專利名稱：鋼的連續(xù)鑄造方法
技術(shù)領(lǐng)域：
本發(fā)明涉及一種一邊打擊包含未凝固部的狀態(tài)的鑄坯的表面而對鑄坯施加振動一邊進(jìn)行鑄造的鋼的連續(xù)鑄造方法。
背景技術(shù)：
在通過連續(xù)鑄造鑄造成的鑄坯的厚度方向的中心部及其附近，容易產(chǎn)生被稱為中心偏析、V形偏析、倒V形偏析的宏觀偏析(目視偏析macro-segregation)的內(nèi)部缺陷。 中心偏析是指C、S、P、Mn等易于偏析的溶質(zhì)成分(以下也稱作“偏析成分”)在鑄坯的最終凝固部稠化而顯現(xiàn)的內(nèi)部缺陷，V形偏析及倒V形偏析是上述偏析成分分別在鑄坯的最終凝固部附近稠化成V字形或者倒V字形而顯現(xiàn)的內(nèi)部缺陷。將這些產(chǎn)生了宏觀偏析的鑄坯作為原材料進(jìn)行熱加工而成的產(chǎn)品容易發(fā)生韌性下降或氫致裂紋等，并且，在將這些產(chǎn)品通過冷加工形成最終產(chǎn)品時，容易產(chǎn)生裂紋。一般認(rèn)為鑄坯上的偏析生成機(jī)理如下。即，伴隨著凝固的進(jìn)行，偏析成分在作為凝固組織的柱狀晶的晶枝間稠化。該偏析成分稠化了的鋼液(以下也稱作“稠化鋼液”)由于凝固時鑄坯的收縮或被稱為膨起(bulging)的鑄坯的膨脹等而從柱狀晶的晶枝間流出。流出的稠化鋼液朝向最終凝固部的凝固結(jié)束點流動，直接凝固而形成偏析成分的稠化帶。由此形成的偏析成分的稠化帶就是偏析。作為鑄坯的偏析防止措施，防止殘留于柱狀晶的晶枝間的稠化鋼液移動及防止這些稠化鋼液局部積聚是很有效的，以往提出了多種方法。并且，本發(fā)明人等在專利文獻(xiàn)1中提出了這樣的鋼的連續(xù)鑄造方法，即，在鑄造橫截面形狀為矩形的鑄坯時，利用配置在包含未凝固部的鑄坯的短邊面?zhèn)鹊闹辽僖惶幍拇驌粽駝友b置，連續(xù)地打擊包含中心固相率為0. 1 0. 9的未凝固部的鑄坯的短邊面，從而一邊對鑄坯施加振動一邊進(jìn)行鑄造。另外，本發(fā)明人在專利文獻(xiàn)2中提出了這樣的鋼的連續(xù)鑄造方法，S卩，在利用多個壓下用導(dǎo)輥對壓下具有矩形橫截面形狀的鑄坯的包括未凝固部的鑄造方向的位置時，在鑄造方向上的壓下區(qū)域的范圍內(nèi)，連續(xù)地打擊鑄坯表面的至少一處，從而一邊對鑄坯施加振
動一邊鑄造。采用這些方法，通過鑄坯的打擊振動，能夠使正在生長的柱狀晶斷裂，從而能抑制柱狀晶的生長。另外，在生成的等軸晶橋接(bridging)時形成有空間部，在該空間部內(nèi)會產(chǎn)生偏析，但是該空間部通過打擊而被破壞。因此，能夠高密度地填充等軸晶，能使稠化鋼液微細(xì)地分散至晶粒之間，從而能夠得到降低了中心偏析、V形偏析、倒V形偏析等偏析的、 內(nèi)部品質(zhì)良好的鑄坯。專利文獻(xiàn)1 日本特許3835185號公報專利文獻(xiàn)2 日本特開2003-3；34641號公報作為與偏析相提并論的內(nèi)部缺陷，存在有中心疏松。中心疏松是指，在連續(xù)鑄造中由鋼液凝固時的凝固收縮、凝固后的冷卻引起的熱收縮導(dǎo)致在作為最終凝固位置的厚度方向中心附近產(chǎn)生的很小的空孔。為了提高鑄坯的內(nèi)部品質(zhì)，要求同時降低偏析和中心疏松。 并且，還要求研究由打擊導(dǎo)致的鑄坯的振動條件和鑄坯中心部的品質(zhì)的詳細(xì)關(guān)系，確立恰當(dāng)?shù)恼駝訔l件，提高連續(xù)鑄造的效率。

發(fā)明內(nèi)容
本發(fā)明即是鑒于上述問題所做成的，其課題在于提供一種通過在恰當(dāng)?shù)臈l件下打擊鑄坯使其振動，能夠高效率地得到無偏析、無中心疏松的內(nèi)部品質(zhì)良好的鑄坯的鋼的連續(xù)鑄造方法。本發(fā)明人對高效率地得到無偏析、無中心疏松的內(nèi)部品質(zhì)良好的鑄坯的鋼的連續(xù)鑄造方法進(jìn)行了研究，得出了下述見解(A)和見解(B)。(A)若使鑄坯的厚度方向的位移為0. IOmm以上的區(qū)域的、在與短邊面垂直的方向上距鑄坯短邊面的打擊位置的距離的最大值為200mm以上，則能夠降低鑄坯內(nèi)部的偏析， 鑄坯的厚度方向的位移是打擊具有未凝固部的鑄坯的一個短邊面時產(chǎn)生的。(B)由打擊產(chǎn)生的鑄坯的厚度方向的位移根據(jù)導(dǎo)輥的軸間距離、打擊能量及鑄坯的打擊位置的未凝固部的厚度而發(fā)生變化。本發(fā)明即是基于以上的見解而完成的，其主要內(nèi)容為下述(1)和O)的鋼的連續(xù)
鑄造方法。(1) 一種鋼的連續(xù)鑄造方法，該制造方法在鑄造橫截面為矩形的鑄坯時，在包含未凝固部的鑄坯的短邊面的兩側(cè)設(shè)置至少一對打擊振動裝置，通過連續(xù)地打擊上述鑄坯的短邊面，一邊對上述鑄坯施加振動一邊進(jìn)行鑄造，其特征在于，通過打擊上述短邊面，產(chǎn)生兩處以下述(1)式及( 式定義的上述鑄坯的長邊面的鑄坯厚度方向的位移δ (χ)的曲線和位移δ (χ) =0. IOmm時的直線的交點，調(diào)整振動能量、導(dǎo)輥的軸間距離及未凝固厚度地打擊短邊面，使得上述交點中的、距原點較遠(yuǎn)的交點在鑄坯寬度方向上距上述鑄坯的短邊面的打擊位置的距離為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式中的各符號是指下述各量的意思。χ 使鑄坯短邊面的打擊位置為0時的鑄坯寬度方向的距離(mm)，δ (χ)位置χ處的鑄坯厚度方向的位移(mm)，δ max 鑄坯厚度方向的最大位移(mm)，Δ R 打擊短邊面的位置的導(dǎo)輥的軸間距離(mm)，E 每1個區(qū)段相對于鑄坯單側(cè)的打擊能量(J)，t 鑄坯的在鑄坯短邊面的打擊位置處的未凝固厚度(mm)，其中，E0 = 39 (J), AR0 = 245 (mm)，t0 = 26 (mm), L0 = 0. 114 (mm)。(2)根據(jù)上述(1)的鋼的連續(xù)鑄造方法，其特征在于，通過使周期性地打擊上述鑄坯的相對的左右短邊面的時間的相位相同，而使上述左右的短邊面各自的通過打擊而產(chǎn)生的上述位移δ (χ)相互疊加，使該疊加起來的位移δ (χ)在打擊位置的整個寬度方向上為 0. IOmm 以上。采用本發(fā)明的方法，由于能夠在鑄坯的較寬的范圍內(nèi)施加通過打擊鑄坯短邊面而產(chǎn)生的鑄坯長邊面的位移為0. IOmm以上那樣的振動，所以能夠降低偏析和中心疏松，得到內(nèi)部品質(zhì)優(yōu)良的鑄坯。


圖1是表示能夠應(yīng)用本發(fā)明的連續(xù)鑄造方法的連續(xù)鑄造機(jī)和打擊振動裝置的配置的圖，圖1的(a)表示連續(xù)鑄造機(jī)的側(cè)視圖，圖1的(b)是表示連續(xù)鑄造機(jī)的設(shè)置有打擊振動裝置的部分的俯視圖。圖2是表示中心疏松比體積計算用的試樣的采集位置的鑄坯的橫剖視圖。圖3是表示每1個區(qū)段相對于鑄坯單側(cè)的打擊能量和中心疏松比體積的減少量之間的關(guān)系的圖表。圖4是具有未凝固部分的鑄坯因打擊而產(chǎn)生的振動模型的示意圖，圖4的(a)表示俯視圖，圖4的(b)表示從鑄造方向看到的圖。圖5是表示距短邊面打擊位置的距離和鑄坯厚度方向的位移之間的關(guān)系的圖表。圖6是表示鑄坯厚度方向的最大位移δ max和中心疏松比體積的減少量-Δ Vp之間的關(guān)系的圖表。圖7是表示每1個區(qū)段相對于鑄坯單側(cè)的打擊能量和振動到達(dá)距離之間的關(guān)系的圖表。圖8表示每1個區(qū)段相對于鑄坯單側(cè)的打擊能量和振動到達(dá)距離之間的關(guān)系，是表示導(dǎo)輥的軸間距離的影響的圖表。圖9是表示從鑄坯的寬度方向兩端的各個短邊面進(jìn)行打擊的影響的圖表。
具體實施例方式以下，對如上所述那樣規(guī)定本發(fā)明的方法的理由及本發(fā)明方法的優(yōu)選方式進(jìn)行說明。本發(fā)明人進(jìn)行一邊對鑄坯施加由打擊產(chǎn)生的振動一邊進(jìn)行連續(xù)鑄造試驗，對振動的效果進(jìn)行解析，如下述說明那樣調(diào)查了振動對于鑄坯內(nèi)部品質(zhì)的影響。1.鑄坯內(nèi)部品質(zhì)和打擊能量的關(guān)系1-1.鑄造試驗條件圖1是表示能夠應(yīng)用本發(fā)明的連續(xù)鑄造方法的連續(xù)鑄造機(jī)和打擊振動裝置的配置的圖，圖1的(a)表示連續(xù)鑄造機(jī)的側(cè)視圖，圖1的(b)表示連續(xù)鑄造機(jī)的設(shè)置有打擊振動裝置的部分的俯視圖。該圖所示的連續(xù)鑄造機(jī)是垂直彎曲型，具備鑄坯的打擊振動裝置。從中間包(timdish)(未圖示)經(jīng)由浸入式水口 1注入到鑄模3中的鋼液4被從鑄模3及其下方的二次冷卻噴嘴組(未圖示)噴射出的噴射水冷卻，形成凝固殼體5而成為鑄坯7。鑄坯7在其內(nèi)部保持著未凝固部的狀態(tài)下一邊被導(dǎo)輥6組支承一邊被拉拔。在圖1的鑄模3內(nèi)表示有鋼液4的液面2、即彎液面。導(dǎo)輥6分為多個區(qū)段(未圖示，將沿板坯鑄造方向排列多個輥而成的1組稱作1個區(qū)段，在連續(xù)鑄造機(jī)中，再沿板坯鑄造方向排列多個該區(qū)段而構(gòu)成支承輥組)地配置。并且，在導(dǎo)輥6組的鑄造方向下游部，針對每個區(qū)段分別設(shè)有兩對打擊振動裝置 8，用于打擊鑄坯7的短邊面。打擊振動裝置8具有驅(qū)動部10及安裝在該驅(qū)動部10的頂端部的打擊用模具9。在該連續(xù)鑄造試驗中，采用了厚度為300mm的鑄坯用的模具作為鑄模3。為了調(diào)查打擊振動在寬度方向上的影響，采用了 2300mm的寬幅的板坯作為鑄坯7。在鑄造試驗中，采用了可用作厚鋼板的下述成分組成的鋼種。即，含有C 0. 05 1. 00 質(zhì)量％、Si 0. 04 0. 60 質(zhì)量％、Mn :0. 50 2. 00 質(zhì)量％、P :0. 020 質(zhì)量％ 以下、S 0. 006質(zhì)量％以下、其余部分由Fe及不可避免的雜質(zhì)構(gòu)成的鋼種。鑄造速度為0. 58 0. 61m/min、二次冷卻水量為 0. 62 0. 73L/kg_steel (每 Ikg 鑄造鑄坯(鋼液和凝固后的鑄坯)為0.62 0. 73L/kg)。中間包內(nèi)的鋼液的平均溫度在鋼液過熱溫度ΔΤ = 30 50°C的范圍內(nèi)大致恒定。Δ T是實際的鋼液溫度與該鋼液的液相線溫度之差。兩對打擊振動裝置8分別以模具9的鑄造方向中央為基準(zhǔn)，配置在自鑄模3內(nèi)的彎液面2向鑄造方向下游側(cè)的22. 5m的位置和24. Om的位置。打擊振動裝置8的模具9的打擊面的鑄造方向的長度為lM5mm，鉛垂方向的高度為135mm，質(zhì)量為500kg。打擊振動裝置8的驅(qū)動部10采用了氣缸裝置。鑄坯7的短邊面的打擊振動的頻率為4 6Hz、即每一秒的打擊次數(shù)為4 6次。通過打擊鑄坯短邊面，能夠使正在生長的柱狀晶斷裂，從而抑制柱狀晶的生長。另外，在生成的等軸晶橋接時形成有空間部，在該空間部內(nèi)會產(chǎn)生偏析，但是該空間部通過打擊而被破壞。因此，能夠高密度地填充等軸晶，能使稠化鋼液微細(xì)地分散至晶粒之間，能夠降低偏析、中心疏松。鑄坯7的中心固相率主要將鑄造速度和二次冷卻水量作為變量通過一元的導(dǎo)熱計算來算出，根據(jù)該結(jié)果，求出作為打擊位置的規(guī)定的中心固相率的條件。并且，一邊打擊鑄坯的短邊面一邊在該條件下進(jìn)行連續(xù)鑄造。1-2.鑄坯內(nèi)部品質(zhì)的評價通過評價中心疏松的產(chǎn)生狀況，來評價一邊打擊鑄坯的短邊面一邊進(jìn)行連續(xù)鑄造所獲得的鑄坯的內(nèi)部品質(zhì)。1-2-1.中心疏松的產(chǎn)生狀況的評價方法采用下述方法對中心疏松的產(chǎn)生狀況進(jìn)行評價?？紤]到比重測定的精度，將從鑄坯采集的中心疏松的比體積計算用的試樣做成長度(鑄坯的厚度方向)為50mm、寬度(鑄坯的寬度方向)為100mm、厚度(鑄坯的鑄造方向)為7mm的長方體，表面的加工精度依據(jù)日本JIS進(jìn)行精加工(三角標(biāo)記▽▽▽最大表面粗糙度3.2 μ m)。將從認(rèn)為幾乎不產(chǎn)生中心疏松的鑄坯的表面到厚度方向的1/4厚度的位置(以下也稱作“1/4厚度位置”)的密度作為基準(zhǔn)，利用根據(jù)厚度中心部的密度計算出的中心疏松的比體積來評價中心疏松的產(chǎn)生狀況。中心疏松比體積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)式來定義。Vp = 1/p -1/p 0··· (1)圖2是表示中心疏松比體積計算用的試樣的采集位置的鑄坯的橫剖視圖。圖2表示與鑄坯的鑄造方向垂直的截面的寬度方向一端側(cè)的區(qū)域。鑄坯的1/4厚度位置的平均密度P ο通過從鑄坯的寬度方向兩端分別采集一個合計兩個試樣7a、將各試樣的密度平均而計算出。厚度方向的中心的平均密度P通過從鑄坯的寬度方向兩端分別采集三個合計六個試樣7b、7c、7d、將各試樣的密度平均而計算出。采集試樣7a 7d的位置以試樣的中心為基準(zhǔn)，試樣7a及7b是距鑄坯短邊面190mm的位置，試樣7c是距鑄坯短邊面320mm的位置，試樣7d是距鑄坯短邊面425mm的位置。并且，基于未進(jìn)行打擊的鑄坯的中心疏松比體積Vptl及進(jìn)行了打擊的鑄坯的中心疏松比體積Vp1,以下述( 式來定義中心疏松比體積減少量-Δ Vp。-AVp = Vp0-Vp1--- (2)1-2-2.中心疏松產(chǎn)牛狀況的評價結(jié)果圖3是表示每1個區(qū)段相對于鑄坯單側(cè)的打擊能量和中心疏松比體積的減少量之間的關(guān)系的圖表。該圖表是針對以不同的打擊能量進(jìn)行了打擊后的各鑄坯計算其中心疏松比體積的減少量-AVp并進(jìn)行整理而得出的。由該圖表所示的關(guān)系可以確認(rèn)，在每1個區(qū)段相對于鑄坯單側(cè)的打擊能量E大于25J時，在鑄坯的寬度方向端部，中心疏松比體積減少。關(guān)于該圖表中的每1個區(qū)段相對于鑄坯單側(cè)的打擊能量E和中心疏松比體積的減少量-AVp之間的關(guān)系計算出回歸式，為下述(3)式。- Δ Vp [cm3/g] = 0. 0049347 X E [J] _1· 297487…(3)并且，由圖3可得知，在打擊能量E = 39J時，能夠得到中心疏松比體積的減少量-AVp = 0. 57X10_4cm7g左右的中心疏松的降低效果。并且，由宏觀觀察的結(jié)果可以確認(rèn)，存在進(jìn)行了打擊后的鑄坯的粒狀偏析少于未進(jìn)行打擊的鑄坯的粒狀偏析的傾向。2. __口口口腳豐丁制ρ匕·#胃白句一敝基于上述見解，本發(fā)明人進(jìn)一步研究了與鑄坯短邊的打擊相關(guān)的上述結(jié)果的一般化。圖4是具有未凝固部分的鑄坯因打擊而產(chǎn)生的振動模型的示意圖，圖4的(a)表示俯視圖，圖4的(b)表示從鑄造方向看到的圖。在該圖中，鑄坯7的凝固殼體5處于被導(dǎo)輥6約束的狀態(tài)。在該狀態(tài)下，利用打擊振動裝置8打擊鑄坯7的短邊面。打擊振動裝置8的模具9的形狀是鑄造方向的長度a為1200 1600mm、厚度b為 140mm、鑄坯厚度方向的寬度c為200mm的長方體。并且，鑄坯7的寬度為2300mm，厚度為 300mm。使用這樣的三維模型對鑄坯7因振動產(chǎn)生的表面(長邊面)的位移進(jìn)行數(shù)值解析。本發(fā)明人從鑄坯7由打擊振動產(chǎn)生的表面位移的數(shù)值解析結(jié)果發(fā)現(xiàn)，鑄坯厚度方向的最大位移Smax同在與短邊面垂直的方向(鑄坯寬度方向)上距短邊面的打擊位置 200mm的位置處的值S x = 2(1(1_大致相等。并且，本發(fā)明人通過對固液界面位置的位移變動寬度L和對其產(chǎn)生影響的各因素之間的關(guān)系進(jìn)行的迄今為止的研究發(fā)現(xiàn)，用打擊頭部所具有的打擊能量E整理振動區(qū)域內(nèi)的位移變動寬度L，其關(guān)系能夠以下述(a)式來描述。下面，帶有下標(biāo)0的各符號表示代表條件。L/L。= (E/E。)。5…(a)還發(fā)現(xiàn)，打擊短邊面的位置的導(dǎo)輥的軸間距離Δ R及鑄坯短邊面的打擊位置的鑄坯的未凝固厚度t對位移變動寬度的影響能夠獨(dú)立地整理，在與短邊面垂直的方向上距短邊面的打擊位置200mm的位置處的長邊板厚方向的位移變動寬度與AR大致成正比地變化。根據(jù)上述見解，作為位移變動寬度L的推算式，得到將式(a)擴(kuò)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)表示鑄坯的未凝固厚度的影響項。假定f (t，t0)與無因次量t/tQ 的乘方成比例，則由實驗?zāi)M結(jié)果獲得作為f的一個例子的下述(C)式。f(t,t0) = (t/t0) 0 446... (C)然后，將式(C)代入到式(b)中，最終作為位移變動寬度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，上述式中的各符號是指下述的各量的意思。E 每1個區(qū)段相對于鑄坯單側(cè)的打擊能量(J)，Δ R 打擊短邊面的位置的導(dǎo)輥的軸間距離(mm)，t 鑄坯的在鑄坯短邊面的打擊位置處的未凝固厚度(mm)，并且，E0, ΔR(l及t(l分別是E、AR及t的中心疏松降低效果最大的條件的數(shù)值， Ltl是中心疏松降低效果最大時的鑄坯厚度方向的最大位移的代表條件，分別為下述常數(shù)組 (5)。以下將該條件也稱為條件(5)。E0 = 39 (J)、Δ R0 = 245 (mm)、t0 = 26 (mm)、L0 = 0· 114 (mm)... (5)本發(fā)明人發(fā)現(xiàn)，在通過數(shù)值解析計算出的、在與短邊面垂直的方向上距鑄坯短邊面的打擊位置的距離X位置處的鑄坯表面(長邊面)的鑄坯厚度方向的位移δ (χ)在利用對數(shù)正態(tài)分布近似時，能夠采用上述(4)式的Smax如下述(6)式那樣一般化。δ (χ) = exp [-1. 5 X {In (χ/ (200 X ( Δ R/ Δ R0) 0.587) )}2] X δ max... (6)圖5是表示距短邊面打擊位置的距離和鑄坯厚度方向的位移之間的關(guān)系的圖表。 該圖表的橫軸是在與短邊面垂直的方向上距鑄坯短邊面的打擊位置的距離X，縱軸是鑄坯表面的鑄坯厚度方向的無因次位移(δ (χ)除以δ_，將最大位移設(shè)為1的無因次的值、即量綱為1的值)。在該圖表中，〇符號表示利用數(shù)值解析計算出的值， 符號表示利用對數(shù)正態(tài)分布近似的值。由該圖表所示的結(jié)果可知，由數(shù)值解析算出的值利用對數(shù)正態(tài)分布高精度地近似。3.鑄坯內(nèi)部品質(zhì)和鑄坯的因打擊而產(chǎn)生的位移之間的關(guān)系圖6是表示鑄坯厚度方向的最大位移δ _和中心疏松比體積的減少量-AVp之間的關(guān)系的圖表。該圖表所示的關(guān)系是應(yīng)用上述(3)式和上述條件(5)，由AR = 245 (mm), t = 26 (mm)的上述(4)式求出δ max禾Π -AVp的關(guān)系而做成的。通過鑄造速度為0. 7m/min 時的導(dǎo)熱凝固計算來計算配置有打擊振動裝置8的區(qū)段入口處的未凝固厚度，鑄坯的在鑄坯短邊面的打擊位置處的未凝固厚度t使用該數(shù)值。本發(fā)明人根據(jù)圖6的結(jié)果發(fā)現(xiàn)，在厚度為300mm、寬度為2300mm的鑄坯的情況下， 如果為0. IOmm以上，則中心疏松比體積下降。并且，本發(fā)明人對鑄坯內(nèi)部品質(zhì)和鑄坯的因打擊而產(chǎn)生的位移之間的關(guān)系進(jìn)行了進(jìn)一步研究，發(fā)現(xiàn)只要δ max為0. IOmm以上且δ max的位置距短邊面的距離χ為200mm以上， 或者δ max的位置距短邊面的距離χ小于200mm且距離χ為200mm的位置的位移δ (χ)為 0. IOmm以上，則能夠在鑄坯內(nèi)部的較寬的范圍內(nèi)降低偏析、中心疏松，從而能夠提高鑄坯的內(nèi)部品質(zhì)。并且，確認(rèn)了雖然該連續(xù)鑄造試驗是設(shè)置兩對打擊振動裝置進(jìn)行的，但是即使打擊振動裝置是一對或三對以上，也可以和兩對的情況同樣地得到提高鑄坯的內(nèi)部品質(zhì)的效^ ο
4.豐丁制離_丁驢制搬浦丨汰距胃力、針對χ解上述(6)式時，作為鑄坯厚度方向的位移δ及打擊短邊面的位置的導(dǎo)輥的軸間距離AR的函數(shù)，可得到下述(7)式。χ = 200Χ (AR/ARor^XexpR-lnO/SmJ/LS}0.5]…(7)圖7是表示每1個區(qū)段相對于鑄坯單側(cè)的打擊能量和振動到達(dá)距離之間的關(guān)系的圖表。將由打擊產(chǎn)生的鑄坯厚度方向的位移δ為0.10mm以上的區(qū)域的、在與短邊面垂直的方向上的距鑄坯短邊面的打擊位置的距離χ的最大值χ*定義為振動到達(dá)距離。該圖表中的·符號是應(yīng)用上述條件(5)，使鑄坯的厚度為300mm，鑄坯的短邊面的每1個區(qū)段相對于鑄坯單側(cè)的打擊能量E為40J地進(jìn)行打擊時的結(jié)果，/ = 200mm。并且，圖7中的曲線由上述(7)式和·符號的條件計算出。由該圖表所表示的關(guān)系可知，通過增加打擊能量E，能夠增加振動到達(dá)距離χ*。例如，通過將打擊能量E從40J增至65J，振動到達(dá)距離χ*從200mm 增加至250mm，增加25%。即，通過增加打擊能量E，能夠改善由凝固延遲引起容易產(chǎn)生中心疏松的鑄坯寬度方向的端部四周的、鑄坯厚度方向中心部的品質(zhì)。5.尉昆____丁驢_磁至"汰距胃少丨、圖8是表示改變導(dǎo)輥的軸間距離后的、每1個區(qū)段相對于鑄坯單側(cè)的打擊能量和振動到達(dá)距離之間的關(guān)系的圖表。圖8是除了導(dǎo)輥的軸間距離或400mm之外， 在與圖7相同的條件下打擊時的圖表。由該圖表所示的關(guān)系可知，將導(dǎo)輥的軸間距離AR 從M5mm擴(kuò)寬到400mm時，振動到達(dá)距離χ*增大。即，在鑄坯為長邊長度和短邊長度之比較大的板坯時，由于鑄坯寬度較寬，在導(dǎo)輥間容易產(chǎn)生膨起，所以無法將導(dǎo)輥的軸間距離AR 取得很大。另一方面，在鑄坯為長邊長度和短邊長度之比較小的大鋼坯時，由于鑄坯寬度較窄，在導(dǎo)輥間的膨起較小，因此，能夠?qū)?dǎo)輥的軸間距離Δ R取得很大，因此，能夠在較寬的范圍內(nèi)取得打擊效果，在這一點上是有利的。6.從兩側(cè)打擊的效果圖9是表示從鑄坯的寬度方向兩端的各個短邊面打擊的影響的圖表。該圖表的橫軸為在與短邊面垂直的方向上距鑄坯的寬度方向中央的距離y，縱軸為鑄坯厚度方向的位移S。打擊的鑄坯為寬度約為400mm的大鋼坯，使導(dǎo)輥的軸間距離Δ R為400mm，每1個區(qū)段相對于鑄坯單側(cè)的打擊能量E為45J，表示只打擊鑄坯的鑄造方向左側(cè)的短邊面或者只打擊右側(cè)的短邊面的情況及同時打擊兩側(cè)的短邊面的情況的計算結(jié)果。由該圖表所示的結(jié)果可知，將只打擊鑄坯的鑄造方向左側(cè)的短邊面的情況下的鑄坯厚度方向的位移\與只打擊右側(cè)的短邊面的情況下的鑄坯厚度方向的位移、疊加時，成為同時打擊鑄坯兩側(cè)的短邊面的情況下的鑄坯厚度方向的位移δΒ。只打擊鑄坯的鑄造方向左側(cè)的短邊面或者只打擊右側(cè)的短邊面時，鑄坯厚度方向的位移δ為0. IOmm以上的區(qū)域的、在與短邊面垂直的方向上距鑄坯短邊面的打擊位置的距離約為300mm，無法在整個寬度上使位移δ為0. IOmm以上。但是，通過同時打擊兩側(cè)的短邊面，能夠在打擊位置的整個寬度上使位移δ為0.10mm以上。并且，由圖9可知，同時打擊兩側(cè)的短邊面時，在鑄坯的寬度方向中央，位移δ的最大值達(dá)到0.40mm，能夠大幅度地增加位移S，從而能夠進(jìn)一步謀求改善鑄坯的內(nèi)部品質(zhì)。產(chǎn)業(yè)上的可利用性采用本發(fā)明方法，能夠在鑄坯的較寬的范圍內(nèi)施加由打擊鑄坯短邊面產(chǎn)生的、鑄坯長邊面的位移為0. IOmm以上那樣的振動，所以能夠降低偏析、中心疏松，得到內(nèi)部品質(zhì)優(yōu)良的鑄坯。因此，本發(fā)明的方法能夠作為內(nèi)部品質(zhì)良好的鑄坯的連續(xù)鑄造方法廣泛地使用。附圖標(biāo)記說明1、浸入式水口 ；2、鋼液液面(彎液面)；3、鑄模；4、鋼液；5、凝固殼體；6、導(dǎo)輥；7、 鑄坯；7a、7b、7c、7d、鑄坯試樣；8、打擊振動裝置；9、模具；10、驅(qū)動部。
權(quán)利要求
1.一種鋼的連續(xù)鑄造方法，該鑄造方法在鑄造橫截面為矩形的鑄坯時，在包含未凝固部的鑄坯的短邊面的兩側(cè)設(shè)置至少一對打擊振動裝置，通過連續(xù)地打擊上述鑄坯的短邊面，一邊對上述鑄坯施加振動一邊進(jìn)行鑄造，其特征在于，通過打擊上述短邊面，產(chǎn)生兩處以下述(1)式及( 式定義的上述鑄坯的長邊面的鑄坯厚度方向的位移S (X)的曲線和位移S (x) = O. IOmm時的直線的交點，調(diào)整振動能量、 導(dǎo)輥的軸間距離及未凝固厚度地打擊短邊面，使得從上述交點中的、距原點較遠(yuǎn)的交點在鑄坯寬度方向上距上述鑄坯短邊面的打擊位置的距離為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( 式中的各符號是指下述各量的意思 X 鑄坯短邊面的打擊位置為0時的鑄坯寬度方向的距離(mm)， δ (χ)位置χ處的鑄坯厚度方向的位移(mm)， δ max 鑄坯厚度方向的最大位移(mm)， AR:打擊短邊面的位置的導(dǎo)輥的軸間距離(mm)， E 每1個區(qū)段相對于鑄坯單側(cè)的打擊能量(J)， t 鑄坯的在鑄坯短邊面的打擊位置處的未凝固厚度(mm)， 其中，= 39 (J), AR0 = 245 (mm)，t0 = 26 (mm), L。= 0. 114 (mm)。
2.根據(jù)權(quán)利要求1所述的鋼的連續(xù)鑄造方法，其特征在于，通過使周期性地打擊上述鑄坯的相對的左右的短邊面的時間的相位相同，而使上述左右的短邊面各自的通過打擊而產(chǎn)生的上述位移δ (χ)相互疊加，使該疊加的位移δ (χ)在打擊位置的整個寬度方向上為0. IOmm以上。
全文摘要
本發(fā)明提供一種鋼的連續(xù)鑄造方法。該鑄造方法通過在最佳的條件下打擊振動鑄坯，能夠降低偏析和中心疏松。在鑄造橫截面為矩形的鑄坯時，在包含未凝固部的鑄坯的短邊面兩側(cè)配置打擊振動裝置，通過連續(xù)地打擊上述鑄坯的短邊面，一邊對上述鑄坯施加振動一邊進(jìn)行鑄造，調(diào)整振動能量、導(dǎo)輥的軸間距離及未凝固厚度地打擊短邊面，使得通過打擊上述短邊面產(chǎn)生的、以下述(1)式及(2)式定義的上述鑄坯的長邊面的鑄坯厚度方向的位移δ(x)的曲線和位移δ(x)＝0.10mm時的直線的交點中的、距原點較遠(yuǎn)的交點距打擊位置的距離為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)。
文檔編號B22D11/16GK102264490SQ200980152360
公開日2011年11月30日 申請日期2009年10月28日 優(yōu)先權(quán)日2008年12月25日
發(fā)明者伊藤義起, 佐藤康弘, 山中章裕, 平城正, 村上敏彥, 野上裕, 高谷幸司 申請人:住友金屬工業(yè)株式會社