(57)【要約】【課題】高合金鋼の丸ビレット鋳片を連続鋳造する場合において鋳片の表面割れの発生を抑制可能な連続鋳造用鋳型及び当該鋳型を用いた連続鋳造方法を提供する。【解決手段】メニスカス位置の鋳型内径をＤＭ（ｍ）、鋳型下端での鋳型内径をＤＢ（ｍ）、メニスカス位置から鋳型下端までの長さをＬ（ｍ）、メニスカス位置から鋳型下端までの鋳型方向に沿った単位長さ当たりの鋳型内径変化率をＴＰ（％／ｍ）、鋳型下端断面積をＳ（ｍ２）、鋳造速度をＶＣ（ｍ／ｍｉｎ）とした場合に、下記（１）、（２）式を満足する連続鋳造用鋳型とし、これを用いて連続鋳造を行う。０．４≦ＴＰ×ＶＣ≦３．４  …（１）式但し、ＴＰ＝（ＤＭ−ＤＢ）／ＤＢ／Ｌ×１００、１．３≦ＴＰ≦３．０、０．３≦ＶＣ≦３．０、０．７５≦Ｌ≦０．８５０．０３≦Ｓ×ＶＣ≦０．０９  …（２）式但し、Ｓ＝πＤＢ２／４、０．０２≦Ｓ≦０．１６【選択図】図１
2014039944.tif 000002
【特許請求の範囲】
【請求項１】
質量％で、Ｃｒ：２０〜３０％、Ｎｉ：１５〜５５％、Ｍｏ：０．０１〜１０％を含む高合金鋼の丸ビレット鋳片の連続鋳造に用いられる鋳型であって、
メニスカス位置の鋳型内径をＤＭ（ｍ）、鋳型下端での鋳型内径をＤＢ（ｍ）、メニスカス位置から鋳型下端までの長さをＬ（ｍ）としたとき、メニスカス位置から鋳型下端までの、鋳型方向に沿った単位長さ当たりの鋳型内径変化率ＴＰ（％／ｍ）と鋳造速度ＶＣ（ｍ／ｍｉｎ）とが、下記（１）式の関係を満足し、且つ、
鋳型下端断面積をＳ（ｍ２）、鋳造速度をＶＣ（ｍ／ｍｉｎ）としたとき、下記（２）式の関係を満足することを特徴とする、高合金鋼丸ビレット鋳片の連続鋳造用鋳型。
０．４≦ＴＰ×ＶＣ≦３．４  …（１）式
但し、ＴＰ＝（ＤＭ−ＤＢ）／ＤＢ／Ｌ×１００
１．３≦ＴＰ≦３．０
０．３≦ＶＣ≦３．０
０．７５≦Ｌ≦０．８５
０．０３≦Ｓ×ＶＣ≦０．０９  …（２）式
但し、Ｓ＝πＤＢ２／４
０．０２≦Ｓ≦０．１６
【請求項２】
前記メニスカス位置からの、鋳造方向に沿った３つの区間における鋳型内径変化率Ｔ１、Ｔ２、Ｔ３が、下記（３）〜（５）式の関係を満足することを特徴とする、請求項１に記載の連続鋳造用鋳型。
メニスカス位置から０〜２０ｍｍ：Ｔ１＝８〜１２％／ｍ  …（３）式
メニスカス位置から２０〜１２０ｍｍ：Ｔ２＝２〜４％／ｍ  …（４）式
メニスカス位置から１２０ｍｍ〜鋳型下端：Ｔ３＝０．８〜１．４％／ｍ  …（５）式
【請求項３】
請求項１又は２に記載の連続鋳造用鋳型を用いて、前記鋳造速度ＶＣ（ｍ／ｍｉｎ）にて連続鋳造を行う、高合金鋼丸ビレット鋳片の連続鋳造方法。
【発明の詳細な説明】
【技術分野】
【０００１】
本発明は、高合金鋼の丸ビレット鋳片を連続鋳造するのに適した鋳型及び当該鋳型を用いた連続鋳造方法に関するものである。
【背景技術】
【０００２】
高ＣＯ２、高Ｈ２Ｓ雰囲気の高腐食環境下の深海油井用の油井管に適用され、優れた耐食性、高強度が要求される高合金鋼の丸ビレット鋳片を連続鋳造する場合は、炭素鋼やステンレス鋼に比べて鋳型内初期凝固時の密度変化量が大きく、鋳型内壁と鋳型との接触が不均一になりやすい。高合金鋼は、強度の温度依存性が高いため、凝固シェル生成時において不均一凝固が発生した場合、そのシェル厚の強度差によってビレット表層部において表面割れが発生しやすい。特に丸ビレットの場合では、鋳型内においてモールドパウダーの流入不均一が起こりやすいため、表面割れの発生率が高くなる傾向にある。
【０００３】
従来から、丸ビレット鋳片の連続鋳造鋳型内における凝固シェルの不均一凝固対策として、鋳型断面の内径を凝固シェルの凝固収縮量に合わせて減少させたり、連続鋳造時に鋳型内に供給するモールドパウダーにより鋳型と凝固シェル間の抜熱量を調整したりする方法が各種提案されてきた。
【０００４】
例えば特許文献１には、下方に向かうに従い鋳型内径を減少させ、且つその減少率を２段階に変化させた丸ビレット連続鋳造用鋳型が、特許文献２には、下方に向かうに従い内径寸法が連続的に変化するテーパ−面とし、且つその内径寸法の変化を凝固収縮に合致させた丸ビレット連続鋳造用鋳型が開示されており、これにより鋳型と鋳片との接触を均一にすることが可能であるとしている。
【０００５】
また、例えば特許文献３には、連続鋳造時、鋳型内における溶鋼上面に供給し、鋳型と鋳片との間に流入させて鋳型と鋳片との伝熱を均一にできるモールドパウダーについて開示されている。
【先行技術文献】
【特許文献】
【０００６】
【特許文献１】実開昭５９−１６５７４８号公報
【特許文献２】実開昭５９−１６５７４９号公報
【特許文献３】特開平８−１３２１８４号公報
【発明の概要】
【発明が解決しようとする課題】
【０００７】
しかしながら、従来の丸ビレット鋳片の連続鋳造方法には解決すべき以下のような問題があった。すなわち、特許文献１、２に開示された鋳型は、炭素鋼の連続鋳造にのみ用いられるものであり、鋳型内初期凝固時の密度変化量が大きく、鋳型内壁と鋳片との接触が不均一になりやすい高合金鋼に適用されるものではない。また、特許文献２に開示された連続鋳造鋳型では、鋳造速度を考慮していないため、鋳造速度が大きく変動する場合、凝固シェルの収縮量が設定されたテーパ−に合致しない問題が発生し、結果として表面割れが発生する。したがって、鋳造速度が遅く収縮量が大きい場合には鋳型内径変化率の大きな鋳型で、鋳造速度が速く収縮量が小さい場合には鋳型内径変化率の小さな鋳型で鋳造する必要がある。また、特許文献３のようにモールドパウダーによって鋳型と鋳片との伝熱を均一にできるが、それのみで鋳型と鋳片との接触を補償することには限界がある。
【０００８】
本発明は、上記した従来技術の問題に鑑みてなされたものであり、高合金鋼の丸ビレット鋳片を連続鋳造する場合において鋳片の表面割れの発生を抑制可能な連続鋳造用鋳型、及び、当該鋳型を用いた連続鋳造方法を提供することを課題とする。
【課題を解決するための手段】
【０００９】
上記課題を解決するため、本発明者らが鋭意研究を進めたところ、鋳造方向における鋳型内径変化率ＴＰ（％／ｍ）と、鋳造速度ＶＣ（ｍ／ｍｉｎ）と、鋳型下端部断面積Ｓ（ｍ２）との関係が、所定の条件を満たす場合に限って、高合金丸ビレット鋳片の表面割れを特異的に改善できることを知見した。具体的には、下記（１）〜（３）の通りである。
（１）高合金鋼丸ビレット鋳造用の鋳型におけるメニスカス位置から鋳型下端にかけての鋳型内径変化率ＴＰ（％／ｍ）と鋳造速度ＶＣ（ｍ／ｍｉｎ）との関係において、ＴＰが大きい場合にはＶＣを小さくして鋳造を行うことで、ＴＰが小さい場合にはＶＣを大きくして鋳造を行うことで、凝固シェルと鋳型間の接触が適切となり、表面割れを防止することが可能となる。すなわち、ＴＰ×ＶＣ値が所定の範囲内を満たす場合に、丸ビレット鋳片の表面割れが著しく改善される。
（２）鋳型下端断面積Ｓ（ｍ２）と鋳造速度ＶＣ（ｍ／ｍｉｎ）との関係において、これらを乗じて得られるＳ×ＶＣ値が大きすぎると凝固シェル収縮量が鋳型内径変化量よりも小さくなって鋳片が鋳型に焼付くほどの拘束が生じる一方、小さすぎると凝固シェル収縮量が鋳型内径変化量よりも大きくなるため不均一凝固による表面割れが発生しやすくなる。すなわち、Ｓ×ＶＣ値が所定の範囲内を満たす場合に、丸ビレット鋳片の表面割れが著しく改善される。
（３）凝固シェルの凝固収縮速度は、鋳型内の鋳造方向の各位置において一定ではなく、メニスカス近傍では凝固収縮速度が速く、鋳型下端に近付くにつれ凝固収縮速度が遅くなる。それゆえ、溶鋼が注入されるメニスカス位置からの各区間での鋳型内径変化率ＴＰを変化させることによって、鋳型と鋳片との接触がより良好となり、丸ビレット鋳片の表面割れが一層改善される。
【００１０】
本発明は上記知見に基づいてなされたものである。すなわち、
第１の本発明は、質量％で、Ｃｒ：２０〜３０％、Ｎｉ：１５〜５５％、Ｍｏ：０．０１〜１０％を含む高合金鋼の丸ビレット鋳片の連続鋳造に用いられる鋳型であって、メニスカス位置の鋳型内径をＤＭ（ｍ）、鋳型下端での鋳型内径をＤＢ（ｍ）、メニスカス位置から鋳型下端までの長さをＬ（ｍ）としたとき、メニスカス位置から鋳型下端までの、鋳型方向に沿った単位長さ当たりの鋳型内径変化率ＴＰ（％／ｍ）と鋳造速度ＶＣ（ｍ／ｍｉｎ）とが、下記（１）式の関係を満足し、且つ、鋳型下端断面積をＳ（ｍ２）、鋳造速度をＶＣ（ｍ／ｍｉｎ）としたとき、下記（２）式の関係を満足することを特徴とする、高合金鋼丸ビレット鋳片の連続鋳造用鋳型である。
０．４≦ＴＰ×ＶＣ≦３．４  …（１）式
但し、ＴＰ＝（ＤＭ−ＤＢ）／ＤＢ／Ｌ×１００
１．３≦ＴＰ≦３．０
０．３≦ＶＣ≦３．０
０．７５≦Ｌ≦０．８５
０．０３≦Ｓ×ＶＣ≦０．０９  …（２）式
但し、Ｓ＝πＤＢ２／４
０．０２≦Ｓ≦０．１６
【００１１】
第１の本発明に係る連続鋳造用鋳型において、溶鋼が注入されるメニスカス位置からの、鋳造方向に沿った３つの区間における鋳型内径変化率Ｔ１、Ｔ２、Ｔ３が、下記（３）〜（５）式の関係を満足することが好ましい。
メニスカス位置から０〜２０ｍｍ：Ｔ１＝８〜１２％／ｍ  …（３）式
メニスカス位置から２０〜１２０ｍｍ：Ｔ２＝２〜４％／ｍ  …（４）式
メニスカス位置から１２０ｍｍ〜鋳型下端：Ｔ３＝０．８〜１．４％／ｍ  …（５）式
【００１２】
第２の本発明は、第１の本発明に係る連続鋳造用鋳型を用いて、鋳造速度ＶＣ（ｍ／ｍｉｎ）にて連続鋳造を行う、高合金鋼丸ビレット鋳片の連続鋳造方法である。
【００１３】
尚、本発明において、鋳型内の「メニスカス位置」については、鋼種と鋳造速度による鋳型内凝固収縮量に応じて予め特定することができる。
【発明の効果】
【００１４】
本発明によれば、高合金鋼の丸ビレット鋳片を連続鋳造する場合において鋳片の表面割れの発生を抑制可能な連続鋳造用鋳型、及び、当該鋳型を用いた連続鋳造方法を提供することができる。
【図面の簡単な説明】
【００１５】
【図１】本発明に係る連続鋳造用鋳型を説明するための概略図である。
【図２】本発明に係る連続鋳造方法を実施可能な連続鋳造機の一例を説明するための概略図である。
【図３】実施例及び比較例に係るデータをまとめた図である。
【発明を実施するための形態】
【００１６】
＜連続鋳造用鋳型＞
図１に一実施形態に係る本発明の連続鋳造用鋳型１０を概略的に示す。図１において、メニスカス位置における鋳型内径はＤＭ（ｍ）、鋳型下端部における鋳型内径はＤＢ（ｍ）、メニスカス位置から鋳型下端までの長さはＬ（ｍ）として表されている。
【００１７】
本発明に係る鋳型１０は次の条件を満たすものである。すなわち、鋳型１０は、メニスカス位置の鋳型内径をＤＭ（ｍ）、鋳型下端での鋳型内径をＤＢ（ｍ）、メニスカス位置から鋳型下端までの長さをＬ（ｍ）としたとき、メニスカス位置から鋳型下端までの、鋳型方向に沿った単位長さ当たりの鋳型内径変化率ＴＰ（％／ｍ）と鋳造速度ＶＣ（ｍ／ｍｉｎ）とが、下記（１）式の関係を満足する。
０．４≦ＴＰ×ＶＣ≦３．４  …（１）式
但し、ＴＰ＝（ＤＭ−ＤＢ）／ＤＢ／Ｌ×１００
１．３≦ＴＰ≦３．０
０．３≦ＶＣ≦３．０
０．７５≦Ｌ≦０．８５
【００１８】
本発明において、ＴＰ×ＶＣの範囲を０．４以上３．４以下としたのは、当該範囲において鋳型と鋳片との接触が均一となり、表面欠陥のない良質な丸ビレット鋳片を連続鋳造することができるためである。すなわち、ＴＰが大きい場合はＶＣを小さくして鋳造し、逆にＴＰが小さい場合はＶＣを大きくして鋳造することで、凝固シェルと鋳型間の接触が適切となり、鋳片の表面割れを著しく改善することができる。ＴＰ×ＶＣの値が大きすぎる場合は、モールドパウダーの流入が阻害され、潤滑不良によって鋳片が鋳型に焼付くほどの拘束が発生し、一方、小さすぎる場合は、鋳型内径変化以上の凝固収縮量となるため鋳型周方向の伝熱が不均一となって鋳片の表面割れが発生しやすくなる。１．３≦ＴＰ≦３．０、０．３≦ＶＣ≦３．０、０．７５≦Ｌ≦０．８５の条件下におけるＴＰ×ＶＣの下限値は、好ましくは１．０以上、特に好ましくは１．５以上であり、上限値は、好ましくは３．０以下、特に好ましくは２．５以下である。
【００１９】
本発明に係る鋳型１０は上記条件に加えてさらに次の条件をも満たすものである。すなわち、鋳型１０は、鋳型下端断面積をＳ（ｍ２）、鋳造速度をＶＣ（ｍ／ｍｉｎ）としたとき、下記（２）式の関係を満足する。
０．０３≦Ｓ×ＶＣ≦０．０９  …（２）式
但し、Ｓ＝πＤＢ２／４
０．０２≦Ｓ≦０．１６
【００２０】
鋳型断面積Ｓが大きい場合、鋳型内において凝固シェルの収縮量が大きくなり、不均一凝固を助長しやすい。本発明者らは、高合金鋼の連続鋳造において、鋳片の表面欠陥を防止するためには、大きな断面積を有する鋳型で鋳造する場合には、鋳造速度ＶＣを小さくする必要があることを見出した。すなわち、上記（２）式を満足するようにＳとＶＣとを調整することにより、ビレットの表面割れを防止することが可能である。Ｓ×ＶＣが大きすぎる場合は、凝固シェル収縮量が鋳型内径変化量よりも小さいために鋳片が鋳型に焼付くほどの拘束が発生し、一方、小さすぎる場合は、鋳型内径変化以上の凝固収縮量となるため鋳型周方向の伝熱が不均一となって鋳片の表面割れが発生しやすくなる。１．３≦ＴＰ≦３．０、０．３≦ＶＣ≦３．０、０．７５≦Ｌ≦０．８５の条件下におけるＳ×ＶＣの下限値は、好ましくは０．０４以上、特に好ましくは０．０５以上であり、上限値は、好ましくは０．０８以下、特に好ましくは０．０７以下である。
【００２１】
本発明者らは、さらに種々の試験を行った結果、凝固シェルの凝固収縮速度は、鋳型内の鋳造方向の各位置において一定ではなく、メニスカス近傍では凝固収縮速度が速く、鋳型下端に近付くにつれ凝固収縮速度が遅くなることを知見した。すなわち、本発明に係る鋳型１０については、溶鋼が注入されるメニスカス位置から鋳造方向に沿って３つの区間に分けた場合において、各区間における鋳型内変化率Ｔ１、Ｔ２、Ｔ３が下記（３）〜（５）式を満足するものであることが好ましい。
メニスカス位置から０〜２０ｍｍ：Ｔ１＝８〜１２％／ｍ  …（３）式
メニスカス位置から２０〜１２０ｍｍ：Ｔ２＝２〜４％／ｍ  …（４）式
メニスカス位置から１２０ｍｍ〜鋳型下端：Ｔ３＝０．８〜１．４％／ｍ  …（５）式
【００２２】
このように、メニスカス位置から鋳型下端にかけて鋳型内径を徐々に減少させる場合において、鋳型上部ほど内径変化率（減少率）を大きいものとし、下端部では緩やかな内径変化率（減少率）とすることで、鋳型と鋳片との接触が一層良好となり、高品質な丸ビレット鋳片を得ることができる。
【００２３】
尚、本発明においてＴ１、Ｔ２、Ｔ３は以下のようにして求められる。Ｔ１を例にとると、メニスカス位置から０〜２０ｍｍにある任意の２箇所における鋳型内径をそれぞれＤ１Ａ、Ｄ１Ｂ（Ｄ１Ａ＞Ｄ１Ｂ）とし、当該任意の２箇所の間の鋳造方向長さをＬ１Ａ−１Ｂとしたとき、Ｔ１＝（Ｄ１Ａ−Ｄ１Ｂ）／Ｄ１Ｂ／Ｌ１Ａ−１Ｂ×１００となる。Ｔ２、Ｔ３についても同様で、各区間での任意の２箇所における鋳型内径Ｄ２Ａ、Ｄ２Ｂ（Ｄ３Ａ、Ｄ３Ｂ）と当該２箇所間の鋳造方向長さ（Ｌ２Ａ−２Ｂ、Ｌ３Ａ−３Ｂ）とに基づいて、同様の式から内径変化率を求めることができる。
【００２４】
本発明に係る連続鋳造用鋳型１０は、鋳型内初期凝固時の密度変化量が大きく、鋳型内壁と鋳片との接触が不均一になりやすい高合金鋼の連続鋳造用途に特化するものである。ここで、高合金鋼とは、質量％で、Ｃｒ：２０〜３０％、Ｎｉ：１５〜５５％、Ｍｏ：０．０１〜１０％を含む鋼を意味する。
【００２５】
本発明が対象とする高合金鋼において、Ｃｒは、合金の耐食性及び強度を向上させる作用を有する。しかし、ＣｒはＮと結合して窒化物の析出傾向を増大させ、合金の熱間加工性を低下させる。このためＣｒの含有量は３０％までとするのがよい。
【００２６】
本発明が対象とする高合金鋼において、Ｎｉは、オーステナイトの素地を安定化する作用を有し、高合金中にＣｒやＭｏ等の強化作用と耐食作用を有する元素を多量に含有させるのに必須の元素である。しかし、Ｎｉの多量添加は合金コストの過度の上昇を招く。したがって、Ｎｉの含有量は１５〜５５％とする。なお、Ｎｉの合金コストとＭｏ添加による脆化相析出抑制のため、Ｎｉ含有量は３０〜５５％とすることが好ましい。
【００２７】
本発明が対象とする高合金鋼において、Ｍｏは、Ｃｒとの共存下で合金の強度、耐食性を高める作用を有する。しかし、Ｎｉ添加量の大小にもよるが、Ｍｏの含有量が１０．０％を超えると、延性や靱性等の機械的性質の低下を招く。したがって、Ｍｏの含有量は１．５〜１０．０％とする。
【００２８】
以上の通り、本発明に係る連続鋳造用鋳型１０は、質量％で、Ｃｒ：２０〜３０％、Ｎｉ：１５〜５５％、Ｍｏ：０．０１〜１０％を含む高合金鋼の丸ビレット鋳片の連続鋳造に用いられる鋳型であって、上記（１）式及び（２）式の関係を満足することを特徴とする。これによって、丸ビレット鋳片の表面割れの発生を抑制しながら、連続鋳造を行うことができる。また、上記（３）〜（５）式で示したように、段階的に鋳型内径変化率を変化させた鋳型を用いることにより、さらに表面欠陥のない良質な丸ビレット鋳片を製造することができる。さらに、鋳造方向に段階的な鋳型内径変化率を設け、予め求めた鋼種と鋳造速度による鋳型内凝固収縮量に応じた適正なメニスカス位置を設定することにより、鋳型内径変化率ＴＰを調整することが可能となる。その結果、成分系（凝固収縮）の異なる高合金鋼において、鋳造毎に鋳型を交換する必要が無くなる。
【００２９】
＜連続鋳造方法＞
本発明に係る連続鋳造方法は、例えば図２に示すような、本発明の連続鋳造用鋳型１０を備えてなる湾曲型の丸ビレット連続鋳造機１００により実施可能である。具体的には、取鍋（不図示）からタンディッシュ１内に高合金鋼の溶鋼２を供給し、その後、タンディッシュ１から浸漬ノズル３へと溶鋼２を導入し、浸漬ノズル３の吐出孔から鋳型１０へと溶鋼２を供給する。ここで鋳型１０においては、予め求めた鋼種と鋳造速度による鋳型内凝固収縮量に応じて適正なメニスカス位置が設定され、鋳型内径変化率ＴＰが調整される。このような適切な条件下で、鋳型１０に供給された溶鋼２は、抜熱作用により外側から凝固殻を形成し、鋳造速度ＶＣにて下方に引き抜かれて鋳片５が製造される。尚、鋳型１０の外側には電磁攪拌装置４が設けられており、鋳型１０内の溶鋼を攪拌可能としている。また、鋳型１０内の溶鋼上部にはモールドパウダー（不図示）が設けられており、鋳型１０と鋳片との間に流入させて鋳型と鋳片との伝熱を均一化することができる。
【００３０】
このように、本発明に係る連続鋳造方法は、上記した本発明の連続鋳造用鋳型を用いて上記した鋳造速度ＶＣ（ｍ／ｍｉｎ）にて連続鋳造を行うことを特徴としており、これによって、丸ビレット鋳片の表面割れの発生を抑制しながら、連続鋳造を行うことができる。
【実施例】
【００３１】
以下、実施例に基づき、本発明に係る連続鋳造用鋳型及び連続鋳造方法について、より詳しく説明する。
【００３２】
本発明の効果を確認するため、図２に示す湾曲型の丸ビレット連続鋳造機を用いて、表１に示す２水準の高合金鋼材質、鋳型および鋳造条件にて丸ビレットを連続鋳造した。なお、鋳型１０は、全長が９００ｍｍで、鋳型下端での鋳型内径ＤＢが１８０、２６５、３６０ｍｍの３水準の鋳型サイズで試験を行った。
【００３３】
下記表１及び図３に、各条件における鋳片表面欠陥発生の評価を示す。表面欠陥の評価は、丸鋳片の単位長さ当たりの、表面欠陥の鋳造方向の長さ（（表面欠陥部長さ（ｍ）／鋳片長さ（ｍ））を指標とし、その値（有効数字小数点以下２桁）が０〜０．０３では無手入れで製品化可能であり◎、０．０４〜０．１０は軽手入れで製品化可能であり○、０．１１〜０．３０は中手入れで製品化可能であり▲、０．３０を超えるものは製品化不可であり×と評価した。
【００３４】
【表１】
2014039944.tif 000003
【００３５】
表１及び図３に示す結果から明らかなように、上記（１）式のＴＰ、ＶＣ、ＴＰ×ＶＣ、Ｓ×ＶＣの一つでも満足しない場合、上記表面欠陥評価は×あるいは▲(０．１１以上)であった。一方で、上記（１）式及び（２）式に係る条件をすべて満足した本発明条件では、鋳型内で発生する鋳片表面欠陥の発生を著しく低減でき、また、表層組織の細粒化が認められ良質な鋳片を得ることができた。特に図３から明らかなように、本発明にて規定した条件範囲において特異的且つ顕著に表面欠陥を低減できることがわかる。
【００３６】
以上、現時点において、もっとも、実践的であり、かつ、好ましいと思われる実施形態に関連して本発明を説明したが、本発明は、本願明細書中に開示された実施形態に限定されるものではなく、請求の範囲及び明細書全体から読み取れる発明の要旨或いは思想に反しない範囲で適宜変更可能であり、そのような変更を伴う連続鋳造用鋳型及び連続鋳造方法もまた本発明の技術的範囲に包含されるものとして理解されなければならない。
【産業上の利用可能性】
【００３７】
本発明に係る連続鋳造用鋳型は、表面欠陥のない高合金鋼丸ビレット鋳片を連続鋳造したい場合に利用可能である。
【符号の説明】
【００３８】
１：タンディッシュ
２：溶鋼
３：浸漬ノズル
４：電磁攪拌装置
５：鋳片
１０：連続鋳造用鋳型
１００：連続鋳造機
【図１】
2014039944.tif 000004
【図２】
2014039944.tif 000005
【図３】
2014039944.tif 000006