(57)【要約】【課題】鋳造条件が変化しても、パウダーの流入量を適度な量に制御して、高い鋳型内潤滑を維持しながら、鋳片の品質を向上させることができる連続鋳造方法を提供する。【解決手段】少なくとも溶鋼湯面近傍の鋳型内面形状を鋳片引き抜き方向下方に向かって広がる逆テーパー形状とした鋳型１を用いて、この鋳型１内の溶鋼湯面１２上にモールドパウダー６を添加して鋳造する連続鋳造方法であって、溶鋼湯面位置を調整することで逆テーパ鋳型の有効逆テーパー長さを調整して、モールドパウダーの流入量を制御する。【選択図】          図１
2004202522.tif 000002
【特許請求の範囲】
【請求項１】
少なくとも溶鋼湯面近傍の鋳型内面形状を鋳片引き抜き方向下方に向かって広がる逆テーパー形状とした鋳型を用いて、この鋳型内の溶鋼湯面上にモールドパウダーを添加して鋳造する連続鋳造方法であって、
溶鋼湯面位置を調整することで逆テーパ鋳型の有効逆テーパー長さを調整して、モールドパウダーの流入量を制御することを特徴とする連続鋳造方法。
【請求項２】
逆テーパ値を２％以上１０％未満としたことを特徴とする請求項１記載の連続鋳造方法。
【請求項３】
少なくとも溶鋼湯面近傍の鋳型内面形状を鋳片引き抜き方向下方に向かって広がる逆テーパー形状とした鋳型を用いて、この鋳型内の溶鋼湯面上にモールドパウダーを添加して鋳造する連続鋳造方法であって、溶鋼湯面位置を調整することで逆テーパ鋳型の有効逆テーパー長さＬEHが下式を満たすように湯面位置を調整することを特徴とする連続鋳造方法。
ＬEH＝ΔＱp×Ｖｃ／（ｆαρp×（ＴR／１００）×Ｓ）
但し、上式において、ｆは鋳型振動数（回／ｍｉｎ）、Ｓは鋳型振動ストローク（ｍ）、ＴRは逆テーパー値（％）、ρPはモールドパウダーの密度（ｋｇ／ｍ3）、Ｖｃは鋳片引き抜き速度（ｍ／ｍｉｎ）、αは補正係数でありモールドパウダーの粘度によって変化する実験定数、ΔＱpは要求されるパウダー流入量増分（ｋｇ／ｍ2）である。
【発明の詳細な説明】
【０００１】
【発明の属する技術分野】
本発明は鋼の連続鋳造方法に関するものである。
【０００２】
【従来の技術】
鋼の連続鋳造は鋳型内に設置した浸漬ノズルから溶鋼を鋳型内に吐出し、凝固シェルを形成しながら鋳片を下方に引き抜くことで行われる。その際、鋳型と凝固シェルの潤滑、鋳型内の溶鋼の保温、溶鋼湯面の酸化防止等を目的として、鋳型内の溶鋼湯面にモールドパウダー（以下、単に「パウダー」とも記す）が投入される。
【０００３】
このため、連続鋳造鋳片の表層部には、パウダーを巻き込んだノロカミと呼ばれる表面欠陥が発生する場合がある。このパウダーの巻き込み現象は、鋳型内における溶鋼とパウダー界面との不安定現象に基いて発生すると考えられているが、明確なことは分かっていない。
ただ、実際の操業では、使用するパウダーの粘度が高いほど、その鋳片を圧延した後の鋼板ではノロカミに起因する欠陥が少なくなることが分かっている。
このため、実際の鋳造作業では、高粘度パウダーを用いることが普通に行われている。
【０００４】
しかしながら、高粘度パウダーを使用した場合には、パウダーの流入量、即ち、鋳型と凝固シェルとの間隙に流れ込むパウダー量が減少し、往々にして鋳型と凝固シェルとの潤滑不良が発生する。この潤滑不良が発生すると、凝固シェルに作用する摩擦力が増大し、凝固シェルに割れが発生したり、摩擦力が大きい場合には凝固シェルが鋳型に拘束され、凝固シェルが引きちぎれ、所謂ブレークアウトが発生する。
【０００５】
このため高粘度パウダーを使用する際には、一般に鋳片引き抜速度を下げて鋳造を実施している。パウダー流入量は鋳片引き抜き速度に反比例して減少するので、鋳片引き抜き速度の低速度化によりパウダーの流入量が増大し、潤滑不良を防止できるからである。しかし、この場合には連続鋳造機の生産性は極端に低下するという問題がある。
【０００６】
また、鋳造直後の鋳片が有する熱エネルギーを有効に利用するため、鋳造された高温鋳片を直接熱間圧延するＨＤＲプロセスや、鋳造された高温鋳片を加熱炉に装入し、加熱した後に熱間圧延するＨＣＲプロセスが広く採用されている。
これらのプロセスでは、鋳片温度を高温に維持する必要があり、鋳片引き抜き速度を高速度化している。
そのため、これらのプロセスでは安定鋳造を目的として、流入量が多い低粘度のパウダーを使用することが一般的であり、高粘度パウダーを使用してノロカミ低減対策は考慮されていないのが実状である。
【０００７】
以上のように、鋳片の表面欠陥を防止するためには高粘度のパウダーを使用することが考えられるが、高粘度のパウダーを用いた場合にはパウダー流入不足からブレークアウトの危険がある。
他方、特定のプロセスでは鋳片引き抜き速度の高速度化の要請から高粘度のパウダーの使用ができず、表面欠陥発生の危険が大きい。
【０００８】
このような状況のもと、高速連続鋳造における初期凝固シェルの破断を防止する連続鋳造鋳型として、溶湯メニスカス相当部近傍を含む鋳型の上部内面が下広がりの逆テーパーを備えるというものが提案されている（例えば特許文献１参照）。
【０００９】
また、他の例として、高粘度のモールドパウダーを使用した場合でも、拘束性のブレークアウトを防止して、表面性状の優れた鋳片を製造できる連続鋳造用鋳型が提案されている（例えば特許文献２参照）。
この特許文献２に開示された連続鋳造用鋳型は、拘束性ブレークアウトや表面欠陥の発生原因を鋳型と凝固シェルの間隙に流入したモールドパウダーが鋳型に固着してモールドパウダーと凝固シェルとの間隔が鋳型の縦振動によって極端に狭まることにあるとの知見に基づき、鋳型内面に固相のモールドパウダーが固着した状態でも、鋳型の対向する面に固着した固相のモールドパウダー表面間の間隔が、鋳型の振動中に一定になるようにするために、鋳型の内面に鋳型の対向する面間の間隔が下方に向かって広がるようなテーパー（逆テーパー）を設けるというものである。
【００１０】
【特許文献１】
特開平１０−１０９１４２号公報
【特許文献２】
特開２００２−１２６８５４号公報
【００１１】
【発明が解決しようとする課題】
しかしながら、特許文献１の発明では単に鋳型内面を逆テーパーにするというだけである。確かに、逆テーパーのないものに比べるとパウダーの流入量は増加すると思われる。
しかし、実操業においては、単純にパウダーの流入量を増加させればよいというものではなく、鋳造条件が変更した場合にも、パウダーを所定の流入範囲に制御したいという要請がある。しかし、特許文献１の発明ではパウダーを所定の流入範囲に制御するための方法が全く不明である。
【００１２】
また、特許文献２の発明では、鋳型の対向する面に固着した固相のモールドパウダー表面間の間隔が、鋳型の振動中にも一定になるように鋳型の内面に逆テーパーを設けるというものであり、この特許文献２の発明においてもパウダーを所定の流入量に制御するための構成は全く示されていない。
【００１３】
このように、特許文献１，２の発明では鋳型に逆テーパーを設ける点が示されるのみであり、パウダー流入量の制御については何らも開示されておらず、これら特許文献１，２の技術では実操業において、鋳造条件が変更した場合にパウダー流入量を適量に制御をすることはできない。
【００１４】
本発明は上記事情に鑑みてなされたものであり、鋳造条件が変化しても、パウダーの流入量を適度な量に制御して、高い鋳型内潤滑を維持しながら、鋳片の品質を向上させることができる連続鋳造方法を提供することを目的としている。
【００１５】
【課題を解決するための手段】
本発明に係る連続鋳造方法は、少なくとも溶鋼湯面近傍の鋳型内面形状を鋳片引き抜き方向下方に向かって広がる逆テーパー形状とした鋳型を用いて、この鋳型内の溶鋼湯面上にモールドパウダーを添加して鋳造する連続鋳造方法であって、溶鋼湯面位置を調整することで逆テーパ鋳型の有効逆テーパー長さを調整して、モールドパウダーの流入量を制御するものである。
【００１６】
ここに言う有効逆テーパー長さとは、逆テーパー部の鉛直長さ中パウダー流入に有効に使われている長さ、すなわち、鋳型が最上位置にあるときのテーパー部最下端から湯面までの垂直距離をいう。
溶鋼湯面位置の調整とは、例えば鋳造速度が速くなった場合には、湯面位置が高くなるように制御し、逆に、鋳造速度が遅くなった場合には、湯面位置が低くなるように制御することをいう。
湯面位置の制御方法は、例えば、渦電流式距離計などの湯面位置検出手段によって基準位置（通常は鋳型銅板の上端を基準にとる）から湯面までの距離Ｌを測定し、目標とする湯面レベルＬＣとの差（ΔＬ＝Ｌ−ＬＣ）を求め、この差に比例してスライディングノズルの開度を調節（開いたり閉じたり）する。
【００１７】
また、本発明に係る連続鋳造方法は、上記の逆テーパー型鋳型における逆テーパ値を２％以上１０％未満としたものである。
【００１８】
また、少なくとも溶鋼湯面近傍の鋳型内面形状を鋳片引き抜き方向下方に向かって広がる逆テーパー形状とした鋳型を用いて、この鋳型内の溶鋼湯面上にモールドパウダーを添加して鋳造する連続鋳造方法であって、溶鋼湯面位置を調整することで逆テーパ鋳型の有効逆テーパー長さＬEHが下式を満たすように湯面位置を調整するものである。
ＬEH＝ΔＱp×Ｖｃ／（ｆαρp×（ＴR／１００）×Ｓ）
但し、上式において、ｆは鋳型振動数（回／ｍｉｎ）、Ｓは鋳型振動ストローク（ｍ）、ＴRは逆テーパー値（％）、ρPはモールドパウダーの密度（ｋｇ／ｍ3）、Ｖｃは鋳片引き抜き速度（ｍ／ｍｉｎ）、αは補正係数でありモールドパウダーの粘度によって変化する実験定数、ΔＱpは要求されるパウダー流入量増分（ｋｇ／ｍ3）である。
【００１９】
パウダー流入量増分ΔＱpとしては、例えば０．０５〜０．３ｋｇ／ｍ2を目標とする。補正係数αは、一般的にはα＝Ａlogη＋Ｂと表現でき（Ａ，Ｂは定数、ηはパウダー粘度）、例えばα＝−０．０１５ logη＋０．０１５と表現できる。
【００２０】
【発明の実施の形態】
以下、図を参照して本発明の実施の形態を説明する。図１は、本発明の一実施の形態を示す図で、スラブ連続鋳造機の鋳型部分を鋳片短辺側から見た概要図、図２は、図１の鋳型に取り付けられる長辺鋳型銅板を示す図で、（Ａ）は正面図で（Ｂ）は側面図である。
【００２１】
スラブ連続鋳造機の鋳型１は、相対する一対の長辺鋳型銅板３と、この長辺鋳型銅板３に挟まれた、相対する一対の短辺鋳型銅板（図示せず）とを具備している。短辺鋳型銅板は長辺鋳型銅板３内を移動して任意の幅のスラブ鋳片を鋳造可能としている。長辺鋳型銅板３と短辺鋳型銅板とで形成する矩形型の空間内には、タンディッシュ（図示せず）の底部に設置された浸漬ノズル１０が挿入されており、タンディッシュ内の溶鋼４は浸漬ノズル１０を通り、浸漬ノズル１０の先端部に設けられた吐出孔１１から鋳型１内に鋳造される。
【００２２】
鋳型１内に鋳造された溶鋼４は、鋳型１により冷却されて凝固シェル５を形成する。凝固シェル５は下方に連続的に引き抜かれながらその厚みを増大し、やがて中心部まで凝固する。鋳型１は、連続鋳造中凝固シェル５に沿って上下に振動しており、鋳型１内の溶鋼湯面１２上にはパウダー６が添加されている。パウダー６は溶鋼４から熱を受け、溶鋼４側は溶融して溶融パウダー８となり、その上には未溶融パウダー７が存在している。
【００２３】
長辺鋳型銅板３の上部側には、鋳片引き抜き方向下方に向かって広がるテーパー（以下「逆テーパー」と記す）部３ａが設けられている。この逆テーパー部３ａの範囲内に溶鋼湯面１２の位置を保持して鋳造を実施する。逆テーパー部３ａの鋳片引き抜き方向の長さ（Ｌ）は、鋳型振動のストローク（振動の上下限の巾）以上であれば理論的には十分であるので、具体的には、鋳型振動ストロークの少なくとも３倍以上あればよい。実際の鋳造では溶鋼湯面１２の位置が鋳造中に上下に変動するので、それを考慮して、最大で、鋳型振動ストロークの１０倍あれば十分である。
【００２４】
なお、鋳片引き抜き方向下方に向かって広がるテーパー形状とは、溶鋼湯面１２の位置の鋳型内面積に比べて、その下方の鋳型内面積が広くなった形状を表しており、従って、長辺鋳型銅板３に挟まれており、最終的に長辺鋳型銅板３の間隔を決定する短辺鋳型銅板の形状も考慮する必要がある。
【００２５】
ここで、逆テーパーを付与した鋳型におけるパウダー流入メカニズムについて説明する。
このパウダーの流れ込みのメカニズムを図３に模式的に示す。図３（Ａ）は鋳型１が鋳片引き抜き速度よりも速い速度で下方に移動している状態（ネガティブストリップ状態）を示す図であり、図３（Ｂ）は、鋳型１が凝固シェル５に対して相対的に上方に移動している状態（ポジティブストリップ状態）を示す図である。
【００２６】
図３（Ａ）に示す鋳型１が凝固シェル５に対して相対的に下方に移動するときは、鋳型銅板２の内壁に付着した固着層９により凝固シェル５の先端部が鋳型１の内面側に押し曲げられ、溶融パウダー８は、固着層９が障害となって鋳型銅板２と凝固シェル５との間隙に流入できない状態となっている。
他方、図３（Ｂ）に示す鋳型１が凝固シェル５に対して相対的に上方に移動するときは、鋳型銅板２の内面が下に広がるテーパーを有しているので、固着層９が移動して形成された広い空隙に多くの溶融パウダー８が流入し、そして、溶融パウダー８は鋳型銅板２と凝固シェル５との間隙に流入する。
【００２７】
以上が逆テーパーを設けた鋳型におけるパウダー流入メカニズムであるが、このパウダー流入メカニズムからわかるように、鋳型内の溶鋼湯面位置を逆テーパー部分の範囲内に制御することで、溶融パウダー８の流れ込み量を増大させることができる。
【００２８】
次に、前記逆テーパ部における溶鋼湯面位置とパウダー流入量との関係について説明する。
本発明においては、パウダー流入量を、鋳型１サイクル間に形成されるパウダー流入空隙を基準として考える。
図４はこのパウダー流入空隙を説明するための説明図である。図において、鋳型銅板２が破線に位置から１ストローク上方に移動して実線の位置に来た状態を示している。
【００２９】
今、逆テーパー値ＴRを持つ鋳型銅板を想定する。そして、逆テーパー部の鉛直長さ中パウダー流入に有効に使われている長さ、すなわち、鋳型が最上位置にあるときのテーパー部最下端から湯面までの垂直距離をＬEH（以下、「有効逆テーパー長さ」という。）、振動ストロークをＳとする。
【００３０】
ここで、逆テーパー値ＴRとは、鋳片引き抜き方向の長さ（Ｌ）に対する逆テーパー部３ａの値を百分率で表わしたものである。つまり、有効逆テーパー部の鋳型キャビティの下端部間隔をＷｄ、有効逆テーパー部の鋳型キャビティの上端部間隔をＷｕ、逆テーパー部有効長さをＬEHとすると（図５参照）、
逆テーパー値ＴR＝１００×（Ｗｄ−Ｗｕ）／２ＬEH
となる。
【００３１】
再び、図４に戻ってパウダー流入空隙を説明する。
図４に示すように鋳型銅板２が最下位置から最上位置まで移動する際に形成される空隙ΔＶ（図中に編みかけで示した部分。なお、鋳型の幅方向を単位長さ１ｍとした）は、下式（１）で求まる。
【００３２】
【数１】
2004202522.tif 000003
【００３３】
ここで、Ｓ2は、Ｓ×ＬEHに比較して小さいので無視できる。
従って、上式（１）は下式（２）のように変形できる。
【００３４】
【数２】
2004202522.tif 000004
【００３５】
したがって、鋳型振動１サイクルの中で流入するパウダー流入量増分ｑは、下式（３）となる。
【００３６】
【数３】
2004202522.tif 000005
【００３７】
上式（３）において、αは補正係数でパウダー粘度によって決まる実験定数、ρpはパウダーの密度である。なお、パウダーの密度ρpは多くの場合、２５００ｋｇ／ｍ3である。
【００３８】
１分間の流入量増分ΔＱwは１サイクル中のパウダー流入量増分ｑから下式（４）によって求まる。
ΔＱw＝ｆｑ＝αｆρp×（ＴR  ／１００）×Ｓ×ＬEH      …（４）
よって、鋳片の単位表面当たりの流入量増分ΔＱpは、引き抜き速度Ｖｃを用いて下式（５）のように表わすことができる。
ΔＱp＝ΔＱw／Ｖｃ＝ｆαρp×（ＴR ／１００）×Ｓ×ＬEH／Ｖｃ…（５）
【００３９】
上式からわかるように、単位鋳片表面積当たりのパウダー流入量増分ΔＱpは、鋳型振動条件に加えて、逆テーパー鋳型のテーパー値ＴR、および有効テーパー長さＬEHの関数である。
したがって、鋳造条件が変わったような場合にパウダー流入量を確保するために、パウダー流入量を制御しようとすると、有効逆テーパー長さＬEH、逆テーパー値ＴR、振動ストロークＳを制御すればよいことが分かる。その上、これらの値とパウダー流入量増分ΔＱpとは正比例関係にあるので制御し易い。
【００４０】
以下、これら逆テーパー値ＴR、有効逆テーパー長さＬEH、振動ストロークＳとパウダー流入量制御との関係について検討する。
操業中の制御を考えるのであれば、上記３つのパラメータのうち逆テーパー有効長さＬEHを変更することでパウダー流入量を制御するのが最も簡単なので、まず、有効逆テーパー長さＬEHとパウダー流入量増分との関係について検討する。
【００４１】
引抜き速度Ｖｃと鋳型振動条件を一定にすると、Ｖｃ，ｆ、Ｓは固定される。また、使用するパウダーも固定しておけば、パウダー密度ρpや補正係数αも一定となる。そうすると、パウダー流入量増分ΔＱpは下式（６）のように表現できる。
ΔＱp＝Ａ×ＬEH                …（６）
ここで、Ａ≡ｆαρp×（ＴR／１００）×Ｓ／Ｖｃである。
したがって、パウダー流入量増分ΔＱpを増やすためには逆テーパー有効長さＬEHを長くする、すなわち、湯面位置を上昇させればよい。一方、パウダー流入量増分を減らすためには、逆テーパー有効長さＬEHを短くする、すなわち、湯面位置を下げればよい。
【００４２】
この点を確認するために、逆テーパー鋳型を用いて湯面レベルを変更してパウダー流入量を測定し、有効逆テーパー長さＬEHとパウダー流入量増分ΔＱpの関係を調べた。図６はこの結果を示すグラフであり、横軸が有効逆テーパー長さＬEHを、縦軸がパウダー流入量増分ΔＱpを示している。
このときの鋳造条件は、引抜速度Ｖｃ＝２．２ｍ／ｍｉｎ、鋳型振動ストロークＳ＝９ｍｍ、振動数ｆ＝１５３ｃｐｍ、逆テーパー値ＴR＝５％、パウダー粘度＝０．４Ｐａ・ｓで、ストレート鋳型（ＬEH＝０ｍｍ）使用時のパウダー流入量は０．３ｋｇ／ｍ2であった。ΔＱpはＬEHと比例関係にあり、上記の式（６）が成立していることが分かる。ちなみに、有効逆テーパー長さを１００ｍｍにすると流入量増分ΔＱpは０．１６ｋｇ／ｍ2である。
以上のように、逆テーパー鋳型を使用すると共に湯面位置を調整して、逆テーパー部有効長さを制御することにより、パウダー流入量を制御することができる。
【００４３】
このことから以下のことが言える。
鋳造条件、例えば鋳片引き抜き速度が速くなったときには、パウダー流入量が減少することになるが、このとき一定のパウダー流入量を確保しようとすれば、湯面位置を上昇させるようにすればよい。そして、湯面位置をどの高さにすればよいかは、（５）式を変形して得られる下式（７）によればよい。
ＬEH＝ΔＱp×Ｖｃ／（ｆαρp×（ＴR／１００）×Ｓ）    …（７）
上式において、ＬEHは有効逆テーパー長さであるが、そもそも有効逆テーパー長さＬEHは鋳型が最上位置にあるときのテーパー部最下端から湯面までの垂直距離であり、これを湯面位置と定義することも可能である。
なお、上式において、ｆは鋳型振動数（回／ｍｉｎ）、Ｓは鋳型振動ストローク（ｍ）、ＴRは逆テーパー値（％）、ρPはモールドパウダーの密度（ｋｇ／ｍ3）、Ｖｃは鋳片引き抜き速度（ｍ／ｍｉｎ）、αは補正係数でありモールドパウダーの粘度によって変化する実験定数、ΔＱpは要求されるパウダー流入量増分（ｋｇ／ｍ2）である。
【００４４】
次に、有効逆テーパー部長さは、どの程度必要かを調査した。２５０ｍｍ長さの逆テーパー鋳型（逆テーパー値５％）を製作して、湯面位置を変更しながら、必要長さを調べた。有効長さの設定値を５０ｍｍ、１００ｍｍ、１５０ｍｍ、２００ｍｍとして実験を行い、パウダーとトレーサーを添加して凝固シェル厚の測定を行った。
【００４５】
その結果、長さ２００ｍｍの場合には、凝固シェルの厚さが薄いという問題が発生した。すなわち、有効逆テーパー部長さが５０ｍｍや１００ｍｍの易合よりも鋳型出口における凝固シェル厚さが２５％も減少していた。この理由は、有効逆テーパー部長さが２００ｍｍもあると、湯面で凝固した凝固シェルが下方に引抜かれた時に鋳型に接触しにくくなるために凝固の進行が遅れること、また、鋳型と凝固シェルの空隙に流入したパウダーフィルムが厚くなり伝熱抵抗が増大して、凝固を遅らせるためと考えられる。このことから、有効逆テーパー部長さは２００ｍｍ未満が望ましいと言える。
【００４６】
次に、振動ストロークＳを制御することでパウダー流入量を制御することについて検討する。鋳造中に振動ストロークを調整することは必ずしも簡単ではない。ただ、油圧振動装置を用いた場合には、鋳造中に振動ストロークを変更できる。したがって、振動ストロークＳを制御することでパウダー流入量を制御するには、油圧振動装置を用いるのが好適である。
【００４７】
次に、逆テーパー値ＴRを制御することでパウダー流入量を制御することについて検討する。
式（５）から分かるように、逆テーパー値ＴRを変えることによってパウダー流入量を制御できる。もっとも、逆テーパー値ＴRは鋳型加工時に決定されるので、鋳造中にダイナミックに逆テーパー値ＴRを変更してパウダー流入量を制御できるわけではない。
しかし、パウダー流入量の初期条件を変えることはできる。たとえば、式（６）の比例定数Ａを変更できる。ただ、逆テーパー値ＴRを大きくとり過ぎると、凝固シェルを押し付ける力が強くなり過ぎて、メニスカスの凝固シェルの折れ曲がりが大きくなり、表面横割れの原因になる。
【００４８】
したがって、逆テーパー値ＴRは最大でも１０％が望ましい。一方、逆テーパー値ＴRが小さすぎると、パウダー流入量増大効果が薄れる。そこで、実験を行ってパウダー流入量増大効果を発揮できるための逆テーパー値ＴRを検討した。その結果、パウダー流入量増大効果を持たせるには、少なくとも２％以上の逆テーパー値ＴRが必要であった。
従って、パウダー流入量増大効果をもたらし、かつ表面横割れ発生防止の観点から、逆テーパー値ＴRの範囲は、２％以上１０％未満が望ましい。
【００４９】
次に、パウダー粘度によって決まる補正係数αについて説明する。パウダー粘度の影響を求めるために粘度を変更した実験を行って、補正係数αと粘度の関係を実験的に求めた。
実験条件は、
Ｖｃ＝２．２ｍ／ｍｉｎ，ＴR＝０．０５，Ｓ＝０．００９ｍ，ＬEH＝０．１ｍ，ｆ＝１５３ｃｐｍ，ρp＝２５００ｋｇ／ｍ3である。
このとき（５）式から、
ΔＱp＝７．８２α＝０．１６（図６から実際の流入量増分を求めると、０．１６ｋｇ／ｍ2で、パウダーの粘度（０．０４Ｐａｓ）
ここから、αは０．０２０４と求まる。
【００５０】
粘度の異なるいくつかのモールドパウダーを実際に使用して、補正係数αの値を逆算することによって、補正係数αとモールドパウダー粘度η（１３００℃での測定値）との関係を求め、グラフ化したものを図７に示す。
図７に示した直線を実験式で表わすと、
α＝Ａlogη＋Ｂ
と表わすことができる。例えば、図７の場合には、
α＝−０．０１５ logη＋０．０１５
と表わすことができた。
【００５１】
このようにαを具体的に求めておくことで、（７）式のＬEHは具体的に決定すうることができ、湯面レベルの制御を各操業条件との関係で具体的に決定でき、操業条件が変わった場合にも一定のパウダー流入量を確保する制御ができる。
【００５２】
以上説明したように、パウダー流入量を制御するには、溶鋼湯面を調整することで逆テーパー有効長さＬEHを変更することが最も有効である。
そして、このようにすれば操業中に鋳造条件が変わった場合にも、所定のパウダー流入量を確保することができ、鋳型と凝固シェルとの潤滑を維持できる。
【００５３】
なお、モールド内の湯面レベル制御方法は例えば以下のようにすればよい。
渦電流式距離計で、基準位置（通常は鋳型銅板の上端を基準にとる）から湯面までの距離Ｌを測定する。制御するレベルをＬＣとすると、ＬとＬＣの差（ΔＬ＝Ｌ−ＬＣ）に比例してスライディングノズルの開度を調節（開いたり閉じたり）する。このようにすれば、渦電流式距離計で測定可能なレベルであれば、どのレベルにでも湯面レベルを合わせることができる。
なお、逆テーパー有効長さＬEHとＬとの関係は、逆テーパー鋳型のテーパー部最下端から鋳型銅板上端までの距離をＬＡとすれば（図５参照）、ＬEH＝ＬＡ−ＬＣである。よって、ΔＬとＬEHの関係はΔＬ＝Ｌ＋ＬEH−ＬＡであり、計測値ＬとＬEHとから制御量ΔＬを決定できる。
【００５４】
以上説明したように、本実施の形態によれば、例えば鋳片引き抜き速度が変化しても湯面位置を変えることにより、常にほぼ一定のパウダー流入量に制御できる。この結果、引抜き速度が変化しても鋳片品質を悪化させずに鋳造が可能である。
【００５５】
なお、上記説明では鋳片鋳型銅板３のみに逆テーパー部３ａを設置しているが、短辺鋳型銅板にも逆テーパー部３ａを設置しても良い。又、逆テーパー部３ａが短辺鋳型銅板の範囲まで拡大しないように長辺鋳型銅板３の中央部にのみ逆テーパー部３ａを設置しているが、短辺鋳型銅板の側面を長辺鋳型銅板３の形状に沿って加工する場合には、長辺鋳型銅板３の巾方向全域に逆テーパー部３ａを設置することができる。更に、本発明はスラブ連続鋳造機に限るものではなく、ブルーム連続鋳造機やビレット連続鋳造機にも適用可能である。
【００５６】
逆テーパー部３ａが形成された長辺鋳型銅板３の態様として、例えば図８に示すような種々の態様が考えられる。
図８（Ａ）は逆テーパー部３ａが円弧状のものを示し、図８（Ｂ）は逆テーパー部３ａに続く部分が長辺鋳型銅板３の下端まで順テーパーを付与したもの（順テーパーとは、鋳型形状が鋳片引抜方向に向かって狭まる鋳型形状のテーパー）傾斜したものを示し、図８（Ｃ）は逆テーパー部３ａから下部がそのままテーパーなしでストレートのものを示している。
【００５７】
図８に示した長辺鋳型銅板３は何れも本発明で使用することができる。このような長辺鋳型銅板３は、例えば、一旦長辺鋳型銅板３の横方向全長を切削加工し、その後、側面側の加工部を溶射や鍍金等により埋め戻し、仕上げ加工することにより製造することができる。
【００５８】
【実施例】
図１及び図２に示すスラブ連続鋳造設備を用い、鋳片引き抜き速度を２ｍ／ｍｉｎとして鋳造した。この時の鋳型振動条件は、ストロークが６ｍｍ、振動数が１４０ｃｐｍ、振動波形が正弦波形とし、ブリキ向けの低炭素アルミキルド鋼の鋳造を実施した。低炭素鋼の成分は、Ｃ：０．０４mass％以下、Ｓｉ：０．０１mass％以下、Ｍｎ：０．１〜０．２mass％、Ｐ：０．００８〜０．０１２mass％、Ｓ：０．００８〜０．０１５mass％であった。長辺鋳型銅板には、逆テーパー部を鋳片引き抜き方向に２００ｍｍの範囲で設置した。逆テーパー部のテーパー値は、５％とした。
【００５９】
１３００℃における粘度を０．５４Ｐａ・ｓのモールドパウダーを用いて、４連連鋳の鋳造を実施した。１チャージ目の鋳造の初め、引抜き速度を昇速していく場合には、湯面位置を下げ、逆テーパー部の有効長さを５０ｍｍ使用できる位置に設定した。その後引抜き速度が２．２ｍ／ｍｉｎと一定になった時には、有効長さ１５０ｍｍ位置に制御した。この時のパウダー流入量は０．３５ｋｇ／ｍ2であった。
【００６０】
１チャージから２チャージ目の取鍋交換時には、交換作業に入る１０分前から引抜き速度を１．５ｍ／ｍｉｎに減速した。これに伴って、湯面位置を下げ、有効長さ１００ｍｍ位置に設定した。取鍋交換中、１．５ｍ／ｍｉｎの引き抜き速度および湯面位置に維持し、取鍋交換後、再度引抜き速度を２．２ｍ／ｍｉｎに昇速した。同時に湯面位置を逆テーパー部１５０ｍｍ確保できる位置まで変更した。このような鋳造を行った結果、パウダーの流入量は、４連連鋳を通して、同一のパウダーを使用してもほぼ一定に制御できた。そして、引抜き速度が鋳片の部位でも究めて健全な鋳片を製造できた。
【００６１】
【発明の効果】
本発明によれば、例えば鋳片引き抜き速度などの鋳造条件が変化しても、湯面位置を変更するだけで、パウダー流入量を調整できるので、常に必要なパウダー流入量を確保でき、鋳型と凝固シェルの潤滑を維持しながら、鋳片品質を良好に保つことができる。
【図面の簡単な説明】
【図１】本発明の一実施形態を示す図で、スラブ連続鋳造機の鋳型部分を鋳片短辺側から見た概要図である。
【図２】図１の鋳型に取り付けられる長辺鋳型銅板の説明図である。
【図３】本発明におけるパウダーの流れ込みのメカニズムを模式的に示す図である。
【図４】鋳型振動とモールドパウダー流入空隙との関係を説明する説明図である。
【図５】本発明における逆テーパー値の説明図である。
【図６】モールドパウダー流れ込み量と有効逆テーパー部長さとの関係を示すグラフである。
【図７】モールドパウダー粘度と補正係数の関係を示すグラフである。
【図８】本発明で適用可能な長辺鋳型銅板の説明図である。
【符号の説明】
１  鋳型
２  鋳型銅板
３  長辺鋳型銅板
３ａ  逆テーパー部
４  溶鋼
５  凝固シェル
６  パウダー
７  未溶融パウダー
８  溶融パウダー
１０  浸漬ノズル
１１  吐出孔
１２  溶鋼湯面
【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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