(57)【要約】【課題】鋳片ボトム部の品質を向上させる。【解決手段】タンディッシュへ溶鋼注入を開始してから湯溜め操業を実施し、タンディッシュ内溶鋼重量ＷがＷ0（ｔｏｎ）となった時点で湯溜め操業を終了する。湯溜め操業中に、Ａｒガスを５Ｎｌ／ｍｉｎ.以上１０Ｎｌ／ｍｉｎ.以下で吹き込む。湯溜め時間を８ｍｉｎ.以上とする。タンディッシュ内溶鋼重量Ｗが０．６Ｗ0からＷ0になるまでの時間ｔ2を５ｍｉｎ.以上とする。タンディッシュ内溶鋼重量Ｗが０．５Ｗ0以上０．７Ｗ0以下の時点でタンディッシュ内溶鋼温度Ｔを測定し、タンディッシュ内溶鋼温度Ｔと液相線温度ＴLLとの差ΔＴが２０℃未満であるとき、２７．９−１．１１×ΔＴ≦Ｐ≦５５．７−２．２３×ΔＴ（ＫＷ／ｔｏｎ）の電力量Ｐでタンディッシュ内溶鋼を加熱する。タンディッシュ内溶鋼重量ＷがＷ0になった時点で加熱を終了する。【選択図】図２
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【特許請求の範囲】
【請求項１】
熱間繰り返しタンディッシュを用いた連続鋳造機で、Ｎｂを含有する耐サワー用鋼材の圧延素材であるスラブを鋳造する鋳造方法であり、
鋳造開始前に、タンディッシュ内に溶鋼を溜める操業を実施し、タンディッシュ内溶鋼重量Ｗ（ｔｏｎ）がＷ0（ｔｏｎ）となった時点で前記操業を終了してタンディッシュから鋳型へ溶鋼を注入し、
前記操業において、
タンディッシュ内溶鋼にＡｒガスを５Ｎｌ／ｍｉｎ.以上１０Ｎｌ／ｍｉｎ.以下で吹き込み、
タンディッシュへの溶鋼注入開始からタンディッシュ内溶鋼重量Ｗが０．６Ｗ0となるまでの時間ｔ1とタンディッシュ内溶鋼重量Ｗが０．６Ｗ0からＷ0になるまでの時間ｔ2とが下記式を満たし、
ｔ1＋ｔ2≧８ｍｉｎ.
ｔ2≧５ｍｉｎ.
Ｗ0は定常鋳造時のタンディッシュ内溶鋼重量であり、
タンディッシュ内溶鋼重量Ｗが０．５Ｗ0以上０．７Ｗ0以下のときにタンディッシュ内溶鋼温度Ｔを測定し、タンディッシュ内溶鋼温度Ｔと当該鋼種の液相線温度ＴLLとの差ΔＴが２０℃未満であるとき、溶鋼１ｔｏｎあたり２７．９−１．１１×ΔＴ≦Ｐ≦５５．７−２．２３×ΔＴ（ＫＷ／ｔｏｎ）の電力量でタンディッシュ内溶鋼を加熱し、タンディッシュ内溶鋼重量ＷがＷ0になった時点で加熱を終了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、タンディッシュ内に溶鋼を貯留する連続鋳造方法に関する。
【背景技術】
【０００２】
近年、耐火物コストの低減及び整備工程の省略等の点から、タンディッシュを熱間のまま再使用している（特許文献１及び特許文献２参照）。具体的には、一連の鋳造が終了すると、タンディッシュを熱間状態のまま傾ける等してタンディッシュ内の残鋼及び残スラグを除去し、バルブ等の注入用耐火物を軽整備した後、タンディッシュを次の鋳造に使用する。
【０００３】
しかし、タンディッシュ内の残鋼及び残スラグを全て除去することはできず、一部がタンディッシュ内に残存する。残存した鋼は鋳造前の準備作業時間中に大気酸化されＦｅＯ、ＭｎＯ等の低級酸化物を生成し、次チャージの注入された溶鋼と反応して非金属介在物（Ａｌ2Ｏ3等）を生成させる。非金属介在物は鋳片の表層部に残り、例えば、耐サワーラインパイプ等の製品ではＨＩＣ（水素誘起割れ）の起点となる。
【０００４】
そこで、鋳造開始前に、所定時間タンディッシュ内に溶鋼を貯留する、いわゆる湯溜めを行うことで、生成した非金属介在物を浮上させている。これにより非金属介在物が鋳型へ注入されることを抑止できる。
【先行技術文献】
【特許文献】
【０００５】
【特許文献１】特開平５−１１１７４２号公報
【特許文献２】特開平１０−１３７９０５号公報
【発明の概要】
【発明が解決しようとする課題】
【０００６】
タンディッシュを熱間のまま再使用する操業では、鋳造終了後に残鋼及び残スラグの除去やバルブ整備等を行うことで、タンディッシュ耐火物の温度が低下する。これにより次チャージの鋳造開始前に湯溜めを行った際、溶鋼がタンディッシュ耐火物に抜熱され、タンディッシュ内溶鋼温度が低下しやすい。低温の溶鋼が鋳型へ注入されると、鋳片の最終凝固部（軸心近傍）に等軸晶及び分岐柱状晶が生成し、耐サワー用途の鋼材の軸心部にＨＩＣの起点となるセミマクロ偏析を生成させる。
【０００７】
そこで湯溜め中の溶鋼温度低下量を見越して、取鍋内の溶鋼温度を高くすることが考えられるが、この方法では、湯溜め中のタンディッシュへの抜熱分の温度低下分を補償して溶鋼温度は高くできるものの、湯溜めが終了して、鋳型への溶鋼注入後、鋳造速度が定常速度に達すると、当然溶鋼温度は過度に高くなり、ブレイクアウトが発生する。ブレイクアウトの発生を防止するため、鋳造速度を減速させると、生産性の低下及び凝固完了点の変化による鋳片の中心偏析の悪化を招き、製品においてＨＩＣが発生する。
【０００８】
そこで、本発明の目的は、タンディッシュを熱間のまま繰り返し使用する鋳造において、湯溜めを行うことで介在物を除去しつつ、湯溜め中のタンディッシュ内溶鋼温度を適正な温度にすることで、鋳片ボトム部の品質を向上させる方法を提供することである。
【課題を解決するための手段】
【０００９】
本発明の連続鋳造方法は、熱間繰り返しタンディッシュを用いた連続鋳造機で、Ｎｂを含有する耐サワー用鋼材の圧延素材であるスラブを鋳造する鋳造方法であり、鋳造開始前に、タンディッシュ内に溶鋼を溜める操業を実施し、タンディッシュ内溶鋼重量Ｗ（ｔｏｎ）がＷ0（ｔｏｎ）となった時点で前記操業を終了してタンディッシュから鋳型へ溶鋼を注入し、前記操業において、タンディッシュ内溶鋼にＡｒガスを５Ｎｌ／ｍｉｎ.以上１０Ｎｌ／ｍｉｎ.以下で吹き込み、タンディッシュへの溶鋼注入開始からタンディッシュ内溶鋼重量Ｗが０．６Ｗ0となるまでの時間ｔ1とタンディッシュ内溶鋼重量Ｗが０．６Ｗ0からＷ0になるまでの時間ｔ2とが下記式を満たし、
ｔ1＋ｔ2≧８ｍｉｎ.
ｔ2≧５ｍｉｎ.
Ｗ0は定常鋳造時のタンディッシュ内溶鋼重量であり、
タンディッシュ内溶鋼重量Ｗが０．５Ｗ0以上０．７Ｗ0以下のときにタンディッシュ内溶鋼温度Ｔを測定し、タンディッシュ内溶鋼温度Ｔと当該鋼種の液相線温度ＴLLとの差ΔＴが２０℃未満であるとき、溶鋼１ｔｏｎあたり２７．９−１．１１×ΔＴ≦Ｐ≦５５．７−２．２３×ΔＴ（ＫＷ／ｔｏｎ）の電力量でタンディッシュ内溶鋼を加熱し、タンディッシュ内溶鋼重量ＷがＷ0になった時点で加熱を終了する。
【発明の効果】
【００１０】
本発明では、上記条件で湯溜めを行うことで介在物を確実に除去できる。また、湯溜め中の溶鋼温度が低いときは、上述した条件でタンディッシュ内溶鋼を加熱することにより、溶鋼温度を適正な温度にすることができる。これにより鋳片ボトム部の品質を向上させることができる。
【図面の簡単な説明】
【００１１】
【図１】連続鋳造機の構成の一部を示す模式断面図である。
【図２】湯溜め中の溶鋼温度を調整するフローチャートである。
【図３Ａ】湯溜め中の加熱方法を説明する模式断面図である。
【図３Ｂ】湯溜め中の加熱方法を説明する模式断面図である。
【図４Ａ】湯溜め中の加熱方法を説明する模式断面図である。
【図４Ｂ】湯溜め中の加熱方法を説明する模式断面図である。
【図５】実験結果（投入電力量と０．５Ｗ0≦Ｗ≦０．７Ｗ0の時のΔＴとの関係）を示す図である。
【発明を実施するための形態】
【００１２】
以下、本発明の好適な実施形態について説明する。
【００１３】
連続鋳造機１００は、図１に示すように、取鍋１０から注入される溶鋼を一時的に貯留するタンディッシュ１と、タンディッシュ１の底部に配置されたスライドバルブ２及び浸漬ノズル３とを備えている。スライドバルブ２を図中の左右方向にスライドさせることで、スライドバルブ２を開状態又は閉状態にすることができる。スライドバルブ２を開状態にすることで、浸漬ノズル３を通じて溶鋼が鋳型内に注入される。図１にはスライドバルブ２が閉状態であり、浸漬ノズル３を介した鋳型への溶鋼注入が行われていないときを示している。
【００１４】
取鍋１０の底部からタンディッシュ１の間には、注入管１１が設置されている。注入管１１の下端の注入口１１ａは、タンディッシュ１の内部空間Ｕに配置されている。取鍋１０内の溶鋼は、注入管１１を介してタンディッシュ１内に注入される。
【００１５】
タンディッシュ１は、上端部が開口した本体２１と、この開口を塞ぐ上蓋２２とを有する。本体２１と上蓋２２とに囲まれた内部空間Ｕに溶鋼が貯留される。タンディッシュ１容量は、例えば２５〜８０ｔｏｎである。
【００１６】
本体２１の底部には、浸漬ノズル３およびスライドバルブ２に連通した注入孔２１ａと、Ａｒガス吹込口２１ｂとが形成されている。タンディッシュ１内の溶鋼は、注入孔２１ａから浸漬ノズル３を介して図示しない鋳型に注入される。Ａｒガス吹込口２１ｂは、注入管１１の注入口１１ａから注入された溶鋼が注入孔２１ａに流れる経路の途中に形成されている。
【００１７】
上蓋２２には、注入管１１が貫通しているとともに、加熱器３１が設けられている。加熱器３１により、内部空間Ｕに貯留された溶鋼を加熱することができる。加熱器３１には、プラズマヒーター等を用いることができる。加熱方法はこれに限定されず、例えば、タンディッシュ１内に埋設した誘導加熱装置等を用いてもよい。
【００１８】
次に、鋳造方法を説明する。
【００１９】
本実施形態では、Ｎｂを含有する耐サワー用鋼材の圧延素材であるスラブを鋳造する。また、タンディッシュ１を熱間状態で繰り返し使用する。
【００２０】
鋳造開始前は、図１に示すようにスライドバルブ２を閉状態とする。取鍋１０からタンディッシュ１への溶鋼注入開始後、タンディッシュ１内に溶鋼を貯留する湯溜め操業を実施し、タンディッシュ内溶鋼重量ＷがＷ0（ｔｏｎ）となった時点で湯溜め操業を終了し、スライドバルブ２を開状態にしてタンディッシュ１から浸漬ノズル３を経由して図示しない鋳型へ溶鋼を注入する。ここで、Ｗ0は定常鋳造時のタンディッシュ内溶鋼重量である。
【００２１】
湯溜め操業は、以下の条件で行う。
【００２２】
１)Ａｒガス吹込量
Ａｒガス吹込口２１ｂからタンディッシュ内溶鋼へ、Ａｒガスを５Ｎｌ／ｍｉｎ.以上１０Ｎｌ／ｍｉｎ.以下で吹き込む。Ａｒガスを吹き込むことで、溶鋼が撹拌され、非金属介在物が浮上しやすくなる。吹き込み量が５Ｎｌ／ｍｉｎ.未満では介在物を浮上させる効果が小さい。また、吹き込み量が１０Ｎｌ／ｍｉｎ.を超えると、溶鋼面が乱れ、溶鋼上のスラグを巻き込み、溶鋼中に混入し、鋳型内で浮上分離し切れずに鋳片表層に残存するおそれがある。
【００２３】
２)湯溜め時間
取鍋からタンディッシュへの溶鋼注入開始直後は準備時間中に温度低下したタンディッシュへの抜熱が大きく、また、タンディッシュ容量に対して溶鋼量が少ないため、溶鋼温度の低下が著しく大きくなる。これによりタンディッシュ壁面及びスライドバルブ２で溶鋼が凝固するおそれがあるため、タンディッシュ内溶鋼重量Ｗが０．６Ｗ0となるまでは（０≦Ｗ≦０．６Ｗ0）、タンディッシュへの溶鋼注入速度を速くして、湯溜め時間を短くする。
【００２４】
タンディッシュ内溶鋼重量Ｗが０．６Ｗ0を超えると、耐火物の蓄熱量が増加し、溶鋼からの抜熱量が低下することと、溶鋼量の増加によりタンディッシュ内溶鋼の温度低下が小さくなる。そこで溶鋼注入速度を低下させ、湯溜め時間を長くする。０≦Ｗ≦０．６Ｗ0のときに比べて、タンディッシュ内溶鋼量が多いとともに注入速度が遅いため、タンディッシュ内溶鋼が整流化され、介在物の浮上が促進される。
【００２５】
上記より、タンディッシュへの溶鋼注入開始時からタンディッシュ内溶鋼重量Ｗが０．６Ｗ0となるまでの時間ｔ1を短くし、タンディッシュ内溶鋼重量Ｗが０．６Ｗ0を超えてからＷ0となるまでの時間ｔ2を長くする。但し、t1時間内でも介在物が浮上すること、取鍋からの注入初期に極端に注入速度を増加させると、干渉材となる湯溜まりがなく、スプラッシュが大きくなり、タンディッシュ本体と蓋の隙間から溶鋼が飛散したり危険であること、大きな注入速度が確保出来るようなスライドバルブの開度設計をすると(スライドバルブの孔径を大きくすると)、定常注入時に小さな開度で注入を行う必要があり(所謂、絞り注入となり)、取鍋ノズルが閉塞してしまう可能性があることから、タンディッシュ内溶鋼重量Ｗが０．６Ｗ0となるまでは、注入速度を増加させても、少なくとも２〜３ｍｉｎ.の時間がかかる。本発明者らは、さらに研究を進めたところ、時間ｔ1を短くし時間ｔ2を長くした上で、総湯溜め時間ｔ1＋ｔ2（以下、単に湯溜め時間と称することがある）を８ｍｉｎ.以上にすることにより、耐サワー鋼という極めて高い清浄性が求められる鋼種において、介在物を無害化できるという知見を得た。汎用鋼であれば、総湯溜め時間を５分確保すれば無害化できるが、耐サワー鋼では総湯溜め時間を８ｍｉｎ.以上、より望ましくは１０ｍｉｎ.以上とする必要があることがわかった。
【００２６】
また、タンディッシュ内溶鋼重量Ｗが０．６Ｗ0を超えてからＷ0となるまでの時間ｔ2を５ｍｉｎ.以上とする。ｔ2が５ｍｉｎ.未満では、介在物を十分に浮上させることができないため、介在物に起因して生じる偏析によりＨＩＣが発生する。
【００２７】
タンディッシュへの溶鋼注入開始からタンディッシュ内溶鋼重量Ｗが０．６Ｗ0となるまでの時間ｔ1は、特に制限されないが、例えば３ｍｉｎ.以下であることが好ましい。
【００２８】
以上より、総湯溜め時間（ｔ1＋ｔ2）を下記とする。
ｔ1＋ｔ2≧８ｍｉｎ.
ｔ2≧５ｍｉｎ.
【００２９】
Ａｒガス吹込量及び総湯溜め時間を上記範囲にすることで、湯溜め操業で非金属介在物を十分に浮上分離させることができる。これにより非金属介在物が製品表層部に残存しないようにすることができるため、非金属介在物が起因のＨＩＣを抑止できる。
【００３０】
３）タンディッシュ内溶鋼温度の調整
本発明者らの研究から、タンディッシュ内溶鋼温度が対象鋼種の液相線温度ＴLL＋１５℃以上であると、鋳型への注入後、鋳造が凝固する過程で、鋳片の上下面から軸心部に向かって最終凝固部まで柱状晶が発達することがわかった。
【００３１】
一方、タンディッシュ内溶鋼温度が対象鋼種の液相線温度ＴLL＋１５℃未満まで低下していると、鋳型へ注入後、鋳片の最終凝固部（軸心近傍）に等軸晶が生成し、最終凝固部（軸心部）に残存することがわかった。
【００３２】
軸心近傍では、等軸晶と柱状晶とで周囲に生成する偏析粒の大きさに大差はないが、同じ大きさの偏析粒では等軸晶の偏析度が柱状晶の偏析度より高く、等軸晶が発生した場合、その周囲の偏析粒内に製品ＨＩＣの原因となるＭｎＳや、本実施形態のＮｂ含有鋼ではＮｂ炭窒化物が生成しやすい。
特に、数十μｍの大きさのＮｂ炭窒化物は等軸晶周囲の偏析粒内に晶出し、圧延後の製品に残存し、ＨＩＣの起点となる。
【００３３】
上記より、ＨＩＣの発生を抑止するには、軸心近傍に等軸晶が生成しないようにする必要があり、そのためには鋳型への溶鋼注入時の（鋳造開始時の）タンディッシュ内溶鋼温度を対象鋼種の液相線温度ＴLL＋１５℃以上にする必要がある。
【００３４】
また、本発明者らはさらに研究を進めたところ、タンディッシュ内溶鋼重量Ｗが０．５Ｗ0以上０．７Ｗ0以下のときに（０．５Ｗ0≦Ｗ≦０．７Ｗ0）、タンディッシュ内溶鋼温度と対象鋼種の液相線温度ＴLLとの差ΔＴが２０℃未満である場合、湯溜め終了時に（Ｗ＝Ｗ0の時点で）、タンディッシュ内溶鋼温度が対象鋼種の液相線温度ＴLL＋１５℃未満に低下するという知見を得た。
【００３５】
一方、タンディッシュ内溶鋼重量Ｗが０．５Ｗ0以上０．７Ｗ0以下のときに（０．５Ｗ0≦Ｗ≦０．７Ｗ0）、タンディッシュ内溶鋼温度と対象鋼種の液相線温度ＴLLとの差ΔＴが２０℃以上である場合、湯溜め終了時に（Ｗ＝Ｗ0の時点で）、タンディッシュ内溶鋼温度が対象鋼種の液相線温度ＴLL＋１５℃以上になるという知見を得た。
【００３６】
上記知見から、取鍋からタンディッシュへの溶鋼注入を開始し（図２のＳ１）、タンディッシュ内溶鋼重量Ｗが０．５Ｗ0以上０．７Ｗ0以下（０．５Ｗ0≦Ｗ≦０．７Ｗ0）になると（図２のＳ２、図３Ａ参照）、温度計４０等を用いてタンディッシュ内溶鋼温度Ｔを測定する（図２のＳ３、図３Ｂ参照）。
【００３７】
タンディッシュ内溶鋼温度Ｔと対象鋼種の液相線温度ＴLLとの差ΔＴ（＝Ｔ−ＴLL）が２０℃未満であるときは（図２のＳ４:ＹＥＳ）、加熱器３１によりタンディッシュ内溶鋼を加熱しながら、湯溜め操業を行う（図２のＳ５、図４Ａ参照）。
【００３８】
加熱は、下記の電力量Ｐ（ＫＷ／ｔｏｎ）で行う。
溶鋼１ｔｏｎあたり
２７．９−１．１１ΔＴ≦Ｐ≦５５．７−２．２３ΔＴ
【００３９】
タンディッシュ内溶鋼重量ＷがＷ0になるまで（図２のＳ６:ＮＯ）、加熱を続け、タンディッシュ内溶鋼重量ＷがＷ0になると（図２のＳ６:ＹＥＳ）、加熱を終了するとともに（図２のＳ７）、湯溜め操業を終了し、タンディッシュ内溶鋼を図示しない鋳型へ注入する（図２のＳ８、図４Ｂ参照）。
【００４０】
これによりタンディッシュ内溶鋼重量ＷがＷ0となった時点で（湯溜め終了時に）、タンディッシュ内溶鋼温度ＴはＴLL＋１５℃以上となっている。
【００４１】
なお、湯溜め操業終了後も加熱を継続すると溶鋼温度が上昇し、目標温度を上回って、凝固完了点移動による偏析の悪化や、ブレイクアウトの危険性が高まるため減速処置を取る必要が生じるが、湯溜め操業終了とともに加熱を終了することで、湯溜め時の温度低下のみを補填できるため、鋳造初期から定常状態にわたる鋳造全区間で溶鋼温度が安定する。
【００４２】
図２のＳ４に戻って、タンディッシュ内溶鋼温度Ｔと対象鋼種の液相線温度ＴLLとの差ΔＴが２０℃以上であるときは（図２のＳ４:ＮＯ）、溶鋼を加熱することなく湯溜めを継続する（図２のＳ９）。タンディッシュ内溶鋼重量ＷがＷ0になるまで（図２のＳ１０:ＮＯ）湯溜めを継続し、タンディッシュ内溶鋼重量ＷがＷ0になると（図２のＳ１０:ＹＥＳ）、湯溜め操業を終了し、タンディッシュ内溶鋼を図示しない鋳型へ注入する（図２のＳ８）。タンディッシュ内溶鋼温度は、湯溜め終了時に（Ｗ＝Ｗ0の時点で）、ＴLL＋１５℃以上となっている。
【００４３】
なお、湯溜め開始時又は湯溜め開始後早々にタンディッシュ内溶鋼を加熱し始めるためには、溶鋼温度を開始早々に測定しないといけない。しかしながら、取鍋注入初期は注入速度が大きく、溶鋼の乱流が極めて大きいことと、少量の溶鋼がタンディッシュから大きく抜熱される遷移領域のために、測定温度が安定しない。また、容量５０トン／ストランドを超える大型のタンディッシュの場合、タンディッシュ上部から溶鋼面への距離が大きく、測温装置を大掛かりにしたり、温度計自体をタンディッシュ底部に埋設する必要が生じ、数百チャージにおよぶタンディッシュの熱間繰り返し操業においては、先述した溶鋼温度自体が安定しない問題に加え、タンディッシュに付随する装置の信頼性向上の問題(測定表示温度自体が安定しない)が上乗せで生じる。タンディッシュ内に容量の半分程度の溶鋼が溜まり、整流化されて、温度自体および測温制度も安定する領域で測温した値を用いても十分温度制御可能である。
【００４４】
本発明者らは、タンディッシュ内溶鋼重量Ｗが０．５Ｗ0以上０．７Ｗ0以下のときに、タンディッシュ内溶鋼温度を測定し、加熱が必要である場合は、この時点から加熱を開始すると、タンディッシュ内溶鋼温度が高くなりすぎないため、上記問題が生じないという知見を得た。
【００４５】
上述した方法でタンディッシュ内溶鋼温度を調整することにより、湯溜め終了時のタンディッシュ内溶鋼温度を適正な温度に調整することができる。これにより鋳片の軸心部に等軸晶が生成しないようにすることができるため、軸心部におけるＨＩＣを抑止できる。
【００４６】
以上より、本実施形態の方法では、鋳片ボトム部の品質を向上させることができる。これにより歩留りを向上させることができる。
【００４７】
次に、上記知見を得るために行った実験を説明する。
【００４８】
表１には、実験条件及び実験結果を示している。本実験では、機長が４０．６ｍであり、円弧部の曲げ半径Ｒが１０．７ｍである垂直曲げ型連続鋳造機を用いて、厚み２３０〜２８０ｍｍ、幅１２３０〜２１００ｍｍの鋳片を鋳造した。
【００４９】
以下に他の実験条件を説明する。
【００５０】
（鋳造速度）
厚み２８０ｍｍの鋳片：目標鋳造速度を１．０〜１．３ｍ／ｍｉｎ.とした。
厚み２３０ｍｍの鋳片：目標鋳造速度を１．５〜１．７ｍ／ｍｉｎ.とした。
鋳片引き抜き開始後、約１００ｓｅｃ.間、０．２ｍ／ｍｉｎ.の速度で引き抜き、その後、目標鋳造速度まで０．１２ｍ／ｍｉｎ.2の加速度で増速した。
【００５１】
（取鍋）
取鍋溶鋼重量：２５０ｔｏｎ（１チャージあたりの溶鋼重量）
溶鋼処理完了後から鋳造開始までの時間、取鍋の受鋼履歴などを考慮した過去の温度実績に基づき、鋳片長さ（全長）２０ｍの時点で、タンディッシュ内溶鋼温度が目標温度（液相線温度＋２５℃）となるように、溶鋼処理搬出時の取鍋内溶鋼温度を調整した。
【００５２】
（タンディッシュ）
タンディッシュ容量：４０〜６５ｔｏｎ
６００チャージ以上の溶鋼を、タンディッシュに熱間で繰り返し受鋼する。
タンディッシュ底部に耐火物製ノズルを装入し、先端のポーラス部分から所定量のＡｒガスを吹き込んだ。
タンディッシュ内溶鋼の加熱には、単相交流式プラズマヒーター（最大出力４．２ＭＷ）を利用した。プラズマヒーターは２本のプラズマ発生トーチを有する。湯溜め量が少ないときは、トーチを傾動させることにより２本のトーチ先端間を近づけ、トーチ先端間にアークを発生させた（図４Ａ参照）。湯溜め量が多くなると、トーチを上昇させ、トーチ先端と溶鋼表面との間にプラズマアークを発生させた。
【００５３】
（溶鋼成分）
Ｃ：０．０４〜０．０７ｍａｓｓ％
Ｍｎ：０．９〜１．２ｍａｓｓ％
Ｓｉ：０．２〜０．４ｍａｓｓ％
Ｐ：０．０１０ｍａｓｓ％以下
Ｓ：０．００１ｍａｓｓ％以下
Ｎｂ：０．０１０〜０．０６０ｍａｓｓ％以下
その他材質上必要な合金が添加されている。
【００５４】
（鋳片軸心部の等軸晶発生）
鋳造後、鋳片の軸心部に等軸晶或いは分岐等軸晶が発生しているかを調べた。
定常速度到達全長直後のスラブの横断面をピクリン酸及び界面活性液を含む溶液で腐食して、軸心部を観察した。鋳片幅ｗ（ｍｍ）に対して、両端のそれぞれ１／２Ｄ（Ｄ＝鋳片厚み,ｍｍ）を除いた（ｗ−Ｄ）の幅範囲において、スラブ上面から成長した柱状晶とスラブ下面から成長した柱状晶が合流する領域に等軸晶、或いは分岐柱状晶の有無を確認した。等軸晶、分岐柱状晶が存在する場合は、その存在量域の幅Ｌｉ（ｍｍ）を計測した。
Σ（Ｌｉ）／（ｗ−Ｄ）×１００＜５％の場合、軸心部に製品ＨＩＣが発生しないので『等軸晶発生無し』とした。Σ（Ｌｉ）／（ｗ−Ｄ）×１００≧５％の場合、『等軸晶発生有り』とした。
【００５５】
（耐ＨＩＣ試験）
鋳片を圧延し、圧延後製品から試験片を切り出し、ＮＡＣＥ  ｓｔａｎｄａｒｄ  ＴＭ０２８４−２００３に規定される方法に従って耐ＨＩＣ試験を実施した。各試験片の割れの有無を調査し、下記式から表層割れ面積率（表層ＣＡＲ）及び軸心ＣＡＲを求め、表層ＣＡＲ及び軸心ＣＡＲから耐ＨＩＣ性を評価した。
<試験片表層部（製品表層部に相当）>
表層ＣＡＲ＝（割れ面積の総合計／表層部の総面積（幅２０ｍｍ×長さ１００ｍｍ））×１００
例えば、１つの試験片に３つのＨＩＣ（各割れ面積がＡ１,Ａ２,Ａ３）が発生した場合、表層ＣＡＲは以下の式で表される。
表層ＣＡＲ＝（Ａ１＋Ａ２＋Ａ３／表層部の総面積Ｓ）×１００
ここで、Ａ１、Ａ２、Ａ３は概軸心深さ位置『以外』での割れ面積、Ｓは幅２０ｍｍ×長さ１００ｍｍである。
これまでの実績から、表層ＣＡＲが１．６％未満では耐サワー鋼の合格基準を満たすが、表層ＣＡＲが１．６％以上では耐サワー鋼の合格基準を満たさないことがわかっている。そこで、表層ＣＡＲが１．６％未満を合格（耐サワー鋼へ充当可:〇）とし、表層ＣＡＲが５％以上を不合格（耐サワー鋼へ充当不可:×）と評価した。
<試験片軸心部>
ＣＡＲの定義については
軸心ＣＡＲ＝（割れ面積の総合計／表層部の幅(２０ｍｍ×１００ｍｍ)）×１００
例えば、１つの試験片に３つのＨＩＣ（各割れ面積がＢ１,Ｂ２,Ｂ３）が発生した場合、軸心ＣＡＲは以下の式で表される。
軸心ＣＡＲ＝（Ｂ１＋Ｂ２＋Ｂ３／表層部の総面積Ｓ）×１００
ここで、Ｂ１、Ｂ２、Ｂ３は概軸心深さ位置での割れ面積、Ｓは幅２０ｍｍ×長さ１００ｍｍである。
これまでの実績から、軸心ＣＡＲが１．６％以下では耐サワー鋼の合格基準を満たすが、軸心ＣＡＲが１．６％を超えると耐サワー鋼の合格基準を満たさないことがわかっている。そこで、軸心ＣＡＲが１．６％以下を合格（耐サワー鋼へ充当可:〇）とし、軸心ＣＡＲが１．６％を超えると不合格（耐サワー鋼へ充当不可:×）と評価した。
【００５６】
【表１】
2018058096.tif 000003
【００５７】
表１から、以下の結果がわかった。
Ａｒガス吹き込み量が５Ｎｌ／ｍｉｎ.以上１０Ｎｌ／ｍｉｎ.以下のときは、表層ＨＩＣが合格基準を満たしたが、Ａｒガス吹き込み量が４Ｎｌ／ｍｉｎ.（Ｎｏ.１８）、２０Ｎｌ／ｍｉｎ.（Ｎｏ.１９）、１６Ｎｌ／ｍｉｎ.（Ｎｏ.２０）及び０Ｎｌ／ｍｉｎ.（Ｎｏ.２６）のときは、表層ＨＩＣが合格基準を満たさなかった。Ａｒガス吹き込み量が４Ｎｌ／ｍｉｎ.以下（Ｎｏ. １８,Ｎｏ. ２６）では、Ａｒガス吹き込み量が少なかったため、非金属介在物を十分に浮上分離させることができなかったと考えられる。一方、Ａｒガス吹き込み量が１６Ｎｌ／ｍｉｎ.以上（Ｎｏ.１９及びＮｏ.２０）では、Ａｒガス吹き込み量が多かったため、溶鋼上のスラグが巻き込まれ、表層部にＨＩＣが多く発生したと考えられる。
【００５８】
また、タンディッシュ内溶鋼重量Ｗが０．６Ｗ0からＷ0になるまでの時間ｔ2が５ｍｉｎ.以上のときは、表層ＨＩＣが合格基準を満たしたが、時間ｔ2が２．５ｍｉｎ.（Ｎｏ.２１）、４．０ｍｉｎ.（Ｎｏ.２２,Ｎｏ.２５）のときは、表層ＨＩＣが合格基準を満たさなかった。時間ｔ2が４．０ｍｉｎ.以下ではｔ2が短いため、非金属介在物を十分に浮上分離させることができなかったと考えられる。
【００５９】
また、総湯溜め時間（ｔ1＋ｔ2）が８ｍｉｎ.以上のときは、表層ＨＩＣが合格基準を満たしたが、総湯溜め時間（ｔ1＋ｔ2）が５．５ｍｉｎ.（Ｎｏ.２１）のときは、表層ＨＩＣが合格基準を満たさなかった。総湯溜め時間が５．５ｍｉｎ.では短いため、非金属介在物を十分に浮上分離させることができなかったと考えられる。
【００６０】
なお、Ｎｏ.１８〜Ｎｏ.２０, Ｎｏ.２２, Ｎｏ.２５及びＮｏ.２６では、総湯溜め時間（ｔ1＋ｔ2）が８ｍｉｎ.又は９ｍｉｎ.で表層ＨＩＣが合格基準を満していないが、Ｎｏ.１〜Ｎｏ１６には総湯溜め時間（ｔ1＋ｔ2）が８ｍｉｎ.及び９ｍｉｎ.でも表層ＨＩＣが合格基準を満たしているものがあるため、Ｎｏ.１８〜Ｎｏ.２０, Ｎｏ.２２, Ｎｏ.２５及びＮｏ.２６で表層ＨＩＣが合格基準を満たさなかったのは、総湯溜め時間（ｔ1＋ｔ2）でなく、Ａｒ吹き込み量又は時間ｔ2が原因であると考えられる。したがって、総湯溜め時間（ｔ1＋ｔ2）が８ｍｉｎ.及び９ｍｉｎ.では、表層ＨＩＣが合格基準を満たすと考えられる。
【００６１】
また、本実験では（Ｎｏ.１〜Ｎｏ.２６）、０．５Ｗ0≦Ｗ≦０．７Ｗ0の時点のタンディッシュ内溶鋼温度Ｔと液相線温度ＴLLとの差が２０℃未満であったため、溶鋼を加熱した。Ｗ＝Ｗ0の時点のΔＴが１５℃以上（２３〜２８℃）のときは、軸心ＣＡＲが合格基準を満たしたが、Ｗ＝Ｗ0の時点のΔＴが１３℃（Ｎｏ.２３）及び１４℃（Ｎｏ.２５）のときは軸心ＣＡＲが合格基準を満たさなかった。また、Ｗ＝Ｗ0の時点のΔＴが３２℃（Ｎｏ.２４）及び４１℃（Ｎｏ.２６）のときも軸心ＣＡＲが合格基準を満たさなかった。
【００６２】
また、Ｎｏ.２３及びＮｏ.２５では、鋳片軸心部に等軸晶が発生した。Ｎｏ. ２３及びＮｏ.２５では、電力量が少なかったため、溶鋼温度が十分に上昇せず、Ｗ＝Ｗ0の時点の溶鋼温度が低かったことが原因と考えられる。
【００６３】
Ｎｏ.２４及びＮｏ.２６では、軸心部に等軸晶や分岐柱状晶が生成していなかったが、軸心ＣＡＲが合格基準を満たさなかった。Ｎｏ.２４及びＮｏ.２６では、電力量が多かっため、Ｗ＝Ｗ0の時点の溶鋼温度が高く、凝固完了タイミングが遅れたことで設定したロール隙間勾配と凝固収縮量がアンマッチとなり、当初想定していた鋳造が出来なかったからと考えられる。また、Ｎｏ.２６では、ブレイクアウトの懸念があったので、鋳造速度を０．２ｍ/ｍｉｎ.に低減させたことも原因と考えられる。
【００６４】
ここで、図５には、投入電力量Ｐと０．５Ｗ0≦Ｗ≦０．７Ｗ0の時のΔＴとの関係を示している。「〇」は軸心ＣＡＲが合格基準を満たしたもの（表１の軸心ＨＩＣが合格のもの）であり、「×」は軸心ＣＡＲが合格基準を満たしていないもの（表１の軸心ＨＩＣが不合格のもの）である。図５において軸心ＣＡＲが合格基準を満たす上限の近似線と下限の近似線を引くことができ、これらの近似線が下記の近似式で表されることがわかった。
上限:Ｐ＝５５．７−２．２３×ΔＴ
下限:Ｐ＝２７．９−１．１１×ΔＴ
上記より、０．５Ｗ0≦Ｗ≦０．７Ｗ0の時のΔＴが２０度未満であるとき、下記の範囲の投入電力量Ｐでタンディッシュ内溶鋼を加熱すると、Ｗ＝Ｗ0の時のΔＴが１５℃以上となり、軸心ＣＡＲが合格基準を満たすことがわかった。
溶鋼１ｔｏｎあたり
２７．９−１．１１×ΔＴ≦Ｐ≦５５．７−２．２３×ΔＴ（ＫＷ／ｔｏｎ）
【００６５】
上記実験より、湯溜め操業において、タンディッシュ内溶鋼にＡｒガスを５Ｎｌ／ｍｉｎ.以上１０Ｎｌ／ｍｉｎ.以下で吹き込み、タンディッシュへの溶鋼注入開始からタンディッシュ内溶鋼重量Ｗが０．６Ｗ0となるまでの時間ｔ1とタンディッシュ内溶鋼重量Ｗが０．６Ｗ0からＷ0になるまでの時間ｔ2とが下記式を満たし、
ｔ1＋ｔ2≧８ｍｉｎ.
ｔ2≧５ｍｉｎ.
タンディッシュ内溶鋼重量Ｗが０．５Ｗ0以上０．７Ｗ0以下のときのタンディッシュ内溶鋼温度Ｔと当該鋼種の液相線温度ＴLLとの差ΔＴが２０℃未満であるときに、溶鋼１ｔｏｎあたり２７．９−１．１１×ΔＴ≦Ｐ≦５５．７−２．２３×ΔＴ（ＫＷ／ｔｏｎ）の電力量Ｐでタンディッシュ内溶鋼を加熱することにより、耐サワー鋼の合格基準を満たす鋳片ボトム部を製造できることがわかった。
【００６６】
以上、本発明の実施形態について図面に基づいて説明したが、具体的な構成は、これらの実施形態に限定されるものでないと考えられるべきである。本発明の範囲は上記した説明ではなくて特許請求の範囲によって示され、特許請求の範囲と均等の意味及び範囲内でのすべての変更が含まれる。
【産業上の利用可能性】
【００６７】
本発明は、鋼を鋳造する際に利用することができる。
【符号の説明】
【００６８】
１          タンディッシュ
２          スライドバルブ
３          浸漬ノズル
１０        取鍋
１１        注入管
１００      連続鋳造機
２１        本体
２１ａ      注入孔
２１ｂ      Ａｒガス吹込口
２２        上蓋
３１        加熱器
【図１】
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【図２】
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【図３Ａ】
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【図３Ｂ】
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【図４Ａ】
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【図４Ｂ】
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【図５】
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