JPS5916862B2 - 連続鋳造法 - Google Patents
連続鋳造法Info
- Publication number
- JPS5916862B2 JPS5916862B2 JP48033507A JP3350773A JPS5916862B2 JP S5916862 B2 JPS5916862 B2 JP S5916862B2 JP 48033507 A JP48033507 A JP 48033507A JP 3350773 A JP3350773 A JP 3350773A JP S5916862 B2 JPS5916862 B2 JP S5916862B2
- Authority
- JP
- Japan
- Prior art keywords
- slab
- reduction
- segregation
- tip
- crater
- Prior art date
- Legal status (The legal status is an assumption and is not a legal conclusion. Google has not performed a legal analysis and makes no representation as to the accuracy of the status listed.)
- Expired
Links
Classifications
-
- 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
- B22D11/12—Accessories for subsequent treating or working cast stock in situ
- B22D11/1206—Accessories for subsequent treating or working cast stock in situ for plastic shaping of strands
-
- Y—GENERAL TAGGING OF NEW TECHNOLOGICAL DEVELOPMENTS; GENERAL TAGGING OF CROSS-SECTIONAL TECHNOLOGIES SPANNING OVER SEVERAL SECTIONS OF THE IPC; TECHNICAL SUBJECTS COVERED BY FORMER USPC CROSS-REFERENCE ART COLLECTIONS [XRACs] AND DIGESTS
- Y10—TECHNICAL SUBJECTS COVERED BY FORMER USPC
- Y10T—TECHNICAL SUBJECTS COVERED BY FORMER US CLASSIFICATION
- Y10T29/00—Metal working
- Y10T29/49—Method of mechanical manufacture
- Y10T29/4998—Combined manufacture including applying or shaping of fluent material
- Y10T29/49988—Metal casting
- Y10T29/49991—Combined with rolling
Landscapes
- Engineering & Computer Science (AREA)
- Mechanical Engineering (AREA)
- Continuous Casting (AREA)
- Metal Rolling (AREA)
Description
【発明の詳細な説明】
本発明は連続鋳造法の創案に係り、連続鋳造鋳片断面の
中心部に発生する成分元画の偏析、即ち鋼鋳片の場合に
おいてViC,S、 P等の偏析係数の高い元素の偏析
或いはセンターポロシティ−と称される粗い凝固組織や
割れと不純物の濃化した溶鋼が侵入して形成される偏析
線等の有害組織部分を消失乃至改善して健全な中心部組
織を適切に得しめようとするものである。
中心部に発生する成分元画の偏析、即ち鋼鋳片の場合に
おいてViC,S、 P等の偏析係数の高い元素の偏析
或いはセンターポロシティ−と称される粗い凝固組織や
割れと不純物の濃化した溶鋼が侵入して形成される偏析
線等の有害組織部分を消失乃至改善して健全な中心部組
織を適切に得しめようとするものである。
溶融金属を連続鋳造することについては従来より種々の
提案がなされておシ、この連続鋳造は鋳型部、2次冷却
帯部及び引抜装置部によって処理され、鋳型部において
は鋳込まれた溶鋼が目的とする鋳片寸法に成形され、次
いで2次冷却帯部において通常水を散布し鋳片内部の未
凝固部が冷却凝固せしめられ完全に凝固した鋳片は引抜
きロールによって引抜かれるわけである。
提案がなされておシ、この連続鋳造は鋳型部、2次冷却
帯部及び引抜装置部によって処理され、鋳型部において
は鋳込まれた溶鋼が目的とする鋳片寸法に成形され、次
いで2次冷却帯部において通常水を散布し鋳片内部の未
凝固部が冷却凝固せしめられ完全に凝固した鋳片は引抜
きロールによって引抜かれるわけである。
ところで斯かる従来の連続鋳造法によって鋳片断面にお
ける成分偏析の1例は第1図に示された通りであって、
この場合の鋼成分はCが0.13係、Siが0.22係
、Mnが0.62%、PがQ、013%、Sが0.01
7係、AlがQ、007%であり、鋳片の寸法は該図に
附記されているように200X1600−であり、又そ
の鋳造機は半径8mの彎曲型連続鋳造機である。
ける成分偏析の1例は第1図に示された通りであって、
この場合の鋼成分はCが0.13係、Siが0.22係
、Mnが0.62%、PがQ、013%、Sが0.01
7係、AlがQ、007%であり、鋳片の寸法は該図に
附記されているように200X1600−であり、又そ
の鋳造機は半径8mの彎曲型連続鋳造機である。
然してこの第1図に明かなように鋳片断面の中心部には
CとSが多量に偏析しており、この種のスラブを厚鋼板
に圧延すると鋼板の断面中心線に沿って偏析線が存在し
、機械的試験において異常現象、例えば中心線に沿って
材料が破損する等の欠陥を生ずる。
CとSが多量に偏析しており、この種のスラブを厚鋼板
に圧延すると鋼板の断面中心線に沿って偏析線が存在し
、機械的試験において異常現象、例えば中心線に沿って
材料が破損する等の欠陥を生ずる。
そこで斯様な中央偏析或いはセンターポロシティを消失
させる方法として昭和46年特公第38899号公報や
同第43457号公報に示されているような方法も提案
されているが、これらの方法は相当の圧下を加えること
によって上記したような中央偏析等を消失せしめようと
するものであって、前者においては少くとも10係断面
の縮少を図シ、後者においても鋳片内部の液相部が5〜
30mmとなったときに完全に圧下し液相部を圧下ロー
ルの前方で終了させることにより上記中心偏析乃至セン
ターポロシティの消失を図るものである。
させる方法として昭和46年特公第38899号公報や
同第43457号公報に示されているような方法も提案
されているが、これらの方法は相当の圧下を加えること
によって上記したような中央偏析等を消失せしめようと
するものであって、前者においては少くとも10係断面
の縮少を図シ、後者においても鋳片内部の液相部が5〜
30mmとなったときに完全に圧下し液相部を圧下ロー
ルの前方で終了させることにより上記中心偏析乃至セン
ターポロシティの消失を図るものである。
しかしこれらの方法によるときは成程中心偏析やセンタ
ーポロシティ等を消失させることができるとしてもこれ
を実際に実施した場合には液相−固相界面において第2
図に示すような割れ3を発生するものでアリ、即ち未凝
固部2を内蔵した鋳片を圧下ロール4,4によつて上記
のように圧下した場合にはその界面部分に図示のような
割れ3が発生し、この割れ3に不純物の濃化した溶鋼が
侵入し成程中心部に偏析がないとしても依然側折線とし
て鋳片に残存することとなるものである。
ーポロシティ等を消失させることができるとしてもこれ
を実際に実施した場合には液相−固相界面において第2
図に示すような割れ3を発生するものでアリ、即ち未凝
固部2を内蔵した鋳片を圧下ロール4,4によつて上記
のように圧下した場合にはその界面部分に図示のような
割れ3が発生し、この割れ3に不純物の濃化した溶鋼が
侵入し成程中心部に偏析がないとしても依然側折線とし
て鋳片に残存することとなるものである。
就中後者についてはこれを本発明者等が検討したところ
によると、凝固終了部、即ちクレータ先端部の位置が一
定していないことよりしてその圧下ロールにより常に所
期するような圧下が得られるとは限らず、例えば1対の
ロールによる圧下で最小20チ断面の縮少を図るとして
いるが、このような強い圧下では常に前記したような内
部割れ3が大きく発生し、このものは再び溶着されるこ
とがない。
によると、凝固終了部、即ちクレータ先端部の位置が一
定していないことよりしてその圧下ロールにより常に所
期するような圧下が得られるとは限らず、例えば1対の
ロールによる圧下で最小20チ断面の縮少を図るとして
いるが、このような強い圧下では常に前記したような内
部割れ3が大きく発生し、このものは再び溶着されるこ
とがない。
従って何れの方法によるとしても成程外見的には中央偏
析、センターポロシティを解消できたように見えるとし
てもその実態においては依然として上記欠陥部を残し、
健全な凝固組織を得ることができない。
析、センターポロシティを解消できたように見えるとし
てもその実態においては依然として上記欠陥部を残し、
健全な凝固組織を得ることができない。
本発明は上記したような従来のものの不利、欠点を更に
改善するように研究して創案されたものである。
改善するように研究して創案されたものである。
即ち本発明における基本的構成は、鋼鋳片を得る場合に
おいては、該鋳片内容の液相線クレータ−先端と固相線
クレータ先端との間を1対以上のロールにより各対のロ
ール当り1.5係以下の断面減少が得られるような圧下
な定常引抜過程において連続的に加えることにある。
おいては、該鋳片内容の液相線クレータ−先端と固相線
クレータ先端との間を1対以上のロールにより各対のロ
ール当り1.5係以下の断面減少が得られるような圧下
な定常引抜過程において連続的に加えることにある。
なおこの1.5係以下の圧下については後述する第3図
において明かにされているように圧下直前の鋳片厚さく
鋳片の内部に生じた凝固収縮を含む)に対する圧下量で
あることは一般的な圧下の場合と同じである。
において明かにされているように圧下直前の鋳片厚さく
鋳片の内部に生じた凝固収縮を含む)に対する圧下量で
あることは一般的な圧下の場合と同じである。
蓋し本発明者等は前記したような内部割れの発生を確認
するため、上述したようなロール4,4による圧下で凝
固界面に得られる応力分布状態を大型電子計算機を用い
有限要素法によって数値解析したところによると、全連
続鋳造スラブの凝固先端を10%圧下するものとし、こ
の場合の作業条件として圧下ロール径を480mm、ス
ラブ厚みを220mm、有限要素法による三角形要素数
582(長手方向5500mm)として計算した場合の
凝固点近傍における圧下によった割れの発生状況は第3
図に示した通りであって、この第3図において示された
黒塗りの各要素eにおいては圧下による長手方向引張り
応力に起因した割れが発生するものであることが確認さ
れた。
するため、上述したようなロール4,4による圧下で凝
固界面に得られる応力分布状態を大型電子計算機を用い
有限要素法によって数値解析したところによると、全連
続鋳造スラブの凝固先端を10%圧下するものとし、こ
の場合の作業条件として圧下ロール径を480mm、ス
ラブ厚みを220mm、有限要素法による三角形要素数
582(長手方向5500mm)として計算した場合の
凝固点近傍における圧下によった割れの発生状況は第3
図に示した通りであって、この第3図において示された
黒塗りの各要素eにおいては圧下による長手方向引張り
応力に起因した割れが発生するものであることが確認さ
れた。
又3次元の有限要素法により第4図に示したように径4
80myrの第1〜第6の各圧下ロール4□〜46群を
夫々600mm間隔に配置されたものを用い、その第1
〜第4のロール4□〜44において圧下を行い4次の第
1表に示すようなモデル内容の条件で検討した。
80myrの第1〜第6の各圧下ロール4□〜46群を
夫々600mm間隔に配置されたものを用い、その第1
〜第4のロール4□〜44において圧下を行い4次の第
1表に示すようなモデル内容の条件で検討した。
なおこの第1表においてメニスカスよりの垂直距離をI
omとしているが、この場合には後に第9図において示
すような彎曲型の連続鋳造機の水平部分において圧下が
行われる場合を想定し、この場合の鋳型内湯面から水平
部鋳片の高さがIomとしているものである。
omとしているが、この場合には後に第9図において示
すような彎曲型の連続鋳造機の水平部分において圧下が
行われる場合を想定し、この場合の鋳型内湯面から水平
部鋳片の高さがIomとしているものである。
然して上記のようにして検討し隣り合う4対のロールを
用いて前記したよりな液相線クレータ−先端と固相線ク
レータ−先端との間に相当した部分を圧下した場合にお
けるスラブ進行方向Xの応力を前記したような有限要素
法により計算して求めた結果は第5図に示す通りであっ
て、圧下率2.0%までの圧下において1.5係以下の
圧下ではo−/L/4□直下、ロール43直下、ロール
4□〜43問およびロール43〜44間の何れにおいて
もその応力δ工の最大値は0.2kg/−以下であり、
これは圧下な行わない場合(圧下率0%)における最大
応力値(0,15kg/−程度)と略等しいものであり
、これはロールの摩耗、熱膨張その他の割れの発生に対
する悪条件のある中においても通常操業では割れが発生
しないものであるから斯様な1.5係以下の圧下におい
ては割れが発生しないことが明かであって、この第4図
に示したようなロールスタンドにおける第i〜第(i+
1)スタンド間の応力の急激な増加を考えても1.5係
以下の圧下率においては割れが発生しないものであるこ
とが明かであり、実験によっても確認された。
用いて前記したよりな液相線クレータ−先端と固相線ク
レータ−先端との間に相当した部分を圧下した場合にお
けるスラブ進行方向Xの応力を前記したような有限要素
法により計算して求めた結果は第5図に示す通りであっ
て、圧下率2.0%までの圧下において1.5係以下の
圧下ではo−/L/4□直下、ロール43直下、ロール
4□〜43問およびロール43〜44間の何れにおいて
もその応力δ工の最大値は0.2kg/−以下であり、
これは圧下な行わない場合(圧下率0%)における最大
応力値(0,15kg/−程度)と略等しいものであり
、これはロールの摩耗、熱膨張その他の割れの発生に対
する悪条件のある中においても通常操業では割れが発生
しないものであるから斯様な1.5係以下の圧下におい
ては割れが発生しないことが明かであって、この第4図
に示したようなロールスタンドにおける第i〜第(i+
1)スタンド間の応力の急激な増加を考えても1.5係
以下の圧下率においては割れが発生しないものであるこ
とが明かであり、実験によっても確認された。
ところが圧下率2.0%となるとロール43〜ロール4
4間の界面応力が0.4 kg /mrltにもなって
、この場合には割れ発生の可能性が急激に増大すること
はこの第5図によって明かである。
4間の界面応力が0.4 kg /mrltにもなって
、この場合には割れ発生の可能性が急激に増大すること
はこの第5図によって明かである。
なおこの圧下は前記した第3図からも明かなように、1
.5係以下であれば重複しても割れが発生しないが、実
際の操業において圧下ロールの径は少くとも数百mmで
あるから一般的にクレータ−エンド部に重複して圧下を
加えることができないものである。
.5係以下であれば重複しても割れが発生しないが、実
際の操業において圧下ロールの径は少くとも数百mmで
あるから一般的にクレータ−エンド部に重複して圧下を
加えることができないものである。
次に鋳片断面における偏析とセンターポロシティ等の欠
陥部の発生原因について検討してみると、中央偏析は他
の鋳造条件が一定の場合には引抜速度が大きくなる程偏
析の程度が大きくなるもので、その理由は引抜速度が大
きくなると前記したようなりレータ長さが犬となり、し
かもその先端部は細長い形状となるため、偏析の少い内
部溶鋼の代りに先端近傍に存在する偏析度の高い(凝固
終了時に近い稚内部溶鋼の偏析度は高くなる)残溶鋼が
凝固に伴って生ずる凝固収縮孔に流入して偏析が生ずる
ことになるものであり、更に引抜き速度が大きくなると
クレータは更に長くなり、クレータ先端部近傍の未凝固
相によって先端部に生ずる凝固収縮をカバーできず、こ
れによって収縮孔を生ぜしめてセンターポロシティとな
るものである。
陥部の発生原因について検討してみると、中央偏析は他
の鋳造条件が一定の場合には引抜速度が大きくなる程偏
析の程度が大きくなるもので、その理由は引抜速度が大
きくなると前記したようなりレータ長さが犬となり、し
かもその先端部は細長い形状となるため、偏析の少い内
部溶鋼の代りに先端近傍に存在する偏析度の高い(凝固
終了時に近い稚内部溶鋼の偏析度は高くなる)残溶鋼が
凝固に伴って生ずる凝固収縮孔に流入して偏析が生ずる
ことになるものであり、更に引抜き速度が大きくなると
クレータは更に長くなり、クレータ先端部近傍の未凝固
相によって先端部に生ずる凝固収縮をカバーできず、こ
れによって収縮孔を生ぜしめてセンターポロシティとな
るものである。
又凝固収縮による収縮孔発生の外に各ロール群の間にお
いて凝固シェルが溶鋼静圧により膨むものであり、この
バルヂング(膨み)量は連続鋳造機の設計及び操業条件
によって決るが鋳片厚さ方向において数關にも達するこ
とがあり、この場合にも凝固収縮孔の場合と同様に不純
物の濃化した残溶鋼の流入が認められ中央偏析の原因と
なる。
いて凝固シェルが溶鋼静圧により膨むものであり、この
バルヂング(膨み)量は連続鋳造機の設計及び操業条件
によって決るが鋳片厚さ方向において数關にも達するこ
とがあり、この場合にも凝固収縮孔の場合と同様に不純
物の濃化した残溶鋼の流入が認められ中央偏析の原因と
なる。
然しこのような場合において前記したようなロールによ
る圧下を行い、クレータ先端部において凝固界面のデン
ドライト樹枝間に生じた濃化溶鋼が移動しないようにす
れば偏析或いはセンターポロシティを防止できるもので
あり、この場合の圧下量としては鋳片内部に割れが発生
しない程度であって、しかも凝固収縮と上述バルヂング
に伴う濃化溶鋼のクレータ先端部への移動が生じない程
度のものである。
る圧下を行い、クレータ先端部において凝固界面のデン
ドライト樹枝間に生じた濃化溶鋼が移動しないようにす
れば偏析或いはセンターポロシティを防止できるもので
あり、この場合の圧下量としては鋳片内部に割れが発生
しない程度であって、しかも凝固収縮と上述バルヂング
に伴う濃化溶鋼のクレータ先端部への移動が生じない程
度のものである。
斯かる圧下量はロール間隔、シェル厚み、溶鋼静圧等に
よって変化するので一般的に決定することは困難である
が、バルヂングは大型スラブの場合には生ずるとしても
小断面のビレットの場合には連続鋳造鋳型の高さが小さ
く、文相射的に凝固シェル厚みが厚くなるので生じない
こととなるものであるから最小圧下量はロール1対当り
その直前のロールから当該ロールまでに生ずる凝固収縮
分に相当する量である。
よって変化するので一般的に決定することは困難である
が、バルヂングは大型スラブの場合には生ずるとしても
小断面のビレットの場合には連続鋳造鋳型の高さが小さ
く、文相射的に凝固シェル厚みが厚くなるので生じない
こととなるものであるから最小圧下量はロール1対当り
その直前のロールから当該ロールまでに生ずる凝固収縮
分に相当する量である。
然してこの凝固収縮量(圧下と関係なし)のみを示した
ものが第6図であって、該凝固収縮量は第1番目のロー
ルから第i+1番目のロールの各位置までの鋳片の移動
によって凝固シェルがDiからD(i+1)まで増加し
たことによる収縮能この収縮は具体的には鋳片内部に顕
われるが、図示上の理解を容易にするため厚さの減少と
して示す。
ものが第6図であって、該凝固収縮量は第1番目のロー
ルから第i+1番目のロールの各位置までの鋳片の移動
によって凝固シェルがDiからD(i+1)まで増加し
たことによる収縮能この収縮は具体的には鋳片内部に顕
われるが、図示上の理解を容易にするため厚さの減少と
して示す。
)であって図に示すΔDに相当し、これによって圧下す
べき最小圧下量を求めることができる。
べき最小圧下量を求めることができる。
なおこの具体的な量は鋼種によっても変化するから定量
的一義的に与えることはできない。
的一義的に与えることはできない。
然して前記し斧第5図に示すように1対のロール4,4
で鋳片1の外部から圧下した場合において凝固界面がど
のように変化するかに関し、前記した第1表の条件下で
計算した結果は第7図に示す通りであり、この第7図に
よれば鋳片1の表面で0.51圧下(220mm鋳片厚
みの場合には鋳片片側においてQ、55mm)した場合
、凝固界面はその90チの量だけ変化することが明かに
され、従って前記したような鋳片表面からの圧下によっ
て内部溶鋼の凝固に起因して生ずる収縮孔の発生を防止
し得ることも明白である。
で鋳片1の外部から圧下した場合において凝固界面がど
のように変化するかに関し、前記した第1表の条件下で
計算した結果は第7図に示す通りであり、この第7図に
よれば鋳片1の表面で0.51圧下(220mm鋳片厚
みの場合には鋳片片側においてQ、55mm)した場合
、凝固界面はその90チの量だけ変化することが明かに
され、従って前記したような鋳片表面からの圧下によっ
て内部溶鋼の凝固に起因して生ずる収縮孔の発生を防止
し得ることも明白である。
なおこの第7図において曲線の凸部は溶鋼静圧による凝
固シェルのバルヂングを示しており、その変位量は各圧
下ロール部分における圧下直前の厚さに対する変位を示
すものである。
固シェルのバルヂングを示しており、その変位量は各圧
下ロール部分における圧下直前の厚さに対する変位を示
すものである。
ところで前記したようなりレータ−先端位置は一定の操
業条件においても=定位置に存在するものでない。
業条件においても=定位置に存在するものでない。
即ちこのクレータ−先端位置を例えば昭和46年特許出
願公告第21092号公報に示されたような金属ピンを
鋲打銃によって鋳片に打込み、それが溶鋼部において一
部溶解することにより凝固界面を判定する方法によって
調査したところによると、前記したような1600X2
00顛断面のスラブを650 mm /mmの速度で鋳
造した場合にそのクレータ−先端位置は湯面より10.
4〜12.9mの範囲内において変動することが確認さ
れた。
願公告第21092号公報に示されたような金属ピンを
鋲打銃によって鋳片に打込み、それが溶鋼部において一
部溶解することにより凝固界面を判定する方法によって
調査したところによると、前記したような1600X2
00顛断面のスラブを650 mm /mmの速度で鋳
造した場合にそのクレータ−先端位置は湯面より10.
4〜12.9mの範囲内において変動することが確認さ
れた。
しかもこの変動幅は引抜速度が大きくなると更に大きく
なるものであり、通常の操業条件では上記したような結
果からして平均的な位置の前方及び後方に約2mの範囲
で変動するものであるから上記したような手法によって
圧下を行い中央偏析を防止するためには少くともこの変
動幅以上の数mの範囲に亘って圧下ロール群を設置し、
クレータ−先端位置が若干変動しても該部分において常
に適切な圧下が行われるように考慮すべきである。
なるものであり、通常の操業条件では上記したような結
果からして平均的な位置の前方及び後方に約2mの範囲
で変動するものであるから上記したような手法によって
圧下を行い中央偏析を防止するためには少くともこの変
動幅以上の数mの範囲に亘って圧下ロール群を設置し、
クレータ−先端位置が若干変動しても該部分において常
に適切な圧下が行われるように考慮すべきである。
なお上記のような圧下をクレータ−先端のどの位置の部
分において加えるべきかも重要であり、これは第8図に
示されたように液相線と固相線の中間部分であって、普
通の鋼はC% Mn−% S i等の元素を含んでいる
ため金属状態図が示すように液相線と固相線があり、例
えば普通炭素鋼の場合の液相線が1520℃の場合にそ
の固相線は1480℃であってその差は約40℃である
。
分において加えるべきかも重要であり、これは第8図に
示されたように液相線と固相線の中間部分であって、普
通の鋼はC% Mn−% S i等の元素を含んでいる
ため金属状態図が示すように液相線と固相線があり、例
えば普通炭素鋼の場合の液相線が1520℃の場合にそ
の固相線は1480℃であってその差は約40℃である
。
従って第8図のように液相線クレータ−6と固相線クレ
ータ−7とが想定され、これらクレータ−6゜7の中間
部はデンドライト8若しくは等軸晶等で充填されている
から溶鋼の動きが悪く、一方液相線温度から固相線温度
への変化によって凝固収縮が生ずるのでこの凝固収縮に
対し前記したよりなデンドライト樹枝間に濃縮した溶鋼
が進入するため中央偏析が生ずるものであるから圧下す
べき範囲としては第8図に示すような液相線クレータ−
6の先端と固相線クレータ−7の先端との間の範囲dと
なる。
ータ−7とが想定され、これらクレータ−6゜7の中間
部はデンドライト8若しくは等軸晶等で充填されている
から溶鋼の動きが悪く、一方液相線温度から固相線温度
への変化によって凝固収縮が生ずるのでこの凝固収縮に
対し前記したよりなデンドライト樹枝間に濃縮した溶鋼
が進入するため中央偏析が生ずるものであるから圧下す
べき範囲としては第8図に示すような液相線クレータ−
6の先端と固相線クレータ−7の先端との間の範囲dと
なる。
本発明方法によるものの具体的な実施例について説明す
ると、第9図に示すような鋳型11から引出された鋳片
10を2次冷却帯12を介して引抜き部13で引抜き、
彎曲型によって鋳造するに当り、前記した引抜き部13
のロール群として油′圧等により鋳片10に圧下を加え
、且つ必要な動力を電気モータの如きによって与え駆動
せしめるようにして操業するものであり、斯様な引抜き
部13のロール帯全長はクレータ−先端位置の変動範囲
を充分にカバーするように11.6mに亘って設けた。
ると、第9図に示すような鋳型11から引出された鋳片
10を2次冷却帯12を介して引抜き部13で引抜き、
彎曲型によって鋳造するに当り、前記した引抜き部13
のロール群として油′圧等により鋳片10に圧下を加え
、且つ必要な動力を電気モータの如きによって与え駆動
せしめるようにして操業するものであり、斯様な引抜き
部13のロール帯全長はクレータ−先端位置の変動範囲
を充分にカバーするように11.6mに亘って設けた。
なお2次冷却帯12のおける彎曲は半径10.5mの円
弧を以て形成され、彎曲点までの長さは16.9mであ
る。
弧を以て形成され、彎曲点までの長さは16.9mであ
る。
期様な鋳造設備において250X2000m断面のスラ
ブを連続鋳造し、その凝固速度(固相線)は厚み方向に
関しD=27Jt(Dばmm、tは騙)であって引抜速
度がIn/mmの場合にクレータ−先端が湯面より21
.5 mであったから該クレータ−先端が前記したよう
な引抜ロール群13の中間にあって、これらのロール群
13において各1本のロール当り0.5〜4酊の圧下を
定常引抜過程において連続的に加え操業した結果はその
何れの場合においてもスラブ断面内において中央偏析乃
至センタープロシティの発生を認めることができなかっ
た。
ブを連続鋳造し、その凝固速度(固相線)は厚み方向に
関しD=27Jt(Dばmm、tは騙)であって引抜速
度がIn/mmの場合にクレータ−先端が湯面より21
.5 mであったから該クレータ−先端が前記したよう
な引抜ロール群13の中間にあって、これらのロール群
13において各1本のロール当り0.5〜4酊の圧下を
定常引抜過程において連続的に加え操業した結果はその
何れの場合においてもスラブ断面内において中央偏析乃
至センタープロシティの発生を認めることができなかっ
た。
即ち斯様な本発明方法による鋳片の厚み方向における成
分分布関係は第10図に示す通りであって、前記した第
1図の従来法によるものと比較し、完全に偏析が解消さ
れていることは明かである。
分分布関係は第10図に示す通りであって、前記した第
1図の従来法によるものと比較し、完全に偏析が解消さ
れていることは明かである。
なお前記したような本発明によるものは小断面のビレッ
トに適用しても同様の作用効果が得られることが明かで
あり、又特に鋼のみに限定されるものでなく、他の=般
的な金属にも同様に適用することができる。
トに適用しても同様の作用効果が得られることが明かで
あり、又特に鋼のみに限定されるものでなく、他の=般
的な金属にも同様に適用することができる。
以上説明したような本発明方法によるときは中央偏析や
センターポロシティがなく又偏析線の残ることがない健
全な連続鋳造片を適切に得ることができるものであり、
それによって従来この中央偏析などのために連続鋳造す
ることのできなかったボイラー用鋼、高張力鋼等の高級
鋼種であっても連続鋳造によって円滑に鋳造することが
可能となり、しかも前記したような軽度の圧下によって
鋳片表面が滑かとなり表面性状の良好な製品を得ること
ができ、従って鋳片表面の疵取り或いはスカーフインク
等の表面手入れ量が低下せしめられると共にその歩留り
を向上し、更にはこのような鋳片によって得られた厚板
製品等においてはその板厚方向における機械的特性値、
引張応力、絞り等が鋳造方向又はスラブ幅方向において
従来法によるものよりも著しく優れたものとなり、卓越
した製品を得しめる等の多くの特質ある作用効果を有し
、この種連続鋳造工業上その効果の大きい発明である。
センターポロシティがなく又偏析線の残ることがない健
全な連続鋳造片を適切に得ることができるものであり、
それによって従来この中央偏析などのために連続鋳造す
ることのできなかったボイラー用鋼、高張力鋼等の高級
鋼種であっても連続鋳造によって円滑に鋳造することが
可能となり、しかも前記したような軽度の圧下によって
鋳片表面が滑かとなり表面性状の良好な製品を得ること
ができ、従って鋳片表面の疵取り或いはスカーフインク
等の表面手入れ量が低下せしめられると共にその歩留り
を向上し、更にはこのような鋳片によって得られた厚板
製品等においてはその板厚方向における機械的特性値、
引張応力、絞り等が鋳造方向又はスラブ幅方向において
従来法によるものよりも著しく優れたものとなり、卓越
した製品を得しめる等の多くの特質ある作用効果を有し
、この種連続鋳造工業上その効果の大きい発明である。
図面は本発明方法によるものの実施態様を示すものであ
って、第1図は従来の連続鋳造法によるスラブ厚さ方向
での成分偏析状態の1例を示した図表、第2図は鋳片に
圧下率の大きい圧下を加えた場合における断面割れの発
生状態説明図、第3図は凝固点近傍における圧下による
割れ発生関係を有限要素法により解析した説明図、第4
図は連続鋳造スラブにおける内部応力と歪の計算モデル
説明図、第5図は圧下率と凝固界面の応力との関係を示
した図表、第6図は連続鋳造スラブの凝固収縮説明図、
第7図は厚さ220間の鋳造スラブに0.5 %圧下な
加えた場合における鋳片外面及び凝固界面の変位を比較
して示した図表、第8図はクレータ−先端部のモデル図
、第9図は本発明方法を実施するための連続鋳造装置の
説明図、第10図は本発明方法によるスラブの厚み方向
における鋳片成分分布状態を示す図表である。 然してこれらの図面において、1及び10は鋳片、2は
未凝固部、3は内部割れ、4はロール、6は液相線、7
は固相線、8はデンドライト、11は鋳型、12け2次
冷却帯、13け引抜き機構部を夫々示すものである。
って、第1図は従来の連続鋳造法によるスラブ厚さ方向
での成分偏析状態の1例を示した図表、第2図は鋳片に
圧下率の大きい圧下を加えた場合における断面割れの発
生状態説明図、第3図は凝固点近傍における圧下による
割れ発生関係を有限要素法により解析した説明図、第4
図は連続鋳造スラブにおける内部応力と歪の計算モデル
説明図、第5図は圧下率と凝固界面の応力との関係を示
した図表、第6図は連続鋳造スラブの凝固収縮説明図、
第7図は厚さ220間の鋳造スラブに0.5 %圧下な
加えた場合における鋳片外面及び凝固界面の変位を比較
して示した図表、第8図はクレータ−先端部のモデル図
、第9図は本発明方法を実施するための連続鋳造装置の
説明図、第10図は本発明方法によるスラブの厚み方向
における鋳片成分分布状態を示す図表である。 然してこれらの図面において、1及び10は鋳片、2は
未凝固部、3は内部割れ、4はロール、6は液相線、7
は固相線、8はデンドライト、11は鋳型、12け2次
冷却帯、13け引抜き機構部を夫々示すものである。
Claims (1)
- 1 溶融金属の連続鋳造における2次冷却帯に続く引抜
工程において、1対若しくは複数対の圧下ロールにより
鋳片の液相線クレータ−先端と固相線クレータ−先端と
の間を定常引抜過程で1対のロール当りの圧下率が1.
5係以下で定常引抜過程を連続的に圧下することを特徴
とする連続鋳造法。
Priority Applications (5)
Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
---|---|---|---|
JP48033507A JPS5916862B2 (ja) | 1973-03-26 | 1973-03-26 | 連続鋳造法 |
US05/453,276 US3974559A (en) | 1973-03-26 | 1974-03-21 | Continuous casting process |
CA195,853A CA1019538A (en) | 1973-03-26 | 1974-03-25 | Continuous casting process |
FR7410295A FR2223114B1 (ja) | 1973-03-26 | 1974-03-26 | |
DE2414514A DE2414514B2 (de) | 1973-03-26 | 1974-03-26 | Stranggießverfahren zum Herstellen eines Stahlstrangs |
Applications Claiming Priority (1)
Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
---|---|---|---|
JP48033507A JPS5916862B2 (ja) | 1973-03-26 | 1973-03-26 | 連続鋳造法 |
Publications (2)
Publication Number | Publication Date |
---|---|
JPS49121738A JPS49121738A (ja) | 1974-11-21 |
JPS5916862B2 true JPS5916862B2 (ja) | 1984-04-18 |
Family
ID=12388443
Family Applications (1)
Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
---|---|---|---|
JP48033507A Expired JPS5916862B2 (ja) | 1973-03-26 | 1973-03-26 | 連続鋳造法 |
Country Status (5)
Country | Link |
---|---|
US (1) | US3974559A (ja) |
JP (1) | JPS5916862B2 (ja) |
CA (1) | CA1019538A (ja) |
DE (1) | DE2414514B2 (ja) |
FR (1) | FR2223114B1 (ja) |
Cited By (1)
Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
---|---|---|---|---|
JPH1177269A (ja) * | 1997-09-10 | 1999-03-23 | Kobe Steel Ltd | 連続鋳造方法 |
Families Citing this family (18)
Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
---|---|---|---|---|
JPS5160633A (en) * | 1974-11-25 | 1976-05-26 | Nippon Kokan Kk | Haganeno renzokuchuzoho |
JPS5180624A (en) * | 1975-01-13 | 1976-07-14 | Nippon Kokan Kk | Haganenorenzokuchuzoho oyobi sonosochi |
SE417289B (sv) * | 1976-07-30 | 1981-03-09 | Jernkontoret | Sett vid kontinuerlig gjutning av segringsbenegna stal och metallegeringar samt anordning for settets utforande |
US4519439A (en) * | 1977-07-26 | 1985-05-28 | Jernjontoret | Method of preventing formation of segregations during continuous casting |
US4422884A (en) * | 1977-10-20 | 1983-12-27 | Concast Ag | Method of treating a continuously cast strand formed of stainless steel |
JPS5939225B2 (ja) * | 1978-02-13 | 1984-09-21 | 日本鋼管株式会社 | 鋼の連続鋳造法 |
EP0105368B1 (en) * | 1982-02-04 | 1988-06-01 | Southwire Company | Method of hot-forming metals prone to crack during rolling |
JPS5954453A (ja) * | 1982-09-21 | 1984-03-29 | Nippon Steel Corp | 鋼の連続鋳造方法 |
CA1279462C (en) * | 1985-08-03 | 1991-01-29 | Shigeaki Ogibayashi | Continuous casting method |
DE3627991A1 (de) * | 1986-08-18 | 1988-02-25 | Mannesmann Ag | Verfahren zum stranggiessen von brammen und einrichtung zur durchfuehrung des verfahrens |
CA1298061C (en) * | 1986-09-04 | 1992-03-31 | Takuo Imai | Method and apparatus for continuous compression forging of continuously cast steel |
JPS6363561A (ja) * | 1986-09-04 | 1988-03-19 | Nippon Steel Corp | 連続鋳造法 |
DE3818077A1 (de) * | 1988-05-25 | 1989-11-30 | Mannesmann Ag | Verfahren zum kontinuierlichen giesswalzen |
WO1993020966A1 (en) * | 1992-04-17 | 1993-10-28 | Nippon Steel Corporation | Thin-strip cast piece of austenitic stainless steel, thin-strip cold-rolled steel plate and method of manufacturing the same |
JPH07127643A (ja) * | 1993-10-29 | 1995-05-16 | Nippon Seiko Kk | 転がり軸受 |
JP5600929B2 (ja) * | 2008-12-10 | 2014-10-08 | Jfeスチール株式会社 | 連続鋳造鋳片の製造方法 |
CN107844633A (zh) * | 2017-10-10 | 2018-03-27 | 首钢集团有限公司 | 一种异型坯结晶器翼梢铜板锥度的确定方法 |
CN108160964B (zh) * | 2017-12-26 | 2019-12-31 | 首钢集团有限公司 | 一种含磷钢板坯连铸的方法 |
Family Cites Families (5)
Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
---|---|---|---|---|
US770130A (en) * | 1902-07-07 | 1904-09-13 | Johan O E Trotz | Apparatus for casting bars or rods. |
LU32906A1 (ja) * | 1953-07-04 | |||
DE1483602A1 (de) * | 1965-03-17 | 1970-01-08 | Mannesmann Ag | Transportwalzen fuer Stranggiessanlagen |
AT266362B (de) * | 1966-04-22 | 1968-11-11 | Boehler & Co Ag Geb | Verfahren und Vorrichtung zur Herstellung von streckverformten Erzeugnissen aus hochschmelzenden Metallen, insbesondere aus unlegierten oder legierten Stählen mit verbesserten Qualitätseigenschaften |
DE2133144B2 (de) * | 1971-07-03 | 1973-09-27 | Concast Ag, Zuerich (Schweiz) | Verfahren und Vorrichtung zum Ausfordern und Richten eines Stranges in einer Stranggiessanlage |
-
1973
- 1973-03-26 JP JP48033507A patent/JPS5916862B2/ja not_active Expired
-
1974
- 1974-03-21 US US05/453,276 patent/US3974559A/en not_active Expired - Lifetime
- 1974-03-25 CA CA195,853A patent/CA1019538A/en not_active Expired
- 1974-03-26 DE DE2414514A patent/DE2414514B2/de not_active Ceased
- 1974-03-26 FR FR7410295A patent/FR2223114B1/fr not_active Expired
Cited By (1)
Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
---|---|---|---|---|
JPH1177269A (ja) * | 1997-09-10 | 1999-03-23 | Kobe Steel Ltd | 連続鋳造方法 |
Also Published As
Publication number | Publication date |
---|---|
CA1019538A (en) | 1977-10-25 |
FR2223114A1 (ja) | 1974-10-25 |
DE2414514B2 (de) | 1980-04-30 |
DE2414514A1 (de) | 1974-10-10 |
US3974559A (en) | 1976-08-17 |
JPS49121738A (ja) | 1974-11-21 |
FR2223114B1 (ja) | 1979-09-28 |
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