JP6439762B2 - 鋼の連続鋳造方法 - Google Patents

Description

本発明は、鋳型内での凝固シェルの不均一冷却に起因する鋳片表面割れを抑制して溶鋼を連続鋳造することのできる連続鋳造用鋳型、及び、この鋳型を使用した鋼の連続鋳造方法に関する。

鋼の連続鋳造では、鋳型内に注入された溶鋼は水冷式鋳型によって冷却され、鋳型との接触面で溶鋼が凝固して凝固層（「凝固シェル」という）が生成される。この凝固シェルを外殻とし、内部を未凝固層とする鋳片は、鋳型下流側に設置された水スプレーや気水スプレーによって冷却されながら鋳型下方に連続的に引き抜かれる。鋳片は、水スプレーや気水スプレーによる冷却によって中心部まで凝固し、その後、ガス切断機などによって切断されて、所定長さの鋳片が製造されている。

鋳型内における冷却が不均一になると、凝固シェルの厚みが鋳片の鋳造方向及び鋳型幅方向で不均一となる。凝固シェルには、凝固シェルの収縮や変形に起因する応力が作用し、凝固初期においては、この応力が凝固シェルの薄肉部に集中し、この応力によって凝固シェルの表面に割れが発生する。この割れは、その後の熱応力や連続鋳造機のロールによる曲げ応力及び矯正応力などの外力により拡大し、大きな表面割れとなる。凝固シェル厚みの不均一度が大きい場合には、鋳型内での縦割れとなり、この縦割れから溶鋼が流出するブレークアウトが発生する場合もある。鋳片に存在する割れは、次工程の圧延工程で表面欠陥となることから、鋳造後の鋳片の段階において、鋳片の表面を手入れして表面割れを除去することが必要となる。

鋳型内の不均一凝固は、特に、炭素含有量が０．０８〜０．１７質量％の鋼（中炭素鋼という）で発生しやすい。炭素含有量が０．０８〜０．１７質量％の鋼では、凝固時に包晶反応が起こり、鋳型内の不均一凝固は、この包晶反応によるδ鉄（フェライト）からγ鉄（オーステナイト）への変態時の体積収縮による変態応力に起因すると考えられている。つまり、この変態応力に起因する歪みによって凝固シェルが変形し、この変形によって凝固シェルが鋳型内壁面から離れる。鋳型内壁面から離れた部位は鋳型による冷却が低下し、この鋳型内壁面から離れた部位（この鋳型内壁面から離れた部位を「デプレッション」という）の凝固シェル厚みが薄くなり、凝固シェル厚みが薄くなることで、この部分に上記応力が集中し、表面割れが発生すると考えられている。

特に、鋳片引き抜き速度を増加した場合には、凝固シェルから鋳型冷却水への平均熱流束が増加する（凝固シェルが急速冷却される）のみならず、熱流束の分布が不規則で且つ不均一になることから、鋳片表面割れの発生が増加傾向となる。具体的には、鋳片厚みが２００ｍｍ以上のスラブ連続鋳造機においては、鋳片引き抜き速度が１．５ｍ／ｍｉｎ以上になると表面割れが発生しやすくなる。

そこで、従来、上記の包晶反応を伴う、表面割れが発生しやすい鋼種の表面割れ（特に縦割れ）を抑制するために、種々の手段が提案されている。

例えば、特許文献１には、結晶化しやすい組成のモールドパウダーを使用し、モールドパウダー層の熱抵抗を増大させて凝固シェルを緩冷却することが提案されている。これは、緩冷却によって凝固シェルに作用する応力を低下させて表面割れを抑制するという技術である。しかしながら、モールドパウダーによる緩冷却効果のみでは、不均一凝固を十分に改善するまでには至っておらず、特に凝固に伴う僅かな温度低下で変態が生じる中炭素鋼では、表面割れの発生を防止することはできないのが実情である。

特許文献２には、鋳型内壁面に縦溝と横溝とを設け、これら縦溝及び横溝の内部にモールドパウダーを流入させ、これにより、鋳型の冷却を緩冷却化すると同時に鋳型幅方向で均一化し、鋳片の縦割れを防止する技術が提案されている。しかしながら、鋳片との接触によって鋳型内壁面は摩耗し、鋳型内壁面に設けた溝が浅くなると、モールドパウダーの流れ込み量が少なくなって緩冷却効果が低減するという問題、つまり、緩冷却効果が持続しないという問題がある。また、鋳造開始時の空の鋳型空間内への溶鋼注入時に、注入した溶鋼が鋳型内壁面に設けた溝の内部に侵入して凝固し、鋳型銅板と凝固シェルとが固着して、凝固シェルの引き抜きができなくなり、拘束性ブレークアウトが発生する虞があるという問題もある。

特許文献３には、鋳型内壁面に格子状の溝を設けた鋳型、及び、前記格子状の溝に異種金属（Ｎｉ，Ｃｒ）またはセラミックス（ＢＮ、ＡｌＮ、ＺｒＯ_２）を充填した鋳型が提案されている。この技術は、溝部と溝部以外の部分とで抜熱量に差を生じさせ、凝固に伴う変態や熱収縮による応力を低抜熱の領域に分散させることで、鋳片の縦割れを抑制するという技術である。しかしながら、溝が格子状であり、格子溝形状では、鋳型内壁面の溝部と鋳型銅板（銅または銅合金）との境界が直線であり、熱膨張差に起因して境界面に割れが発生し且つ伝播しやすく、鋳型寿命が低下するという問題がある。

特許文献４には、鋳型内壁面に鋳造方向と平行な縦溝を設けた鋳型、及び、前記縦溝に異種金属（Ｎｉ，Ｃｒ）またはセラミックス（ＢＮ、ＡｌＮ、ＺｒＯ_２）を充填した鋳型を用い、鋳片引き抜き速度と鋳型振動周期とを所定の範囲に規定する連続鋳造方法が提案されている。特許文献４によれば、鋳片引き抜き速度に応じて鋳型振動周期を適正化することで、鋳片に形成されるオシレーションマークが横溝を付与したように働き、縦溝のみでも、特許文献３と同様の表面割れ低減効果が認められるとしている。しかしながら、特許文献３と同様に、鋳型内壁面の溝部と鋳型銅板（銅または銅合金）との境界が直線であり、熱膨張差に起因して境界面に割れが発生し且つ伝播しやすく、鋳型寿命が低下するという問題がある。

特開２００５−２９７００１号公報 特開平９−２７６９９４号公報 特開平１−２８９５４２号公報 特開平２−６０３７号公報

本発明は、上記事情に鑑みてなされたもので、その目的とするところは、鋳造開始時での拘束性ブレークアウトの発生及び鋳型銅板表面の割れによる鋳型寿命低下を起こすことなく、凝固初期の凝固シェルの不均一冷却による表面割れ、及び、包晶反応を伴う中炭素鋼でのδ鉄からγ鉄への変態に起因する凝固シェル厚みの不均一による表面割れを長期間に亘って抑制できる連続鋳造用鋳型を提供することであり、また、この連続鋳造用鋳型を使用した鋼の連続鋳造方法を提供することである。

上記課題を解決するための本発明の要旨は以下のとおりである。
［１］水冷式銅合金製鋳型の内壁面の少なくともメニスカスを含む領域の銅合金製鋳型銅板の内壁面の凹部に、鋳型銅板の熱伝導率とは異なる熱伝導率の金属または非金属が充填された複数の異種物質充填部を有する連続鋳造用鋳型であって、前記異種物質充填部の設置位置における鋳型銅板表面と鋳型冷却水の流路である鋳型銅板のスリットとの間の熱抵抗が下記の（１）式の範囲であり、且つ、鋳型銅板の熱伝導率と銅合金製鋳型銅板の内壁面に充填される金属または非金属の熱伝導率との比が下記の（２）式または（３）式の範囲である異種物質充填部を有することを特徴とする、連続鋳造用鋳型。
１．０×１０^−５＜Ｒ＜６．０×１０^−４・・・（１）
０．２＜λ_Ｃｕ／λ_ｍａ＜１．０・・・（２）
１．０＜λ_Ｃｕ／λ_ｍａ＜２０．０・・・（３）
但し、（１）式において、Ｒは鋳型銅板表面と鋳型銅板のスリットとの間の熱抵抗（ｍ^２×Ｋ／Ｗ）であり、また、（２）式及び（３）式において、λ_Ｃｕは鋳型銅板の熱伝導率
（Ｗ／（ｍ×Ｋ））、λ_ｍａは銅合金製鋳型銅板の内壁面に充填される金属または非金属の熱伝導率（Ｗ／（ｍ×Ｋ））である。
［２］前記連続鋳造用鋳型は、前記複数の異種物質充填部が設けられた銅合金製鋳型銅板の内壁面の範囲において、前記複数の異種物質充填部によって形成された周期的に増減する熱抵抗分布または熱流束分布を有することを特徴とする、［１］に記載の連続鋳造用鋳型。
［３］前記内壁面の凹部は、円形凹溝または擬円形凹溝であることを特徴とする、［１］または［２］に記載の連続鋳造用鋳型。
［４］前記複数の異種物質充填部は、互いに独立してなることを特徴とする、［１］から［３］の何れか１つに記載の連続鋳造鋳型。
［５］前記鋳型銅板の内壁面には、鍍金層の熱伝導率が鋳型銅板の熱伝導率に対して下記の（４）式を満足し、且つ、鍍金層の厚みが鋳型銅板の厚みに対して下記の（５）式を満足する鍍金層が形成されており、該鍍金層で前記異種物質充填部は覆われていることを特徴とする、［１］から［４］の何れか１つに記載の連続鋳造用鋳型。
０．５＜λ_Ｃｕ／λ_{ｃｏａｔｉｎｇ}＜１５．０・・・（４）
４．０＜Ｔ_Ｃｕ／Ｔ_{ｃｏａｔｉｎｇ}＜２５０．０・・・（５）
但し、（４）式において、λ_Ｃｕは鋳型銅板の熱伝導率（Ｗ／（ｍ×Ｋ））、λ_{ｃｏａｔｉｎｇ}は鍍金層の熱伝導率（Ｗ／（ｍ×Ｋ））であり、また、（５）式において、Ｔ_Ｃｕは鋳型銅板の厚みであって、具体的には鋳型銅板表面と鋳型銅板のスリットの底との間の距離（ｍ）、Ｔ_{ｃｏａｔｉｎｇ}は鍍金層の厚み（ｍ）である。
［６］［１］から［５］の何れか１つに記載の連続鋳造用鋳型を用い、鋳型銅板の熱伝導率、異種物質充填部の熱伝導率、及び鋳型銅板のスリットの総断面積に応じて、鋳型冷却水の流量が下記の（６）式または（７）式を満足するように、鋳型冷却水の流量を制御して溶鋼を連続鋳造することを特徴とする、鋼の連続鋳造方法。
３＜（Ｑ／Ｓ）×（λ_Ｃｕ／λ_ｍａ）＜１５０（但し、λ_Ｃｕ＞λ_ｍａ）・・・（６）
３＜（Ｑ／Ｓ）×（λ_ｍａ／λ_Ｃｕ）＜１２０（但し、λ_Ｃｕ＜λ_ｍａ）・・・（７）
但し、（６）式及び（７）式において、Ｑは鋳型冷却水の流量（ｍ^３／ｓｅｃ）、Ｓは
鋳型銅板のスリットの総断面積（ｍ^２）、λ_Ｃｕは鋳型銅板の熱伝導率（Ｗ／（ｍ×Ｋ））、
λ_ｍａは異種物質充填部の熱伝導率（Ｗ／（ｍ×Ｋ））である。

本発明によれば、異種物質充填部を形成する物質として、鋳型銅板の熱伝導率に対する比率が所定の範囲である金属または非金属を使用し、異種物質充填部の設置位置における鋳型銅板表面と鋳型冷却水の流路である鋳型銅板のスリットとの間の熱抵抗が所定の値である複数個の異種物質充填部を、メニスカス位置を含んでメニスカス近傍の連続鋳造用鋳型の幅方向及び鋳造方向に設置するので、メニスカス近傍の鋳型幅方向及び鋳造方向における連続鋳造用鋳型の熱抵抗が増減し、これによって、メニスカス近傍、つまり、凝固初期での凝固シェルから連続鋳造用鋳型への熱流束が増減する。この熱流束の増減により、δ鉄からγ鉄への変態による応力や熱応力が低減し、これらの応力によって生じる凝固シェルの変形が小さくなり、凝固シェルの変形が小さくなることで、凝固シェルの変形に起因する不均一な熱流束分布が均一化され、且つ、発生する応力が分散されて個々の歪量が小さくなる。その結果、凝固シェル表面における割れの発生が抑制される。

本実施形態に係る連続鋳造用鋳型の一部を構成する鋳型長辺銅板を内壁面側から見た概略側面図である。 図１に示す鋳型長辺銅板のＸ−Ｘ’断面図である。 鋳型銅板よりも熱伝導率の低い物質が充填されて形成された異種物質充填部を有する鋳型長辺銅板の三箇所の位置における熱抵抗を、異種物質充填部の位置に対応して概念的に示す図である。 異種物質充填部の設置位置における鋳型銅板表面とスリットとの間の熱抵抗が鋳片表面割れに及ぼす影響を調査した結果を示す図である。 鋳型銅板の熱伝導率λ_Ｃｕと充填される金属または非金属の熱伝導率λ_ｍａとの比（λ_Ｃｕ／λ_ｍａ）が鋳片表面割れに及ぼす影響を調査した結果を示す図である。 鋳型長辺銅板の内壁面に鋳型表面の保護のための鍍金層を設けた例を示す概略図である。 鋳型銅板の熱伝導率λ_Ｃｕと鍍金層の熱伝導率λ_{ｃｏａｔｉｎｇ}との比（λ_Ｃｕ／λ_{ｃｏａｔｉｎｇ}）が鋳片表面割れに及ぼす影響を調査した結果を示す図である。 鋳型銅板厚みＴ_Ｃｕと鍍金層厚みＴ_{ｃｏａｔｉｎｇ}との比（Ｔ_Ｃｕ／Ｔ_{ｃｏａｔｉｎｇ}）が鋳片表面割れに及ぼす影響を調査した結果を示す図である。 鋳型銅板の熱伝導率λ_Ｃｕが充填金属または充填非金属の熱伝導率λ_ｍａよりも大きい条件下で、「（Ｑ／Ｓ）×（λ_Ｃｕ／λ_ｍａ）」の値が鋳片表面割れに及ぼす影響を調査した結果を示す図である。 鋳型銅板の熱伝導率λ_Ｃｕが充填金属または充填非金属の熱伝導率λ_ｍａよりも小さい条件下で、「（Ｑ／Ｓ）×（λ_ｍａ／λ_Ｃｕ）」の値が鋳片表面割れに及ぼす影響を調査した結果を示す図である。 本発明例、比較例及び従来例で、スラブ鋳片の表面割れ個数密度を比較して示す図である。

以下、発明の実施の形態を通じて本発明を具体的に説明する。図１は、本実施形態に係る連続鋳造用鋳型の一部を構成する鋳型長辺銅板であって、内壁面側に異種物質充填部が形成された鋳型長辺銅板を内壁面側から見た概略側面図、図２は、図１に示す鋳型長辺銅板のＸ−Ｘ’断面図である。

図１に示す連続鋳造用鋳型は、スラブ鋳片を鋳造するための連続鋳造用鋳型の一例である。スラブ鋳片用の連続鋳造用鋳型は、一対の銅合金製の鋳型長辺銅板と一対の銅合金製の鋳型短辺銅板とを組み合わせて構成され、図１は、そのうちの鋳型長辺銅板１を示している。鋳型短辺銅板も鋳型長辺銅板１と同様に、その内壁面側に異種物質充填部３が形成されるとして、ここでは、鋳型短辺銅板についての説明は省略する。但し、スラブ鋳片においては、スラブ厚みに対してスラブ幅が極めて大きいという形状に起因して、鋳片長辺面側の凝固シェルで応力集中が起こりやすく、鋳片長辺面側で表面割れが発生しやすい。したがって、スラブ鋳片用の連続鋳造用鋳型の鋳型短辺銅板には、異種物質充填部を設置しなくてもよい。

図１に示すように、鋳型長辺銅板１における定常鋳造時のメニスカスの位置よりも長さＬ_１（長さＬ_１は、ゼロ以上の任意の値）離れた上方の位置から、メニスカスよりも長さＬ_２だけ下方の位置までの鋳型長辺銅板１の内壁面には、直径をｄとし、鋳型長辺銅板１の熱伝導率とは異なる熱伝導率の金属または非金属が充填された、複数個の異種物質充填部３が、異種物質充填部同士の間隔をＰとして設置されている。ここで、「メニスカス」とは「鋳型内溶鋼湯面」であり、非鋳造中にはその位置は明確でないが、通常の鋼の連続鋳造操業では、メニスカス位置を鋳型銅板の上端から５０ｍｍないし２００ｍｍ程度下方の位置としている。したがって、メニスカス位置が鋳型長辺銅板１の上端から５０ｍｍ下方の位置であっても、また、上端から２００ｍｍ下方の位置であっても、長さＬ_１及び長さＬ_２が、以下に説明する条件を満足するように異種物質充填部３を配置すればよい。

即ち、凝固シェルの初期凝固への影響を勘案すれば、異種物質充填部３の設置位置は、定常鋳造時の鋳片引き抜き速度Ｖ_ｃに応じて、下記の（８）式から算出される長さＬ_０以上メニスカスよりも下方の位置までとすることが必要である。つまり、図１に示す、メニスカス位置からの長さＬ_２は、長さＬ_０以上とする必要がある。

Ｌ_０＝２×Ｖ_ｃ×１０００／６０・・・（８）
但し、（８）式において、Ｌ_０は長さ（ｍｍ）、Ｖ_ｃは定常鋳造時の鋳片引き抜き速度（ｍ／ｍｉｎ）である。

長さＬ_０は、凝固開始した後の鋳片が異種物質充填部３の設置された範囲を通過する時間に関係しており、鋳片の表面割れを抑制するためには、凝固開始後から少なくとも２秒間は、鋳片が異種物質充填部３の設置された範囲内に滞在することが必要であることを、本発明者らは確認している。鋳片が凝固開始後から少なくとも２秒間は異種物質充填部３の設置された範囲に存在するためには、長さＬ_０は（８）式を満たすことが必要となる。

凝固開始した後の鋳片が異種物質充填部３の設置された範囲内に滞在する時間を２秒以上確保することで、異種物質充填部３による熱流束の周期的な変動の効果が十分に得られ、表面割れの発生しやすい高速鋳造時や中炭素鋼の鋳造時に、鋳片の表面割れ抑制効果が得られる。異種物質充填部３による熱流束の周期的な変動の効果を安定して得るには、鋳片が異種物質充填部３の設置された範囲を通過する時間を４秒以上確保することがより好ましい。

長さＬ_２の具体的な長さは、厚みが２００ｍｍ以上のスラブ連続鋳造機における鋳片引き抜き速度Ｖ_ｃは、３．０ｍ／ｍｉｎ程度が上限であるので、長さＬ_２が１００ｍｍ以上、望ましくは２００ｍｍ以上となるように、メニスカス位置に応じて異種物質充填部３を設置すればよい。長さＬ_２の上限を定めなくてよく、鋳型下端まで異種物質充填部３を設置してもよい。

一方、異種物質充填部３の上端部の位置は、メニスカスと同一位置またはメニスカス位置よりも上方であればどこの位置であってもよく、従って、図１に示す長さＬ_１は、ゼロ以上の任意の値であればよい。但し、メニスカスは、鋳造中に異種物質充填部３の設置領域に存在する必要があり、しかも、メニスカスは鋳造中に上下方向に変動するので、異種物質充填部３の上端部が常にメニスカスよりも上方位置となるように、異種物質充填部３の上端部を想定されるメニスカス位置よりも１０ｍｍ程度上方位置とすることが好ましく、異種物質充填部３の上端部を想定されるメニスカス位置よりも２０ｍｍ〜５０ｍｍ程度上方位置とすることがより好ましい。

この異種物質充填部３は、図２に示すように、鋳型長辺銅板１の内壁面側に加工された円形凹溝２の内部に、鋳型長辺銅板１を構成する銅合金の熱伝導率とは異なる熱伝導率の金属または非金属が充填されて形成されたものである。なお、異種物質充填部３が互いに独立するように円形凹溝２を加工することがより好ましい。

円形凹溝２の内部に充填される金属または非金属の熱伝導率は、一般的には、鋳型長辺銅板１を構成する銅合金の熱伝導率よりも低いが、例えば、鋳型長辺銅板１を構成する銅合金として熱伝導率の低い銅合金を使用した場合には、充填される金属または非金属の熱伝導率の方が高くなることもある。充填する物質が金属の場合には、鍍金処理または溶射処理によって充填し、充填する物質が非金属の場合には、円形凹溝２の形状に合わせて加工した非金属を円形凹溝２に嵌め込むなどして充填する。ここで、図２における符号４は、鋳型冷却水の流路を構成する、鋳型長辺銅板１の背面側に設置されたスリット、符号４ａはスリットの底、符号５は、鋳型長辺銅板１の背面と密着するバックプレートであり、スリット４を通る鋳型冷却水によって、鋳型長辺銅板１は冷却される。

本実施形態において、鋳型銅板として使用する銅合金としては、一般的に連続鋳造用鋳型銅板として使用される、クロム（Ｃｒ）やジルコニウム（Ｚｒ）などを微量添加した銅合金を用いればよい。近年では、鋳型内の凝固の均一化または溶鋼中介在物の凝固シェルへの捕捉を防止するために、鋳型内の溶鋼を攪拌する電磁攪拌装置が設置されていることが一般的であり、電磁コイルから溶鋼への磁場強度の減衰を抑制するために、導電率を低減した銅合金が用いられている。この場合、導電率の低下に応じて熱伝導率も低減し、純銅（熱伝導率；約４００Ｗ／（ｍ×Ｋ））の１／２前後の熱伝導率の銅合金製鋳型銅板も使用されることがある。尚、鋳型銅板として使用される銅合金は、一般的に、純銅よりも熱伝導率が低い。

図３に、鋳型銅板よりも熱伝導率の低い物質が充填されて形成された異種物質充填部３を有する鋳型長辺銅板１の三箇所の位置における熱抵抗を、異種物質充填部３の位置に対応して概念的に示す。この場合、異種物質充填部３の設置位置では熱抵抗が相対的に高くなる。

複数の異種物質充填部３を、メニスカス位置を含んでメニスカス近傍の連続鋳造用鋳型の幅方向及び鋳造方向に設置して、図３に示すように、メニスカス近傍の鋳型幅方向及び鋳造方向における連続鋳造用鋳型の熱抵抗が周期的に増減する熱抵抗の分布を形成させることが好ましい。これによって、メニスカス近傍、つまり、凝固初期での凝固シェルから連続鋳造用鋳型への熱流束が周期的に増減する熱流束の分布が形成される。

尚、鋳型銅板よりも熱伝導率の高い物質を充填して異種物質充填部３を形成した場合には、図３とは異なり、異種物質充填部３の設置位置で熱抵抗が相対的に低くなるが、この場合も同様に、メニスカス近傍の鋳型幅方向及び鋳造方向における連続鋳造用鋳型の熱抵抗が周期的に増減する。

この熱流束の周期的な増減により、δ鉄からγ鉄への変態（以下「δ／γ変態」と記す）によって発生する応力や熱応力が低減し、これらの応力によって生じる凝固シェルの変形が小さくなる。凝固シェルの変形が小さくなることで、凝固シェルの変形に起因する不均一な熱流束分布が均一化され、且つ、発生する応力が分散されて個々の歪量が小さくなる。その結果、凝固シェル表面における表面割れの発生が抑制される。

但し、凝固シェル表面における表面割れの発生を安定して抑制するためには、異種物質充填部３を設置したことによる熱流束の増減が適正でなければならない。つまり、熱流束の増減の差が小さすぎれば、異種物質充填部３を設置した効果が得られず、逆に、熱流束の増減の差が大きすぎれば、これに起因して発生する応力が大きくなり、この応力で表面割れが発生する。異種物質充填部３を設置したことによる熱流束の増減の差は、異種物質充填部３の設置位置における熱抵抗及び異種物質充填部３に充填する金属または非金属の熱伝導率に依存する。

そこで、本発明者らは、異種物質充填部３の設置位置における鋳型銅板表面と鋳型銅板のスリット４との間の熱抵抗が、鋳片表面割れに及ぼす影響、及び、異種物質充填部３に充填する金属または非金属の熱伝導率が、鋳片表面割れに及ぼす影響を調査した。調査方法は、異種物質充填部３を形成する金属または非金属、及び、異種物質充填部３の直径ｄ、間隔Ｐまたは充填厚みＨを種々変更して、図１に示す連続鋳造用鋳型を製作し、この連続鋳造用鋳型を用いて中炭素鋼の連続鋳造を行い、鋳造後のスラブ鋳片の表面割れ発生状況を調査した。鋳片の表面割れの調査は、面積２１ｍ^２以上の鋳片表面を染色浸透探傷検査によって検査し、検出された長さ１．０ｍｍ以上の縦割れの個数を測定し、この個数を鋳片の測定面積で除算したものを鋳片表面割れ個数密度と定義し、この鋳片表面割れ個数密度で評価した。

図４に、異種物質充填部３の設置位置における鋳型銅板表面とスリット４との間の熱抵抗Ｒが鋳片表面割れに及ぼす影響を調査した結果を示す。

図４に示すように、熱抵抗Ｒが、１．０×１０^−５ｍ^２×Ｋ／Ｗよりも大きく、６．０×１０^−４ｍ^２×Ｋ／Ｗよりも小さい範囲のときに、鋳片表面割れ個数密度が安定して０．４０個以下になることがわかった。つまり、異種物質充填部３の設置位置における鋳型銅板表面と鋳型冷却水の流路である鋳型銅板のスリット４との間の熱抵抗Ｒ（ｍ^２×Ｋ／Ｗ）は、下記の（１）式の範囲を満足する必要があることがわかった。

１．０×１０^−５＜Ｒ＜６．０×１０^−４・・・（１）
これは、熱抵抗Ｒが１．０×１０^−５ｍ^２×Ｋ／Ｗ以下の場合、鋳型内での抜熱量が大きくなり、鋳片に表面割れが発生しやすくなる。一方、熱抵抗Ｒが６．０×１０^−４ｍ^２×Ｋ／Ｗ以上の場合は、鋳型内での抜熱量が不足し、異種物質充填部３を設置した効果が軽減して鋳片表面割れが発生しやすくなるのみならず、鋳型銅板の表面温度が高くなりすぎ、凝固シェル厚みが不足し、これに起因するブレークアウトの発生が懸念される。

また、図５に、円形凹溝の内部に充填される金属または非金属の熱伝導率λ_ｍａ（Ｗ／（ｍ×Ｋ））の指標として、鋳型銅板の熱伝導率λ_Ｃｕ（Ｗ／（ｍ×Ｋ））と充填される金属または非金属の熱伝導率λ_ｍａ（Ｗ／（ｍ×Ｋ））との比（λ_Ｃｕ／λ_ｍａ）を用い、この比（λ_Ｃｕ／λ_ｍａ）が鋳片表面割れに及ぼす影響を調査した結果を示す。

図５に示すように、比（λ_Ｃｕ／λ_ｍａ）が下記の（２）式、または（３）式を満足する場合に、鋳片表面割れ個数密度が安定して０．４０個以下になることがわかった。

０．２＜λ_Ｃｕ／λ_ｍａ＜１．０・・・（２）
１．０＜λ_Ｃｕ／λ_ｍａ＜２０．０・・・（３）
（２）式は、円形凹溝の内部に充填される金属または非金属の熱伝導率λ_ｍａが鋳型銅板の熱伝導率λ_Ｃｕよりも大きい場合であり、（３）式は、熱伝導率λ_Ｃｕが熱伝導率λ_ｍａよりも大きい場合である。

比（λ_Ｃｕ／λ_ｍａ）が０．２以下の場合、異種物質充填部３を設置した箇所における熱流束が大きくなり、凝固シェルの抜熱量が過多になりすぎ、鋳片に表面割れが発生するおそれがある。逆に、比（λ_Ｃｕ／λ_ｍａ）が２０．０以上の場合は、凝固シェルの緩冷却化が促進されすぎる結果、異種物質充填部３を設置した効果が軽減して鋳片表面割れが発生しやすくなるのみならず、凝固シェルの厚み不足によるブレークアウトが懸念される。

以上説明したように、本実施形態に係る連続鋳造用鋳型においては、異種物質充填部３の設置位置における鋳型銅板表面と鋳型冷却水の流路である鋳型銅板のスリット４との間の熱抵抗Ｒが上記の（１）式の範囲であり、且つ、鋳型銅板の熱伝導率λ_Ｃｕと円形凹溝の内部に充填される金属または非金属の熱伝導率λ_ｍａがとの比（λ_Ｃｕ／λ_ｍａ）が上記の（２）式または（３）式の範囲であることが必要である。

本実施形態に係る連続鋳造用鋳型において、上記の（１）〜（３）式を満足する限り、円形凹溝に充填使用する金属（以下、「充填金属」とも記載する）及び円形凹溝に充填使用する非金属（以下、「充填非金属」とも記す）は、特にその種類を特定しなくてよい。但し、参考までに充填金属として使用可能な金属の例を挙げれば、ニッケル（Ｎｉ、熱伝導率；９０Ｗ／（ｍ×Ｋ））、クロム（Ｃｒ、熱伝導率；６７Ｗ／（ｍ×Ｋ））、コバルト（Ｃｏ、熱伝導率；７０Ｗ／（ｍ×Ｋ））、及び、これら金属を含有する合金などが好適である。これらの金属や合金は、銅合金よりも熱伝導率が低く、また、鍍金処理や溶射処理によって容易に円形凹溝に充填することができる。また、銅合金よりも熱伝導率が高い純銅を、円形凹溝に充填使用する金属として使用することもできる。純銅を充填した場合には、異種物質充填部３を設置した部位の方が鋳型銅板の部位よりも熱抵抗が小さくなる。

また、円形凹溝に充填使用する充填非金属としては、ＢＮ、ＡｌＮ、ＺｒＯ_２などのセラミックスが好適である。これらは、低熱伝導率であるので、充填非金属として好適である。

図１及び図２では、異種物質充填部３の鋳型長辺銅板１の内壁面における形状が円形である例を示したが、当該形状は円形に限られない。例えば楕円形のような、所謂「角」を有していない、円形に近い形状であれば、どのような形状であってもよい。以下、円形に近いものを「擬似円形」と称する。異種物質充填部３の形状が擬似円形の場合には、異種物質充填部３を形成させるために、鋳型長辺銅板１の内壁面に加工される凹溝を「擬似円形凹溝」と称する。

擬似円形とは、例えば楕円形や、角部を円や楕円とする長方形などの角部を有していない形状であり、更には、花びら模様のような形状であってもよい。擬似円形の大きさは、擬似円形の面積から求められる円相当径で評価する。この擬似円形の円相当径ｄは下記の（９）式で算出される。

円相当径ｄ＝（４×Ｓ_ｍａ／π）^１／２・・・（９）
但し、（９）式において、Ｓ_ｍａは異種物質充填部３の面積（ｍｍ^２）である。

特許文献３及び特許文献４のように、縦溝或いは格子溝を施し、この溝に充填金属または充填非金属を配置した場合には、充填金属または充填非金属と鋳型銅板との境界面及び格子部の直交部において、充填金属または充填非金属と銅との熱歪差による応力が集中し、鋳型銅板表面に割れが発生するという問題が起こる。これに対して、本実施形態に係る連続鋳造用鋳型は、異種物質充填部３の形状を円形または擬似円形にしている。これにより、充填金属または充填非金属と銅との境界面は曲面状となるので、境界面で応力が集中しにくく、鋳型銅板表面に割れが発生しにくいという利点が発現する。

異種物質充填部３の直径ｄ及び円相当径ｄは、２〜２０ｍｍであることが好ましい。異種物質充填部３の直径ｄ及び円相当径ｄを２ｍｍ以上とすることで、異種物質充填部３における熱流束の低下が十分となり、鋳片の表面割れ抑制効果を得ることができる。また、２ｍｍ以上とすることで、充填金属を鍍金処理や溶射処理によって円形凹溝２や擬似円形凹溝（図示せず）の内部に充填することが容易となる。一方、異種物質充填部３の直径及び円相当径を２０ｍｍ以下とすることで、異種物質充填部３における熱流束の低下が抑制され、つまり、異種物質充填部３での凝固遅れが抑制されて、その位置での凝固シェルへの応力集中が防止され、凝固シェルでの表面割れ発生を抑制できる。即ち、直径及び円相当径が２０ｍｍを超えると表面割れが増加する可能性があることから、異種物質充填部３の直径及び円相当径は２０ｍｍ以下にすることが好ましい。

異種物質充填部３の充填厚みＨは０．５ｍｍ以上とすることが好ましい。充填厚みＨを０．５ｍｍ以上とすることで、異種物質充填部３における熱流束の低下が十分となり、鋳片の表面割れ抑制効果を得ることができる。

また、異種物質充填部３の充填厚みＨは、異種物質充填部３の直径ｄ以下及び円相当径ｄ以下にすることが好ましい。充填厚みＨを異種物質充填部３の直径ｄ及び円相当径ｄと同等、またはそれらよりも小さくするので、鍍金処理や溶射処理による円形凹溝及び擬似円形凹溝への充填金属の充填が容易となり、且つ、充填金属と鋳型銅板との間に隙間や割れが生じることもない。充填金属と鋳型銅板との間に隙間や割れが生じた場合には、充填金属の亀裂や剥離が生じ、鋳型寿命の低下、鋳片の割れ、更には拘束性ブレークアウトの原因となる。

異種物質充填部同士の間隔Ｐは、異種物質充填部３の直径ｄ及び円相当径ｄの０．２５倍以上であることが好ましい。ここで、異種物質充填部同士の間隔Ｐとは、図１に示すように、隣り合う異種物質充填部３の端部間の最短距離である。異種物質充填部同士の間隔Ｐを「０．２５×ｄ」以上とすることで、間隔が十分に大きく、異種物質充填部３における熱流束と銅合金部（異種物質充填部３が形成されていない部位）の熱流束との差が大きくなり、鋳片の表面割れ抑制効果を得ることができる。異種物質充填部同士の間隔Ｐの上限値は特に定めなくてよいが、間隔Ｐが大きくなると、異種物質充填部３の面積率が低下するので「２．０×ｄ」以下にすることが好ましい。

異種物質充填部３が配置された領域内の鋳型銅板内壁面の面積Ａ（ｍｍ^２）に対する、全ての異種物質充填部３の面積の総和Ｂ（ｍｍ^２）の比である面積率ε（ε＝（Ｂ／Ａ）×１００）は、１０％以上であることが好ましい。面積率εを１０％以上確保することで、熱流束の小さい異種物質充填部３の占める面積が確保され、異種物質充填部３と銅合金部とで熱流束差が得られ、鋳片の表面割れ抑制効果を安定して得ることができる。

異種物質充填部３の配列は、図１に示すような千鳥配列が好ましいが、千鳥配列に限らず、異種物質充填部同士の上記間隔Ｐを満たす配列であれば、どのような配列でもよい。

本実施形態に係る連続鋳造用鋳型においては、図６に示すように、異種物質充填部３を形成させた鋳型銅板の内壁面に、凝固シェルによる磨耗や熱履歴による鋳型表面の割れを抑制することを目的として、鍍金層６を設けることが好ましい。この鍍金層６は、一般的に用いられるニッケルまたはニッケルを含有する合金、例えば、ニッケル−コバルト合金（Ｎｉ−Ｃｏ合金）やニッケル−クロム合金（Ｎｉ−Ｃｒ合金）などを鍍金処理することで得られる。

図７に、鋳型銅板内壁面の全面に鍍金層６を形成する際に、鋳型銅板を構成する銅合金及び鍍金層６を構成する金属を種々変更し、鋳型銅板の熱伝導率λ_Ｃｕと鍍金層の熱伝導率λ_{ｃｏａｔｉｎｇ}との比（λ_Ｃｕ／λ_{ｃｏａｔｉｎｇ}）が鋳片表面割れに及ぼす影響を調査した結果を示す。図７に示すように、比（λ_Ｃｕ／λ_{ｃｏａｔｉｎｇ}）が下記の（４）式の範囲の場合に、鋳片表面割れが減少することがわかった。

０．５＜λ_Ｃｕ／λ_{ｃｏａｔｉｎｇ}＜１５．０・・・（４）
比（λ_Ｃｕ／λ_{ｃｏａｔｉｎｇ}）が０．５以下の場合は、熱抵抗が小さいために、鋳片に表面割れが生じ、好ましくない。一方、比（λ_Ｃｕ／λ_{ｃｏａｔｉｎｇ}）が１５．０以上になると、鍍金層の熱抵抗が高く、連続鋳造中に鍍金層の温度が高くなりすぎて、鍍金層の剥離などが懸念される。また、鍍金層の熱抵抗が高くなり、異種物質充填部３を設置した効果が減少し、鋳片表面に割れが生成する。

また、図８に、鋳型銅板厚みＴ_Ｃｕと鍍金層厚みＴ_{ｃｏａｔｉｎｇ}との比（Ｔ_Ｃｕ／Ｔ_{ｃｏａｔｉｎｇ}）が鋳片表面割れに及ぼす影響を調査した結果を示す。ここで、鋳型銅板厚みＴ_Ｃｕとは、図６に示すように、鋳型銅板の表面からスリット４の底４ａまでの距離である。図８に示すように、比（Ｔ_Ｃｕ／Ｔ_{ｃｏａｔｉｎｇ}）が下記の（５）式の範囲の場合に、鋳片表面割れが減少することがわかった。

４．０＜Ｔ_Ｃｕ／Ｔ_{ｃｏａｔｉｎｇ}＜２５０．０・・・（５）
比（Ｔ_Ｃｕ／Ｔ_{ｃｏａｔｉｎｇ}）が４．０以下の場合、鍍金層が相対的に厚く、鍍金層の熱抵抗が高くなり、異種物質充填部３を設置した効果が減少し、鋳片表面に割れが生成する。また、鍍金層が相対的に厚くなることから、凝固シェルの抜熱量が不足し、凝固シェル厚みの不足によるブレークアウトが懸念されるので好ましくない。一方、比（Ｔ_Ｃｕ／Ｔ_{ｃｏａｔｉｎｇ}）が２５０以上の場合、鍍金層厚みが薄く、鍍金層の剥離などが懸念されるので好ましくない。また、鍍金層厚みが薄い場合、鋳型全体の熱抵抗が小さくなるために、鋳片に表面割れが発生しやすい。尚、鍍金層厚みＴ_{ｃｏａｔｉｎｇ}が上記（５）式の関係を満足する限り、鍍金層６は鋳型上端から下端まで同一の厚みであっても、上端から下端にかけて厚みが異なっていてもよい。

このように構成される連続鋳造用鋳型を用いて鋳片を連続鋳造するにあたり、特に、表面割れ感受性が高い、炭素含有量が０．０８〜０．１７質量％の中炭素鋼のスラブ鋳片（厚み；２００ｍｍ以上）を連続鋳造する際に使用することが好ましい。従来、中炭素鋼のスラブ鋳片を連続鋳造する場合は、鋳片の表面割れを抑制するために、鋳片引き抜き速度を低速化することが一般的であるが、本実施形態に係る連続鋳造用鋳型を適用することで鋳片表面割れが防止できるので、１．５ｍ／ｍｉｎ以上の鋳片引き抜き速度であっても、表面割れのない、または表面割れの著しく少ない鋳片を連続鋳造することが実現される。

但し、その際に、鋳型銅板の熱伝導率、円形凹溝または擬似円形凹溝の内部に充填される金属または非金属の熱伝導率、及び鋳型銅板のスリットの総断面積に応じて鋳型冷却水の流量が下記の（６）式または（７）式を満足するように、鋳型冷却水の流量を制御して溶鋼を連続鋳造する必要がある。

３＜（Ｑ／Ｓ）×（λ_Ｃｕ／λ_ｍａ）＜１５０（但し、λ_Ｃｕ＞λ_ｍａ）・・・（６）
３＜（Ｑ／Ｓ）×（λ_ｍａ／λ_Ｃｕ）＜１２０（但し、λ_Ｃｕ＜λ_ｍａ）・・・（７）
（６）式及び（７）式において、Ｑは鋳型冷却水の流量（ｍ^３／ｓｅｃ）、Ｓは鋳型銅板のスリットの総断面積（ｍ^２）、λ_Ｃｕは鋳型銅板の熱伝導率（Ｗ／（ｍ×Ｋ））、λ_ｍａは円形凹溝または擬似円形凹溝の内部に充填される金属または非金属の熱伝導率（Ｗ／（ｍ×Ｋ））である。

図９に、鋳型銅板の熱伝導率λ_Ｃｕが充填金属または充填非金属の熱伝導率λ_ｍａよりも大きい条件下で、鋳型冷却水の流量Ｑ、鋳型銅板のスリットの総断面積Ｓ、鋳型銅板の熱伝導率λ_Ｃｕ、充填金属または充填非金属の熱伝導率λ_ｍａを種々変更し、「（Ｑ／Ｓ）×（λ_Ｃｕ／λ_ｍａ）」の値が鋳片表面割れに及ぼす影響を調査した結果を示す。図９に示すように、熱伝導率λ_Ｃｕが熱伝導率λ_ｍａよりも大きい条件下では、「（Ｑ／Ｓ）×（λ_Ｃｕ／λ_ｍａ）」が上記（６）式の範囲の場合に、鋳片の表面割れが抑制されることが確認できた。

図１０は、鋳型銅板の熱伝導率λ_Ｃｕが充填金属または充填非金属の熱伝導率λ_ｍａよりも小さい条件下で、「（Ｑ／Ｓ）×（λ_ｍａ／λ_Ｃｕ）」の値が鋳片表面割れに及ぼす影響を調査した結果を示す図である。図１０に示すように、熱伝導率λ_Ｃｕが熱伝導率λ_ｍａよりも小さい条件下では、「（Ｑ／Ｓ）×（λ_ｍａ／λ_Ｃｕ）」が上記（７）式の範囲の場合に、鋳片の表面割れが抑制されることが確認できた。

「（Ｑ／Ｓ）×（λ_Ｃｕ／λ_ｍａ）」または「（Ｑ／Ｓ）×（λ_ｍａ／λ_Ｃｕ）」が３以下の場合は、鋳型内での冷却が弱くなりすぎ、異種物質充填部３を設置した効果が減少し、鋳片表面に割れが生成する。また、凝固シェルの抜熱量が不足し、凝固シェル厚みの不足によるブレークアウトが懸念される。一方、「（Ｑ／Ｓ）×（λ_Ｃｕ／λ_ｍａ）」が１５０以上の場合、及び、「（Ｑ／Ｓ）×（λ_ｍａ／λ_Ｃｕ）」が１２０以上の場合は、鋳型内での冷却が強くなりすぎ、異種物質充填部３の効果が希釈されて鋳片に表面割れが生成する。

以上説明したように、本実施形態に係る連続鋳造用鋳型は、異種物質充填部３を形成する物質として鋳型銅板の熱伝導率に対する比率が所定の範囲である金属または非金属を使用し、異種物質充填部３の設置位置における鋳型銅板表面と鋳型冷却水の流路である鋳型銅板のスリットとの間の熱抵抗Ｒが所定の値である複数個の異種物質充填部３を、メニスカス位置を含んでメニスカス近傍の連続鋳造用鋳型の幅方向及び鋳造方向に設置するので、メニスカス近傍の鋳型幅方向及び鋳造方向における連続鋳造用鋳型の熱抵抗が周期的に増減し、これによって、メニスカス近傍、つまり、凝固初期での凝固シェルから連続鋳造用鋳型への熱流束が周期的に増減する。この熱流束の周期的な増減により、δ／γ変態による応力や熱応力が低減し、これらの応力によって生じる凝固シェルの変形が小さくなり、凝固シェルの変形が小さくなることで、凝固シェルの変形に起因する不均一な熱流束分布が均一化され、且つ、発生する応力が分散されて個々の歪量が小さくなる。その結果、凝固シェル表面における割れの発生が抑制される。

尚、図１では、同一形状の異種物質充填部３を鋳造方向または鋳型幅方向に設置した例を示したが、異種物質充填部３の形状は同一でなくてもよい。但し、いずれの異種物質充填部３の直径ｄまたは円相当径ｄは２〜２０ｍｍであることが好ましい。また、図２では、充填厚みＨが同一の異種物質充填部３を鋳造方向に設置した例を示したが、鋳造方向または鋳型幅方向において、充填厚みＨは同一でなくてよく、個々の異種物質充填部３で充填厚みＨが異なっていてもよい。但し、いずれの異種物質充填部３の充填厚みＨも０．５ｍｍ以上であることが好ましい。また更に、図１では、鋳造方向または鋳型幅方向に同一間隔で異種物質充填部３を設置した例を示したが、異種物質充填部３を設置する間隔は、同一でなくてもよい。但し、この場合も、異種物質充填部同士の間隔Ｐは異種物質充填部３の直径ｄ及び円相当径ｄの０．２５倍以上であることが好ましい。

また、上記説明はスラブ鋳片の連続鋳造に関して行ったが、本実施形態に係る連続鋳造用鋳型はスラブ鋳片の連続鋳造に限定されるものではなく、ブルーム鋳片やビレット鋳片の連続鋳造においても上記に沿って適用することができる。

中炭素鋼（化学成分、Ｃ：０．０８〜０．１７質量％、Ｓｉ：０．１０〜０．３０質量％、Ｍｎ：０．５０〜１．２０質量％、Ｐ：０．０１０〜０．０３０質量％、Ｓ：０．００５〜０．０１５質量％、Ａｌ：０．０２０〜０．０４０質量％）を、内壁面に種々の条件で異種物質充填部が設置された水冷式銅合金製鋳型または水冷式純銅製鋳型を用いて連続鋳造し、鋳造後のスラブ鋳片の表面割れを調査する試験を行った。用いた水冷式銅合金製鋳型または水冷式純銅製鋳型は、長辺長さが１．８ｍ、短辺長さが０．２２ｍの内面空間サイズを有する鋳型である。

使用した水冷式銅合金製鋳型または水冷式純銅製鋳型の上端から下端までの長さは９５０ｍｍであり、定常鋳造時のメニスカス（鋳型内溶鋼湯面）の位置を、鋳型上端から１００ｍｍ下方位置に設定し、鋳型上端から６０ｍｍ下方の位置から、鋳型上端から４００ｍｍ下方の位置までの領域に異種物質充填部を配置した。

鋳型銅板としては、熱伝導率が７０〜３８０Ｗ／（ｍ×Ｋ）である純銅または銅合金を用い、異種物質充填部の充填金属または充填非金属としては、純ニッケル（熱伝導率；９０Ｗ／（ｍ×Ｋ））、コバルト（熱伝導率；６５Ｗ／（ｍ×Ｋ））、ロジウム（熱伝導率；１８０Ｗ／（ｍ×Ｋ））、バナジウム（熱伝導率；３０Ｗ／（ｍ×Ｋ））、パラジウム（熱伝導率；６０Ｗ／（ｍ×Ｋ））、タンタル（熱伝導率；５５Ｗ／（ｍ×Ｋ））、Ｎｉ−Ｃｏ（熱伝導率；６５Ｗ／（ｍ×Ｋ））、ジルコニウム（熱伝導率；１５Ｗ／（ｍ×Ｋ））、アンチモン（熱伝導率；２２Ｗ／（ｍ×Ｋ））、チタン（熱伝導率；２０Ｗ／（ｍ×Ｋ））、及び、銅合金（熱伝導率；１８０、３６０、３８０Ｗ／（ｍ×Ｋ））を使用した。

異種物質充填部の設置後、鋳型銅板内壁面の全面に、Ｎｉ−Ｃｏ合金（熱伝導率；６５、６７Ｗ／（ｍ×Ｋ））、タングステン（熱伝導率；９０Ｗ／（ｍ×Ｋ））、チタン（熱伝導率；２０Ｗ／（ｍ×Ｋ））、Ｎｉ−Ｚｎ合金（熱伝導率；３０Ｗ／（ｍ×Ｋ））、タングステン（熱伝導率；２６０Ｗ／（ｍ×Ｋ））、Ｎｉ−Ｃｒ合金（熱伝導率；１０Ｗ／（ｍ×Ｋ））、金（熱伝導率；３００Ｗ／（ｍ×Ｋ））、Ａｇ−Ｃｕ（熱伝導率；３６０Ｗ／（ｍ×Ｋ））、ジルコニウム（熱伝導率；１６Ｗ／（ｍ×Ｋ））、ニオブ（熱伝導率；５０Ｗ／（ｍ×Ｋ））を鍍金し、鍍金層を施工した。

連続鋳造終了後、鋳片表面の２１ｍ^２以上の面積を染色浸透探傷検査によって検査し、１．０ｍｍ以上の長さの表面割れの個数を測定し、その総和を鋳片測定面積で除算して得られる鋳片表面割れ個数密度を用いて、表面割れの発生状況を評価した。

表１に、本発明例１〜１１、比較例１〜６及び従来例の連続鋳造鋳型における鋳型銅板の熱伝導率、充填金属または充填非金属の熱伝導率、鍍金層の熱伝導率及び厚み、鋳型冷却水の流量、スリットの総断面積などを示す。尚、比較例は、異種物質充填部を有する水冷式銅合金製鋳型であるものの、熱抵抗Ｒ及び比（λ_Ｃｕ／λ_ｍａ）の範囲を満足しない条件で異種物質充填部を有する連続鋳造用鋳型で鋳造した試験、従来例は、異種物質充填部を有していない水冷式銅合金製鋳型を使用して鋳造した試験である。

また、図１１に、本発明例１〜１１、比較例１〜６及び従来例におけるスラブ鋳片の鋳片表面割れ個数密度を比較して示す。

図１１からも明らかなように、本発明例１〜１１では、鋳片表面割れ個数密度はいずれも０．４個／ｍ^２以下であり、鋳片の表面割れが抑制されることが確認できた。特に、比（λ_Ｃｕ／λ_{ｃｏａｔｉｎｇ}）及び比（Ｔ_Ｃｕ／Ｔ_{ｃｏａｔｉｎｇ}）が好適な範囲であり、且つ、鋳型冷却水の流量が上記の（６）式または（７）式を満足する本発明例１〜４では、鋳片の表面割れが抑制されることが確認できた。

これに対して、比較例１〜６は、従来例に比べると鋳片の表面割れは減少したが、本発明例１〜１１に比較すると鋳片表面割れが多発した。

１ 鋳型長辺銅板
２ 円形凹溝
３ 異種物質充填部
４ スリット
５ バックプレート
６ 鍍金層

Claims (5)

1. 水冷式銅合金製鋳型の内壁面の少なくともメニスカスを含む領域の銅合金製鋳型銅板の内壁面の凹部に、鋳型銅板の熱伝導率とは異なる熱伝導率の金属または非金属が充填された複数の異種物質充填部を有する連続鋳造用鋳型であって、
   前記異種物質充填部の設置位置における鋳型銅板表面と鋳型冷却水の流路である鋳型銅板のスリットとの間の熱抵抗が下記の（１）式の範囲であり、且つ、鋳型銅板の熱伝導率と銅合金製鋳型銅板の内壁面に充填される金属または非金属の熱伝導率との比が下記の（２）式または（３）式の範囲である異種物質充填部を有する連続鋳造用鋳型を用い、鋳型銅板の熱伝導率、異種物質充填部の熱伝導率、及び鋳型銅板のスリットの総断面積に応じて、鋳型冷却水の流量が下記の（６）式または（７）式を満足するように、鋳型冷却水の流量を制御して溶鋼を連続鋳造することを特徴とする、鋼の連続鋳造方法。
   １．０×１０^−５＜Ｒ＜６．０×１０^−４・・・（１）
   ０．２＜λ_Ｃｕ／λ_ｍａ＜１．０・・・（２）
   １．０＜λ_Ｃｕ／λ_ｍａ＜２０．０・・・（３）
   ３＜（Ｑ／Ｓ）×（λ _Ｃｕ ／λ _ｍａ ）＜１５０（但し、λ _Ｃｕ ＞λ _ｍａ ）・・・（６）
   ３＜（Ｑ／Ｓ）×（λ _ｍａ ／λ _Ｃｕ ）＜１２０（但し、λ _Ｃｕ ＜λ _ｍａ ）・・・（７）
   但し、（１）式において、Ｒは鋳型銅板表面と鋳型銅板のスリットとの間の熱抵抗（ｍ^２×Ｋ／Ｗ）であり、また、（２）式及び（３）式において、λ_Ｃｕは鋳型銅板の熱伝導率（Ｗ／（ｍ×Ｋ））、λ_ｍａは銅合金製鋳型銅板の内壁面に充填される金属または非金属の熱伝導率（Ｗ／（ｍ×Ｋ））であり、
   （６）式及び（７）式において、Ｑは鋳型冷却水の流量（ｍ ^３ ／ｓｅｃ）、Ｓは鋳型銅板のスリットの総断面積（ｍ ^２ ）、λ _Ｃｕ は鋳型銅板の熱伝導率（Ｗ／（ｍ×Ｋ））、λ _ｍａ は異種物質充填部の熱伝導率（Ｗ／（ｍ×Ｋ））である。
2. 前記連続鋳造用鋳型は、前記複数の異種物質充填部が設けられた銅合金製鋳型銅板の内壁面の範囲において、前記複数の異種物質充填部によって形成された周期的に増減する熱抵抗分布または熱流束分布を有することを特徴とする、請求項１に記載の鋼の連続鋳造方法。
3. 前記内壁面の凹部は、円形凹溝または擬似円形凹溝であることを特徴とする、請求項１または請求項２に記載の鋼の連続鋳造方法。
4. 前記複数の異種物質充填部は、互いに独立してなることを特徴とする、請求項１から請求項３の何れか一項に記載の鋼の連続鋳造方法。
5. 前記鋳型銅板の内壁面には、鍍金層の熱伝導率が鋳型銅板の熱伝導率に対して下記の（４）式を満足し、且つ、鍍金層の厚みが鋳型銅板の厚みに対して下記の（５）式を満足する鍍金層が形成されており、該鍍金層で前記異種物質充填部は覆われていることを特徴とする、請求項１から請求項４の何れか一項に記載の鋼の連続鋳造方法。
   ０．５＜λ_Ｃｕ／λ_{ｃｏａｔｉｎｇ}＜１５．０・・・（４）
   ４．０＜Ｔ_Ｃｕ／Ｔ_{ｃｏａｔｉｎｇ}＜２５０．０・・・（５）
   但し、（４）式において、λ_Ｃｕは鋳型銅板の熱伝導率（Ｗ／（ｍ×Ｋ））、λ_{ｃｏａｔｉｎｇ}は鍍金層の熱伝導率（Ｗ／（ｍ×Ｋ））であり、また、（５）式において、Ｔ_Ｃｕは鋳型銅板の厚みであって、具体的には鋳型銅板表面と鋳型銅板のスリットの底との間の距離（ｍ）、Ｔ_{ｃｏａｔｉｎｇ}は鍍金層の厚み（ｍ）である。