专利名称：钢的连续铸造方法
技术领域：
本发明涉及一种一边打击包含未凝固部的状态的铸坯的表面而对铸坯施加振动一边进行铸造的钢的连续铸造方法。
背景技术：
在通过连续铸造铸造成的铸坯的厚度方向的中心部及其附近，容易产生被称为中心偏析、V形偏析、倒V形偏析的宏观偏析(目视偏析macro-segregation)的内部缺陷。 中心偏析是指C、S、P、Mn等易于偏析的溶质成分(以下也称作“偏析成分”)在铸坯的最终凝固部稠化而显现的内部缺陷，V形偏析及倒V形偏析是上述偏析成分分别在铸坯的最终凝固部附近稠化成V字形或者倒V字形而显现的内部缺陷。将这些产生了宏观偏析的铸坯作为原材料进行热加工而成的产品容易发生韧性下降或氢致裂纹等，并且，在将这些产品通过冷加工形成最终产品时，容易产生裂纹。一般认为铸坯上的偏析生成机理如下。即，伴随着凝固的进行，偏析成分在作为凝固组织的柱状晶的晶枝间稠化。该偏析成分稠化了的钢液(以下也称作“稠化钢液”)由于凝固时铸坯的收缩或被称为膨起(bulging)的铸坯的膨胀等而从柱状晶的晶枝间流出。流出的稠化钢液朝向最终凝固部的凝固结束点流动，直接凝固而形成偏析成分的稠化带。由此形成的偏析成分的稠化带就是偏析。作为铸坯的偏析防止措施，防止残留于柱状晶的晶枝间的稠化钢液移动及防止这些稠化钢液局部积聚是很有效的，以往提出了多种方法。并且，本发明人等在专利文献1中提出了这样的钢的连续铸造方法，即，在铸造横截面形状为矩形的铸坯时，利用配置在包含未凝固部的铸坯的短边面侧的至少一处的打击振动装置，连续地打击包含中心固相率为0. 1 0. 9的未凝固部的铸坯的短边面，从而一边对铸坯施加振动一边进行铸造。另外，本发明人在专利文献2中提出了这样的钢的连续铸造方法，S卩，在利用多个压下用导辊对压下具有矩形横截面形状的铸坯的包括未凝固部的铸造方向的位置时，在铸造方向上的压下区域的范围内，连续地打击铸坯表面的至少一处，从而一边对铸坯施加振
动一边铸造。采用这些方法，通过铸坯的打击振动，能够使正在生长的柱状晶断裂，从而能抑制柱状晶的生长。另外，在生成的等轴晶桥接(bridging)时形成有空间部，在该空间部内会产生偏析，但是该空间部通过打击而被破坏。因此，能够高密度地填充等轴晶，能使稠化钢液微细地分散至晶粒之间，从而能够得到降低了中心偏析、V形偏析、倒V形偏析等偏析的、 内部品质良好的铸坯。专利文献1 日本特许3835185号公报专利文献2 日本特开2003-3；34641号公报作为与偏析相提并论的内部缺陷，存在有中心疏松。中心疏松是指，在连续铸造中由钢液凝固时的凝固收缩、凝固后的冷却引起的热收缩导致在作为最终凝固位置的厚度方向中心附近产生的很小的空孔。为了提高铸坯的内部品质，要求同时降低偏析和中心疏松。 并且，还要求研究由打击导致的铸坯的振动条件和铸坯中心部的品质的详细关系，确立恰当的振动条件，提高连续铸造的效率。
发明内容
本发明即是鉴于上述问题所做成的，其课题在于提供一种通过在恰当的条件下打击铸坯使其振动，能够高效率地得到无偏析、无中心疏松的内部品质良好的铸坯的钢的连续铸造方法。本发明人对高效率地得到无偏析、无中心疏松的内部品质良好的铸坯的钢的连续铸造方法进行了研究，得出了下述见解(A)和见解(B)。(A)若使铸坯的厚度方向的位移为0. IOmm以上的区域的、在与短边面垂直的方向上距铸坯短边面的打击位置的距离的最大值为200mm以上，则能够降低铸坯内部的偏析， 铸坯的厚度方向的位移是打击具有未凝固部的铸坯的一个短边面时产生的。(B)由打击产生的铸坯的厚度方向的位移根据导辊的轴间距离、打击能量及铸坯的打击位置的未凝固部的厚度而发生变化。本发明即是基于以上的见解而完成的，其主要内容为下述(1)和O)的钢的连续
铸造方法。(1) 一种钢的连续铸造方法，该制造方法在铸造横截面为矩形的铸坯时，在包含未凝固部的铸坯的短边面的两侧设置至少一对打击振动装置，通过连续地打击上述铸坯的短边面，一边对上述铸坯施加振动一边进行铸造，其特征在于，通过打击上述短边面，产生两处以下述(1)式及( 式定义的上述铸坯的长边面的铸坯厚度方向的位移δ (χ)的曲线和位移δ (χ) =0. IOmm时的直线的交点，调整振动能量、导辊的轴间距离及未凝固厚度地打击短边面，使得上述交点中的、距原点较远的交点在铸坯宽度方向上距上述铸坯的短边面的打击位置的距离为200mm以上。δ (χ) =exp[-L5X{ln(XA200X(AR/AR0)。587))}2]X δ·χ…(1)5max = L0X (E/E0)°'5X(AR/AR0) X (t/t。)。446 ... (2)在此，上述⑴式及⑵式中的各符号是指下述各量的意思。χ 使铸坯短边面的打击位置为0时的铸坯宽度方向的距离(mm)，δ (χ)位置χ处的铸坯厚度方向的位移(mm)，δ max 铸坯厚度方向的最大位移(mm)，Δ R 打击短边面的位置的导辊的轴间距离(mm)，E 每1个区段相对于铸坯单侧的打击能量(J)，t 铸坯的在铸坯短边面的打击位置处的未凝固厚度(mm)，其中，E0 = 39 (J), AR0 = 245 (mm)，t0 = 26 (mm), L0 = 0. 114 (mm)。(2)根据上述(1)的钢的连续铸造方法，其特征在于，通过使周期性地打击上述铸坯的相对的左右短边面的时间的相位相同，而使上述左右的短边面各自的通过打击而产生的上述位移δ (χ)相互叠加，使该叠加起来的位移δ (χ)在打击位置的整个宽度方向上为 0. IOmm 以上。采用本发明的方法，由于能够在铸坯的较宽的范围内施加通过打击铸坯短边面而产生的铸坯长边面的位移为0. IOmm以上那样的振动，所以能够降低偏析和中心疏松，得到内部品质优良的铸坯。
图1是表示能够应用本发明的连续铸造方法的连续铸造机和打击振动装置的配置的图，图1的(a)表示连续铸造机的侧视图，图1的(b)是表示连续铸造机的设置有打击振动装置的部分的俯视图。图2是表示中心疏松比体积计算用的试样的采集位置的铸坯的横剖视图。图3是表示每1个区段相对于铸坯单侧的打击能量和中心疏松比体积的减少量之间的关系的图表。图4是具有未凝固部分的铸坯因打击而产生的振动模型的示意图，图4的(a)表示俯视图，图4的(b)表示从铸造方向看到的图。图5是表示距短边面打击位置的距离和铸坯厚度方向的位移之间的关系的图表。图6是表示铸坯厚度方向的最大位移δ max和中心疏松比体积的减少量-Δ Vp之间的关系的图表。图7是表示每1个区段相对于铸坯单侧的打击能量和振动到达距离之间的关系的图表。图8表示每1个区段相对于铸坯单侧的打击能量和振动到达距离之间的关系，是表示导辊的轴间距离的影响的图表。图9是表示从铸坯的宽度方向两端的各个短边面进行打击的影响的图表。
具体实施例方式以下，对如上所述那样规定本发明的方法的理由及本发明方法的优选方式进行说明。本发明人进行一边对铸坯施加由打击产生的振动一边进行连续铸造试验，对振动的效果进行解析，如下述说明那样调查了振动对于铸坯内部品质的影响。1.铸坯内部品质和打击能量的关系1-1.铸造试验条件图1是表示能够应用本发明的连续铸造方法的连续铸造机和打击振动装置的配置的图，图1的(a)表示连续铸造机的侧视图，图1的(b)表示连续铸造机的设置有打击振动装置的部分的俯视图。该图所示的连续铸造机是垂直弯曲型，具备铸坯的打击振动装置。从中间包(timdish)(未图示)经由浸入式水口 1注入到铸模3中的钢液4被从铸模3及其下方的二次冷却喷嘴组(未图示)喷射出的喷射水冷却，形成凝固壳体5而成为铸坯7。铸坯7在其内部保持着未凝固部的状态下一边被导辊6组支承一边被拉拔。在图1的铸模3内表示有钢液4的液面2、即弯液面。导辊6分为多个区段(未图示，将沿板坯铸造方向排列多个辊而成的1组称作1个区段，在连续铸造机中，再沿板坯铸造方向排列多个该区段而构成支承辊组)地配置。并且，在导辊6组的铸造方向下游部，针对每个区段分别设有两对打击振动装置 8，用于打击铸坯7的短边面。打击振动装置8具有驱动部10及安装在该驱动部10的顶端部的打击用模具9。在该连续铸造试验中，采用了厚度为300mm的铸坯用的模具作为铸模3。为了调查打击振动在宽度方向上的影响，采用了 2300mm的宽幅的板坯作为铸坯7。在铸造试验中，采用了可用作厚钢板的下述成分组成的钢种。即，含有C 0. 05 1. 00 质量％、Si 0. 04 0. 60 质量％、Mn :0. 50 2. 00 质量％、P :0. 020 质量％ 以下、S 0. 006质量％以下、其余部分由Fe及不可避免的杂质构成的钢种。铸造速度为0. 58 0. 61m/min、二次冷却水量为 0. 62 0. 73L/kg_steel (每 Ikg 铸造铸坯(钢液和凝固后的铸坯)为0.62 0. 73L/kg)。中间包内的钢液的平均温度在钢液过热温度ΔΤ = 30 50°C的范围内大致恒定。Δ T是实际的钢液温度与该钢液的液相线温度之差。两对打击振动装置8分别以模具9的铸造方向中央为基准，配置在自铸模3内的弯液面2向铸造方向下游侧的22. 5m的位置和24. Om的位置。打击振动装置8的模具9的打击面的铸造方向的长度为lM5mm，铅垂方向的高度为135mm，质量为500kg。打击振动装置8的驱动部10采用了气缸装置。铸坯7的短边面的打击振动的频率为4 6Hz、即每一秒的打击次数为4 6次。通过打击铸坯短边面，能够使正在生长的柱状晶断裂，从而抑制柱状晶的生长。另外，在生成的等轴晶桥接时形成有空间部，在该空间部内会产生偏析，但是该空间部通过打击而被破坏。因此，能够高密度地填充等轴晶，能使稠化钢液微细地分散至晶粒之间，能够降低偏析、中心疏松。铸坯7的中心固相率主要将铸造速度和二次冷却水量作为变量通过一元的导热计算来算出，根据该结果，求出作为打击位置的规定的中心固相率的条件。并且，一边打击铸坯的短边面一边在该条件下进行连续铸造。1-2.铸坯内部品质的评价通过评价中心疏松的产生状况，来评价一边打击铸坯的短边面一边进行连续铸造所获得的铸坯的内部品质。1-2-1.中心疏松的产生状况的评价方法采用下述方法对中心疏松的产生状况进行评价。考虑到比重测定的精度，将从铸坯采集的中心疏松的比体积计算用的试样做成长度(铸坯的厚度方向)为50mm、宽度(铸坯的宽度方向)为100mm、厚度(铸坯的铸造方向)为7mm的长方体，表面的加工精度依据日本JIS进行精加工(三角标记▽▽▽最大表面粗糙度3.2 μ m)。将从认为几乎不产生中心疏松的铸坯的表面到厚度方向的1/4厚度的位置(以下也称作“1/4厚度位置”)的密度作为基准，利用根据厚度中心部的密度计算出的中心疏松的比体积来评价中心疏松的产生状况。中心疏松比体积Vp利用1/4厚度位置的平均密度PO和厚度方向的中心的平均密度P，以下述(1)式来定义。Vp = 1/p -1/p 0··· (1)图2是表示中心疏松比体积计算用的试样的采集位置的铸坯的横剖视图。图2表示与铸坯的铸造方向垂直的截面的宽度方向一端侧的区域。铸坯的1/4厚度位置的平均密度P ο通过从铸坯的宽度方向两端分别采集一个合计两个试样7a、将各试样的密度平均而计算出。厚度方向的中心的平均密度P通过从铸坯的宽度方向两端分别采集三个合计六个试样7b、7c、7d、将各试样的密度平均而计算出。采集试样7a 7d的位置以试样的中心为基准，试样7a及7b是距铸坯短边面190mm的位置，试样7c是距铸坯短边面320mm的位置，试样7d是距铸坯短边面425mm的位置。并且，基于未进行打击的铸坯的中心疏松比体积Vptl及进行了打击的铸坯的中心疏松比体积Vp1,以下述( 式来定义中心疏松比体积减少量-Δ Vp。-AVp = Vp0-Vp1--- (2)1-2-2.中心疏松产牛状况的评价结果图3是表示每1个区段相对于铸坯单侧的打击能量和中心疏松比体积的减少量之间的关系的图表。该图表是针对以不同的打击能量进行了打击后的各铸坯计算其中心疏松比体积的减少量-AVp并进行整理而得出的。由该图表所示的关系可以确认，在每1个区段相对于铸坯单侧的打击能量E大于25J时，在铸坯的宽度方向端部，中心疏松比体积减少。关于该图表中的每1个区段相对于铸坯单侧的打击能量E和中心疏松比体积的减少量-AVp之间的关系计算出回归式，为下述(3)式。- Δ Vp [cm3/g] = 0. 0049347 X E [J] _1· 297487…(3)并且，由图3可得知，在打击能量E = 39J时，能够得到中心疏松比体积的减少量-AVp = 0. 57X10_4cm7g左右的中心疏松的降低效果。并且，由宏观观察的结果可以确认，存在进行了打击后的铸坯的粒状偏析少于未进行打击的铸坯的粒状偏析的倾向。2. __口口口腳丰丁制ρ匕·#胃白句一敝基于上述见解，本发明人进一步研究了与铸坯短边的打击相关的上述结果的一般化。图4是具有未凝固部分的铸坯因打击而产生的振动模型的示意图，图4的(a)表示俯视图，图4的(b)表示从铸造方向看到的图。在该图中，铸坯7的凝固壳体5处于被导辊6约束的状态。在该状态下，利用打击振动装置8打击铸坯7的短边面。打击振动装置8的模具9的形状是铸造方向的长度a为1200 1600mm、厚度b为 140mm、铸坯厚度方向的宽度c为200mm的长方体。并且，铸坯7的宽度为2300mm，厚度为 300mm。使用这样的三维模型对铸坯7因振动产生的表面(长边面)的位移进行数值解析。本发明人从铸坯7由打击振动产生的表面位移的数值解析结果发现，铸坯厚度方向的最大位移Smax同在与短边面垂直的方向(铸坯宽度方向)上距短边面的打击位置 200mm的位置处的值S x = 2(1(1_大致相等。并且，本发明人通过对固液界面位置的位移变动宽度L和对其产生影响的各因素之间的关系进行的迄今为止的研究发现，用打击头部所具有的打击能量E整理振动区域内的位移变动宽度L，其关系能够以下述(a)式来描述。下面，带有下标0的各符号表示代表条件。L/L。= (E/E。)。5…(a)还发现，打击短边面的位置的导辊的轴间距离Δ R及铸坯短边面的打击位置的铸坯的未凝固厚度t对位移变动宽度的影响能够独立地整理，在与短边面垂直的方向上距短边面的打击位置200mm的位置处的长边板厚方向的位移变动宽度与AR大致成正比地变化。根据上述见解，作为位移变动宽度L的推算式，得到将式(a)扩展而成的下述(b)式。L/L0 = (Ε/Ε0)α 5 X ( Δ R/ Δ Rtl) X f (t，t。)...(b)
在此，f(t，t0)表示铸坯的未凝固厚度的影响项。假定f (t，t0)与无因次量t/tQ 的乘方成比例，则由实验模拟结果获得作为f的一个例子的下述(C)式。f(t,t0) = (t/t0) 0 446... (C)然后，将式(C)代入到式(b)中，最终作为位移变动宽度L( = 5mJ的推算式可得到下述⑷式。5max ^ δ ^ 200nm = L0X (E/E0)0 5X (ARMR0) X (t/t0) 0 446... (4)在此，上述式中的各符号是指下述的各量的意思。E 每1个区段相对于铸坯单侧的打击能量(J)，Δ R 打击短边面的位置的导辊的轴间距离(mm)，t 铸坯的在铸坯短边面的打击位置处的未凝固厚度(mm)，并且，E0, ΔR(l及t(l分别是E、AR及t的中心疏松降低效果最大的条件的数值， Ltl是中心疏松降低效果最大时的铸坯厚度方向的最大位移的代表条件，分别为下述常数组 (5)。以下将该条件也称为条件(5)。E0 = 39 (J)、Δ R0 = 245 (mm)、t0 = 26 (mm)、L0 = 0· 114 (mm)... (5)本发明人发现，在通过数值解析计算出的、在与短边面垂直的方向上距铸坯短边面的打击位置的距离X位置处的铸坯表面(长边面)的铸坯厚度方向的位移δ (χ)在利用对数正态分布近似时，能够采用上述(4)式的Smax如下述(6)式那样一般化。δ (χ) = exp [-1. 5 X {In (χ/ (200 X ( Δ R/ Δ R0) 0.587) )}2] X δ max... (6)图5是表示距短边面打击位置的距离和铸坯厚度方向的位移之间的关系的图表。 该图表的横轴是在与短边面垂直的方向上距铸坯短边面的打击位置的距离X，纵轴是铸坯表面的铸坯厚度方向的无因次位移(δ (χ)除以δ_，将最大位移设为1的无因次的值、即量纲为1的值)。在该图表中，〇符号表示利用数值解析计算出的值， 符号表示利用对数正态分布近似的值。由该图表所示的结果可知，由数值解析算出的值利用对数正态分布高精度地近似。3.铸坯内部品质和铸坯的因打击而产生的位移之间的关系图6是表示铸坯厚度方向的最大位移δ _和中心疏松比体积的减少量-AVp之间的关系的图表。该图表所示的关系是应用上述(3)式和上述条件(5)，由AR = 245 (mm), t = 26 (mm)的上述(4)式求出δ max禾Π -AVp的关系而做成的。通过铸造速度为0. 7m/min 时的导热凝固计算来计算配置有打击振动装置8的区段入口处的未凝固厚度，铸坯的在铸坯短边面的打击位置处的未凝固厚度t使用该数值。本发明人根据图6的结果发现，在厚度为300mm、宽度为2300mm的铸坯的情况下， 如果为0. IOmm以上，则中心疏松比体积下降。并且，本发明人对铸坯内部品质和铸坯的因打击而产生的位移之间的关系进行了进一步研究，发现只要δ max为0. IOmm以上且δ max的位置距短边面的距离χ为200mm以上， 或者δ max的位置距短边面的距离χ小于200mm且距离χ为200mm的位置的位移δ (χ)为 0. IOmm以上，则能够在铸坯内部的较宽的范围内降低偏析、中心疏松，从而能够提高铸坯的内部品质。并且，确认了虽然该连续铸造试验是设置两对打击振动装置进行的，但是即使打击振动装置是一对或三对以上，也可以和两对的情况同样地得到提高铸坯的内部品质的效^ ο
4.丰丁制離_丁驴制搬浦丨汰距胃力、针对χ解上述(6)式时，作为铸坯厚度方向的位移δ及打击短边面的位置的导辊的轴间距离AR的函数，可得到下述(7)式。χ = 200Χ (AR/ARor^XexpR-lnO/SmJ/LS}0.5]…(7)图7是表示每1个区段相对于铸坯单侧的打击能量和振动到达距离之间的关系的图表。将由打击产生的铸坯厚度方向的位移δ为0.10mm以上的区域的、在与短边面垂直的方向上的距铸坯短边面的打击位置的距离χ的最大值χ*定义为振动到达距离。该图表中的·符号是应用上述条件(5)，使铸坯的厚度为300mm，铸坯的短边面的每1个区段相对于铸坯单侧的打击能量E为40J地进行打击时的结果，/ = 200mm。并且，图7中的曲线由上述(7)式和·符号的条件计算出。由该图表所表示的关系可知，通过增加打击能量E，能够增加振动到达距离χ*。例如，通过将打击能量E从40J增至65J，振动到达距离χ*从200mm 增加至250mm，增加25%。即，通过增加打击能量E，能够改善由凝固延迟引起容易产生中心疏松的铸坯宽度方向的端部四周的、铸坯厚度方向中心部的品质。5.尉昆____丁驴_磁至"汰距胃少丨、图8是表示改变导辊的轴间距离后的、每1个区段相对于铸坯单侧的打击能量和振动到达距离之间的关系的图表。图8是除了导辊的轴间距离或400mm之外， 在与图7相同的条件下打击时的图表。由该图表所示的关系可知，将导辊的轴间距离AR 从M5mm扩宽到400mm时，振动到达距离χ*增大。即，在铸坯为长边长度和短边长度之比较大的板坯时，由于铸坯宽度较宽，在导辊间容易产生膨起，所以无法将导辊的轴间距离AR 取得很大。另一方面，在铸坯为长边长度和短边长度之比较小的大钢坯时，由于铸坯宽度较窄，在导辊间的膨起较小，因此，能够将导辊的轴间距离Δ R取得很大，因此，能够在较宽的范围内取得打击效果，在这一点上是有利的。6.从两侧打击的效果图9是表示从铸坯的宽度方向两端的各个短边面打击的影响的图表。该图表的横轴为在与短边面垂直的方向上距铸坯的宽度方向中央的距离y，纵轴为铸坯厚度方向的位移S。打击的铸坯为宽度约为400mm的大钢坯，使导辊的轴间距离Δ R为400mm，每1个区段相对于铸坯单侧的打击能量E为45J，表示只打击铸坯的铸造方向左侧的短边面或者只打击右侧的短边面的情况及同时打击两侧的短边面的情况的计算结果。由该图表所示的结果可知，将只打击铸坯的铸造方向左侧的短边面的情况下的铸坯厚度方向的位移\与只打击右侧的短边面的情况下的铸坯厚度方向的位移、叠加时，成为同时打击铸坯两侧的短边面的情况下的铸坯厚度方向的位移δΒ。只打击铸坯的铸造方向左侧的短边面或者只打击右侧的短边面时，铸坯厚度方向的位移δ为0. IOmm以上的区域的、在与短边面垂直的方向上距铸坯短边面的打击位置的距离约为300mm，无法在整个宽度上使位移δ为0. IOmm以上。但是，通过同时打击两侧的短边面，能够在打击位置的整个宽度上使位移δ为0.10mm以上。并且，由图9可知，同时打击两侧的短边面时，在铸坯的宽度方向中央，位移δ的最大值达到0.40mm，能够大幅度地增加位移S，从而能够进一步谋求改善铸坯的内部品质。产业上的可利用性采用本发明方法，能够在铸坯的较宽的范围内施加由打击铸坯短边面产生的、铸坯长边面的位移为0. IOmm以上那样的振动，所以能够降低偏析、中心疏松，得到内部品质优良的铸坯。因此，本发明的方法能够作为内部品质良好的铸坯的连续铸造方法广泛地使用。附图标记说明1、浸入式水口 ；2、钢液液面(弯液面)；3、铸模；4、钢液；5、凝固壳体；6、导辊；7、 铸坯；7a、7b、7c、7d、铸坯试样；8、打击振动装置；9、模具；10、驱动部。
权利要求
1.一种钢的连续铸造方法，该铸造方法在铸造横截面为矩形的铸坯时，在包含未凝固部的铸坯的短边面的两侧设置至少一对打击振动装置，通过连续地打击上述铸坯的短边面，一边对上述铸坯施加振动一边进行铸造，其特征在于，通过打击上述短边面，产生两处以下述(1)式及( 式定义的上述铸坯的长边面的铸坯厚度方向的位移S (X)的曲线和位移S (x) = O. IOmm时的直线的交点，调整振动能量、 导辊的轴间距离及未凝固厚度地打击短边面，使得从上述交点中的、距原点较远的交点在铸坯宽度方向上距上述铸坯短边面的打击位置的距离为200mm以上，δ (χ) = exp [-1. 5 X {In (χ/ (200 X ( Δ R/ Δ R0) 0.587) )}2] X δ max- (1) δ- = L0X (E/E0)°'5X(AR/AR0) X (t/t0) 0.446". (2) 在此，上述(1)式及( 式中的各符号是指下述各量的意思 X 铸坯短边面的打击位置为0时的铸坯宽度方向的距离(mm)， δ (χ)位置χ处的铸坯厚度方向的位移(mm)， δ max 铸坯厚度方向的最大位移(mm)， AR:打击短边面的位置的导辊的轴间距离(mm)， E 每1个区段相对于铸坯单侧的打击能量(J)， t 铸坯的在铸坯短边面的打击位置处的未凝固厚度(mm)， 其中，= 39 (J), AR0 = 245 (mm)，t0 = 26 (mm), L。= 0. 114 (mm)。
2.根据权利要求1所述的钢的连续铸造方法，其特征在于，通过使周期性地打击上述铸坯的相对的左右的短边面的时间的相位相同，而使上述左右的短边面各自的通过打击而产生的上述位移δ (χ)相互叠加，使该叠加的位移δ (χ)在打击位置的整个宽度方向上为0. IOmm以上。
全文摘要
本发明提供一种钢的连续铸造方法。该铸造方法通过在最佳的条件下打击振动铸坯，能够降低偏析和中心疏松。在铸造横截面为矩形的铸坯时，在包含未凝固部的铸坯的短边面两侧配置打击振动装置，通过连续地打击上述铸坯的短边面，一边对上述铸坯施加振动一边进行铸造，调整振动能量、导辊的轴间距离及未凝固厚度地打击短边面，使得通过打击上述短边面产生的、以下述(1)式及(2)式定义的上述铸坯的长边面的铸坯厚度方向的位移δ(x)的曲线和位移δ(x)＝0.10mm时的直线的交点中的、距原点较远的交点距打击位置的距离为200mm以上，δ(x)＝exp[-1.5×{ln(x/(200×(ΔR/ΔR0)0.587))}2]×δmax…(1)、δmax＝L0×(E/E0)0.5×(ΔR/ΔR0)×(t/t0)0.446…(2)。
文档编号B22D11/16GK102264490SQ200980152360
公开日2011年11月30日 申请日期2009年10月28日 优先权日2008年12月25日
发明者伊藤义起, 佐藤康弘, 山中章裕, 平城正, 村上敏彦, 野上裕, 高谷幸司 申请人:住友金属工业株式会社