する前の波形歪率λと時間比率
Ｎ５Ｒ（ｔ、）とに対応する前記係数βＮｏｎ−８ｉｎ
を求める。このようにして、前記係数βＮｏｎ−８ｉｎ
が求められたら、前記（４）式に、前記係数βＮｏｎ−
８ｉｎ　％そのときの鋳型の振動数ｆまたは鋳型の振幅
α、および、鋳片引抜き速度ｖｃを代入して、鋳型の振
動数ｆまたは鋳型の振幅αを演算する。このようＫ　Ｌ
、−Ｃ４１；ｉえ、。□５８．え、ヨ。□　　　　）ａ
に基いて、鋳型を振動させれば、鋳片引抜き速度Ｖｃが
変化しても、ネガティブストリップの時間比率ＮＳＲ（
ｔ）を２５％以下の所定値に維持することができる。な
お、通常は、鋳片引抜き速度が変化する前の鋳型の振幅
αを前記（４）式に代入して、鋳型の振動数ｆを演算す
る。

波形歪率λ−０２７、ネガティブストリップの時間比率
ＮＳＲ（ｔ、）　＝　１５チ、振幅α＝３０藺の条件で
鋳型を振動させながら鋳造を行ったときの時間と、鋳型
の振動数ｆおよび鋳片引抜き速度ｖｃの変更例を、第７
図に示す。

〔発明の効果〕

以上説明したように、この発明によれば、鋳片引抜き速
度が変化しても、鋳型内の凝固シェルに所望の圧縮力を
常に付与することができ、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Ｎ５Ｂ（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、且つ、表面
性状が優れた鋳片を鋳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図は、Ｎ５Ｒ（ｔ）とΔＦｄｏ
ｗｎ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、ａをパ
ラメータとした、ＶＣとｆとの関係を示すグラフ、第５
図は、１／αとαとの関係を示すグラフ、第６図は、Ｎ
５Ｒ（ｔ）をパラメータとした、λとβＮｏｎ−８ｉｎ
　との関係を示すグラフ、第７図は、時間と、Ｖｃおよ
びｆとの関係を示すグラフ、第８図は、連続鋳造法の概
略を示す断面図、第９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、 ｌ・・・取鍋　　　　　　　２・・・溶鋼３・・・エア
ーシールパイ　４・・・タンデイッ７ユ゛プ ５・・・浸漬ノズル　　　　６・・・鋳型７・・・鋳片
　　　　　　　７゜・・・凝固ソエル８・・・ガイドロ
ーラ　　　９・・・ビンチロール１０・・パウダースラ
グ

Claims (1)

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＝Σ＾ｎ＿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
   ティブストリップの時間比率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／π）ｃｏｓ＾−＾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／ｍｉｎ）、 ａ：振幅（ｍｍ）、 鋳片引抜き速度Ｖ＿ｃに応じて、下式に従つて、前記鋳
   型の振動数ｆまたは前記鋳型の振幅ａを演算し、 ｆ・ａ＝β＿Ｎ＿ｏ＿ｎ＿−＿Ｓ＿ｉ＿ｎ・Ｖ＿ｃ但し
   、β＿Ｎ＿ｏ＿ｎ＿−＿Ｓ＿ｉ＿ｎ：前記波形歪率λと
   前記時間比率ＮＳＲ（ｔ）とによ つて決まる定数、 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。