JPH09314287A - 丸断面鋳片の連続鋳造方法 - Google Patents
丸断面鋳片の連続鋳造方法Info
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- JPH09314287A JPH09314287A JP16065396A JP16065396A JPH09314287A JP H09314287 A JPH09314287 A JP H09314287A JP 16065396 A JP16065396 A JP 16065396A JP 16065396 A JP16065396 A JP 16065396A JP H09314287 A JPH09314287 A JP H09314287A
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- taper
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Abstract
(57)【要約】
【課題】 特定組成の丸断面鋳片を連続鋳造する際に生
じる凝固シェルの座屈変形を防止する。 【解決手段】 Ｍｎ：１．０〜１．７％を含有する溶鋼
から丸断面鋳片を連続鋳造するに際し、メニスカス部に
おけるテーパが４．０〜１９．０％／ｍで、かつ、メニ
スカス下４００ｍｍ以降から鋳型下端における平均テー
パが０．４〜０．７％／ｍである鋳型を用い、連続鋳造
する。
じる凝固シェルの座屈変形を防止する。 【解決手段】 Ｍｎ：１．０〜１．７％を含有する溶鋼
から丸断面鋳片を連続鋳造するに際し、メニスカス部に
おけるテーパが４．０〜１９．０％／ｍで、かつ、メニ
スカス下４００ｍｍ以降から鋳型下端における平均テー
パが０．４〜０．７％／ｍである鋳型を用い、連続鋳造
する。
Description
【０００１】
【発明の属する技術分野】この発明は、円弧状鋳型を有
する連続鋳造機において、継目無鋼管用素材あるいは鍛
造用素材等の丸断面鋳片の連続鋳造方法に関する。
する連続鋳造機において、継目無鋼管用素材あるいは鍛
造用素材等の丸断面鋳片の連続鋳造方法に関する。
【０００２】
【従来の技術】連続鋳造法においては、図９に示すとお
り、鋳型９１内に浸漬ノズル９２から注入された溶鋼９
３は、鋳型９１と接触して先ず薄い凝固シェル９４を形
成し、当初は鋳型９１と接触しているが、やがて凝固シ
ェル９４は冷却による温度降下と共に収縮して鋳型９１
からはなれる。ところが凝固シェル９４の収縮量は、場
所により異なるために凝固シェル９４外面と鋳型９１内
面の隙間に差ができてパウダー９５の供給量に過不足が
生じる。このため、凝固シェル９４外面と鋳型９１内面
の隙間には、エアーギャップができたり、パウダー厚さ
に差異が生じたりして不均一厚さの凝固シェルが形成さ
れる。
り、鋳型９１内に浸漬ノズル９２から注入された溶鋼９
３は、鋳型９１と接触して先ず薄い凝固シェル９４を形
成し、当初は鋳型９１と接触しているが、やがて凝固シ
ェル９４は冷却による温度降下と共に収縮して鋳型９１
からはなれる。ところが凝固シェル９４の収縮量は、場
所により異なるために凝固シェル９４外面と鋳型９１内
面の隙間に差ができてパウダー９５の供給量に過不足が
生じる。このため、凝固シェル９４外面と鋳型９１内面
の隙間には、エアーギャップができたり、パウダー厚さ
に差異が生じたりして不均一厚さの凝固シェルが形成さ
れる。
【０００３】凝固シェルは、厚さが不均一になると薄い
部分に熱応力が集中してブレークアウトを起こし、鋳造
できなくなる。このブレークアウトを防止するには、鋳
造速度を遅くしなければならず、生産性が低下する。ま
た、凝固シェルの厚さの不均一は、鋳片の表面性状を圧
下させることになる。このような問題点は、特に丸断面
鋳片に顕著に発生する。
部分に熱応力が集中してブレークアウトを起こし、鋳造
できなくなる。このブレークアウトを防止するには、鋳
造速度を遅くしなければならず、生産性が低下する。ま
た、凝固シェルの厚さの不均一は、鋳片の表面性状を圧
下させることになる。このような問題点は、特に丸断面
鋳片に顕著に発生する。
【０００４】上記丸断面鋳片鋳造時に発生する上記問題
点を解消する方法としては、タンディッシュと鋳型をノ
ズルで結合すると共に、凝固初期において鋳型を鋳片引
抜き方向と交叉する方向に揺動させ、溶鋼静圧により凝
固シェルを鋳型内壁に密着させ、均一凝固させる方法
（特開昭５３−１３７８２５号公報）、鋳型内面が収縮
する凝固シェルにできるだけ近づくように、鋳型内面を
鋳造方向に２段階的に絞った鋳型（実開昭５９−１６５
７４８号公報）、鋳造方向に連続する少なくとも２つの
テーパ段を有する鋳型へ鋼を鋳込む連続鋳造法におい
て、形成される鋳造物の収縮挙動を刻々の鋳造パラメー
タに適応させるために、鋳型内の溶鋼レベルを複数のテ
ーパ段の範囲内で変化させる方法（特公昭５９−３９２
２０号公報）が提案されている。
点を解消する方法としては、タンディッシュと鋳型をノ
ズルで結合すると共に、凝固初期において鋳型を鋳片引
抜き方向と交叉する方向に揺動させ、溶鋼静圧により凝
固シェルを鋳型内壁に密着させ、均一凝固させる方法
（特開昭５３−１３７８２５号公報）、鋳型内面が収縮
する凝固シェルにできるだけ近づくように、鋳型内面を
鋳造方向に２段階的に絞った鋳型（実開昭５９−１６５
７４８号公報）、鋳造方向に連続する少なくとも２つの
テーパ段を有する鋳型へ鋼を鋳込む連続鋳造法におい
て、形成される鋳造物の収縮挙動を刻々の鋳造パラメー
タに適応させるために、鋳型内の溶鋼レベルを複数のテ
ーパ段の範囲内で変化させる方法（特公昭５９−３９２
２０号公報）が提案されている。
【０００５】
【発明が解決しようとする課題】上記特開昭５３−１３
７８２５号公報に開示の方法は、タンディッシュと鋳型
が連結されているために、パウダーを溶鋼中に注入する
装置が必要になる。また、鋳型を鋳片引抜き方向と交叉
する方向に揺動させるには、大幅な設計変更しなければ
ならない。また、実開昭５９−１６５７４８号公報に開
示の鋳型は、凝固シェルの収縮量が鋼組成や鋳造速度等
の条件によって大きく増減するので、特定の鋼組成およ
び鋳造速度を前提にテーパを決定すると、他の鋳造条件
に対してテーパの不足あるいは過多が生じる。さらに、
特公昭５９−３９２２０号公報に開示の方法によって
も、テーパ設定値が適正でなければ、多様な組成の鋼に
対応することができない。
７８２５号公報に開示の方法は、タンディッシュと鋳型
が連結されているために、パウダーを溶鋼中に注入する
装置が必要になる。また、鋳型を鋳片引抜き方向と交叉
する方向に揺動させるには、大幅な設計変更しなければ
ならない。また、実開昭５９−１６５７４８号公報に開
示の鋳型は、凝固シェルの収縮量が鋼組成や鋳造速度等
の条件によって大きく増減するので、特定の鋼組成およ
び鋳造速度を前提にテーパを決定すると、他の鋳造条件
に対してテーパの不足あるいは過多が生じる。さらに、
特公昭５９−３９２２０号公報に開示の方法によって
も、テーパ設定値が適正でなければ、多様な組成の鋼に
対応することができない。
【０００６】一般に凝固シェルの収縮挙動が鋳片品質や
鋳造トラブル発生に大きな影響を及ぼすのは、鋼中Ｃ濃
度が０．０８〜０．１５％程度の亜包晶鋼である。亜包
晶鋼は、完全凝固直後のシェルがδ→γ変態に伴い大き
く収縮するので、鋳造時に鋳型から凝固シェルが離れて
不均一凝固を生じ易い。このような亜包晶鋼特有の問題
を解消するためには、凝固収縮の最も大きな亜包晶鋼を
前提としたテーパに設定することが求められる。
鋳造トラブル発生に大きな影響を及ぼすのは、鋼中Ｃ濃
度が０．０８〜０．１５％程度の亜包晶鋼である。亜包
晶鋼は、完全凝固直後のシェルがδ→γ変態に伴い大き
く収縮するので、鋳造時に鋳型から凝固シェルが離れて
不均一凝固を生じ易い。このような亜包晶鋼特有の問題
を解消するためには、凝固収縮の最も大きな亜包晶鋼を
前提としたテーパに設定することが求められる。
【０００７】一方、凝固収縮の少ない鋼の鋳造では、亜
包晶鋼を前提とした大きなテーパを有する鋳型を使用す
ると、鋳型から凝固シェルへの圧縮応力が作用し、鋼組
成によっては凝固シェルが座屈変形することがあった。
従来の技術には、特定組成の鋼に生じる凝固シェルの座
屈変形に着目し、座屈変形の防止を目的として鋳型テー
パを限定したものはない。
包晶鋼を前提とした大きなテーパを有する鋳型を使用す
ると、鋳型から凝固シェルへの圧縮応力が作用し、鋼組
成によっては凝固シェルが座屈変形することがあった。
従来の技術には、特定組成の鋼に生じる凝固シェルの座
屈変形に着目し、座屈変形の防止を目的として鋳型テー
パを限定したものはない。
【０００８】この発明の目的は、上記従来技術の欠点を
解消し、特定成分の丸断面鋳片を連続鋳造する際に生じ
る凝固シェルの座屈変形を防止できる丸断面鋳片の連続
鋳造方法を提供することにある。
解消し、特定成分の丸断面鋳片を連続鋳造する際に生じ
る凝固シェルの座屈変形を防止できる丸断面鋳片の連続
鋳造方法を提供することにある。
【０００９】
【課題を解決するための手段】本発明者らは、丸断面鋳
片を連続鋳造するに際し、特定組成の鋼に凝固シェル座
屈変形が生じることを見い出し、その発生傾向と原因を
調査した結果、以下の結論に至った。
片を連続鋳造するに際し、特定組成の鋼に凝固シェル座
屈変形が生じることを見い出し、その発生傾向と原因を
調査した結果、以下の結論に至った。
【００１０】凝固シェルの座屈変形は、Ｃ：０．０４〜
０．６０、Ｍｎ：０．６〜１．７％の溶鋼の連続鋳造に
おいて、直径２２５ｍｍ、２９２ｍｍの丸鋳片の鋼中Ｍ
ｎ濃度と凝固シェルの座屈変形発生率との関係を示す図
４のとおり、鋼中Ｍｎ濃度：［Ｍｎ］≧１．０％の高Ｍ
ｎ鋼において高発生率を示している。
０．６０、Ｍｎ：０．６〜１．７％の溶鋼の連続鋳造に
おいて、直径２２５ｍｍ、２９２ｍｍの丸鋳片の鋼中Ｍ
ｎ濃度と凝固シェルの座屈変形発生率との関係を示す図
４のとおり、鋼中Ｍｎ濃度：［Ｍｎ］≧１．０％の高Ｍ
ｎ鋼において高発生率を示している。
【００１１】高Ｍｎ鋼において凝固シェルの座屈変形発
生率が高い原因は、［Ｃ］：０．０８〜０．４０％、
［Ｍｎ］：０．６〜１．６％の溶鋼の連続鋳造における
溶鋼温度と変形応力との関係を示す図５のとおり、鋼中
Ｍｎ濃度が高いと１２００℃以下の領域において温度降
下に伴う変形応力（強度）の増大が急勾配である。その
ため、座屈変形の発生を模式的に示す図６（ａ）に示す
のとおり、偶発的に生じた凝固遅れ部位１（高温部位）
と、健全凝固部位２（低温部位）との相対的凝固シェル
強度差が大きくなる。このとき凝固シェルは、図６
（ｂ）に示すのとおり、鋳型から圧力（圧縮応力）３を
受け、あるいは凝固シェル自身が収縮５すると、凝固遅
れ部１に歪が集中して座屈変形４が発生する。
生率が高い原因は、［Ｃ］：０．０８〜０．４０％、
［Ｍｎ］：０．６〜１．６％の溶鋼の連続鋳造における
溶鋼温度と変形応力との関係を示す図５のとおり、鋼中
Ｍｎ濃度が高いと１２００℃以下の領域において温度降
下に伴う変形応力（強度）の増大が急勾配である。その
ため、座屈変形の発生を模式的に示す図６（ａ）に示す
のとおり、偶発的に生じた凝固遅れ部位１（高温部位）
と、健全凝固部位２（低温部位）との相対的凝固シェル
強度差が大きくなる。このとき凝固シェルは、図６
（ｂ）に示すのとおり、鋳型から圧力（圧縮応力）３を
受け、あるいは凝固シェル自身が収縮５すると、凝固遅
れ部１に歪が集中して座屈変形４が発生する。
【００１２】凝固シェルの座屈変形発生位置は、表１に
示す化学組成の高炭素・高Ｍｎ鋼および０．２％炭素鋼
の連続鋳造における鋳型内の凝固シェルに作用する圧縮
応力を計算した結果、図７に示すとおり、メニスカス下
４００ｍｍ以降の鋳型下部において圧縮応力が増大する
ことが判明した。この計算により凝固シェルの座屈変形
は、メニスカス下４００ｍｍ以降の鋳型下部において発
生することが確認された。
示す化学組成の高炭素・高Ｍｎ鋼および０．２％炭素鋼
の連続鋳造における鋳型内の凝固シェルに作用する圧縮
応力を計算した結果、図７に示すとおり、メニスカス下
４００ｍｍ以降の鋳型下部において圧縮応力が増大する
ことが判明した。この計算により凝固シェルの座屈変形
は、メニスカス下４００ｍｍ以降の鋳型下部において発
生することが確認された。
【００１３】
【表１】
【００１４】高Ｍｎ鋼において発生する凝固シェルの座
屈変形を防止するには、メニスカス下４００ｍｍ以降の
鋳型下部のテーパ上限値を制限することが有効であるこ
と、また、鋳型と凝固シェルとの密着を維持し、均一な
凝固を実現させることを考慮すると、鋳型下部およびメ
ニスカスにおける鋳型テーパに適正範囲が存在すること
が明らかである。
屈変形を防止するには、メニスカス下４００ｍｍ以降の
鋳型下部のテーパ上限値を制限することが有効であるこ
と、また、鋳型と凝固シェルとの密着を維持し、均一な
凝固を実現させることを考慮すると、鋳型下部およびメ
ニスカスにおける鋳型テーパに適正範囲が存在すること
が明らかである。
【００１５】すなわち、この発明は、Ｃ：０．０４〜
０．６０％、Ｍｎ：１．０〜１．７％を含有する溶鋼か
ら丸断面鋳片を連続鋳造する方法において、メニスカス
部におけるテーパが４．０〜１９．０％／ｍで、かつ、
メニスカス下４００ｍｍ以降から鋳型下端におけるテー
パの平均値が０．４〜０．７％／ｍである鋳型を用い、
連続鋳造することとしている。このように、Ｃ：０．０
４〜０．６０％、Ｍｎ：１．０〜１．７％を含有する溶
鋼を、メニスカスにおけるテーパが４．０〜１９．０％
／ｍで、かつ、メニスカス下４００ｍｍから鋳型下端に
おけるテーパの平均値が０．４〜０．７％／ｍである鋳
型を用い、連続鋳造することによって、凝固シェルの座
屈変形の発生を抑制することができると共に、不均一凝
固に起因する縦割れの発生を抑制でき、欠陥の少ない優
れた表面品質の丸断面鋳片を得ることができる。
０．６０％、Ｍｎ：１．０〜１．７％を含有する溶鋼か
ら丸断面鋳片を連続鋳造する方法において、メニスカス
部におけるテーパが４．０〜１９．０％／ｍで、かつ、
メニスカス下４００ｍｍ以降から鋳型下端におけるテー
パの平均値が０．４〜０．７％／ｍである鋳型を用い、
連続鋳造することとしている。このように、Ｃ：０．０
４〜０．６０％、Ｍｎ：１．０〜１．７％を含有する溶
鋼を、メニスカスにおけるテーパが４．０〜１９．０％
／ｍで、かつ、メニスカス下４００ｍｍから鋳型下端に
おけるテーパの平均値が０．４〜０．７％／ｍである鋳
型を用い、連続鋳造することによって、凝固シェルの座
屈変形の発生を抑制することができると共に、不均一凝
固に起因する縦割れの発生を抑制でき、欠陥の少ない優
れた表面品質の丸断面鋳片を得ることができる。
【００１６】
【発明の実施の形態】この発明において溶鋼中のＭｎ濃
度を１．０〜１．７％としたのは、１．０％未満では鋳
型テーパに関係なく凝固シェルの座屈変形の発生は低
く、また、１．７％を超えると鋳型テーパを規定して
も、凝固シェルの座屈変形が発生するからである。
度を１．０〜１．７％としたのは、１．０％未満では鋳
型テーパに関係なく凝固シェルの座屈変形の発生は低
く、また、１．７％を超えると鋳型テーパを規定して
も、凝固シェルの座屈変形が発生するからである。
【００１７】この発明における鋳型のテーパＫ（％／
ｍ）は、次の式によって表される。 Ｋ（％／ｍ）＝（ΔＢ／Ｂｕ）・（１００／Ｌ） ただ
し、ΔＢ：テーパ部における上下径の差（ｍｍ）、Ｂ
ｕ：テーパ部における中空の下幅（ｍｍ）、Ｌ：同じテ
ーパ部の長さ（ｍ）である。
ｍ）は、次の式によって表される。 Ｋ（％／ｍ）＝（ΔＢ／Ｂｕ）・（１００／Ｌ） ただ
し、ΔＢ：テーパ部における上下径の差（ｍｍ）、Ｂ
ｕ：テーパ部における中空の下幅（ｍｍ）、Ｌ：同じテ
ーパ部の長さ（ｍ）である。
【００１８】この発明においてメニスカス部のテーパを
４〜１９％／ｍとしたのは、図８に示すとおり、４％／
ｍ未満では凝固シェルの収縮量に対し、鋳型テーパが不
足となるため、鋳型と凝固シェル間に間隙が生じ、鋳型
への抜熱が間隙部で大きく減少する。その部位の凝固シ
ェルは、凝固が遅れるため割れ疵等の欠陥発生の原因と
なる。また、１９％／ｍを超えると、上記とは逆に鋳型
テーパが過多となるため、凝固シェルが鋳型に焼付く現
象（拘束）の発生率が高くなり、操業が困難となる。
４〜１９％／ｍとしたのは、図８に示すとおり、４％／
ｍ未満では凝固シェルの収縮量に対し、鋳型テーパが不
足となるため、鋳型と凝固シェル間に間隙が生じ、鋳型
への抜熱が間隙部で大きく減少する。その部位の凝固シ
ェルは、凝固が遅れるため割れ疵等の欠陥発生の原因と
なる。また、１９％／ｍを超えると、上記とは逆に鋳型
テーパが過多となるため、凝固シェルが鋳型に焼付く現
象（拘束）の発生率が高くなり、操業が困難となる。
【００１９】この発明においてメニスカス下４００ｍｍ
以降から鋳型下端までの平均テーパを０．４〜０．７％
／ｍとしたのは、０．４％／ｍ未満では縦割れ発生率が
高くなり、また、０．７％／ｍを超えると、鋳型下部テ
ーパが過多となるため、凝固シェルの座屈変形の発生率
が高くなるためである。
以降から鋳型下端までの平均テーパを０．４〜０．７％
／ｍとしたのは、０．４％／ｍ未満では縦割れ発生率が
高くなり、また、０．７％／ｍを超えると、鋳型下部テ
ーパが過多となるため、凝固シェルの座屈変形の発生率
が高くなるためである。
【００２０】
【実施例】表２に示すＡ〜Ｑの組成の溶鋼を、表２に示
すメニスカス部のテーパおよびメニスカス下４００ｍｍ
以降下端までの平均テーパの鋳型を用い、直径１８７〜
３３５ｍｍの鋳片を定常部鋳造速度１．１〜３．０ｍ／
ｍｉｎで連続鋳造し、凝固シェルの座屈変形発生率と不
均一凝固による縦割れ発生率を調査した。その結果を表
３および図１〜図３に示す。なお、表２中の鋳型テーパ
欄の「鋳型下部」は、メニスカス下４００ｍｍ以降下端
までの平均テーパである。
すメニスカス部のテーパおよびメニスカス下４００ｍｍ
以降下端までの平均テーパの鋳型を用い、直径１８７〜
３３５ｍｍの鋳片を定常部鋳造速度１．１〜３．０ｍ／
ｍｉｎで連続鋳造し、凝固シェルの座屈変形発生率と不
均一凝固による縦割れ発生率を調査した。その結果を表
３および図１〜図３に示す。なお、表２中の鋳型テーパ
欄の「鋳型下部」は、メニスカス下４００ｍｍ以降下端
までの平均テーパである。
【００２１】
【表２】
【００２２】
【表３】
【００２３】表２および図１〜３に示すとおり、Ａ〜Ｊ
の実施例では、凝固シェルの座屈発生率ならびに不均一
凝固による縦割れ発生率共に０．２％以下と軽微であっ
た。これに対し、比較例のＫ、Ｍ、Ｏ、Ｑでは、メニス
カス部における鋳型テーパが小さいため、不均一凝固を
生じて縦割れ発生率が８．７〜１２．５％と高率となっ
ている。また、比較例のＬ、Ｎ、Ｐ、Ｑは、鋳型下部に
おけるテーパが過大であるため、凝固シェルの座屈変形
発生率が０．７〜１．５％と高率となっている。
の実施例では、凝固シェルの座屈発生率ならびに不均一
凝固による縦割れ発生率共に０．２％以下と軽微であっ
た。これに対し、比較例のＫ、Ｍ、Ｏ、Ｑでは、メニス
カス部における鋳型テーパが小さいため、不均一凝固を
生じて縦割れ発生率が８．７〜１２．５％と高率となっ
ている。また、比較例のＬ、Ｎ、Ｐ、Ｑは、鋳型下部に
おけるテーパが過大であるため、凝固シェルの座屈変形
発生率が０．７〜１．５％と高率となっている。
【００２４】
【発明の効果】この発明の連続鋳造方法によれば、Ｍｎ
≧１．０％の高Ｍｎ鋼の凝固シェルの座屈変形発生率を
低位に抑制することができると共に、不均一凝固に起因
する縦割れ発生率も低く、欠陥の少ない優れた表面品質
の丸断面鋳片を得ることができる。
≧１．０％の高Ｍｎ鋼の凝固シェルの座屈変形発生率を
低位に抑制することができると共に、不均一凝固に起因
する縦割れ発生率も低く、欠陥の少ない優れた表面品質
の丸断面鋳片を得ることができる。
【図１】実施例におけるメニスカス部における鋳型テー
パと縦割れ発生率との関係を示すグラフである。
パと縦割れ発生率との関係を示すグラフである。
【図２】実施例における鋳型下部平均テーパと縦割れ発
生率との関係を示すグラフである。
生率との関係を示すグラフである。
【図３】実施例における鋳型下部平均テーパと凝固シェ
ルの座屈変形発生率との関係を示すグラフである。
ルの座屈変形発生率との関係を示すグラフである。
【図４】Ｃ：０．３０〜０．６０％、０．１８〜０．２
９％、０．０４〜０．１７％の鋼中Ｍｎ濃度と凝固シェ
ルの座屈変形発生率との関係を示すグラフである。
９％、０．０４〜０．１７％の鋼中Ｍｎ濃度と凝固シェ
ルの座屈変形発生率との関係を示すグラフである。
【図５】温度と変形応力と鋼中Ｃ濃度、Ｍｎ濃度との関
係を示すグラフである。
係を示すグラフである。
【図６】凝固シェルの座屈変形発生の原理を示すもの
で、（ａ）図は起点生成の模式図、（ｂ）図は座屈変形
発生の模式図ある。
で、（ａ）図は起点生成の模式図、（ｂ）図は座屈変形
発生の模式図ある。
【図７】高炭素・高マンガン鋼および０．２％炭素鋼の
凝固シェル内圧縮応力とメニスカスからの距離との関係
を示すグラフである。
凝固シェル内圧縮応力とメニスカスからの距離との関係
を示すグラフである。
【図８】メニスカスにおける鋳型テーパと拘束発生率と
の関係を示すグラフである。
の関係を示すグラフである。
【図９】鋳型内の状況を示す概略縦断面図である。
１ 凝固遅れ部位 ２ 健全凝固部位 ３ 圧力 ４ 座屈変形 ５ 収縮 ９１ 鋳型 ９２ 浸漬ノズル ９３ 溶鋼 ９４ 凝固シェル ９５ パウダー
Claims (1)
- 【請求項１】 Ｃ：０．０４〜０．６０％、Ｍｎ：１．
０〜１．７％を含有する溶鋼から丸断面鋳片を連続鋳造
する方法において、メニスカス部におけるテーパが４．
０〜１９．０％／ｍで、かつ、メニスカス下４００ｍｍ
以降から鋳型下端における平均テーパが０．４〜０．７
％／ｍである鋳型を用い、連続鋳造することを特徴とす
る丸断面鋳片の連続鋳造方法。
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP08160653A JP3082834B2 (ja) | 1996-05-30 | 1996-05-30 | 丸断面鋳片の連続鋳造方法 |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP08160653A JP3082834B2 (ja) | 1996-05-30 | 1996-05-30 | 丸断面鋳片の連続鋳造方法 |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPH09314287A true JPH09314287A (ja) | 1997-12-09 |
| JP3082834B2 JP3082834B2 (ja) | 2000-08-28 |
Family
ID=15719594
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP08160653A Expired - Fee Related JP3082834B2 (ja) | 1996-05-30 | 1996-05-30 | 丸断面鋳片の連続鋳造方法 |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JP3082834B2 (ja) |
Cited By (2)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| US6340048B1 (en) | 1998-07-31 | 2002-01-22 | Kabushiki Kaisha Kobe Seiko Sho. | Mold for use in continuous metal casting |
| JP2021079397A (ja) * | 2019-11-15 | 2021-05-27 | 日本製鉄株式会社 | チタン鋳塊の製造方法およびチタン鋳塊製造鋳型 |
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| JP6080367B2 (ja) * | 2012-02-29 | 2017-02-15 | ケミカルグラウト株式会社 | 孔芯計測装置 |
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1996
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| JP2021079397A (ja) * | 2019-11-15 | 2021-05-27 | 日本製鉄株式会社 | チタン鋳塊の製造方法およびチタン鋳塊製造鋳型 |
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