JPH026037A - 鋼の連続鋳造方法 - Google Patents

Abstract

(57)【要約】本公報は電子出願前の出願データであるた
め要約のデータは記録されません。

Description

【発明の詳細な説明】 ［産業上の利用分野］ 本発明は、炭素含有量０．１０〜０．１５％の亜包晶凝
固する鋼種の初期の凝固シェル縦割れを防止するための
鋼の連続鋳造方法に関する。

［従来の技術］ 近年、鋳片を製造するには垂直もしくは湾曲型の連続鋳
造機を使用した連続鋳造工程が不可欠となっている。こ
のような連続鋳造法によってブルームやビレット等の鋳
片を製造しようとすると、鋳片表面に縦割れや横割れが
発生することがある。第１９図は従来の鋳型銅板を用い
て鋳造した時の、スラブの炭素含有量と表面割れ指数と
の関係を示すグラフ図である。この図がら明らかなよう
に、炭素含有量が０．１０〜０．１５％の亜包晶凝固す
る鋼種で表面割れが多く発生している。この理由は上記
の炭素含有量の鋼種が凝固する際、Ｌ→δ十Ｌ→し晶反
応（δ＋Ｌ→γ）→δ＋γ→γという変態過程を経る。

このうちδ相は体心立方（ｂｃｃ）、γ相は面心立方（
ｆｃｃ）の結晶構造を有し、δ→γの変態時にはこの結
晶構造差に起因した体積収縮が起こり大きな変態応力が
発生する。又、このδ→γの包晶反応時には液相が消滅
していくため収縮による歪を吸収してくれるものがなく
、凝固シェルそのものが不均一な凝固形態をとり、上記
応力が凝固シェルの薄い部分にかかって割れが発生する
と考えられる。従来は上記の鋼種の表面割れを防止する
には、 ■モールドパウダーをｔｒｉａｌ　ａｎｄ　ｅｒｒｏｒ
により割れ感受性の低いものに変えて鋳造したり、■鋳
型抜熱を落として低速鋳造を行うことにより表面割れ防
止を図っていた。

［発明が解決しようとする課題］ しかしながら表面割れ発生を防止するための、■モール
ドパウダーの最適化は多くの鋳造条件をすべて満足させ
るモールドパウダーを選び出すことが困難で、時間と費
用が美大にかかる。

■鋳型抜熱を落として低速鋳造を行うと、熱間圧延機と
同期させるのが困難となって、熱間直送圧延やホットチ
ャージ圧延ができなくなり鉄鋼製造プロセスの省力化や
省エネルギーの障害となると同時に、製品の歩留も低下
する という問題があった。

この発明はかかる事情に鑑みてなされたものであって炭
素含有ＪＬ０．１０〜０．１５％の亜包晶凝因する鋼種
の初期の凝固シェル縦割れを防止し、鋳片表面欠陥を防
止するための連続鋳造方法を提供することを目的として
いる。

［課題を解決するための手段］ この発明の鋼の連続鋳造方法は、銅製の連続鋳造用鋳型
表面の鋳型内溶鋼のメニスカス近傍に、深さ０．５〜１
．Ｏｍｍ、幅０．３〜１．Ｏｍｍの切り欠き部を設け、
前記切り欠き部を鋳片引き抜き方向と平行に５〜１０ｍ
ｍの間隔で配置し、且つ、鋳造時の鋳造速度（Ｖｃ）と
鋳型振動周期（ｆ）との関係を下式を満足することを特
徴とする。

１０　＞　Ｖ　ｃ　／　ｆ　Ｘ　１０００但し、Ｖｃ：
鋳造速度　　　（ｍ　／　ｍｍ　＞ｆ　：鋳型振動周期
　（１／　ｍｉｘ　）更に、切り欠き部に異種金属（Ｎ
ｉ、Ｃｒ）、もしくはセラミック（ＢＮ、ＡＪＮ、Ｚｒ
０２）を熱抵抗比が１．５以上となる深さまで充填する
こともできる。

但し、熱抵抗比：　ｈ＝Ｒｃ／Ｒ，。

ＲｃＵ：銅板部の熱抵抗＝Ｄｃｕ／λｃｕＲｃ：異種物
質埋め込み部の熱抵抗＝ Ｄｃｕ’／λｃｕ＋Ｄｃ／＾に こで、Ｄｃ、：鋳型の銅板の厚み（ｍ＞λｃｕ：銅板の
熱伝導率（Ｋｃａｌ／ｍ−Ｈ＋”Ｃ）Ｄｃｕ　　：異種
物質埋め込み部の底部から冷却水面までの厚み（ｍ） Ｄｃ：異種物質埋め込み部での埋め込み厚み（ｍ） λＣ：異種物質の熱伝導率 （Ｋｃａｌ／ｍ・Ｈ＋”Ｃ） ［作用］ この発明に係わる鋼の連続鋳造方法は、鋳型の表面に施
した鋳造方向と平行の切り欠き部と鋳型振動に伴う鋳造
方向に垂直なオシレーションマークにより、切り欠き部
とオシレーション部とそうでない部分とで冷却の強弱が
っき弱冷部である切り欠き部とオシレーション部では初
期シェルの凝固がわずかに遅れる。このため一定間隔毎
に液相が残り、この液相部が収縮時の歪を吸収して初期
の凝固シェルの曲がりを抑え、局部的に鋳型と凝固シェ
ルが離れることがない。従って抜熱が均一となり、凝固
シェル厚が均一に成長する。本発明の方法を実施するこ
とによって、初期の凝固シェル厚みが極めて均一に形成
するため、凝固収縮やδ→γ変態時の変態応力が発生し
ても局所的な凝固シェル厚の薄い部分がないため、−点
に応力が集中することがない、切り欠き部の形状を深さ
０．５〜１．Ｏｍｍ、幅０．５〜１．Ｏｍｍとし、切り
欠き間隔を５〜１０ｍｍとし、これに伴う鋳造時の鋳造
速度（Ｖｃ）と鋳型振動周期（ｆ）を前記の式のように
限定した理由は、これ以外のでは凝固シェル厚の不均一
度が大きくなるからである。

［実施例］ 以下、本発明の実施例について説明する。

亜包晶凝固する鋼種では初期凝固シェルが形成すると熱
歪とδ→γ変態による変態応力により凝固シェルが曲げ
られ、局部的に凝固シェルと鋳型壁との間に空隙が形成
され、これにより抜熱の低下が起こり、凝固シェル厚が
不均一に成長する。ここで本発明者らは本発明に至るま
での過程において、表面割れは凝固シェル厚の薄いとこ
ろで発生しており、平均・−凝固を防ぐことが表面割れ
を防止できるという知見を得た。

この知見に基づいて、凝固シェル厚の不均一性の原因を
調査するため、１００ｍｍＸ　３６０ｍｍの浸漬体（水
冷した平板＝浸漬体の冷却水は９０（１／ｍｍ　）を１
００　ｋｇの溶解炉直上からエアーシリンダーを用いて
溶鋼中に浸漬させ、一定時間保持し、凝固シェルの凹凸
度（凝固シェル厚不均一度をΔｄ／、＆で表す。Δｄ：
隣り合う凹凸の厚み差ｄ凸−ｄ凹、ｐ：隣り合う凹凸間
の距離）を調べた。第６図は凝固シェル厚不均一度を測
定する方法を示す図である。即ち溶鋼中に浸漬させ、一
定時間保持した浸漬体の表面に生成した凝固シェル１１
を浸漬体より剥離して、平板上に置き隣り合う凹凸間の
凝固シェル１１厚（ここでは凸はｄ２凹はｄ＋、ｄｓ）
と隣り合う凹凸間の距離（ｆｆｌ　＞を測定し、隣り合
う凹凸間の凝固シェル１１厚の差〈例えばΔｄ＝ｄ２　
　ｃｌ＋）と隣り合う凹凸間の距離（例えばρｌ）との
比（Δｄ／ρ）の積分値を測定個数で割った値を平均凝
固シェル厚不均一度とした。

平均凝固シェル厚平均−度一 実験条件としては溶鋼中の炭素含有量と浸漬体の表面性
状とを変更した。溶鋼中の炭素含有量は０．０１〜０．
５０％の範囲で変化させた。

この時Ｓｉ：０６２０％、Ｍｎ：０．６０％。

Ｐｒｏ、０１５％、Ｓ：０．０１０％。

Ｓｏ！；ＩＡＪ２　：　０．１０〜０．３０％でほぼ一
定に保った。

第７図は溶鋼中の炭素含有量と平均凝固シェル厚不均一
度の関係を示すグラフ図である。平板の銅製の浸漬体く
厚みは１０Ｉｌｆｆｌ）を用いて、８〜９秒間浸漬した
後銅製の浸漬体を引き上げて銅製の浸漬体の表面に形成
した凝固シェルの平均凝固シェル厚不均一度を測定した
。直線部は平均凝固シェル厚不均一度のバラツキを示し
、・印はその平均値を示す。

この図から明らかなように同一凝固時間では溶鋼中の炭
素含有量が０．１０〜０．１５％の範囲の時には平均凝
固シェル不均一度は大きく、凹凸の激しい凝固シェルが
形成していることを示している。

上記溶鋼中の炭素含有量が０．１０〜０．１５％の範囲
の鋼種では特徴的に初期凝固シェル表面（浸漬体側の表
面）に亀甲状の凹凸模様が観察される。この亀甲状の凹
凸模様は中央部が高く周辺が溝状に凹んでいる。

また、炭素含有量が０．１５％以上の過包晶凝固する鋼
種では　０．１０〜０．１５％の亜包晶凝固する鋼種と
同様、δ→γ変態するにもかかわらず凝固シェル表面浸
漬体側に亀甲状の凹凸模様が観察されない。これは、過
包晶凝固する鋼種ではδ→γ変態の際にも液相が残って
いるためであり、δ→γ変態の際の大きな変態応力を液
相部分で吸収できるためである。

第８図は、凝固時間と初期凝固シェル溶鋼側の凹凸の大
きさく隣り合う凹−口開の距離＝ｍｍ）及び初期凝固シ
ェル浸漬体側（亀甲状）凹凸の大きさ（円相当径＝ｍｍ
）の関係を示すグラフ図である。浸漬体は第７図と同一
のものを使用した。

・印のシェル浸漬体側の凹凸の大きさく凝固シェル浸漬
体側の亀甲状凹凸模様の凹−開開の距離＝ｌｉｐ）は凝
固初期にできたまま凝固時間に対して変化しないが、Ｏ
印の凝固シェル溶鋼側の凹凸の大きさく凝固シェル溶鋼
側の凸−６間の距離−、＆Ｍ）は凝固が進むにつれて大
きくなっている。

第９図は浸漬体に緻密な縦溝を入れたときの講の種類と
凝固シェル側の亀甲状凹凸模様の大きさ（円相当径−ｍ
ｍ）の関係を示すグラフ図である。

講の種類は銅の平板、銅の縦溝Ａ、銅の縦溝Ｂの３種類
で、縦溝Ａは浸漬体１２の表面に縦の講１３を付け、講
１３の深さは０．５ｍｍ、１福は０．５ｍ＋＋＋、講１
３の間隔は０．７ｍｍである。縦溝Ｂは講１３の深さが
０．５ｍｍ、幅が０．５ｍｍ、溝１３の間隔が１．０ｍ
ｍである。この図かられかるように凝固シェル浸漬体側
の亀甲模様の大きさは浸漬体１２の表面に緻密な講】３
を入れた場合には、溝を入れない平板の時と変わらず約
１０〜１５ｍ＋ｎの大きさであった。これらの知見から
炭素大有量０．１０〜０．１５％の亜包晶凝固する鋼種
では初期凝固シェルが形成の際に、熱歪とδ→γ変態に
よる変態応力により凝固シェルが曲げられ、局部的に凝
固シェルと鋳型壁との間に空隙が生じる。これが亀甲状
凹凸模様となって凝固シェル浸漬体側表面にＲ察され、
この凹凸模様は一旦形成されるとその後ずっと残る。こ
の空隙のために凝固シェルの抜熱の低下と凝固シェル不
均一成長が起こる。従って、上記鋼種の凝固シェル不均
一成長を抑えるには、初期凝固の際の凝固シェル表面浸
漬体側の亀甲状の凹凸模様を形成させないか、あるいは
限りなく小さくし、浸漬体の表面と凝固シェルの間に空
隙を形成させないようにすれば良い。但し、第９図に示
したように溝１３の間隔が０．７ｍｍとか１．０ｍｍの
緻密な縦溝を浸漬体１２に付けても凝固シェル浸漬体側
表面の亀甲状凹凸模様の大きさは変わらない、そこで本
発明者等は亀甲状凹凸模様よりも小さい範囲で不均一抜
熱させるように、銅製の浸漬体表面の溝を格子状に付は
実験を試みた。第１０図は浸漬時間と平均凝固シェル厚
不均一度の関係を示すグラフ図である。この図で、・印
は厚みが８ｍｍ、冷却水量が９０ρ／　ｍｉｎの銅の平
板の浸漬体で、○印は銅板の表面に格子状の溝を付けた
浸漬体で、溝の深さは０．５ｍｍ、幅は０．．５ｍｍ、
格子状の間隔は５ｍｍである。直線部は平均凝固シェル
厚不均一度のバラツキを示す。この図から明らかなよう
に、銅板の表面に格子状の講を付けた浸漬体の方が、銅
平板の浸漬体より平均凝固シェル不均一度は小さくなり
、バラツキも小さい。又、第１１図は凝固シェル厚と浸
漬体の浸漬時間の関係を示すグラフ図である。○印は銅
平板の浸漬体で、・印は銅板の表面に格子状の溝を付け
た浸漬体で、溝の深さは０．５ｍｍ、幅は０．５ｍｍ、
格子溝の間隔は５ｍｍである。ム印は銅板の表面に格子
溝を付けた浸漬体で、溝の深さは０．５ｎ＋ｍ、幅は０
．５ｍｍ、格子溝の間隔は１０ＩＩｌｆｆｉである。こ
の図から明らかなように、格子溝があることによって緩
冷却となり凝固シェル厚が薄くなることはない。従って
、格子溝を入れた鋳型を用いることによって凝固シェル
厚の不均一度が小さくなるため、上記鋼種の表面割れは
低減でき１Ｍ冷却ではないため鋳造速度を下げる必要も
ない。

次に、表面割れ低減のための格子溝の最適条件を調査し
た。

（１）格子溝の間隔の影響 第１２図は格子溝の間隔と平均凝固シェル厚不均一度の
関係を示すグラフ図である。浸漬体の浸漬時間は８〜９
秒で、溝の深さは０．５ｍｍ、幅は０．５ｍｍで、格子
溝の間隔は０〜３０ｍｍ（０゜５．１．０，１．５．３
０ｍｍ＞である。この図から明らかなように、格子溝の
間隔は第９図に示す銅の平板でできた亀甲模様の凹凸間
より小さくすることにより、平均凝固シェル厚不均一度
の改善に大きな効果を発揮する。逆にあまり小さすぎる
と加工も複雑になり、全体的な抜熱も低下し緩冷却とな
るので、必要な鋳造速度を確保できないため、５〜１０
ｍｍの溝間隔が最適である。

（２）格子溝の形状の影響 第１３図は格子溝の形状と平均凝固シェル厚不均一度の
関係を示すグラフ図である。浸漬体の浸漬時間は８〜９
秒で、溝の深さは０．５ｍｍ１　、０ｍｍ、　　１　、
５ｍ＋＋＋、幅は０．５ｍｍ、　　１．０ｍｍ。

１．５ｍｍで、格子溝の間隔は５ｍｍである。格子溝の
断面形状は、第１３図に示すようにＶ型Ｕ型、角型の３
種類である。

この図から明らかなように、溝の深さか１．５ｍｍ、幅
が１．５ｍｌ１１の場合は平均凝固シェル厚不均一度は
０６１以上であり、又、溶鋼の差し込みが認められた。

溝の深さは１．０ｍｍ以下、幅は１．０ｍｍ以下の場合
は、格子溝の断面形状にかかわらず、どれも平均凝固シ
ェル厚不均一度は改善されている。

（３）溝内部の異物質埋め込みの影響 次に、溝の中に熱伝導率の異なる物質を埋め込んだ時の
平均凝固シェル厚不均一度を調査した。

ここで、胴部分と溝部分での局部的な熱抵抗値の比をｈ
とし、浸漬体の不拘−抜熟度として評価した。第１４図
は浸漬体の不拘−抜熟度を示す説明図である。

浸漬体１２の銅平板部の熱抵抗Ｒ６Ｕは、Ｒｏｕ−ｄｃ
ｕ／λ。

ｄ　ｃｕ：浸漬体の銅平板部の厚み（ｍ）λ。Ｕ：浸漬
体の銅平板部の熱伝導率 （Ｋｃａｌ／ｍ−Ｈｒ−Ｃ） 一方、銅と熱伝導率の異なる物質６を埋め込んだ溝部分
の熱抵抗Ｒ６は、 Ｒｏ−ｄｃｕ′／λｃｕ＋ｄｃ／λ。

ｄ’ｃｕ’：講の底部から冷却水面までの厚み（ｍ）ｄ
、：溝の深さ（ｍ） λ。　　：埋め込み物質の熱伝導率 （Ｋｃａｌ／ｍ−Ｈｒ　・　’Ｃ） これから熱抵抗比りは、ｈ＝Ｒｃ／Ｒｃｕとした。

第１５図は各種熱伝導率の異なる埋め込み物質と平均凝
固シェル厚不均一度の関係を示すグラフ図である。実験
条件は溝の深さが０．５ｍｍ、幅は０．５＋ｎｍ、格子
の幅が５ｍｍ、溝の形状がＶ型で、熱抵抗比ｈＧ、ｔ１
．５、埋め込み物質６は金属（ＮＬ、Ｃｒ）−セラミッ
ク（ＢＮ、Ｚｒ０２）、浸漬体の浸漬時間は８〜９秒と
しな。この図から明らかなように、埋め込み物質６は金
属（Ｎｉ。

Ｃｒ）、セラミック（ＢＮ、Ｚｒ０２）とも、平均凝固
シェル厚不均一度に及ぼす影響は改善されており、埋め
込み物質６による差はなかった。又、講のみと溝部に異
種物質を埋め込んだものでは、平均凝固シェル不均一度
には差はなかった。

第１６図は熱抵抗比りと平均凝固シェル厚不均一度の関
係を示すグラフ図である。実験条件は溝の深さが０．５
ｍｍ、幅が０．５ｍｍ、格子の間隔が’５ｍｍ、形状は
Ｖ型で、埋め込み物質はＮｉ金属、浸漬体の浸漬時間は
８〜９秒とした。この図から明らかなように、熱抵抗比
りが１．５以上の場合は平均凝固シェル厚不均一度は改
善される。ここで熱抵抗比りを１，５以上に保つために
は、１０ｍｍの銅板にＮｉを埋め込んだ場合、その深さ
を１．８＋ｎ＋ｕ以上確保する必要がある。

（４）格子溝の範囲 前述したように、不均一凝固を防止するためには、凝固
シェル浸漬体側表面に発生する亀甲状凹凸模様を形成さ
せないことが必要である。これは第８図に示すように凝
固初期に凝固シェル浸漬体側に亀甲状凹凸模様が形成し
、この大きさは凝固シェル成長とともに変化しない。こ
れに対して、溶鋼側の凹凸は凝固初期は凝固シェル表面
浸漬体側亀甲状凹凸模様に対応した大きさで、凝固シェ
ル成長とともにその間隔は大きくなる。従って、溶鋼側
の凹凸は浸漬体側の凹凸模様さえできなければ凝固初・
期から生成せず、均一な凝固シェル成長となる。つまり
凝固初期に浸漬体側の凹凸模様の形成さえ防げば、その
後は不均一成長は完全に防止される。

従って、凹凸を抑えるためには格子溝の範囲は、凝固初
期のメニスカス直下のみ必要で、メニスカスより６０ｍ
ｍまでの範囲でよいが、溶鋼湯面の変動を考慮して実際
には鋳型上面から３００　ｍｍ付近までの範囲が良い。

次に、本発明者らは連続鋳造には鋳型振動によるオシレ
ーションマークが発生し、既に格子溝の内の横溝は付与
されていると考え、銅板には５ｍｍ間隔の縦溝だけ付与
した鋳型を使い、オシレーションマークの間隔を５ｍｍ
になるように鋳造速度（Ｖｃ）と鋳型振動周期（ｆ）を
調整して小型連続鋳造機により鋳造試験を行った。

第１７図は清の深さが０．５ｍｍ、幅が０．５ｍｍ、格
子の間隔が５ｍｍ間隔に付与し、縦溝の範囲を鋳型の表
面上端から３００　ｍｍとした。そして、鋳造速度（Ｖ
　ｃ　）と鋳型振動周期（ｆ）を変えて鋳造試験した時
の平均凝固シェル厚不均一度との関係を示すグラフ図で
ある。鋳造速度（Ｖｃ）と鋳型振動周期（ｆ）で表した
値、Ｖ　ｃ　／　ｆ　Ｘ　１０００が１０より小さい時
に平均凝固シェル厚不均一度が小さくなった。このＶ　
ｃ　／　ｆ　Ｘ　１０００は鋳片にできたオシレーショ
ンマークの間隔を表しており、これが１０ｍｍ以下のと
き格子溝のうちの横溝分同じ働きをするため、平均凝固
シェル厚不均一度が小さくなっている。

従って、実機での連続鋳造においては、鋳型の溝は縦溝
だけでよく、横溝は鋳造速度に合わせて鋳型振動周期を
変えることによりオシレーションマークで代用できる。

第１８図は５ｍｍ間隔で鋳型に格子溝を付与したものと
、５ｍｍ間隔で鋳型にＷ溝を付与したものの、鋳造速度
（Ｖｃ）と鋳型振動周期（ｆ）を調整して５ＩｎＩ１１
のオシレーションマークを生成させたときの平均凝固シ
ェル厚不均一度を比較した。両者の平均凝固シェル厚不
均一度には差はなく、従来法に比較して平均凝固シェル
厚不均一度は著しく改善された。

第１表に５ｍｍ間隔で鋳型に格子溝を付与したものと、
５ｍｍ間隔で鋳型に縦溝だけ付与したものとの実生産に
おける鋳型加工コストの比較を行った。５ｍｍ間隔で鋳
型に格子溝を付与したものは、５ｍｍ間隔で鋳型に縦溝
だけ付与したものと比較して、鋳型加工コストは約１．
５倍のコストアップとなる。

第１表 この計算例は、３００Ｘ２０００ｍｍ鋳型の加工面積の
例である。

この発明は以上の知見に基づいてなされたものである。

第１図はこの発明の一実施例に係わる鋳型上部の模式図
で、（ａ）は正面図で、（ｂ）は（ａ＞のＡ−Ａ’断面
図である。１は鋳型、２は講、３は冷却水用スリットで
、溝２は格子状に配置されている。４は鋳型の溶鋼面で
、５は鋳型の冷却面で、この部分に冷却水用スリットが
配置されているので、鋳型１が冷却される。

（実施例１） 第２図はこの発明の一実施例に係わる鋳型上部の模式図
で、（ａ）は正面図で、（ｂ）は（ａ）のＡ−Ａ’断面
図、（ｃ）は（ｂ）の溝２部の拡大図である。第２図に
示すように鋳型ｌの溶鋼表面４側の上端から５０〜３０
０ｍｌ１１で、幅中央より１０００ｍ＋＋＋づつ幅方向
に２０００　ｍｍの長さの範囲に、深さ０．５ｍｍ、幅
０．５ｍｍのＶ型の溝２を１０ｍｍ間隔で引き抜き方向
に平行に配置した鋳型１を使用した。

この鋳型で実際に、炭素含有量０．１０〜０．１５％の
鋼種を鋳造した。この時鋳造速度に合わせて鋳型振動周
期を変更し、オシレーションマークの間隔を常に８ＩＩ
ＩＩ１１になるようにした。第３図はこの発明の一実施
例に係わるスラブ表面割れ指数と鋳造速度の関係を示す
グラフ図である。

・印は従来法で、Ｏ印はこの発明の一実施例である。こ
の図から明らかなように、この実施例は従来法に比較し
てスラブ表面割れ指数は改善されており、高速鋳造時（
１，５ｍ／ｍｉｎ以上）でもスラブ表面割れ指数は改善
されている。

（実施例２） 第４図はこの発明の他の実施例に係わる鋳型上部の模式
図で、（ａ）は正面図で、（ｂ）は（ａ＞のＡ−Ａ’断
面図、（ｃ）は（ｂ）の溝２部の拡大図である。第４図
に示すように鋳型１の溶鋼表面４側の上端から５０〜３
００　ｍｍで、幅中央より１０００ｍｍづつ幅方向に２
０００　ｍｍの長さの範囲に、深さ３．５ｍｍ、幅０．
５ｍｍの角型の溝２を１０ｍｍ間隔で引き抜き方向に平
行に配置し、その溝２の中に異種金属６としてＮｉ金属
を使用した。Ｎｉ金属の深さは熱抵抗比が、１．５にな
るように、１９ｍｍの銅製鋳型１の表面から３．５ｎｕ
ｎとした。鋳型１は鋳込み方向に長さ９５０ｍｍ、幅２
３２０ｍｍ、厚さ４０ｍｍで冷却水用スリット３の深さ
は２１＋ｎｍである。

この鋳型で実際に、炭素含有量０．１０〜０．１５％の
鋼種を鋳造した。この時鋳造速度に合わせて鋳型振動周
期を変更し、オシレーションマークの間隔を常に８ｍｍ
になるようにした。第５図はこの発明の他の実施例に係
わるスラブ表面割れ指数と鋳造速度の関係を示すグラフ
図である。

・印は従来法で、○印はこの発明の他の実施例である。

この図から明らかなように、この実施例は従来法に比較
してスラブ表面割れ指数は改善されており、高速鋳造時
＜　１　、５　ｍ／ｍｉｎ以上）でもスラブ表面割れ指
数は改善されている。この結果直送圧延が可能となり、
生産性も向上した。

ここで異種金属として、Ｎｉ、の場合で説明したが、Ｃ
ｒ、及びセラミック（ＢＮ、ＡｆｆｌＮ。

Ｚｒ０２）でも、同様な効果が得られた。

［発明の効果］ この発明は以上のように構成されているので、（１）溶
鋼中の炭素含有量が０．１０〜０．１５％の亜包晶凝固
する鋼種の不均一凝固を改善することができる。

（２）上記鋼種の高速鋳造が可能となり、スラブ表面欠
陥も改善された。

（３）直送圧延が可能となり生産性が向上した。

【図面の簡単な説明】

第１図はこの発明の実施例に係わる鋳型上部の模式図、
第２図はこの発明の一実施例に係わる鋳型上部の模式図
、第３図はこの発明の一実施例に係わるスラブ表面割れ
指数と鋳造速度の関係を示すグラフ図、第４図はこの発
明の他の実施例に係わる鋳型上部の模式図、第５図はこ
の発明の他の実施例に係わるスラブ表面割れ指数と鋳造
速度の関係を示すグラフ図、第６図は凝固シェル不均一
度を測定する方法を示す図、第７図は溶鋼中の炭素含有
量と平均凝固シェル不均一度の関係を示すグラフ図、第
８図は凝固時間と亀甲状凹凸の大きさの関係を示すグラ
フ図、第９図は溝の種類と亀甲模様の大きさの関係を示
すグラフ図、第１０図は浸漬時間と平均凝固シェル不均
一度の関係を示すグラフ図、第１１図は凝固シェル厚と
浸漬体の浸漬時間の関係を示すグラフ図、第１２図は格
子溝の間隔と平均凝固シェル不均一度の関係を示すグラ
フ図、第１３図は格子溝の形状と平均凝固シェル不均一
度の関係を示すグラフ図、第１４図は浸漬体の不拘−抜
熟度を示す説明図、第１５図は各種熱伝導率の異なる埋
め込み物質と平均凝固シェル不均一度の関係を示すグラ
フ図、第１６図は熱抵抗比と平均凝固シェル不均一度の
関係を示すグラフ図、第１７図は本発明の一実施例を示
す鋳造速度（Ｖｃ）と鋳型振動周期（ｆ）を変えて鋳造
試験した時の平均凝固シェル厚不均一度との関係を示す
グラフ図、第１８図は本発明の他の実施例を示す鋳造速
度（Ｖｃ）と鋳型振動周期（ｆ）を調整して５＋ｎ＋ｎ
のオシレーションマークを生成させたときの平均凝固シ
ェル厚不均一度との関係を示すグラフ図、第１９図は従
来の鋳型銅板の炭素含有量と表面割れ指数との関係を示
すグラフ図である。 １・・・鋳型、２・・・溝、３・・・冷却水用スリット
、４・・・鋳型の溶鋼面、５・・・鋳型の冷却面、６・
・・異種金属。

Claims (2)

【特許請求の範囲】
1. （１）銅製の連続鋳造において、銅製の連続鋳造用鋳型
   表面の鋳型内溶鋼のメニスカス近傍に、深さ０．５〜１
   ．０ｍｍ、幅０．３〜１．０ｍｍの切り欠き部を設け、
   前記切り欠き部を鋳片引き抜き方向と平行に５〜１０ｍ
   ｍの間隔で配置し、且つ、鋳造時の鋳造速度（Ｖ＿ｃ）
   と鋳型振動周期（ｆ）との関係を下式を満足することを
   特徴とする鋼の連続鋳造方法。 １０＞Ｖ＿ｃ／ｆ×１０００ 但し、Ｖ＿ｃ：鋳造速度（ｍ／ｍｉｎ） ｆ：鋳型振動周期（１／ｍｉｎ）
2. （２）切り欠き部に異種金属（Ｎｉ、Ｃｒ）、もしくは
   セラミック（ＢＮ、ＡｌＮ、ＺｒＯ＿２）を熱抵抗比が
   １．５以上となる深さまで充填したことを特徴とする請
   求項１記載の鋼の連続鋳造方法。 但し、熱抵抗比：ｈ＝Ｒ＿ｃ／Ｒ＿ｃ＿ｕ Ｒ＿ｃ＿ｕ：銅板部の熱抵抗＝Ｄ＿ｃ＿ｕ／λ＿ｃ＿ｕ Ｒ＿ｃ：異種物質埋め込み部の熱抵抗＝ Ｄ＿ｃ＿ｕ＿′／λ＿ｃ＿ｕ＋Ｄ＿ｃ／λ＿ｃここで、 Ｄ＿ｃ＿ｕ：鋳型の銅板の厚み（ｍ） λ＿ｃ＿ｕ：銅板の熱伝導率（Ｋｃａｌ／ｍ・Ｈｒ・℃
   ） Ｄ＿ｃ＿ｕ′：異種物質埋め込み部の底部から冷却水面
   までの厚み（ｍ） Ｄ＿ｃ：異種物質埋め込み部での埋め込み厚み（ｍ） λ＿ｃ：異種物質の熱伝導率（Ｋｃａｌ／ｍ・Ｈｒ・℃
   ）