JPH0479744B2 - - Google Patents
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- JPH0479744B2 JPH0479744B2 JP58193367A JP19336783A JPH0479744B2 JP H0479744 B2 JPH0479744 B2 JP H0479744B2 JP 58193367 A JP58193367 A JP 58193367A JP 19336783 A JP19336783 A JP 19336783A JP H0479744 B2 JPH0479744 B2 JP H0479744B2
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- speed
- waveform
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- Prior art date
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-
- B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
- B22—CASTING; POWDER METALLURGY
- B22D—CASTING OF METALS; CASTING OF OTHER SUBSTANCES BY THE SAME PROCESSES OR DEVICES
- B22D11/00—Continuous casting of metals, i.e. casting in indefinite lengths
- B22D11/04—Continuous casting of metals, i.e. casting in indefinite lengths into open-ended moulds
- B22D11/053—Means for oscillating the moulds
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- Engineering & Computer Science (AREA)
- Mechanical Engineering (AREA)
- Continuous Casting (AREA)
Description
この発明は、竪型連続鋳造用鋳型の振動方法に
関するものである。 竪型連続鋳造機により鋼の連続鋳造法は、タン
デイツシユ内の溶鋼を水冷式竪型鋳型内に注入
し、鋳型内で凝固シエルを形成させながら、周囲
に前記シエルが形成された未凝固鋳片を鋳型下部
から連続的に引き抜くことからなるが、鋳型内で
健全な凝固シエルを形成されるために、通常、鋳
型を所定の周期で上下方向に振動させながら、鋳
片を一定速度で鋳型下部から引き抜いている。ま
た、鋳型を振動させると同時に、鋳型内の溶鋼上
にパウダーを添加している。パウターは、鋳型内
で溶融パウターとなり、次のような作用をする。 (1) 鋳型内の溶鋼が空気と接触して酸化するのを
防止する。 (2) 溶鋼の上面を覆うことによつて、溶鋼の温度
低下を防止する。 (3) 溶鋼上面に浮上する非金属介在物を吸収して
鋳片品質を向上させる。 (4) 鋳型面と凝固シエルとの間の摩擦力を低減さ
せ、鋳型面にシエルが焼き付くのを防止する。 上述したパウダーの作用のうち(4)の作用は、鋳
型の振動条件と密接に関係する。 従来、鋳型の振動方法としては、第１図に示さ
れるように、鋳型の振動速度（VM）が正弦波と
なるような方法が一般的にとられている。鋳型を
上下方向に振動させる場合に、鋳型面と凝固シエ
ルとの間への、鋳型の１サイクル当りの溶融パウ
ダーの流入量を増加させて、上記(4)の作用を十分
に発揮させるには、第２図の実験結果からも明ら
かなように、鋳片引抜速度（VC）を一定として
場合に、ポジテイブストリツプ時間tPを可能な限
り長くする必要がある。 ポジテイブストリツプ時間tP（t2−t1）とは、鋳
型の振動速度（VM）が鋳片の引抜速度より遅い
時間を云い、ネガテイプストリツプ時間tN（t1−
t0）とは、鋳型の振動速度が鋳片の引抜速度より
速い時間を云う。 鋳型振動１サイクル当りの溶融パウダー流入量
（qP）は、次の実験式で表される。「鉄と鋼」67
（1981）、P1190参照 qP＝mtP ……(1) 但し、ｍ：定数。 上式からも明らかなように、溶融パウダーの流
入量は、ポジテイブストリツプ時間tPを長くする
ほど増加するが、前記tPの長くするには、鋳片引
抜速度を一定とした場合に、鋳型の振動数を小さ
くせざるを得ない。 しかし、鋳型の振動数を小さくすると、ネガテ
イブストリツプ時の鋳型の下降速度が小さくなる
ので、凝固シエルに付与される圧縮力が小さくな
り、安定した鋳片引き抜きが行えない。従つて、
鋳型の振動数は余り小さくすることができない。
学振製鋼19委、凝固現象協議会、No.10430（1982
年）参照 また、鋳片表面に生じるオツシレーシヨンマー
クの深さは、ネガデイブストリツプ時間（tN）が
0.1〜0.2秒付近で最小値を示すが、（Proc.
Electro.Conf.P.335−346参照）このようにする
には鋳型の振動数を大きくする必要がある。この
点からも鋳型の振動数を余り小さくすることはで
きない。 一方、鋳片引抜速度が増加するに従つて、凝固
シエルの単位面積当りの溶融パウダーの流入量は
減少する。 このように、従来は鋳型と凝固シエルとの間へ
の溶融パウダーの流入量をある量以上に増加させ
ることができなかつた。このために、特に、鋳片
引抜速度を速くした場合には、前述した(4)の作用
を充分に発揮することができなかつた。 この発明は、上述のような観点から、高速で鋳
片を引き抜いても充分な量の溶融パウダーを鋳型
と凝固シエルとの間に流入させることができ、し
かも、凝固シエルに大きな引張力が付与されない
鋳型の振動方法を提供するものであつて、 竪型連続鋳造用鋳型を、その振動変位波形が、
同一の周波数および実質的に同一の振幅を有する
正弦波形から偏倚した、前記鋳型の振動変位およ
び振動速度が滑らかに変化する、下記(1)式によつ
て表される偏倚正弦波形となるように上下方向に
振動させ、 Ｚ＝a1sin2πft＋a2sin4πft ＋a3sin6πft＋ ……(1) 但し、 Ｚ：鋳型の変位（mm）、 a1、a2、a3……：振幅（mm）、 ｆ：鋳型の振動数（サイクル／sec）、 ｔ：時間（sec）。 そして、前記鋳型を、その振動速度波形が正弦
波形となるように上下方向に振動させた場合に比
べて、 ネガテイブストリツプ期間の前記鋳型の最大
下降速度を大きく、 ポジイテイブストリツプ期間の前記鋳型の最
大上昇速度を小さく、 ネガテイブストリツプ時間を短く、そして、 ポジイテイブストリツプ時間を長くなるよう
に調整し、且つ、前記鋳型の振動加速度の大き
さを、重力加速度Ｇの0.6以下に限定すること
に特徴を有するものである。 この発明の方法によつて鋳型を振動させる場合
の振動波形は、上述したようにｚ＝asin2πftで表
わされる正弦波から偏倚した偏倚正弦波形である
が、その偏倚正弦波形の一例を第３図に示す。第
３図に示した偏倚正弦波形は、下式により表され
る。 Ｚ＝a1sin2πft＋a2sin4πft ＋a3sin6πft＋ ……(1) 但し、 ｚ：鋳型変位（mm）、 ａ、a1、a2、a3：振幅（mm）、 ｆ：振動数（サイクル／sec）、 ｔ：時間（sec）。 第３図に上述した偏倚正弦波形に従つて鋳型を
上下方向に振動させたときの鋳型の変位の一例
を、正弦波形に従つて鋳型を上下方向に振動させ
たときの鋳型の変位と合わせて示す。 第３図において、点線はａ＝4.0（mm）、ｆ＝3.3
（サイクル／sec）の正弦波形の場合の変位を示
し、実線は、a1＝4.0（mm）、a2＝−0.8（mm）、a3＝
0.1（mm）、ｆ＝3.3（サイクル／sec）の偏倚正弦波
形の場合の変位を示す。なお、前記偏倚正弦波形
において、最大変位時での正弦波形からの偏倚量
は、0.018（sec）である。 第４図に第３図と同一条件で鋳型を上下方向に
振動させたときの鋳型の振動速度の一例を示す。
第４図において、点線は、正弦波形の場合の振動
速度を示し、そして、実線は、偏倚正弦波形の場
合の振動速度を示す。鋳型からの鋳片の引抜き速
度VCを2200（mm／min）としたときのポジテイブ
ストリツプ時間TP、ネガテイブストリツプ時間
TN、鋳型の最大上昇速度VU M、および鋳型の最大
下降速度VD Mの値を、正弦波の場合と合わせて第
１表に示す。
関するものである。 竪型連続鋳造機により鋼の連続鋳造法は、タン
デイツシユ内の溶鋼を水冷式竪型鋳型内に注入
し、鋳型内で凝固シエルを形成させながら、周囲
に前記シエルが形成された未凝固鋳片を鋳型下部
から連続的に引き抜くことからなるが、鋳型内で
健全な凝固シエルを形成されるために、通常、鋳
型を所定の周期で上下方向に振動させながら、鋳
片を一定速度で鋳型下部から引き抜いている。ま
た、鋳型を振動させると同時に、鋳型内の溶鋼上
にパウダーを添加している。パウターは、鋳型内
で溶融パウターとなり、次のような作用をする。 (1) 鋳型内の溶鋼が空気と接触して酸化するのを
防止する。 (2) 溶鋼の上面を覆うことによつて、溶鋼の温度
低下を防止する。 (3) 溶鋼上面に浮上する非金属介在物を吸収して
鋳片品質を向上させる。 (4) 鋳型面と凝固シエルとの間の摩擦力を低減さ
せ、鋳型面にシエルが焼き付くのを防止する。 上述したパウダーの作用のうち(4)の作用は、鋳
型の振動条件と密接に関係する。 従来、鋳型の振動方法としては、第１図に示さ
れるように、鋳型の振動速度（VM）が正弦波と
なるような方法が一般的にとられている。鋳型を
上下方向に振動させる場合に、鋳型面と凝固シエ
ルとの間への、鋳型の１サイクル当りの溶融パウ
ダーの流入量を増加させて、上記(4)の作用を十分
に発揮させるには、第２図の実験結果からも明ら
かなように、鋳片引抜速度（VC）を一定として
場合に、ポジテイブストリツプ時間tPを可能な限
り長くする必要がある。 ポジテイブストリツプ時間tP（t2−t1）とは、鋳
型の振動速度（VM）が鋳片の引抜速度より遅い
時間を云い、ネガテイプストリツプ時間tN（t1−
t0）とは、鋳型の振動速度が鋳片の引抜速度より
速い時間を云う。 鋳型振動１サイクル当りの溶融パウダー流入量
（qP）は、次の実験式で表される。「鉄と鋼」67
（1981）、P1190参照 qP＝mtP ……(1) 但し、ｍ：定数。 上式からも明らかなように、溶融パウダーの流
入量は、ポジテイブストリツプ時間tPを長くする
ほど増加するが、前記tPの長くするには、鋳片引
抜速度を一定とした場合に、鋳型の振動数を小さ
くせざるを得ない。 しかし、鋳型の振動数を小さくすると、ネガテ
イブストリツプ時の鋳型の下降速度が小さくなる
ので、凝固シエルに付与される圧縮力が小さくな
り、安定した鋳片引き抜きが行えない。従つて、
鋳型の振動数は余り小さくすることができない。
学振製鋼19委、凝固現象協議会、No.10430（1982
年）参照 また、鋳片表面に生じるオツシレーシヨンマー
クの深さは、ネガデイブストリツプ時間（tN）が
0.1〜0.2秒付近で最小値を示すが、（Proc.
Electro.Conf.P.335−346参照）このようにする
には鋳型の振動数を大きくする必要がある。この
点からも鋳型の振動数を余り小さくすることはで
きない。 一方、鋳片引抜速度が増加するに従つて、凝固
シエルの単位面積当りの溶融パウダーの流入量は
減少する。 このように、従来は鋳型と凝固シエルとの間へ
の溶融パウダーの流入量をある量以上に増加させ
ることができなかつた。このために、特に、鋳片
引抜速度を速くした場合には、前述した(4)の作用
を充分に発揮することができなかつた。 この発明は、上述のような観点から、高速で鋳
片を引き抜いても充分な量の溶融パウダーを鋳型
と凝固シエルとの間に流入させることができ、し
かも、凝固シエルに大きな引張力が付与されない
鋳型の振動方法を提供するものであつて、 竪型連続鋳造用鋳型を、その振動変位波形が、
同一の周波数および実質的に同一の振幅を有する
正弦波形から偏倚した、前記鋳型の振動変位およ
び振動速度が滑らかに変化する、下記(1)式によつ
て表される偏倚正弦波形となるように上下方向に
振動させ、 Ｚ＝a1sin2πft＋a2sin4πft ＋a3sin6πft＋ ……(1) 但し、 Ｚ：鋳型の変位（mm）、 a1、a2、a3……：振幅（mm）、 ｆ：鋳型の振動数（サイクル／sec）、 ｔ：時間（sec）。 そして、前記鋳型を、その振動速度波形が正弦
波形となるように上下方向に振動させた場合に比
べて、 ネガテイブストリツプ期間の前記鋳型の最大
下降速度を大きく、 ポジイテイブストリツプ期間の前記鋳型の最
大上昇速度を小さく、 ネガテイブストリツプ時間を短く、そして、 ポジイテイブストリツプ時間を長くなるよう
に調整し、且つ、前記鋳型の振動加速度の大き
さを、重力加速度Ｇの0.6以下に限定すること
に特徴を有するものである。 この発明の方法によつて鋳型を振動させる場合
の振動波形は、上述したようにｚ＝asin2πftで表
わされる正弦波から偏倚した偏倚正弦波形である
が、その偏倚正弦波形の一例を第３図に示す。第
３図に示した偏倚正弦波形は、下式により表され
る。 Ｚ＝a1sin2πft＋a2sin4πft ＋a3sin6πft＋ ……(1) 但し、 ｚ：鋳型変位（mm）、 ａ、a1、a2、a3：振幅（mm）、 ｆ：振動数（サイクル／sec）、 ｔ：時間（sec）。 第３図に上述した偏倚正弦波形に従つて鋳型を
上下方向に振動させたときの鋳型の変位の一例
を、正弦波形に従つて鋳型を上下方向に振動させ
たときの鋳型の変位と合わせて示す。 第３図において、点線はａ＝4.0（mm）、ｆ＝3.3
（サイクル／sec）の正弦波形の場合の変位を示
し、実線は、a1＝4.0（mm）、a2＝−0.8（mm）、a3＝
0.1（mm）、ｆ＝3.3（サイクル／sec）の偏倚正弦波
形の場合の変位を示す。なお、前記偏倚正弦波形
において、最大変位時での正弦波形からの偏倚量
は、0.018（sec）である。 第４図に第３図と同一条件で鋳型を上下方向に
振動させたときの鋳型の振動速度の一例を示す。
第４図において、点線は、正弦波形の場合の振動
速度を示し、そして、実線は、偏倚正弦波形の場
合の振動速度を示す。鋳型からの鋳片の引抜き速
度VCを2200（mm／min）としたときのポジテイブ
ストリツプ時間TP、ネガテイブストリツプ時間
TN、鋳型の最大上昇速度VU M、および鋳型の最大
下降速度VD Mの値を、正弦波の場合と合わせて第
１表に示す。
【表】
第１表から明らかなように、偏倚正弦波の場合
には、溶融パウダーの流入量はポジテイブストリ
ツプ時間TPの増加が0.018（sec）であるので、第
２図から明らかなように、パウダー流入量は、約
2.3ｇ／ｍ・サイクルだけ増加する。 一方、鋳型面と凝固シエルとの間の摩擦力を考
えると、凝固シエルに加わる摩擦力は鋳型面と凝
固シエルとの間に流入した溶融パウダーのせん断
力として推算できる。凝固シエルに加わる摩擦力
Ｆは次式で表わされる。 Ｆ＝Aμ∂V／∂χ 但し、 Ａ：鋳型面と凝固シエルとの間の接触面積、 μ：鋳型面と凝固シエルとの間に流入した溶融パ
ウダーの粘性、 V〓：鋳型面と凝固シエルとの間の相対速度、 χ：鋳型面と凝固シエルとの間の距離。 鋳型面と凝固シエルとの間で摩擦力が最大とな
るときは、鋳型が最大速度で上昇するときであ
る。このときの鋳型と凝固シエルとの間の最大相
対速度は、鋳型の振動速度波形が正弦波形の場合
には、120.6（mm／sec）となり、偏倚正弦波の場
合には、93.6（mm／sec）となる。 溶融パウダーの厚みが同一であれば、前記摩擦
力は前記相対速度に比例するから、偏倚正弦波の
場合には、前記摩擦力は、前記相対速度の減少分
だけで約20％以上軽減される。 偏倚正弦波形を決定する条件を第４図を参照し
ながら説明する。 正弦波形による鋳型の振動速度が０になる時間
をt0 1およびt0 2とし、偏倚正弦波による鋳型の振動
速度が０になる時間をt1 1およびt1 2とすると、t0 1、
t0 2、t1 1およびt1 2の間には次の関係が成り立つ必要
がある。 t0 1＜t1 1、t1 2＜t0 2 t0 1およびt0 2は、次式で決定される。 dz／dt＝2πfα0cos2πft＝０ 即ち、2πft0 1＝π／２、2πft0 2＝3π／２ t1 1およびt1 2は、次式で決定される。 dz／dt＝o 〓i=2 2πfiαicos2πfiｔ＝０ また、偏倚正弦波形の振動速度は、滑かに変化
させる必要がある。その条件は鋳型が中立点位置
（変位が０の位置）より上方に位置しているとき
の鋳型の振動速度、即ち、角度（ラジアン）で０
〜πの間のときの振動速度は単調減少、鋳型が中
立点位置より下方に位置しているときの鋳型の振
動速度、即ち、π〜2πの間のときの振動速度は
単調増加することである。これを数式で表現する
と以下の通りである。即ち、 前記角度が０〜πの間のときは、 d2z／dt2≦０ 前記角度がπ〜2πの間のときは、 d2z／dt2≧０ となる。 実際の鋳型振動系の場合には、鋳型振動系の加
速度に制限がある。現在の鋳型振動系の加速度で
は0.6G（Ｇは重力加速度）以内が望ましいので、
この発明においても鋳型の振動加速度は、0.6G
以内にすべきである。このように、鋳型の振動加
速度を限定した理由は、以下の通りである。 即ち、鋳型の加速度を大きくしていくと、鋳型
の振動数が速くなる。この結果、ネガテイブスト
リツプ率（時間率）が大きくなる。例えば、
0.6Gの加速度を得るには、正弦波の場合には４
mmの片振幅で振動させると振動数は366cpmとな
る。鋳片引抜き速度を2200ｍ／minとすると、こ
のときのネガテイブストリツプ率は、42.3％とな
り、ポジテイブストリツプ時間tDは、0.0946秒と
なる。従つて、パウダー流入量は、第３図から
0.0051ｇ／cm・サイクル（＝0.085Kg／m2）とな
る。この程度のパウダー流入量ではパウダーフイ
ルムによる潤滑効果が期待できず、鋳造は不可能
である。 これに対して、実用的な偏倚正弦波形を用いて
鋳造する場合、正弦波形のピーク位置に達する時
間が40％だけ長くなる偏倚正弦波形、即ち、波形
歪率40％の偏倚正弦波形を用いると、0.6Gの加
速度には、４mmの片振幅の時には、振動数は
238cpmとなる。なお、この偏倚正弦波形は、上
述した(1)式における振幅a1＝0.8881、a2＝−
0.2842、a3＝0.0880、a4＝−0.0210、a5＝0.00030
とした場合である。鋳片引抜き速度を2200ｍ／
minとすると、このときのネガテイブストリツプ
率は、24％となり、ポジティブストリツプ時間tD
は、0.167秒となる。従つて、パウダー流入量は、
第３図から0.0182ｇ／cm・サイクル（＝0.19Kg／
m2）となる。このパウダー流入量は、鋳造可能な
限界値に近い。 また、鋳型の振動加速度の大きさが0.6Gを超
える鋳型振動加速度が発生する振動条件を選ぶ
と、振動系の機械剛性上の問題から振動波形にブ
レが生じて、鋳型の振動変位に滑らかさがなくな
り、この結果、パウダーの鋳型幅方向の流入量が
不均一となり、鋳片表面に縦割れ等の欠陥が発生
する。 この発明の方法に従つて鋳型を振動させて鋳片
を鋳造した場合の、鋳型面と凝固シエルとの間へ
溶融パウダーの流入量およびブレークアウト発生
状況を、従来の正弦波形に従つて鋳型を振動させ
た場合と比較して第２表に示す。
には、溶融パウダーの流入量はポジテイブストリ
ツプ時間TPの増加が0.018（sec）であるので、第
２図から明らかなように、パウダー流入量は、約
2.3ｇ／ｍ・サイクルだけ増加する。 一方、鋳型面と凝固シエルとの間の摩擦力を考
えると、凝固シエルに加わる摩擦力は鋳型面と凝
固シエルとの間に流入した溶融パウダーのせん断
力として推算できる。凝固シエルに加わる摩擦力
Ｆは次式で表わされる。 Ｆ＝Aμ∂V／∂χ 但し、 Ａ：鋳型面と凝固シエルとの間の接触面積、 μ：鋳型面と凝固シエルとの間に流入した溶融パ
ウダーの粘性、 V〓：鋳型面と凝固シエルとの間の相対速度、 χ：鋳型面と凝固シエルとの間の距離。 鋳型面と凝固シエルとの間で摩擦力が最大とな
るときは、鋳型が最大速度で上昇するときであ
る。このときの鋳型と凝固シエルとの間の最大相
対速度は、鋳型の振動速度波形が正弦波形の場合
には、120.6（mm／sec）となり、偏倚正弦波の場
合には、93.6（mm／sec）となる。 溶融パウダーの厚みが同一であれば、前記摩擦
力は前記相対速度に比例するから、偏倚正弦波の
場合には、前記摩擦力は、前記相対速度の減少分
だけで約20％以上軽減される。 偏倚正弦波形を決定する条件を第４図を参照し
ながら説明する。 正弦波形による鋳型の振動速度が０になる時間
をt0 1およびt0 2とし、偏倚正弦波による鋳型の振動
速度が０になる時間をt1 1およびt1 2とすると、t0 1、
t0 2、t1 1およびt1 2の間には次の関係が成り立つ必要
がある。 t0 1＜t1 1、t1 2＜t0 2 t0 1およびt0 2は、次式で決定される。 dz／dt＝2πfα0cos2πft＝０ 即ち、2πft0 1＝π／２、2πft0 2＝3π／２ t1 1およびt1 2は、次式で決定される。 dz／dt＝o 〓i=2 2πfiαicos2πfiｔ＝０ また、偏倚正弦波形の振動速度は、滑かに変化
させる必要がある。その条件は鋳型が中立点位置
（変位が０の位置）より上方に位置しているとき
の鋳型の振動速度、即ち、角度（ラジアン）で０
〜πの間のときの振動速度は単調減少、鋳型が中
立点位置より下方に位置しているときの鋳型の振
動速度、即ち、π〜2πの間のときの振動速度は
単調増加することである。これを数式で表現する
と以下の通りである。即ち、 前記角度が０〜πの間のときは、 d2z／dt2≦０ 前記角度がπ〜2πの間のときは、 d2z／dt2≧０ となる。 実際の鋳型振動系の場合には、鋳型振動系の加
速度に制限がある。現在の鋳型振動系の加速度で
は0.6G（Ｇは重力加速度）以内が望ましいので、
この発明においても鋳型の振動加速度は、0.6G
以内にすべきである。このように、鋳型の振動加
速度を限定した理由は、以下の通りである。 即ち、鋳型の加速度を大きくしていくと、鋳型
の振動数が速くなる。この結果、ネガテイブスト
リツプ率（時間率）が大きくなる。例えば、
0.6Gの加速度を得るには、正弦波の場合には４
mmの片振幅で振動させると振動数は366cpmとな
る。鋳片引抜き速度を2200ｍ／minとすると、こ
のときのネガテイブストリツプ率は、42.3％とな
り、ポジテイブストリツプ時間tDは、0.0946秒と
なる。従つて、パウダー流入量は、第３図から
0.0051ｇ／cm・サイクル（＝0.085Kg／m2）とな
る。この程度のパウダー流入量ではパウダーフイ
ルムによる潤滑効果が期待できず、鋳造は不可能
である。 これに対して、実用的な偏倚正弦波形を用いて
鋳造する場合、正弦波形のピーク位置に達する時
間が40％だけ長くなる偏倚正弦波形、即ち、波形
歪率40％の偏倚正弦波形を用いると、0.6Gの加
速度には、４mmの片振幅の時には、振動数は
238cpmとなる。なお、この偏倚正弦波形は、上
述した(1)式における振幅a1＝0.8881、a2＝−
0.2842、a3＝0.0880、a4＝−0.0210、a5＝0.00030
とした場合である。鋳片引抜き速度を2200ｍ／
minとすると、このときのネガテイブストリツプ
率は、24％となり、ポジティブストリツプ時間tD
は、0.167秒となる。従つて、パウダー流入量は、
第３図から0.0182ｇ／cm・サイクル（＝0.19Kg／
m2）となる。このパウダー流入量は、鋳造可能な
限界値に近い。 また、鋳型の振動加速度の大きさが0.6Gを超
える鋳型振動加速度が発生する振動条件を選ぶ
と、振動系の機械剛性上の問題から振動波形にブ
レが生じて、鋳型の振動変位に滑らかさがなくな
り、この結果、パウダーの鋳型幅方向の流入量が
不均一となり、鋳片表面に縦割れ等の欠陥が発生
する。 この発明の方法に従つて鋳型を振動させて鋳片
を鋳造した場合の、鋳型面と凝固シエルとの間へ
溶融パウダーの流入量およびブレークアウト発生
状況を、従来の正弦波形に従つて鋳型を振動させ
た場合と比較して第２表に示す。
【表】
第２表から明らかなように、この発明の方法に
よつて鋳型を振動させて鋳造を行つた場合には、
ブレークアウトの発生が著しく減少している。 以上説明したように、この発明によれば、鋳型
面と凝固シエルとの間へ溶融パウダーの流入量を
増加させることができ、しかも、凝固シエルに過
大な引張力が付与されないので、ブレークアウト
の発生を減少させることができるといつたきわめ
て有用な効果がもたらされる。
よつて鋳型を振動させて鋳造を行つた場合には、
ブレークアウトの発生が著しく減少している。 以上説明したように、この発明によれば、鋳型
面と凝固シエルとの間へ溶融パウダーの流入量を
増加させることができ、しかも、凝固シエルに過
大な引張力が付与されないので、ブレークアウト
の発生を減少させることができるといつたきわめ
て有用な効果がもたらされる。
第１図は、従来の時間と、鋳型の振動速度およ
び振動変位との関係を示すグラフ、第２図は、ポ
ジテイブストリツプ時間と溶融パウダーの流入量
との関係を示すグラフ、第３図は、この発明の振
動方法における時間と鋳型の振動変位との関係を
示すグラフ、第４図は、同時間と鋳型の振動速度
との関係を示すグラフである。
び振動変位との関係を示すグラフ、第２図は、ポ
ジテイブストリツプ時間と溶融パウダーの流入量
との関係を示すグラフ、第３図は、この発明の振
動方法における時間と鋳型の振動変位との関係を
示すグラフ、第４図は、同時間と鋳型の振動速度
との関係を示すグラフである。
Claims (1)
- 【特許請求の範囲】 １ 竪型連続鋳造用鋳型を、その振動変位波形
が、同一の周波数および実質的に同一の振幅を有
する正弦波形から偏倚した、前記鋳型の振動変位
および振動速度が滑らかに変化する、下記(1)式に
よつて表される偏倚正弦波形となるように上下方
向に振動させ、 Ｚ＝a1sin2πft＋a2sin4πft ＋a3sin6πft＋ ……(1) 但し、 Ｚ：鋳型の変位（mm）、 a1、a2、a3……：振幅（mm）、 ｆ：鋳型の振動数（サイクル／sec）、 ｔ：時間（sec）。 そして、前記鋳型を、その振動速度波形が正弦
波形となるように上下方向に振動させた場合に比
べて、 ネガテイブストリツプ期間の前記鋳型の最大
下降速度を大きく、 ポジイテイブストリツプ期間の前記鋳型の最
大上昇速度を小さく、 ネガデイブストリツプ時間を短く、そして、 ポジイテイブストリツプ時間を長くなるよう
に調整し、且つ、前記鋳型の振動加速度の大き
さを、重力加速度Ｇの0.6以下に限定すること
を特徴とする、竪型連続鋳造用鋳型の振動方
法。
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP19336783A JPS6087955A (ja) | 1983-10-18 | 1983-10-18 | 竪型連続鋳造用鋳型の振動方法 |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP19336783A JPS6087955A (ja) | 1983-10-18 | 1983-10-18 | 竪型連続鋳造用鋳型の振動方法 |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPS6087955A JPS6087955A (ja) | 1985-05-17 |
| JPH0479744B2 true JPH0479744B2 (ja) | 1992-12-16 |
Family
ID=16306729
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP19336783A Granted JPS6087955A (ja) | 1983-10-18 | 1983-10-18 | 竪型連続鋳造用鋳型の振動方法 |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JPS6087955A (ja) |
Families Citing this family (4)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| ES2032609T3 (es) * | 1988-01-28 | 1993-02-16 | Clecim | Procedimiento y dispositivo para la oscilacion de una lingotera de colada continua de acero. |
| JPH084879B2 (ja) * | 1990-02-26 | 1996-01-24 | 川崎製鉄株式会社 | 連続鋳造用鋳型の振動方法 |
| KR100364131B1 (ko) * | 1996-12-06 | 2003-02-11 | 주식회사 포스코 | 연속 주조기의 주형 진동방법 |
| JP5012255B2 (ja) | 2007-06-27 | 2012-08-29 | 住友金属工業株式会社 | 小断面鋳片の連続鋳造方法 |
-
1983
- 1983-10-18 JP JP19336783A patent/JPS6087955A/ja active Granted
Also Published As
| Publication number | Publication date |
|---|---|
| JPS6087955A (ja) | 1985-05-17 |
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