(57)【要約】【課題】  鋳型内面における損傷発生を抑制して鋳型寿命の延長、生産性の向上、製造コストの削減、及び鋳片の表面品質向上を可能にする鋼の連続鋳造方法を提供する。【解決手段】  内側にニッケル及びコバルトのいずれか一方又は双方を主体とするメッキ層１６が形成されたモールド銅板１１〜１４を有する鋳型１０内に、浸漬ノズル２４を介して、溶鋼を順次注湯して鋳型１０内の溶鋼の湯面をモールドフラックス２５で常時覆いながら鋳型１０内で溶鋼を凝固させる連続鋳造方法において、モールドフラックス２５に含有される亜鉛量を２００ｐｐｍ以下にし、浸漬ノズル２４に形成された溶鋼吐出孔２８の中心軸の傾斜角度を水平方向に対して上向き５°以下で下向き４５°以下の範囲に設定すると共に、モールド銅板１１〜１４に加わる熱負荷に応じて鋳造速度を調整する。【選択図】        図１
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【特許請求の範囲】
【請求項１】
内側にニッケル及びコバルトのいずれか一方又は双方を主体とするメッキ層が形成されたモールド銅板を有する鋳型内に、浸漬ノズルを介して溶鋼を順次注湯して、前記鋳型内の溶鋼の湯面をモールドフラックスで常時覆いながら該鋳型内で溶鋼を凝固させる連続鋳造方法において、
前記モールドフラックスに含有される亜鉛量を２００ｐｐｍ以下にし、前記浸漬ノズルに形成された溶鋼吐出孔の中心軸の傾斜角度を水平方向に対して上向き５°以下で下向き４５°以下の範囲に設定すると共に、前記モールド銅板に加わる熱負荷に応じて鋳造速度を調整することを特徴とする鋼の連続鋳造方法。
【請求項２】
請求項１記載の鋼の連続鋳造方法において、前記鋳型内の溶鋼に電磁力を付与して該鋳型内で溶鋼を旋回させることを特徴とする鋼の連続鋳造方法。
【請求項３】
請求項２記載の鋼の連続鋳造方法において、前記鋳型内の溶鋼の旋回方向を所定数のキャスト毎に逆転することを特徴とする鋼の連続鋳造方法。
【発明の詳細な説明】
【技術分野】
【０００１】
本発明は、連続鋳造用の鋳型内面における損傷発生を抑制した鋼の連続鋳造方法に関する。
【背景技術】
【０００２】
従来、ニッケル又はコバルトのマトリックス中に金属炭化物や金属窒化物を分散させた複合メッキ層でモールド銅板の溶鋼との接触面側を被覆することにより、高温における硬度、耐久性、及び耐摩耗性を向上させた連続鋳造用の鋳型が提案されている（例えば、特許文献１及び２参照）。
また、モールド銅板の溶鋼との接触面側に電気ニッケルメッキ層を形成し、更に、その上にクロムメッキ層を設けることにより、鋳込み初期に発生する焼付きを防止して、連続鋳造用の鋳型の使用回数を増加させる（長寿命化させる）ことが提案されている（例えば、特許文献３参照）。
【０００３】
【特許文献１】特開昭５４−４２３６号公報
【特許文献２】特開昭５４−４２３７号公報
【特許文献３】特開昭５２−５４６２２号公報
【発明の開示】
【発明が解決しようとする課題】
【０００４】
しかしながら、特許文献１及び２に記載された発明では、複合メッキ層の主成分であるニッケル又はコバルトが連続鋳造時に使用するモールドフラックス中に不可避的に含有される亜鉛と反応して複合メッキ層の表層部に低融点合金を生成し、使用中の鋳型内に発生している温度勾配により、この低融点合金を起点として複合メッキ層及びモールド銅板にヒートクラックが発生するという問題が生じる。また、特許文献３で提案された鋳型では、上層のクロムメッキ層には、使用前から亀甲状の割れが存在するという問題がある。このため、この鋳型を使用すると、亀甲状の割れに沿ってモールドフラックス中の亜鉛が浸潤し下層のニッケルメッキ層まで到達してニッケルとの間で低融点合金を生成し、この低融点合金を起点としてニッケルメッキ層及びモールド銅板にヒートクラックが発生することが容易に考えられる。
また、鋳造条件によって、例えば、浸漬ノズルから吐出する溶鋼の流れが上向きになると、あるいは、鋳造速度が速くなり浸漬ノズルから吐出する溶鋼流が増大し鋳型に激しく衝突するようになると、モールド銅板に加わる熱負荷が増大するためヒートクラックが発生し易くなると共に、発生したヒートクラックが伸展し易くなって鋳型寿命が大きく縮まるという問題がある。
【０００５】
本発明はかかる事情に鑑みてなされたもので、鋳型内面における損傷発生を抑制して鋳型寿命の延長、生産性の向上、製造コストの削減、及び鋳片の表面品質向上を可能にする鋼の連続鋳造方法を提供することを目的とする。
【課題を解決するための手段】
【０００６】
本発明に係る鋼の連続鋳造方法は、内側にニッケル及びコバルトのいずれか一方又は双方を主体とするメッキ層が形成されたモールド銅板を有する鋳型内に、浸漬ノズルを介して溶鋼を順次注湯して、前記鋳型内の溶鋼の湯面をモールドフラックスで常時覆いながら該鋳型内で溶鋼を凝固させる連続鋳造方法において、
前記モールドフラックスに含有される亜鉛量を２００ｐｐｍ以下にし、前記浸漬ノズルに形成された溶鋼吐出孔の中心軸の傾斜角度を水平方向に対して上向き５°以下で下向き４５°以下の範囲に設定すると共に、前記モールド銅板に加わる熱負荷に応じて鋳造速度を調整する。
【発明の効果】
【０００７】
本発明に係る鋼の連続鋳造方法においては、モールドフラックスに含有される亜鉛量を２００ｐｐｍ以下にするので、連続鋳造中にメッキ層中のニッケル及びコバルトのいずれか一方又は双方と亜鉛との反応によりメッキ層の表層部に生成する低融点合金量を低下させることができ、更に、浸漬ノズルから吐出する溶鋼の流れ方向と鋳造速度を調整するのでモールド銅板に加わる熱負荷を低下させることができ、生成した低融点合金を起点としてメッキ層及びモールド銅板にヒートクラックが発生するのを抑制すると共にヒートクラックの成長を抑制することが可能になる。その結果、鋳型の寿命延長が可能になる。また、鋳型寿命の延長に伴い鋳型の交換頻度が減少して、鋳片の生産性の向上、製造コストの削減を行うことが可能になる。更に、ヒートクラックの発生と成長が抑制されることで鋳型表面の平滑性が保たれ、鋳片に発生する表面欠陥を低減すると共に軽微にすることができ、圧延前の鋳片の無手入れ化が達成できる。
【０００８】
特に、電磁力を鋳型内の溶鋼に付与して鋳型内で溶鋼を旋回させながら鋳造する場合は、鋳型内面に形成された凝固殻の内面側にトラップされた気泡や介在物を溶鋼の旋回流で洗浄して清浄化することができ、鋳片から表面品質に優れた薄板を製造することが可能になる。
また、電磁力で鋳型内の溶鋼を旋回させるときに溶鋼の旋回方向を所定数のキャスト毎に逆転する場合は、旋回流が鋳型内面に衝突する位置を変えることができ、鋳型内の特定部位に熱負荷が集中するのを防止できる。このため、ヒートクラックが発生するのを抑制すると共にヒートクラックの成長を抑制することが容易にでき、電磁撹拌を行う際の鋳型の寿命を更に延長することが可能になる。
【発明を実施するための最良の形態】
【０００９】
続いて、添付した図面を参照しつつ、本発明を具体化した実施の形態につき説明し、本発明の理解に供する。
ここで、図１は本発明の一実施の形態に係る鋼の連続鋳造方法に適用した鋳型の一部省略正断面図、図２は同鋼の連続鋳造方法に適用した鋳型の一部省略側断面図、図３は同鋼の連続鋳造方法に適用した鋳型の平面図、図４（Ａ）、（Ｂ）は鋳型内の溶鋼の旋回方向の説明図、図５は同鋼の連続鋳造方法に適用した鋳型に発生する損傷位置の説明図、図６は同鋼の連続鋳造方法に適用した鋳型の長辺側銅板の内側面における熱流束の変化を示す説明図である。
【００１０】
図１〜図３に示すように、本発明の一実施の形態に係る鋼の連続鋳造方法に適用した鋳型１０は、隙間Ｔを設けて平行に対向配置されたモールド銅板の一例である長辺側銅板１１、１２と、隙間Ｔと実質的に同一の幅で長辺側銅板１１、１２と実質的に同一の長さを備え長辺側銅板１１、１２の間に隙間Ｔよりも大きな間隔を設けて平行に対向配置されるモールド銅板の一例である短辺側銅板１３、１４を備えている。ここで、長辺側銅板１１、１２及び短辺側銅板１３、１４の表面には、例えば、ニッケルを主体とするメッキ層１６が形成されている。更に、長辺側銅板１１、１２及び短辺側銅板１３、１４には、それぞれ図示しない水冷部が設けられている。このような構成とすることにより、図３に示すように、長辺側銅板１１、１２及び短辺側銅板１３、１４により周囲を取り囲まれた、平面視して矩形状の空間部１７が形成される。
【００１１】
また、図３に示すように、長辺側銅板１１、１２において、各短辺側銅板１３、１４により挟まれる領域の背面側には、電磁撹拌装置を構成する対となるコイル部１８、１９がそれぞれ設けられている。ここで、コイル部１８は長辺側銅板１１の背面側で長辺側銅板１１の幅方向に並べて配置された分割コイル２０、２１を有し、コイル部１９は長辺側銅板１２の背面側で長辺側銅板１２の幅方向に並べて配置された分割コイル２２、２３をそれぞれ有している。
【００１２】
このような構成とすることにより、長辺側銅板１１、１２及び短辺側銅板１３、１４の水冷部に水を流通させながら空間部１７内に浸漬ノズル２４を介して溶鋼を注湯することができる。更に、コイル部１８、１９に流れる電流方向が逆になるように各コイル部１８、１９に電圧を負荷することにより、空間部１７内に注湯された溶鋼で長辺側銅板１１近傍に存在する溶鋼を長辺側銅板１１の一端側から他端側に向けて移動させることができ、長辺側銅板１２近傍に存在する溶鋼を長辺側銅板１２の他端側から一端側に向けて移動させることができる。このため、注湯された溶鋼内に、例えば、右まわりの旋回流を発生させることができる。
【００１３】
このとき、分割コイル２０、２３に流す電流値と分割コイル２１、２２に流す電流値に差を設けることにより、各長辺側銅板１１、１２に沿って形成する溶鋼の駆動力に変化を付けることができる。
更に、空間部１７内に注湯された溶鋼の湯面上にモールドフラックス２５を供給することにより、溶鋼の湯面をモールドフラックス２５で常時覆い、しかも、注湯された溶鋼を旋回させた状態で徐々に凝固させることができる。
【００１４】
続いて、鋳型１０を使用した本発明の一実施の形態に係る鋼の連続鋳造方法について説明する。
先ず、長辺側銅板１１、１２及び短辺側銅板１３、１４の各水冷部に水を流通させて鋳型１０を冷却し、電磁撹拌装置のコイル部１８、１９に電流を流す。このとき、分割コイル２０、２３に流す電流値を分割コイル２１、２２に流す電流値より大きく設定する。そして、鋳型１０の空間部１７の下流側を閉じて、溶鋼を貯留している図示しないタンディッシュから浸漬ノズル２４を介して空間部１７に溶鋼の注湯を開始する。空間部１７内に注湯された溶鋼の湯面が所定高さに到達した時点でモールドフラックス２５を鋳型１０内の溶鋼の上方から供給して、溶鋼の湯面をモールドフラックス２５で覆う。
【００１５】
このとき、湯面と接触する側のモールドフラックス２５は湯面からの熱を受けて溶融する。このため、図１、図２に示すように、鋳型１０内の溶鋼の湯面上には溶融層２６が形成され、更にその上部に未溶融のモールドフラックス２５が存在する状態になる。また、長辺側銅板１１、１２及び短辺側銅板１３、１４の近傍の溶鋼は徐々に冷却されるので、長辺側銅板１１、１２及び短辺側銅板１３、１４の表面上には徐々に凝固殻２７が形成される。
ここで、注湯された溶鋼には電磁撹拌装置のコイル部１８、１９によって電磁力が付加されるので、例えば図４（Ａ）に示すように、鋳型１０内の溶鋼には水平面内で右まわりに旋回する旋回流が形成される。このため、凝固殻２７の内表面にトラップされた気泡や介在物は溶鋼の旋回流で洗浄されて離脱し、大気中に放散もしくはモールドフラックス２５に吸収され、凝固殻２７の清浄化が行われる。
【００１６】
そして、鋳型１０内に一定量の溶鋼が貯留され、鋳型１０内の湯鋼の下流側で所定厚さの凝固殻２７が形成された時点で、下流側の凝固殻２７を鋳型１０内から一定の鋳造速度で引き出すと共に、鋳型１０内の溶鋼レベルが一定に保たれるように、浸漬ノズル２４を介してタンディッシュから溶鋼を随時鋳型１０内に注湯する。更に、凝固殻２７を鋳型１０内から引き出す際に、溶鋼の湯面上に存在している溶融層２６は、凝固殻２７と長辺側銅板１１、１２及び短辺側銅板１３、１４の隙間に巻き込まれて、凝固殻２７が鋳型１０から引き出される際の抵抗を低下させるように作用する。
凝固殻２７の引き出しと共に溶融層２６は徐々に鋳型１０内から排出されるので、モールドフラックス２５を溶鋼の上方から供給して、溶鋼の湯面がモールドフラックス２５で常時覆われるようにする。そのため、連続鋳造中では、溶鋼の湯面上には供給されたモールドフラックス２５が溶融した溶融層２６が常時存在し、この溶融層２６は長辺側銅板１１、１２及び短辺側銅板１３、１４と常に接触した状態になっている。このため、長辺側銅板１１、１２及び短辺側銅板１３、１４の内側面で溶鋼のメニスカス位置に対応する部位の近傍には、溶融層２６から亜鉛が常時供給される状態になっている。
【００１７】
ここで、本実施の形態の鋼の連続鋳造方法においては、モールドフラックス２５に含有される亜鉛量を２００ｐｐｍ以下にしている。このため、長辺側銅板１１、１２及び短辺側銅板１３、１４の表面に設けられたメッキ層１６と反応して生成するニッケル−亜鉛系の低融点合金の生成量が少なく、ヒートクラックの起点として作用し難くなる。これによって、長辺側銅板１１、１２及び短辺側銅板１３、１４の表面に設けられたメッキ層１６と、その下部の長辺側銅板１１、１２及び短辺側銅板１３、１４にヒートクラックが発生するのを抑制できる。更に、ニッケル−亜鉛系の低融点合金の生成量が少ないため、溶鋼中にメッキ層１６から溶出する低融点合金量も少なくなって、メッキ層１６の表層に形成される窪み（肌荒れ）も軽微になる。なお、モールドフラックス中の亜鉛含有量が２００ｐｐｍを超えると、ニッケル−亜鉛系の低融点合金の生成量が多くなって、ヒートクラックの起点として作用すると共に、溶鋼中に溶出する低融点合金量も多くなって、メッキ層１６の表層に形成される窪み深さが大きくなるので好ましくない。
【００１８】
また、本実施の形態の鋼の連続鋳造方法においては、図２に示すように、浸漬ノズル２４に形成された溶鋼吐出孔２８の中心軸の傾斜角度を水平方向に対して上向き５°以下で下向き４５°以下の範囲に設定する。
溶鋼吐出孔２８の中心軸の傾斜角度が水平方向に対して上向き５°を超えると、浸漬ノズル２４の溶鋼吐出孔２８から吐出された溶鋼が鋳型１０内の湯面に衝突し、長辺側銅板１１、１２及び短辺側銅板１３、１４の内側面で溶鋼のメニスカス位置に対応する部位の近傍では湯面位置が変動し、メニスカス位置に対応する部位の近傍での溶鋼から長辺側銅板１１、１２及び短辺側銅板１３、１４への熱伝達係数が上昇する。このため、溶鋼から長辺側銅板１１、１２及び短辺側銅板１３、１４へ移動する熱量が増加し、長辺側銅板１１、１２及び短辺側銅板１３、１４に加わる熱負荷が増加して好ましくない。更に、溶鋼が湯面に衝突した際に溶融層２６及びモールドフラックス２５を溶鋼中に巻き込んで、溶鋼を汚染するという問題も生じる。このため、溶鋼吐出孔２８の中心軸の傾斜角度を水平方向に対して上向き５°以下とした。
【００１９】
このように、長辺側銅板１１、１２及び短辺側銅板１３、１４に加わる熱負荷を低下することにより、ニッケル−亜鉛系の低融点合金を起点としてヒートクラックが発生しても、ヒートクラックの成長を抑制することができる。
なお、溶鋼吐出孔２８の中心軸の傾斜角度を水平方向に対して下向きに設定することは、メニスカス位置に対応する部位の近傍での熱負荷の低減、溶融層２６及びモールドフラックス２５の溶鋼中への巻き込み防止の点から好ましいが、溶鋼吐出孔２８の中心軸の傾斜角度を水平方向に対して下向き４５°を超えて設定すると、浸漬ノズル２４から吐出された溶鋼中に混入しているガスや介在物が鋳型１０の深部に達して凝固殻２７にトラップされるため好ましくない。このため、溶鋼吐出孔２８の中心軸の傾斜角度を水平方向に対して下向き４５°以下の範囲に設定した。
【００２０】
ここで、鋳型１０内の溶鋼には電磁撹拌装置のコイル部１８、１９から電磁力が付加されて水平面内で右まわりに旋回する溶鋼の旋回流が形成されているが、このとき、分割コイル２０、２３に流す電流値を分割コイル２１、２２に流す電流値より大きく設定しているので、注湯された溶鋼で長辺側銅板１１近傍に存在する溶鋼を長辺側銅板１１の一端側から他端側に向けて、また、長辺側銅板１２近傍に存在する溶鋼は長辺側銅板１２の他端側から一端側に向けて、それぞれ前半は大きな駆動力で、後半は小さな駆動力で移動させることができる。このため、鋳型１０内に均一な溶鋼の旋回流を形成することができる。
【００２１】
しかしながら、長辺側銅板１１、１２に沿って移動する溶鋼の駆動力に変化を付けることにより、長辺側銅板１１では空間部１７を形成する面の一端側に、長辺側銅板１２では空間部１７を形成する面の他端側に溶鋼流が強く衝突する部位が発生する。そして、溶鋼流が強く衝突する部位の近傍では、溶鋼から各長辺側銅板１１、１２への熱伝達係数が上昇して、溶鋼から長辺側銅板１１、１２へ流入する熱量が増加し、長辺側銅板１１、１２に加わる熱負荷が増加する。
その結果、図５に示すように、長辺側銅板１１（１２）の一端側（他端側）で熱負荷が大きくなり、溶鋼のメニスカス位置に対応し溶融層２６から亜鉛が常時供給される部位においてはニッケル−亜鉛系の低融点合金の生成が促進されてヒートクラックの発生及び成長と、生成した低融点合金の溶鋼中への溶出に伴うメッキ層の肌荒れが複合された損傷の発生が顕著となる。
【００２２】
ここで、電磁撹拌を行いながら鋳造速度を１ｍ／分及び１．３ｍ／分として連続鋳造を行った場合における長辺側銅板１１（溶鋼に接触する部分の幅が９００ｍｍ）に加わる熱負荷として、溶鋼から長辺側銅板１１のメニスカス位置に流入する熱流束を測定した。そして、例えば、長辺側銅板１１と短辺側銅板１３（溶鋼に接触する部分の幅が２５０ｍｍ）との当接部を起点（０）として、長辺側銅板１１の一端側から他端側に向かうメニスカス位置上での各部位における熱流束の値を図６に示す。なお、図６には、電磁撹拌を行わないで鋳造速度を１．３ｍ／分として連続鋳造を行った場合に溶鋼から長辺側銅板のメニスカス位置に流入する熱流束も示している。
【００２３】
図６に示すように、電磁撹拌を行わない場合、鋳型１０内の溶鋼に旋回流が形成されないため、溶鋼から長辺側銅板１１への熱伝達係数は長辺側銅板１１の幅方向に対して一定となる。このため、長辺側銅板１１の一端側から他端側に向かうメニスカス位置上での各部位における熱流束は一定（約２０５ｋｃａｌ／ｍ2 ／ｈｒ）となる。
一方、電磁撹拌を行いながら鋳造速度を１．３ｍ／分として連続鋳造を行った場合、鋳型１０内の溶鋼に旋回流が形成され、長辺側銅板１１の内側面の特定部位に旋回流が衝突するようになる。このため、特定部位においては溶鋼から長辺側銅板１１への熱伝達係数が増加し、溶鋼から長辺側銅板１１のメニスカス位置の特定部位に流入する熱流束は増加している。図６から推定される熱流束の最大値は約２４７ｋｃａｌ／ｍ2 ／ｈｒで、長辺側銅板１１のメニスカス位置上で短辺側銅板１３から約２７４ｍｍの位置となる。なお、短辺側銅板１３との当接部から約２７４ｍｍの位置は旋回流が強く衝突する長辺側銅板１１の内側面上の特定部位にほぼ一致する。また、長辺側銅板１１と短辺側銅板１３、１４との各当接部近傍では顕著な旋回流が形成されないため、熱流束は電磁撹拌を行わない場合の熱流束の値に近づく。
【００２４】
また、電磁撹拌を行いながら鋳造速度を１ｍ／分として連続鋳造を行った場合、鋳型１０内の溶鋼には鋳造速度が１．３ｍ／分の場合と同等の速さの溶鋼の旋回流が形成されるが、鋳造速度が遅いため鋳型１０内に注湯される単位時間当たりの溶鋼量が少なく、鋳型１０内に供給される単位時間当たりの総熱量も低下する。
このため、図６に示すように、長辺側銅板１１の内側面上の特定部位に旋回流が衝突して熱伝達係数が増加しても、溶鋼から長辺側銅板１１のメニスカス位置の特定部位に流入する熱流束は大きく増加しない。従って、溶鋼から長辺側銅板に流入する熱流束が大きくなるような鋳造条件の場合では、鋳造速度を遅くすることで、長辺側銅板に流入する熱流束の増加を抑制できることが確認できた。
なお、鋳造速度を１ｍ／分とすることで、図６から推定される熱流束の最大値は約２２３ｋｃａｌ／ｍ2 ／ｈｒとなり、熱流束を鋳造速度を１．３ｍ／分の場合に比較して約１０％低減できた。また、熱流束が最大になる部位は、長辺側銅板１１のメニスカス位置上で短辺側銅板１３から約３１７ｍｍの位置となる。この部位は旋回流が強く衝突する長辺側銅板１１の内側面上の特定部位にほぼ一致する。
【００２５】
以上のことから、電磁撹拌により長辺側銅板１１、１２に加わる熱負荷が増大するような場合では、鋳造速度を調整することにより鋳型１０内に供給される溶鋼量を調整し、鋳型１０内に供給される総熱量を制限することで、長辺側銅板１１、１２に加わる熱負荷が上昇するのを防止する。その結果、ニッケル−亜鉛系の低融点合金を起点としてヒートクラックが発生しても、ヒートクラックの成長を抑制することができる。
ここで、鋳造速度は０．６ｍ／分以上で２．５ｍ／分以下、好ましくは０．６ｍ／分以上で２．１ｍ／分以下にするのがよい。鋳造速度が０．６ｍ／分未満では長辺側銅板に加わる熱負荷が低下する点では好ましいが、生産性が大きく低下するので好ましくない。また、鋳造速度が２．５ｍ／分を超えると、長辺側銅板に加わる熱負荷が大きく増加するので好ましくない。
【００２６】
更に、所定数のキャスト毎、例えば、取鍋からタンディッシュに溶鋼が供給される毎に、磁撹拌装置のコイル部１８、１９に流す電流の方向を逆にすると共に、分割コイル２１、２２に流す電流値を分割コイル２０、２３に流す電流値より大きく設定する。これによって、図４（Ｂ）に示すように、鋳型１０内の水平面内で左まわりの溶鋼の旋回流を形成できる。
このとき、分割コイル２１、２２に流す電流値を分割コイル２０、２３に流す電流値より大きく設定しているので、長辺側銅板１１では他端側から一端側に向けて、長辺側銅板１２は一端側から他端側に向けて、前半は大きな駆動力で溶鋼を移動させ後半は小さな駆動力で溶鋼を移動させることができる。このため、鋳型１０内に左まわりの均一な溶鋼の旋回流を形成することができる。このとき、長辺側銅板１１では他端側に、長辺側銅板１２では一端側に溶鋼流を強く衝突するようにすることができる。その結果、右まわり及び左まわりの各旋回流を形成した際に、熱負荷の高い部位の発生する位置を変えることができ、長辺側銅板１１、１２内の特定部位に熱負荷が集中するのを防止できる。このため、ヒートクラックの発生を抑制できると共に、ヒートクラックが発生しても、ヒートクラックの成長を抑制することができる。
【実施例】
【００２７】
次に、本発明の作用効果を確認するために行った実施例について説明する。
ここで、図７はモールドフラックス中の亜鉛含有量と長辺側銅板の寿命指数及び鋳片表面疵発生指数との関係を示す説明図、図８はモールドフラックス中の亜鉛含有量及び鋳造条件と長辺側銅板の寿命指数との関係を示す説明図、図９はモールドフラックス中の亜鉛含有量及び鋳造条件と鋳片表面疵発生指数との関係を示す説明図、図１０はチャージ数で示した鋳型の使用回数と鋳型内面に発生した損傷程度の関係を示す説明図である。
【００２８】
［試験例１］
浸漬ノズルの溶鋼吐出孔の傾斜角度を水平方向に対して下向き１５°に設定して鋳型に溶鋼を供給し、電磁撹拌を行いながら鋳造速度１．２ｍ／分の鋳造条件下で、亜鉛の含有量が５０〜３００ｐｐｍのモールドフラックスを使用して連続鋳造を行ない、長辺側銅板の寿命及び得られた鋳片の表面疵発生割合を調査した。その結果を図７に示す。なお、図７では、長辺側銅板の寿命及び得られた鋳片の表面疵発生割合を、亜鉛の含有量が２５０ｐｐｍのモールドフラックスを使用した際に得られた長辺側銅板の寿命及び表面疵発生割合を基準にした指数で表示している。
【００２９】
図７に示すように、モールドフラックスの亜鉛含有量を２００ｐｐｍ以下にすることで、ニッケル−亜鉛系の低融点合金の生成量が少なくなり、低融点合金を起点とするヒートクラックの発生が抑制されて、長辺側銅板の寿命が大幅に延長されることが確認できた。また、低融点合金の生成量が少なくなるため、低融点合金の溶鋼中への溶出量が低下しメッキ層の肌荒れが少なくなる。その結果、ヒートクラックの発生とメッキ層の肌荒れを有する損傷が軽微となり、鋳片の表面における疵発生割合も大幅に低下し鋳片の表面品質向上が確認できた。
【００３０】
［試験例２］
亜鉛の含有量が５０〜２５０ｐｐｍのモールドフラックスを使用し、浸漬ノズルの溶鋼吐出孔の傾斜角度を水平方向に対して上向き５°から下向き４５°の範囲に設定して、電磁撹拌を行いながら鋳造速度０．８〜１．２ｍ／分の鋳造条件下で連続鋳造を行った。そのとき得られた長辺側銅板の寿命及び鋳片の表面疵発生割合と、モールドフラックス中の亜鉛含有量及び鋳造条件の関係を図８及び図９に示す。
なお、図８及び図９では、長辺側銅板の寿命及び得られた鋳片の表面疵発生割合を、亜鉛の含有量が２５０ｐｐｍのモールドフラックスを使用し、溶鋼吐出孔の傾斜角度を水平方向に対して下向き１５°、鋳造速度１．２ｍ／分の鋳造条件の際に得られた長辺側銅板の寿命及び表面疵発生割合を基準にした指数で表示している。
【００３１】
モールドフラックス中の亜鉛含有量が低減するのに加えて、浸漬ノズルの溶鋼吐出孔の傾斜角度が水平方向に対して下向きになる程、更に、鋳造速度が遅くなる程、長辺側銅板の寿命が大幅に延長され、鋳片の表面における疵発生割合も大幅に低下することが確認できた。
従って、溶鋼吐出孔の中心軸の傾斜角度を水平方向に対して下向きに設定して溶鋼湯面の変動を抑制し長辺側銅板におけるメニスカス位置の近傍での熱負荷の低減を図ると共に、鋳造速度を調整することにより供給される溶鋼量を調整して鋳型内に供給される総熱量を制限することで長辺側銅板に加わる熱負荷の上昇を防止できることが判明した。
【００３２】
［試験例３］
ニッケルとコバルトの複合メッキ層が形成されたモールド銅板を使用した鋳型を用いて、亜鉛の含有量が１５０ｐｐｍのモールドフラックスを使用し、浸漬ノズルの溶鋼吐出孔の傾斜角度を水平方向に対して下向き１５°に設定して、電磁撹拌を行って右まわりの旋回流を形成しながら鋳造速度１．２ｍ／分の鋳造条件下で連続鋳造を繰り返し行った。そのとき、長辺側銅板において、溶鋼のメニスカス位置の近傍で、溶鋼の旋回流が強く衝突する部位に発生した損傷を、ヒートクラックの長さとメッキ層の肌荒れの窪み深さの総和で評価した。その結果を図１０において○印で示す。なお、図１０では、連続鋳造の回数を取鍋から溶鋼がタンディッシュに供給される回数（チャージ数）で示している。チャージ数の増加に伴って、ヒートクラックの長さと窪み深さの総和は増加し、５００チャージで３〜５ｍｍ、６５０チャージで４．６〜６ｍｍとなっている。
また、同一の鋳型、モールドフラックス、及び浸漬ノズルを使用し、電磁撹拌で形成する旋回流の方向を１チャージ毎に逆転しながら鋳造速度１．２ｍ／分の鋳造条件下で６００チャージ数の連続鋳造を繰り返し行って、ヒートクラックの長さ及び窪み深さの総和とチャージ数の関係を求めた。その結果を図１０において●印で示す。
【００３３】
図１０に示すように、電磁撹拌で形成する旋回流の方向を１チャージ毎に逆転した場合、ヒートクラックの長さと窪み深さの総和は、６００チャージで平均１．７ｍｍであるのに対して、電磁撹拌で形成する旋回流の方向を変えない場合、６００チャージで４．５ｍｍ程度と推定され、電磁撹拌で形成する旋回流の方向を逆転することで、長辺側銅板に発生する損傷を小さくすることが確認できた。
従って、旋回流が長辺側銅板に衝突する位置を変えることで、長辺側銅板の特定部位に熱負荷が集中するのを防止でき、ヒートクラック及び肌荒れの成長を抑制できることが判明した。なお、鋳造速度を０．６ｍ／分及び２．１ｍ／分にした場合についても鋳造を行ったが、前記と同様の傾向が得られた。
【００３４】
以上、本発明の実施の形態を説明したが、本発明は、この実施の形態に限定されるものではなく、発明の要旨を変更しない範囲での変更は可能であり、前記したそれぞれの実施の形態や変形例の一部又は全部を組み合わせて本発明の鋼の連続鋳造方法を構成する場合も本発明の権利範囲に含まれる。
例えば、本実施の形態では鋳型の内側にニッケルを主体とするメッキ層が形成されたモールド銅板を有する鋳型について説明したが、鋳型の内側にコバルトを主体とするメッキ層、あるいはニッケルとコバルトの複合メッキ層が形成されたモールド銅板を有する鋳型を使用することもできる。
また、本実施の形態では電磁力により鋳型内の溶鋼を撹拌する場合について説明したが、鋳型内の溶鋼を電磁撹拌しない場合についても発生するヒートクラックや肌荒れを抑制することができ、モールド銅板の寿命向上及び鋳片表面における疵発生頻度の低下を図ることができる。
更に、電磁撹拌で鋳型内に形成する旋回流の方向を１チャージの溶鋼量のキャストが終了する毎に逆転させたが、２チャージ以上の溶鋼量のキャストが終了する毎に鋳型内の旋回流の方向を逆転させるようにしてもよい。
【図面の簡単な説明】
【００３５】
【図１】本発明の一実施の形態に係る鋼の連続鋳造方法に適用した鋳型の一部省略正断面図である。
【図２】同鋼の連続鋳造方法に適用した鋳型の一部省略側断面図である。
【図３】同鋼の連続鋳造方法に適用した鋳型の平面図である。
【図４】（Ａ）、（Ｂ）は鋳型内の溶鋼の旋回方向を逆転した際の説明図である。
【図５】同鋼の連続鋳造方法に適用した鋳型に発生する損傷位置の説明図である。
【図６】同鋼の連続鋳造方法に適用した鋳型の長辺側銅板の内側面における熱流束の変化を示す説明図である。
【図７】モールドフラックス中の亜鉛含有量と長辺側銅板の寿命指数及び鋳片表面疵発生指数との関係を示す説明図である。
【図８】モールドフラックス中の亜鉛含有量及び鋳造条件と長辺側銅板の寿命指数との関係を示す説明図である。
【図９】モールドフラックス中の亜鉛含有量及び鋳造条件と鋳片表面疵発生指数との変化を示す説明図である。
【図１０】チャージ数で示した鋳型の使用回数と鋳型内面に発生した損傷程度の関係を示す説明図である。
【符号の説明】
【００３６】
１０：鋳型、１１、１２：長辺側銅板、１３、１４：短辺側銅板、１６：メッキ層、１７：空間部、１８、１９：コイル部、２０、２１、２２、２３：分割コイル、２４：浸漬ノズル、２５：モールドフラックス、２６：溶融層、２７：凝固殻、２８：溶鋼吐出孔
【図１】
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【図２】
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【図３】
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【図４】
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【図５】
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【図６】
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【図７】
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【図８】
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【図９】
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【図１０】
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