JP2007331003A - 堰型湯溜り付浸漬ノズルを用いた低炭素鋼の連続鋳造方法 - Google Patents
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Abstract
【課題】鋳型厚み方向の偏流を軽減し、凝固遅れ度を改善すると共に、優れた鋳片表面品質が得られる低炭素鋼の連続鋳造方法を提供する。
【解決手段】連続鋳造に用いる浸漬ノズル１００の吐出孔２・２の形状を適宜に定める。例えば、浸漬ノズル１００の縦断面(図１６）において、前記吐出孔２・２の穿孔方向と、浸漬ノズル１００の軸線に対して垂直な面Srcと、が成す角度θ４や、当該吐出孔２・２の開口面積を所定範囲内に設定する。上端における鋳型幅及び鋳型厚が適宜に設定された鋳型を用いる。また、鋳造速度Vc[m/min]を１．０〜２．４とし、過熱度ΔT[℃]を２０〜４５とする。更に、鋳型内電磁攪拌強度M-EMS[gauss]を０〜１２００として鋳型内に注湯される溶鋼を電磁攪拌しながら連続鋳造する。
【選択図】図１６
【解決手段】連続鋳造に用いる浸漬ノズル１００の吐出孔２・２の形状を適宜に定める。例えば、浸漬ノズル１００の縦断面(図１６）において、前記吐出孔２・２の穿孔方向と、浸漬ノズル１００の軸線に対して垂直な面Srcと、が成す角度θ４や、当該吐出孔２・２の開口面積を所定範囲内に設定する。上端における鋳型幅及び鋳型厚が適宜に設定された鋳型を用いる。また、鋳造速度Vc[m/min]を１．０〜２．４とし、過熱度ΔT[℃]を２０〜４５とする。更に、鋳型内電磁攪拌強度M-EMS[gauss]を０〜１２００として鋳型内に注湯される溶鋼を電磁攪拌しながら連続鋳造する。
【選択図】図１６
Description
本発明は、炭素含有量C[wt%]が０．００１〜０．０７である低炭素鋼の連続鋳造方法に関する。
従来の浸漬ノズルでは、鋳造開始時において当該浸漬ノズルに注湯された溶鋼がその底面（ノズル内側底面）に勢いよく当たることで跳ね上がるように吐出される所謂スプラッシュ現象を抑制することを目的として、当該浸漬ノズルの下部に穿孔される吐出孔は前記底面より若干上方へ設けられ、所謂湯溜り部が形成されている。
しかし、鋳型厚み方向の速度勾配を有する溶鋼がこの浸漬ノズルに注湯されると、又は、この浸漬ノズルに注湯された溶鋼に鋳型厚み方向の速度勾配が生じると、前記湯溜り部内における溶鋼の圧力差に起因して、当該湯溜り部を鋳型厚み方向へ横切る溶鋼流れが生じてしまう（図９（ａ）参照）。この横切る溶鋼流れは、鋳型幅方向と平行な軸を有する回転流を誘起し（図９（ｂ）参照）、その結果、前記浸漬ノズルの吐出孔からの溶鋼吐出流に鋳型厚み方向の偏流が生じてしまう。
そして、この溶鋼吐出流の偏流により、既に凝固して形成された鋳型コーナ部近傍のシェルが再融解してしまい、その結果、シェル成長の不均一さである所謂凝固遅れ（本明細書中、「凝固遅れ」とはコーナ部における凝固遅れを主として指す。）を発生させてしまう。
この凝固遅れが著しい場合には、シェルが破れて溶鋼が当該シェルの外部へ流れ出る所謂ブレークアウトが懸念されるし、凝固遅れの程度の如何に関わらず、鋳片の品質に相当の悪影響を及ぼすという別の問題もある。即ち、溶鋼吐出流が鋳型厚み方向に偏流することにより凝固シェルに対する溶鋼吐出流の供給（流速）が大きい部分と小さい部分とが生じ、当該小さい部分では後述する洗浄効果が十分には発揮され得ず、所謂スリバー疵（詳しくは後述する。）を引き起こしてしまう。
なお、上記の溶鋼吐出流の偏流は、浸漬ノズルに注湯される溶鋼の流量を調節するためのスライドプレートの開閉方向には依存しないことが既に明らかとなっている（非特許文献１及び非特許文献２）。
しかし、鋳型厚み方向の速度勾配を有する溶鋼がこの浸漬ノズルに注湯されると、又は、この浸漬ノズルに注湯された溶鋼に鋳型厚み方向の速度勾配が生じると、前記湯溜り部内における溶鋼の圧力差に起因して、当該湯溜り部を鋳型厚み方向へ横切る溶鋼流れが生じてしまう（図９（ａ）参照）。この横切る溶鋼流れは、鋳型幅方向と平行な軸を有する回転流を誘起し（図９（ｂ）参照）、その結果、前記浸漬ノズルの吐出孔からの溶鋼吐出流に鋳型厚み方向の偏流が生じてしまう。
そして、この溶鋼吐出流の偏流により、既に凝固して形成された鋳型コーナ部近傍のシェルが再融解してしまい、その結果、シェル成長の不均一さである所謂凝固遅れ（本明細書中、「凝固遅れ」とはコーナ部における凝固遅れを主として指す。）を発生させてしまう。
この凝固遅れが著しい場合には、シェルが破れて溶鋼が当該シェルの外部へ流れ出る所謂ブレークアウトが懸念されるし、凝固遅れの程度の如何に関わらず、鋳片の品質に相当の悪影響を及ぼすという別の問題もある。即ち、溶鋼吐出流が鋳型厚み方向に偏流することにより凝固シェルに対する溶鋼吐出流の供給（流速）が大きい部分と小さい部分とが生じ、当該小さい部分では後述する洗浄効果が十分には発揮され得ず、所謂スリバー疵（詳しくは後述する。）を引き起こしてしまう。
なお、上記の溶鋼吐出流の偏流は、浸漬ノズルに注湯される溶鋼の流量を調節するためのスライドプレートの開閉方向には依存しないことが既に明らかとなっている（非特許文献１及び非特許文献２）。
上記の溶鋼吐出流の鋳型厚み方向の偏流を防止することを目的として、例えば、浸漬ノズルの内壁をモーグル状（凹凸状）に形成し、当該浸漬ノズル内の溶鋼流を強乱流場とする技術が提案されている。しかし、本技術によれば、浸漬ノズルの製造コストが大幅に増大してしまうし、また、溶鋼流を強乱流場とせしめる効果も、内壁への付着物により比較的短期間で失われてしまうとされる。
以上の問題を解決するために、本願発明の発明者（吉田）は、本願に先行して、鋳造開始時におけるスプラッシュ現象の抑制効果を妨げることなく、溶鋼吐出流の鋳型厚み方向の偏流を軽減可能な連続鋳造用の浸漬ノズルを発明した（特願２００６−０４０９３２号）。
この発明は、端的に言えば、浸漬ノズルのノズル内側底面にノズル径方向に延在する突部を設け、この突部の形状等を様々に限定するものである。
この発明は、端的に言えば、浸漬ノズルのノズル内側底面にノズル径方向に延在する突部を設け、この突部の形状等を様々に限定するものである。
ところで、炭素含有量C[wt%]が０．００１〜０．０７である低炭素鋼は、他の炭素鋼（例えば、炭素含有量C[wt%]が０．０８〜０．１９である中炭素鋼など）と比較して特に凝固開始温度が高いので、図１９に示すように、凝固シェルがメニスカスの極近傍から凝固形成され、その結果、凝固シェルの上端には、溶鋼中の気泡（白抜き丸印でイメージ）や介在物（黒塗り丸印でイメージ）などの不純物が捕捉され易い湾曲状の爪部が形成されてしまう。そして、溶鋼がこれらの不純物を包含したまま凝固されてしまうと、鋳造後の鋳片を圧延したときに、圧延された鋳片の表面に、線状の疵である所謂スリバー疵が発現してしまう。
要するに、低炭素鋼の連続鋳造においては、上記爪部の存在により、溶鋼吐出流の偏流に起因する洗浄効果のムラの影響が、極めて顕著に現れるのである。
このような鋳片の品質に係る技術として、特許文献１には、凝固組成と鋳片内介在物個数との因果関係について記載されている。そして、鋳片断面において凝固組成（具体的には、１次デンドライトの偏向角）を計測し、この凝固組成を指標として、電磁攪拌や電磁ブレーキなどにより溶鋼に対して作用される電磁力の条件やその他の鋳造条件を求め、これにより介在物残存量の少ない鋳片としようとするものである。
また、特許文献２には、鋳型内で移動磁界が水平方向に移動するように電磁攪拌用コイルを設置し、移動磁界を所定の周期で反転するように前記電磁攪拌用コイルに電圧／電流を印加することを特徴とする鋳型内溶鋼の攪拌方法が記載されている。これによれば、凝固シェルの不均一成長を短い時間で解消させ、鋳造方向に凝固シェルの不均一成長を分断することによって、割れにまで達することを防止できる、とされる。
また、特許文献２には、鋳型内で移動磁界が水平方向に移動するように電磁攪拌用コイルを設置し、移動磁界を所定の周期で反転するように前記電磁攪拌用コイルに電圧／電流を印加することを特徴とする鋳型内溶鋼の攪拌方法が記載されている。これによれば、凝固シェルの不均一成長を短い時間で解消させ、鋳造方向に凝固シェルの不均一成長を分断することによって、割れにまで達することを防止できる、とされる。
市川健治、外２名、「浸漬ノズル管内の流れについて[タンディッシュＳＮに関する水モデル実験結果；第３報]」、耐火物、耐火物技術協会、１９９０年１月、第42巻、第1号、p.43-46
Ａ．Ｒ．マンデラス（A.R.Manderas）、「浸漬ノズル内の２相流に関する動力学と、当該流動が鋳型内２相流に及ぼす影響（Dynamics of two-phase downwards flow in submerged entry nozzle and its influence on the two-phase flow in the mold）」、Int.J.混相流（International Journal of Multiphase Flow）、オランダ、ELSEVIER、２００５年、第３１巻、p.643-665
特開２０００−２４６４０７号公報（段落番号００１２、００１６、００１９）
特開平７−１６４１１９号公報（請求項１、段落番号００１４、００１５、図４）
上記の特許文献１及び特許文献２に夫々記載されている方法等は何れも独創的な観点からなされている点で有益である。
そこで、本願発明の主な目的は、これらの先行技術とは異なる視点で、即ち浸漬ノズルからの溶鋼吐出流の偏流に着目し、この視点から鋳片（低炭素鋼）の品質（特にスリバー疵に係る品質）を改善せんとするものである。そのために、本願発明は、上述した極めて有用な偏流低減効果を奏する浸漬ノズル（特願２００６−０４０９３２号）を使用することを前提としている。
そこで、本願発明の主な目的は、これらの先行技術とは異なる視点で、即ち浸漬ノズルからの溶鋼吐出流の偏流に着目し、この視点から鋳片（低炭素鋼）の品質（特にスリバー疵に係る品質）を改善せんとするものである。そのために、本願発明は、上述した極めて有用な偏流低減効果を奏する浸漬ノズル（特願２００６−０４０９３２号）を使用することを前提としている。
本発明の解決しようとする課題は以上の如くであり、次にこの課題を解決するための手段とその効果を説明する。
本発明の観点によれば、炭素含有量C[wt%]が０．００１〜０．０７である低炭素鋼の連続鋳造は、以下のような方法で行われる。
即ち、ノズル内側底面から所定の距離だけ上方に離れた位置に一対の対向する吐出孔が穿孔されるとともに、前記ノズル内側底面にはノズル径方向に延在する突部が設けられる、連続鋳造用の浸漬ノズルであって、以下の特徴を有する浸漬ノズルを用いる。
・前記突部の長手方向の垂直断面は、長方形を含む台形である。
・前記突部の長手方向の垂直断面の側辺は、前記浸漬ノズルの長手方向を基準として０度以上２５度以下内側へ傾斜している。
・前記突部の長手方向の垂直断面の高さｈと、前記吐出孔の内周側開口端の下辺と前記ノズル内側底面との間の距離Ｈと、の比であるｈ／Ｈは、０．５≦ｈ／Ｈ≦２．０の範囲内である。
・前記突部の長手方向の垂直断面の上辺の幅ｙと、前記吐出孔の内周側開口端の開口幅Ｙと、の比であるｙ／Ｙは、０．１≦ｙ／Ｙ≦０．５の範囲内である。
・前記吐出孔の穿孔方向と、前記突部の長手方向と、が成す角度θ２と、前記吐出孔の穿孔方向と、前記吐出孔の内周側開口端の側辺と前記浸漬ノズルの軸心とを結ぶ面と、が成す角度θ３と、の比であるθ２／θ３は、０≦θ２／θ３≦１．３の範囲内である。
・前記浸漬ノズルの軸心と前記突部の長手方向及び短手方向の中心との間の距離ｘと、前記浸漬ノズルの軸心と前記浸漬ノズルの内周面との間の距離Ｘと、の比であるｘ／Ｘは、０≦ｘ／Ｘ≦０．３の範囲内である。
・前記吐出孔の内周側開口端の開口面積Na[cm2]が３５〜１１５である。
・前記浸漬ノズルの軸線と、前記吐出孔の穿孔方向と、を含む断面に一対で現れる前記吐出孔の輪郭線のうち前記浸漬ノズルの先端側の輪郭線と、前記浸漬ノズルの軸線に垂直な面と、の成す角度θ4[deg]が３０〜５５である。
また、溶鋼を冷却し所定形状の凝固シェルを形成するための鋳型であって、以下の特徴を有する鋳型を用いる。
・その鋳型の上端における鋳型幅W[mm]が８００〜２１００である。
・その鋳型の上端における鋳型厚P[mm]が２００〜３２０である。
また、鋳造速度Vc[m/min]を１．０〜２．４とし、過熱度ΔT[℃]を２０〜４５とする。更に、鋳型内電磁攪拌強度M-EMS[gauss]を０〜１２００として鋳型内に注湯される溶鋼を電磁攪拌しながら連続鋳造する。
なお、上記の鋳型内電磁攪拌強度M-EMS[gauss]は、前記鋳型の幅方向中央であって、鋳型の上端を基準とし下端へ向かって２５０ｍｍだけ離れ、且つ、鋳型の広面側内壁面から１５ｍｍだけ離れた地点において適宜のガウスメータにより測定される値（単位は[gauss]とする。）とする。
即ち、ノズル内側底面から所定の距離だけ上方に離れた位置に一対の対向する吐出孔が穿孔されるとともに、前記ノズル内側底面にはノズル径方向に延在する突部が設けられる、連続鋳造用の浸漬ノズルであって、以下の特徴を有する浸漬ノズルを用いる。
・前記突部の長手方向の垂直断面は、長方形を含む台形である。
・前記突部の長手方向の垂直断面の側辺は、前記浸漬ノズルの長手方向を基準として０度以上２５度以下内側へ傾斜している。
・前記突部の長手方向の垂直断面の高さｈと、前記吐出孔の内周側開口端の下辺と前記ノズル内側底面との間の距離Ｈと、の比であるｈ／Ｈは、０．５≦ｈ／Ｈ≦２．０の範囲内である。
・前記突部の長手方向の垂直断面の上辺の幅ｙと、前記吐出孔の内周側開口端の開口幅Ｙと、の比であるｙ／Ｙは、０．１≦ｙ／Ｙ≦０．５の範囲内である。
・前記吐出孔の穿孔方向と、前記突部の長手方向と、が成す角度θ２と、前記吐出孔の穿孔方向と、前記吐出孔の内周側開口端の側辺と前記浸漬ノズルの軸心とを結ぶ面と、が成す角度θ３と、の比であるθ２／θ３は、０≦θ２／θ３≦１．３の範囲内である。
・前記浸漬ノズルの軸心と前記突部の長手方向及び短手方向の中心との間の距離ｘと、前記浸漬ノズルの軸心と前記浸漬ノズルの内周面との間の距離Ｘと、の比であるｘ／Ｘは、０≦ｘ／Ｘ≦０．３の範囲内である。
・前記吐出孔の内周側開口端の開口面積Na[cm2]が３５〜１１５である。
・前記浸漬ノズルの軸線と、前記吐出孔の穿孔方向と、を含む断面に一対で現れる前記吐出孔の輪郭線のうち前記浸漬ノズルの先端側の輪郭線と、前記浸漬ノズルの軸線に垂直な面と、の成す角度θ4[deg]が３０〜５５である。
また、溶鋼を冷却し所定形状の凝固シェルを形成するための鋳型であって、以下の特徴を有する鋳型を用いる。
・その鋳型の上端における鋳型幅W[mm]が８００〜２１００である。
・その鋳型の上端における鋳型厚P[mm]が２００〜３２０である。
また、鋳造速度Vc[m/min]を１．０〜２．４とし、過熱度ΔT[℃]を２０〜４５とする。更に、鋳型内電磁攪拌強度M-EMS[gauss]を０〜１２００として鋳型内に注湯される溶鋼を電磁攪拌しながら連続鋳造する。
なお、上記の鋳型内電磁攪拌強度M-EMS[gauss]は、前記鋳型の幅方向中央であって、鋳型の上端を基準とし下端へ向かって２５０ｍｍだけ離れ、且つ、鋳型の広面側内壁面から１５ｍｍだけ離れた地点において適宜のガウスメータにより測定される値（単位は[gauss]とする。）とする。
これによれば、鋳造開始時におけるスプラッシュ現象の抑制効果を妨げることなく、溶鋼吐出流の鋳型厚み方向の偏流が軽減され、且つ、凝固遅れが抑制されると共に、高品質な低炭素鋼を連続鋳造できる。
また、前記鋳型内電磁攪拌強度M-EMS[gauss]を６５０〜１２００とすることが好ましい。これによれば、より高品質な低炭素鋼を連続鋳造できる。
先ず、本願発明の発明者（吉田）が発明した上述の浸漬ノズルに係る先行出願（特願２００６−０４０９３２号明細書等）において開示し、本願発明において採用する浸漬ノズルに関して、その構成と優れた効果（技術的効果を確認するために実施された複数の試験を含む。）を詳細に説明する。
なお、浸漬ノズルとは、例えば連続鋳造機において、図示しないタンディッシュに一時的に貯められた溶鋼を、鋳片のシェルを形成するための鋳型へスムーズに注湯するためのガイドとして用いられるものである。
なお、浸漬ノズルとは、例えば連続鋳造機において、図示しないタンディッシュに一時的に貯められた溶鋼を、鋳片のシェルを形成するための鋳型へスムーズに注湯するためのガイドとして用いられるものである。
図１は、本発明の一実施形態に係る浸漬ノズルの縦断面図であり、図２は図１における２−２線矢視断面図である。また、図３は図１におけるＡ部拡大図であり、図４は図１における４−４線矢視断面図である。また、図５は図３に類似する図であり、図６は図４に類似する図である。図７及び図８は夫々図２に類似する図である。
本実施形態において連続鋳造用浸漬ノズル（以下、単に浸漬ノズルと称する。）１００は、図１に示すように有底の略円筒状に形成されており、その周壁には、ノズル内側底面１から所定の距離だけ上方に離れた位置に一対の対向する吐出孔２・２が穿孔されている（図２及び図４も併せて参照）。本実施形態において吐出孔２・２は、図１に示す如く断面略矩形に形成されている。
前記吐出孔２・２は、図２に示す如く前記浸漬ノズル１００の軸心から離れるにつれて扇状に広がるように、また、図４に示す如く若干斜め下向きに形成されている。
また、図１に示す如く前記吐出孔２・２が前記ノズル内側底面１から上方に離れた位置に穿孔されることにより、前記浸漬ノズル１００の底面近傍には湯溜り部３が形成されている。この湯溜り部３は、前述の通り、所謂スプラッシュ現象を抑制するために設けられるものである。
また、図１に示す如く前記吐出孔２・２が前記ノズル内側底面１から上方に離れた位置に穿孔されることにより、前記浸漬ノズル１００の底面近傍には湯溜り部３が形成されている。この湯溜り部３は、前述の通り、所謂スプラッシュ現象を抑制するために設けられるものである。
前記ノズル内側底面１には、図１及び図２に示す如く、前記浸漬ノズル１００の直径方向（ノズル径方向）に延在し、且つその両端が前記浸漬ノズル１００の内周面と接続される突部４が突設されている。
前記突部４の長手方向の垂直断面は、図１及び図３に示す如く、長方形を含む台形に形成されている（本実施形態においては図示の如く略台形）。
前記突部４の長手方向の垂直断面の側辺４ａは、図３に示す如く、前記浸漬ノズル１００の長手方向（即ち鉛直方向）を基準として０度以上２５度以下内側へ傾斜して形成されている。換言すれば、前記側辺４ａの内側傾斜角θ１は０度以上２５度以下であって、当該内側傾斜角θ１が０度の場合は、前記突部４の長手方向の垂直断面は長方形であるともいえる。更に換言すれば、前記突部４は、その長手方向の垂直断面の内角であって前記ノズル内側底面１側のものが６５度以上９０度以下となるように形成されている。
また本図に示す如く、前記突部４の長手方向の垂直断面の突設高さｈと、前記吐出孔２・２の内周側開口端２ａ・２ａの下辺と前記ノズル内側底面１との間の距離Ｈと、の比であるｈ／Ｈは、０．５≦ｈ／Ｈ≦２．０の範囲内となるように構成されている。なお、本図に示す如く前記突部４は、前記吐出孔２・２の内周側開口端２ａ・２ａの下辺よりも上方側に露出していてもよく、本図の場合、前記比ｈ／Ｈは約１．５である。
また、前記突部４の長手方向の垂直断面の上辺の幅ｙと、前記吐出孔２・２の内周側開口端２ａ・２ａの開口幅Ｙと、の比であるｙ／Ｙは、０．１≦ｙ／Ｙ≦０．５の範囲内となるように構成されている。なお、本図において前記比ｙ／Ｙは、約０．２８である。
また、前記突部４の長手方向の垂直断面の角部（突部４の先端側）には、０≦Ｒ１≦ｙ／２の範囲内である半径Ｒ１の円弧が形成されていてもよく、従って例えば図５に示す如く前記突部４の長手方向の垂直断面の上辺は、平坦状な部分のない完全な円弧状であってもよい（このとき、Ｒ１＝ｙ／２）。なお、本実施形態において前記半径Ｒ１は図３に示す如く約ｙ／５である。
なお前述の如く符号ｙは前記突部４の長手方向の垂直断面の上辺の幅であるとしたが、本図に示す如く当該垂直断面の角部が円弧状に形成されている場合は、前記幅ｙを、当該上辺と一の前記側辺４ａとの第１仮想交点と、同じく当該上辺と他の前記側辺４ａとの第２仮想交点と、の間の距離として観念するものとする。
なお前述の如く符号ｙは前記突部４の長手方向の垂直断面の上辺の幅であるとしたが、本図に示す如く当該垂直断面の角部が円弧状に形成されている場合は、前記幅ｙを、当該上辺と一の前記側辺４ａとの第１仮想交点と、同じく当該上辺と他の前記側辺４ａとの第２仮想交点と、の間の距離として観念するものとする。
また図４に示す如く本実施形態において、前記突部４の一部が前記吐出孔２・２の内周側開口端２ａ・２ａの下辺より上方側に露出している場合において、その露出している突部露出部分４ｂの短手方向の垂直断面の角部には、０≦Ｒ２≦（Ｄ２＋４×（ｈ−Ｈ）２）／（８×（ｈ−Ｈ））の範囲内である半径Ｒ２の円弧が形成されていてもよく、例えば図６に示す如く、前記突部露出部分４ｂの短手方向の垂直断面の上辺は、平坦状な部分のない完全な円弧状であってもよい（このとき、Ｒ２＝（Ｄ２＋４×（ｈ−Ｈ）２）／（８×（ｈ−Ｈ）））。なお、上記式において記号Ｄは、前記浸漬ノズル１００の内径を表す。
また例えば図７に示す如く、前記浸漬ノズル１００をその軸線方向に垂直な断面でみたときに、前記吐出孔２・２の穿孔方向（孔の中心たる線が延在する方向）と、前記突部４の長手方向と、が成す角度θ２と、前記吐出孔２・２の穿孔方向と、前記吐出孔２・２の内周側開口端２ａ・２ａの側辺と前記浸漬ノズル１００の軸心とを結ぶ面と、が成す角度θ３と、の比であるθ２／θ３は、０≦θ２／θ３≦１．３の範囲内となるように構成されている。
また例えば図８に示す如く、前記浸漬ノズル１００をその軸線方向に垂直な断面でみたときに、当該浸漬ノズル１００の軸心と前記突部４の長手方向及び短手方向の中心との間の距離ｘと、前記浸漬ノズル１００の軸心と当該浸漬ノズル１００の内周面との間の距離Ｘと、の比であるｘ／Ｘは、０≦ｘ／Ｘ≦０．３の範囲内となるように構成されている。
以下、本実施形態に係る前記浸漬ノズル１００内の溶鋼流を、比較例と対比させながら説明する。図９は従来の浸漬ノズルの縦断面図であって、そのノズル内の溶鋼流が模式的に表されているものであり、図１０は図１に類似する図であって本願発明に係り、同様に、そのノズル内の溶鋼流が模式的に表されているものである。なお、これら図９及び図１０においては、説明の便宜上、吐出孔の外周側開口端は図略されている。
図９（ａ）に示す如く従来の浸漬ノズルでは、鋳型厚み方向の速度勾配を有する溶鋼が注湯されると、または何らかの原因により注湯された溶鋼に鋳型厚み方向の速度勾配が生じると、湯溜り部内における溶鋼の圧力差に起因して、当該湯溜り部を鋳型厚み方向へ横切る溶鋼流れが生じてしまう。そして、図９（ｂ）に示す如く、この横切る溶鋼流れは、鋳型幅方向と平行な軸を有する回転流を誘起し、その結果、前記浸漬ノズルの吐出孔からの溶鋼吐出流に鋳型厚み方向の偏流が生じてしまう。
一方、図１０に示す如く本実施形態に係る浸漬ノズル１００では、鋳型厚み方向の速度勾配を有する溶鋼が注湯されることで前記湯溜り部３内に溶鋼の圧力差が生じたとしても、前記鋳型厚み方向と垂直な向きに（前記の横切る溶鋼流れを遮るように）前記の突部４が設けられているので、上記の横切る流れが生じ難くなっており、溶鋼吐出流が前記吐出孔２・２の穿孔方向に沿ったかたちで吐出されるようになっている。これにより、上記従来の浸漬ノズルと比較して、本実施形態に係る浸漬ノズル１００は、溶鋼吐出流の鋳型厚み方向の偏流を大幅に軽減できるのである。
一方、図１０に示す如く本実施形態に係る浸漬ノズル１００では、鋳型厚み方向の速度勾配を有する溶鋼が注湯されることで前記湯溜り部３内に溶鋼の圧力差が生じたとしても、前記鋳型厚み方向と垂直な向きに（前記の横切る溶鋼流れを遮るように）前記の突部４が設けられているので、上記の横切る流れが生じ難くなっており、溶鋼吐出流が前記吐出孔２・２の穿孔方向に沿ったかたちで吐出されるようになっている。これにより、上記従来の浸漬ノズルと比較して、本実施形態に係る浸漬ノズル１００は、溶鋼吐出流の鋳型厚み方向の偏流を大幅に軽減できるのである。
以下、本実施形態に係る浸漬ノズル１００の技術的効果を確認するための試験、即ち、溶鋼吐出流の鋳型厚み方向の偏流やスプラッシュ現象を評価対象とする確認試験に関して説明する。上述した各数値範囲などは、下記の確認試験により合理的に裏付けられている。
本試験では、下記表１に示す如く、形状や大きさの異なる様々な突部を浸漬ノズルのノズル内側底面に設け、溶鋼の代わりに水を用いた吐出実験を行い、水吐出流の鋳型厚み方向の偏流やスプラッシュ現象を評価し、これらの評価に基づいて前記突部の形状や大きさを総合的に評価した。
（偏流の評価）
上記表１における『偏流』の評価は、具体的に、以下のように行われたものである。図１１は浸漬ノズルの正面図である。
即ち、図１１に示す如く浸漬ノズルの吐出孔から吐出される水流の流速を適宜の流速検出装置（例えば、電磁流速計など）を用いて碁盤状に９点、計測した。その計測結果の一例を図１２及び図１３に示す。
そして、上記計測結果のうち、下行右列と下行左列との速度差を算出し（図１１太線丸印参照）、当該速度差の絶対値が０．２ｍ／ｓ未満であるときを「○（鋳型厚み方向の偏流無し）」とし、同じく０．２ｍ／ｓ以上であるときを「×（鋳型厚み方向の偏流有り）」と評価した。
なお、前記の下行右列としての測定地点は、具体的には、吐出孔２・２の外周側開口端の一の側辺及び下辺から夫々１０ｍｍだけ離れた地点としている。同様に、前記の下行左列としての測定地点は、具体的には、吐出孔２・２の外周側開口端の他の側辺及び下辺から夫々１０ｍｍだけ離れた地点としている。
なお、本評価において、浸漬ノズルの吐出孔からの水の合計吐出量は、550[L/min]とした。
上記表１における『偏流』の評価は、具体的に、以下のように行われたものである。図１１は浸漬ノズルの正面図である。
即ち、図１１に示す如く浸漬ノズルの吐出孔から吐出される水流の流速を適宜の流速検出装置（例えば、電磁流速計など）を用いて碁盤状に９点、計測した。その計測結果の一例を図１２及び図１３に示す。
そして、上記計測結果のうち、下行右列と下行左列との速度差を算出し（図１１太線丸印参照）、当該速度差の絶対値が０．２ｍ／ｓ未満であるときを「○（鋳型厚み方向の偏流無し）」とし、同じく０．２ｍ／ｓ以上であるときを「×（鋳型厚み方向の偏流有り）」と評価した。
なお、前記の下行右列としての測定地点は、具体的には、吐出孔２・２の外周側開口端の一の側辺及び下辺から夫々１０ｍｍだけ離れた地点としている。同様に、前記の下行左列としての測定地点は、具体的には、吐出孔２・２の外周側開口端の他の側辺及び下辺から夫々１０ｍｍだけ離れた地点としている。
なお、本評価において、浸漬ノズルの吐出孔からの水の合計吐出量は、550[L/min]とした。
（スプラッシュ現象の評価）
ところで、上記の「スプラッシュ現象」とは、前述の如く、鋳造開始時において浸漬ノズルに注湯された溶鋼がその底面に勢いよく当たることで跳ね上がるように吐出される現象のことをいうが、それに限らず、浸漬ノズルの吐出孔から下方へ向かって溶鋼が勢いよく吐出され、その溶鋼が、鋳造開始時に予め鋳型内に挿入されているダミーバーの上端面と鋳型の狭面とを順に介して跳ね上がってしまう現象をも含むものである。
上記表１における「飛散高さ」とは前者の現象に係るものであり、同じく表１における「気泡潜り深さ」とは後者の現象に係るものである。なお、後者の現象は、吐出孔から下向きに吐出される水流の強さ（気泡潜り深さ）を評価することにより間接的に評価した。なお、これらスプラッシュ現象は、生産性が低下するなどの理由から好ましくないとされる。
ところで、上記の「スプラッシュ現象」とは、前述の如く、鋳造開始時において浸漬ノズルに注湯された溶鋼がその底面に勢いよく当たることで跳ね上がるように吐出される現象のことをいうが、それに限らず、浸漬ノズルの吐出孔から下方へ向かって溶鋼が勢いよく吐出され、その溶鋼が、鋳造開始時に予め鋳型内に挿入されているダミーバーの上端面と鋳型の狭面とを順に介して跳ね上がってしまう現象をも含むものである。
上記表１における「飛散高さ」とは前者の現象に係るものであり、同じく表１における「気泡潜り深さ」とは後者の現象に係るものである。なお、後者の現象は、吐出孔から下向きに吐出される水流の強さ（気泡潜り深さ）を評価することにより間接的に評価した。なお、これらスプラッシュ現象は、生産性が低下するなどの理由から好ましくないとされる。
上記表１の「飛散高さ」の評価は、具体的には以下のように行った。図１４は浸漬ノズルの側面図である。
即ち、図１４に示す如く浸漬ノズルの吐出孔から上方に向かって飛散する水滴の到達高さを、当該吐出孔の外周側開口端の上辺を基準として、目視により計測し、当該到達高さを飛散高さとした。
そして、この飛散高さが１５ｃｍ未満であるときを「○（飛散高さ小）」とし、同じく１５ｃｍ以上であるときを「×（飛散高さ大）」と評価した。
なお、このとき、浸漬ノズルの吐出孔からの水の吐出量は、800[L/min]とした。
即ち、図１４に示す如く浸漬ノズルの吐出孔から上方に向かって飛散する水滴の到達高さを、当該吐出孔の外周側開口端の上辺を基準として、目視により計測し、当該到達高さを飛散高さとした。
そして、この飛散高さが１５ｃｍ未満であるときを「○（飛散高さ小）」とし、同じく１５ｃｍ以上であるときを「×（飛散高さ大）」と評価した。
なお、このとき、浸漬ノズルの吐出孔からの水の吐出量は、800[L/min]とした。
上記表１の「気泡潜り深さ」の評価は、具体的に、以下のように行われたものである。
即ち、図１４に示す如く浸漬ノズルの下方に、当該浸漬ノズルの下端に対する鉛直方向距離が５ｃｍとなるように水面高さが調整された水槽を設置し、浸漬ノズルの吐出孔から下方へ向かって勢いよく吐出された水流が巻き込む気泡の到達深さを、当該水面を基準として、目視により測定した。
そして、この到達深さが３５ｃｍ未満であるときを「○（気泡潜り深さ小）」とし、同じく３５ｃｍ以上であるときを「×（気泡潜り深さ大）」と評価した。
なお、この到達深さを計測する際の観測対象は、水流により巻き込まれた気泡のうち、その径が５ｍｍ以上のものに限定した。
なおまた、このときも、浸漬ノズルの吐出孔からの水の吐出量は、同様に、800[L/min]とした。
即ち、図１４に示す如く浸漬ノズルの下方に、当該浸漬ノズルの下端に対する鉛直方向距離が５ｃｍとなるように水面高さが調整された水槽を設置し、浸漬ノズルの吐出孔から下方へ向かって勢いよく吐出された水流が巻き込む気泡の到達深さを、当該水面を基準として、目視により測定した。
そして、この到達深さが３５ｃｍ未満であるときを「○（気泡潜り深さ小）」とし、同じく３５ｃｍ以上であるときを「×（気泡潜り深さ大）」と評価した。
なお、この到達深さを計測する際の観測対象は、水流により巻き込まれた気泡のうち、その径が５ｍｍ以上のものに限定した。
なおまた、このときも、浸漬ノズルの吐出孔からの水の吐出量は、同様に、800[L/min]とした。
そして、上記表１の「総合評価」とは、上記の「偏流」及び「飛散高さ」、「気泡潜り深さ」に関する評価がすべて良好（即ち、「○」）となったか否かに基づいて判断されるものである。
この表１によれば、以下のように構成される連続鋳造用の浸漬ノズル１００を用いれば、鋳造開始時におけるスプラッシュ現象の抑制効果を妨げることなく、溶鋼吐出流の鋳型厚み方向の偏流を大幅に軽減できることが判る。
・前記突部４の長手方向の垂直断面は、長方形を含む台形である。
・前記突部４の長手方向の垂直断面の側辺４ａは、前記浸漬ノズル１００の長手方向を基準として０度以上２５度以下内側へ傾斜して形成される。
・前記突部４の長手方向の垂直断面の高さｈと、前記吐出孔２・２の内周側開口端２ａ・２ａの下辺と前記ノズル内側底面１との間の距離Ｈと、の比であるｈ／Ｈは、０．５≦ｈ／Ｈ≦２．０の範囲内である。
・前記突部４の長手方向の垂直断面の上辺の幅ｙと、前記吐出孔２・２の内周側開口端２ａ・２ａの開口幅Ｙと、の比であるｙ／Ｙは、０．１≦ｙ／Ｙ≦０．５の範囲内である。
・前記吐出孔２・２の穿孔方向と、前記突部４の長手方向と、が成す角度θ２と、前記吐出孔２・２の穿孔方向と、前記吐出孔２・２の内周側開口端２ａ・２ａの側辺と前記浸漬ノズル１００の軸心とを結ぶ面と、が成す角度θ３と、の比であるθ２／θ３は、０≦θ２／θ３≦１．３の範囲内である。
・前記浸漬ノズル１００の軸心と前記突部４の長手方向及び短手方向の中心との間の距離ｘと、前記浸漬ノズル１００の軸心と前記浸漬ノズル１００の内周面との間の距離Ｘと、の比であるｘ／Ｘは、０≦ｘ／Ｘ≦０．３の範囲内である。
・前記突部４の長手方向の垂直断面は、長方形を含む台形である。
・前記突部４の長手方向の垂直断面の側辺４ａは、前記浸漬ノズル１００の長手方向を基準として０度以上２５度以下内側へ傾斜して形成される。
・前記突部４の長手方向の垂直断面の高さｈと、前記吐出孔２・２の内周側開口端２ａ・２ａの下辺と前記ノズル内側底面１との間の距離Ｈと、の比であるｈ／Ｈは、０．５≦ｈ／Ｈ≦２．０の範囲内である。
・前記突部４の長手方向の垂直断面の上辺の幅ｙと、前記吐出孔２・２の内周側開口端２ａ・２ａの開口幅Ｙと、の比であるｙ／Ｙは、０．１≦ｙ／Ｙ≦０．５の範囲内である。
・前記吐出孔２・２の穿孔方向と、前記突部４の長手方向と、が成す角度θ２と、前記吐出孔２・２の穿孔方向と、前記吐出孔２・２の内周側開口端２ａ・２ａの側辺と前記浸漬ノズル１００の軸心とを結ぶ面と、が成す角度θ３と、の比であるθ２／θ３は、０≦θ２／θ３≦１．３の範囲内である。
・前記浸漬ノズル１００の軸心と前記突部４の長手方向及び短手方向の中心との間の距離ｘと、前記浸漬ノズル１００の軸心と前記浸漬ノズル１００の内周面との間の距離Ｘと、の比であるｘ／Ｘは、０≦ｘ／Ｘ≦０．３の範囲内である。
次に、上記の浸漬ノズルを用いて行われる、本願発明に係る低炭素鋼の連続鋳造方法の実施の形態に関して詳細に説明する。なお、本願発明が鋳造対象としている鋼種は、炭素含有量C[wt%]が０．００１〜０．０７である低炭素鋼である。
本実施形態において上記の浸漬ノズル１００は、図１５及び図１６に示す如く更に以下のように構成されている（以下のような構造上の限定を伴っている。）。図１５は図１に類似する図である。図１６は図４に類似する図である。なお、説明の便宜上、図１５においては、前述の突部４は図略されており、更に前記吐出孔２の外周側開口端は図略されている。
即ち、本実施形態において図１５に示す如く前記吐出孔２の内周側開口端２ａの開口面積Na[cm2]は３５〜１１５としている。
なお、厳密に言えば前記浸漬ノズル１００の内周側壁面は環状、即ち曲面であることを踏まえ、上記の開口面積Naは以下の如く観念するものとする。即ち、図１５の紙面上に投影されている内周側開口端２ａによって囲まれる面積を開口面積Naとするものとする。端的に言えば、前記内周側開口端２ａが曲面に現れるという実際を考慮せずに、縦断面図のみに基づいて開口面積Naを求めることとするのである。この点、当該開口面積Naは、前記吐出孔２の内周側開口端２ａ近傍における断面積ということもできる。
なお、厳密に言えば前記浸漬ノズル１００の内周側壁面は環状、即ち曲面であることを踏まえ、上記の開口面積Naは以下の如く観念するものとする。即ち、図１５の紙面上に投影されている内周側開口端２ａによって囲まれる面積を開口面積Naとするものとする。端的に言えば、前記内周側開口端２ａが曲面に現れるという実際を考慮せずに、縦断面図のみに基づいて開口面積Naを求めることとするのである。この点、当該開口面積Naは、前記吐出孔２の内周側開口端２ａ近傍における断面積ということもできる。
また、本実施形態において図１６に示す如く前記吐出孔２・２の穿孔方向と、前記浸漬ノズル１００の軸線に垂直な面Srcと、の成す角度θ4[deg]を３０〜５５としている。より具体的には以下の通りである。
即ち、図１６は、浸漬ノズル１００の軸線と、前記吐出孔の穿孔方向と、を断面内に同時に含む前記浸漬ノズル１００の縦断面図である。本図の断面には、一の吐出孔２について、当該吐出孔２の輪郭線は一対で現れている。そして、図１６において一対で現れる前記吐出孔２の輪郭線のうち前記浸漬ノズル１００の先端側（本図において下側）の輪郭線２ｒと、前記浸漬ノズル１００の軸線に垂直な面Srcと、の成す角度θ4[deg]を３０〜５５としている。（なお、後述するように前記吐出孔２が断面略矩形ではなく円形などに形成されていたとしても、勿論、この輪郭線２ｒは容易に観念できよう。）
即ち、図１６は、浸漬ノズル１００の軸線と、前記吐出孔の穿孔方向と、を断面内に同時に含む前記浸漬ノズル１００の縦断面図である。本図の断面には、一の吐出孔２について、当該吐出孔２の輪郭線は一対で現れている。そして、図１６において一対で現れる前記吐出孔２の輪郭線のうち前記浸漬ノズル１００の先端側（本図において下側）の輪郭線２ｒと、前記浸漬ノズル１００の軸線に垂直な面Srcと、の成す角度θ4[deg]を３０〜５５としている。（なお、後述するように前記吐出孔２が断面略矩形ではなく円形などに形成されていたとしても、勿論、この輪郭線２ｒは容易に観念できよう。）
また、上記の浸漬ノズル１００から注湯された溶鋼を冷却し所定形状の凝固シェルを形成するための鋳型２００は、本実施形態において図１７に示す如く以下のように構成されている。図１７は、図２において示される浸漬ノズルの横断面と、この浸漬ノズル１００が挿入される鋳型とを併せて表示する図である。換言すれば、本図には、鋳型の上端面と、浸漬ノズルの断面と、が同時に表示されている。
即ち、図１７に示す如く本実施形態において鋳型２００の上端における鋳型幅W[mm]は８００〜２１００としている。
また、同様に鋳型２００の上端における鋳型厚P[mm]は２００〜３２０としている。
また、同様に鋳型２００の上端における鋳型厚P[mm]は２００〜３２０としている。
また、本実施形態における低炭素鋼の連続鋳造方法では鋳造速度Vc[m/min]は１．０〜２．４とし、連続鋳造中における過熱度（所謂スーパーヒート）ΔT[℃]は２０〜４５としている。
なお、ここでいう過熱度ΔTは、以下のように求めることとする。即ち、タンディッシュ内から、当該タンディッシュの底面に連通状態で接続されている前記の浸漬ノズル１００内へ、流入する直前の溶鋼の溶鋼温度を例えば熱電対などを用いて測定し、その測定結果に基づいて前記過熱度ΔTを算出するものとする。
なお、ここでいう過熱度ΔTは、以下のように求めることとする。即ち、タンディッシュ内から、当該タンディッシュの底面に連通状態で接続されている前記の浸漬ノズル１００内へ、流入する直前の溶鋼の溶鋼温度を例えば熱電対などを用いて測定し、その測定結果に基づいて前記過熱度ΔTを算出するものとする。
また、本実施形態では、鋳型２００内に注湯される溶鋼に対して電磁攪拌を実施する。その際の鋳型内電磁攪拌強度M-EMS[gauss]を０〜１２００とする。具体的には以下の通りである。
即ち、前記の鋳型２００に、所定の電磁攪拌装置（コイルなど）を、例えば前記浸漬ノズル１００を鋳型厚み方向で挟むように一対で設ける。そして、この電磁攪拌装置の作用により、前記浸漬ノズル１００の軸線に対して垂直な面でみたときに（即ち、図１７において）、鋳型２００内の溶鋼が浸漬ノズル１００周りに時計周り又は反時計周りに緩やかに旋回するように構成する。
なお、上記の鋳型内電磁攪拌強度M-EMS[gauss]は、前記鋳型２００の幅方向中央であって、鋳型２００の上端を基準とし下端へ向かって２５０ｍｍだけ離れ、且つ、鋳型２００の広面側内壁面から１５ｍｍだけ離れた地点において適宜のガウスメータにより測定された値（単位は[gauss]とする。）とする。
なおまた、上述したように、鋳型内電磁攪拌強度M-EMS[gauss]を０とする電磁攪拌を実施してもよい。勿論、これは電磁攪拌を実施しなくてもよいことを意味している。即ち、電磁攪拌を実施するか否かは任意である。
即ち、前記の鋳型２００に、所定の電磁攪拌装置（コイルなど）を、例えば前記浸漬ノズル１００を鋳型厚み方向で挟むように一対で設ける。そして、この電磁攪拌装置の作用により、前記浸漬ノズル１００の軸線に対して垂直な面でみたときに（即ち、図１７において）、鋳型２００内の溶鋼が浸漬ノズル１００周りに時計周り又は反時計周りに緩やかに旋回するように構成する。
なお、上記の鋳型内電磁攪拌強度M-EMS[gauss]は、前記鋳型２００の幅方向中央であって、鋳型２００の上端を基準とし下端へ向かって２５０ｍｍだけ離れ、且つ、鋳型２００の広面側内壁面から１５ｍｍだけ離れた地点において適宜のガウスメータにより測定された値（単位は[gauss]とする。）とする。
なおまた、上述したように、鋳型内電磁攪拌強度M-EMS[gauss]を０とする電磁攪拌を実施してもよい。勿論、これは電磁攪拌を実施しなくてもよいことを意味している。即ち、電磁攪拌を実施するか否かは任意である。
以上に説明した低炭素鋼の連続鋳造方法は、より具体的には以下のように実施される。
即ち、前記浸漬ノズル１００は、鋳造開始前に予め前記タンディッシュの槽底に着脱可能に、且つ、その吐出孔２・２が前記鋳型２００の狭面と略対面するように取り付けられる。
次に、前記浸漬ノズル１００が取り付けられた前記タンディッシュが所定位置まで降下されることで、当該浸漬ノズル１００の先端（下端）が前記鋳型２００内へ適宜の深さまで挿入される。
次いで、前記連続鋳造機内に、鋳片を引き抜くためのダミーバーが挿入される。
そして、前記タンディッシュの槽底に設けられるスライドバルブが適宜に開口され、これにより、前記タンディッシュ内に保持されている溶鋼が前記浸漬ノズル１００を介して前記鋳型２００へ注湯され始める。
次いで、鋳型２００内で冷却されて形成される鋳片（凝固シェル）は、上述範囲内の鋳造速度でダミーバーに引き抜かれていく。これにより、連続的な鋳造が開始されるようになっている。
次に、前記浸漬ノズル１００が取り付けられた前記タンディッシュが所定位置まで降下されることで、当該浸漬ノズル１００の先端（下端）が前記鋳型２００内へ適宜の深さまで挿入される。
次いで、前記連続鋳造機内に、鋳片を引き抜くためのダミーバーが挿入される。
そして、前記タンディッシュの槽底に設けられるスライドバルブが適宜に開口され、これにより、前記タンディッシュ内に保持されている溶鋼が前記浸漬ノズル１００を介して前記鋳型２００へ注湯され始める。
次いで、鋳型２００内で冷却されて形成される鋳片（凝固シェル）は、上述範囲内の鋳造速度でダミーバーに引き抜かれていく。これにより、連続的な鋳造が開始されるようになっている。
以下、本実施形態に係る低炭素鋼の連続鋳造方法の技術的効果を確認するための試験に関して説明する。上述した各数値範囲などは、下記の確認試験により合理的に裏付けられている。
先ず、各確認試験の複数の評価項目に関して説明する。即ち、(1)凝固遅れ度、(2)圧延後表面疵、の(1)〜(2)である。
(1)凝固遅れ度
以下、評価項目としての凝固遅れ度に関して説明する。図１８は凝固遅れ度に関する説明図である。
上記の『凝固遅れ度』とは、以下のように測定し求めるものである。即ち、図１８に示す如く、第１に、鋳造された鋳片を長手方向に垂直な方向で切断する。そして第２に、この垂直断面に現れている白線湯模様（ホワイトバンド）と鋳片広面との距離を測定する。より具体的には、鋳片狭面から鋳片広面に沿って５cm離れた箇所と、当該白線湯模様が当該鋳片広面に最も接近して現れている箇所と、の２箇所において前記の距離を測定する。本図において、前者箇所において測定された上記距離が符号Ａに相当し、後者箇所において測定された上記距離が符号Ｂに相当する。そして第３に、距離Ａから距離Ｂを引いて求められる距離を距離Ａで除することにより、上記『凝固遅れ度』は求められる。
ここで、本願発明の発明者などが実施した他の試験の結果を紹介する。図２０は、凝固遅れ度に関する他の試験結果を示す図である。本図に示されるグラフにおいて、横軸は狭面テーパ量（端的に言えば、鋳型の内壁面（狭面）が鋳造方向に進むに連れて狭くなる程度）を示し、縦軸は上記凝固遅れ度を示している。そして、本グラフ中の複数のプロットの夫々は、各狭面テーパ量において複数回実施された試験の結果に対応しており、白抜きプロットはその試験条件においてブレークアウトが発生しなかったことを表し、塗りつぶしプロットはその試験条件においてブレークアウトが発生してしまったことを表す。本グラフによれば、ブレークアウトの発生を回避するという観点から、凝固遅れ度は少なくとも４０％以下に抑えるべきだと言える。
従って、上記の如く凝固遅れ度を求め、その値が40%以下だった場合は、良好と評価した。
以下、評価項目としての凝固遅れ度に関して説明する。図１８は凝固遅れ度に関する説明図である。
上記の『凝固遅れ度』とは、以下のように測定し求めるものである。即ち、図１８に示す如く、第１に、鋳造された鋳片を長手方向に垂直な方向で切断する。そして第２に、この垂直断面に現れている白線湯模様（ホワイトバンド）と鋳片広面との距離を測定する。より具体的には、鋳片狭面から鋳片広面に沿って５cm離れた箇所と、当該白線湯模様が当該鋳片広面に最も接近して現れている箇所と、の２箇所において前記の距離を測定する。本図において、前者箇所において測定された上記距離が符号Ａに相当し、後者箇所において測定された上記距離が符号Ｂに相当する。そして第３に、距離Ａから距離Ｂを引いて求められる距離を距離Ａで除することにより、上記『凝固遅れ度』は求められる。
ここで、本願発明の発明者などが実施した他の試験の結果を紹介する。図２０は、凝固遅れ度に関する他の試験結果を示す図である。本図に示されるグラフにおいて、横軸は狭面テーパ量（端的に言えば、鋳型の内壁面（狭面）が鋳造方向に進むに連れて狭くなる程度）を示し、縦軸は上記凝固遅れ度を示している。そして、本グラフ中の複数のプロットの夫々は、各狭面テーパ量において複数回実施された試験の結果に対応しており、白抜きプロットはその試験条件においてブレークアウトが発生しなかったことを表し、塗りつぶしプロットはその試験条件においてブレークアウトが発生してしまったことを表す。本グラフによれば、ブレークアウトの発生を回避するという観点から、凝固遅れ度は少なくとも４０％以下に抑えるべきだと言える。
従って、上記の如く凝固遅れ度を求め、その値が40%以下だった場合は、良好と評価した。
(2)圧延後表面疵
以下、本願発明において最も重要視する評価項目としての圧延後表面疵に関して説明する。
上記の『圧延後表面疵』とは、鋳造された鋳片を圧延した後の段階において、圧延された鋳片の表面を観察することによって把握される疵の程度や有無に関するものである。即ち、溶鋼が凝固する際に溶鋼の中に気泡や介在物が混入していたり、モールドパウダーが混在していたりすると、鋳造された鋳片を圧延したときに、これらの不純物が圧延された鋳片の表面に線状の疵（所謂スリバー疵）となって現れてしまう。
従って、圧延された鋳片の表面を長手方向に１０００ｍ単位で観察し、そのときに観測されるスリバーの数に応じて各試験を評価した。
具体的には、上記観察においてスリバーが３箇所以上発見された場合は「×」の評価を、１〜２箇所発見された場合は「△」の評価を、全く発見されなかった場合は「○」の評価を下した。
以下、本願発明において最も重要視する評価項目としての圧延後表面疵に関して説明する。
上記の『圧延後表面疵』とは、鋳造された鋳片を圧延した後の段階において、圧延された鋳片の表面を観察することによって把握される疵の程度や有無に関するものである。即ち、溶鋼が凝固する際に溶鋼の中に気泡や介在物が混入していたり、モールドパウダーが混在していたりすると、鋳造された鋳片を圧延したときに、これらの不純物が圧延された鋳片の表面に線状の疵（所謂スリバー疵）となって現れてしまう。
従って、圧延された鋳片の表面を長手方向に１０００ｍ単位で観察し、そのときに観測されるスリバーの数に応じて各試験を評価した。
具体的には、上記観察においてスリバーが３箇所以上発見された場合は「×」の評価を、１〜２箇所発見された場合は「△」の評価を、全く発見されなかった場合は「○」の評価を下した。
次に、各確認試験の試験条件と試験結果を適宜に表を参照しながら説明する。
＜試験１：吐出孔の内周側開口端の開口面積＞
本試験では、下記表２に示す如く、浸漬ノズル１００の前記吐出孔２・２の内周側開口端２ａ・２ａの開口面積Naに着目したものである。
＜試験１：吐出孔の内周側開口端の開口面積＞
本試験では、下記表２に示す如く、浸漬ノズル１００の前記吐出孔２・２の内周側開口端２ａ・２ａの開口面積Naに着目したものである。
上記表２には記載のない他の試験条件は、以下の通りである。
--------------------
D=85[mm]
h=20[mm], H=20[mm], y=20[mm], Y=70[mm], x=0[mm], X=43[mm]
θ1=10[deg.], θ2=0[deg.], θ3=55[deg.], R1=3[mm], R2=0[mm]
h/H=1, y/Y=0.29, x/X=0, θ2/θ3=0
--------------------
θ4=35[deg.]
W=1240[mm], P=240[mm]
Vc=2.2[m/min], M-EMS=650[gauss]
-------------------
--------------------
D=85[mm]
h=20[mm], H=20[mm], y=20[mm], Y=70[mm], x=0[mm], X=43[mm]
θ1=10[deg.], θ2=0[deg.], θ3=55[deg.], R1=3[mm], R2=0[mm]
h/H=1, y/Y=0.29, x/X=0, θ2/θ3=0
--------------------
θ4=35[deg.]
W=1240[mm], P=240[mm]
Vc=2.2[m/min], M-EMS=650[gauss]
-------------------
上記表２に示す如く、開口面積Na[cm2]が３５に満たない浸漬ノズルを用いた試験では、圧延後表面疵に関する評価が良好ではなかった。これは以下の理由によるものと考えられる。
即ち、所定の鋳造速度を確保するために、溶鋼の浸漬ノズルからの吐出流量は適宜に確保しなければならない。そこで、浸漬ノズルの吐出孔の開口面積Naが比して小であると、相対的に、溶鋼の浸漬ノズルからの吐出流速が大となる。その結果、(a)（浸漬ノズルから吐出される溶鋼の吐出流が狭面側鋳型内壁に衝突し、その吐出流の流れの方向が当該狭面側鋳型内壁に沿って鉛直上方（即ち、メニスカスへ向かう方向）へ変換され、やがてメニスカスに対して衝突することにより更に浸漬ノズル側へ変換され、これらの一連の方向の変換により形成される）溶鋼の反転流の勢い（流速）が大となり、(b)メニスカス近傍において溶鋼の流速が大となるから、(c)メニスカスが波立ち、(d)当該メニスカス上に浮設されているモールドパウダが溶鋼内へ巻き込まれてしまったからだと考えられる。
要するに、メニスカスの波立ちによる、モールドパウダの巻き込みが主因と考えられる。
即ち、所定の鋳造速度を確保するために、溶鋼の浸漬ノズルからの吐出流量は適宜に確保しなければならない。そこで、浸漬ノズルの吐出孔の開口面積Naが比して小であると、相対的に、溶鋼の浸漬ノズルからの吐出流速が大となる。その結果、(a)（浸漬ノズルから吐出される溶鋼の吐出流が狭面側鋳型内壁に衝突し、その吐出流の流れの方向が当該狭面側鋳型内壁に沿って鉛直上方（即ち、メニスカスへ向かう方向）へ変換され、やがてメニスカスに対して衝突することにより更に浸漬ノズル側へ変換され、これらの一連の方向の変換により形成される）溶鋼の反転流の勢い（流速）が大となり、(b)メニスカス近傍において溶鋼の流速が大となるから、(c)メニスカスが波立ち、(d)当該メニスカス上に浮設されているモールドパウダが溶鋼内へ巻き込まれてしまったからだと考えられる。
要するに、メニスカスの波立ちによる、モールドパウダの巻き込みが主因と考えられる。
一方、開口面積Na[cm2]が１１５を超えた浸漬ノズルを用いた試験でも、圧延後表面疵に関して良好な評価が得られなかった。これは以下の理由によるものと考えられる。
即ち、一般に、メニスカス近傍の溶鋼は、気泡やCaO、Al2O3などの介在物が留まるのを回避するために適宜の流速が確保されている必要がある（これは一般に、洗浄効果と呼ばれている。）。それなのに、浸漬ノズルの吐出孔の開口面積Naが比して大であると、相対的に、溶鋼の浸漬ノズルからの吐出流速が小となり、上述の反転流が十分に確保されないので、メニスカス近傍の溶鋼から流れが失われてしまい、その結果、メニスカス近傍の溶鋼が、気泡や介在物を含んだままの状態で凝固してしまったからだと考えられる。
要するに、メニスカス近傍の溶鋼に対する洗浄効果不足が主因と考えられる。
即ち、一般に、メニスカス近傍の溶鋼は、気泡やCaO、Al2O3などの介在物が留まるのを回避するために適宜の流速が確保されている必要がある（これは一般に、洗浄効果と呼ばれている。）。それなのに、浸漬ノズルの吐出孔の開口面積Naが比して大であると、相対的に、溶鋼の浸漬ノズルからの吐出流速が小となり、上述の反転流が十分に確保されないので、メニスカス近傍の溶鋼から流れが失われてしまい、その結果、メニスカス近傍の溶鋼が、気泡や介在物を含んだままの状態で凝固してしまったからだと考えられる。
要するに、メニスカス近傍の溶鋼に対する洗浄効果不足が主因と考えられる。
＜試験２：角度＞
本試験では、下記表３に示す如く、前記吐出孔２・２の穿孔方向と、前記浸漬ノズル１００の軸線に垂直な面Srcと、の成す角度θ4に着目したものである。
本試験では、下記表３に示す如く、前記吐出孔２・２の穿孔方向と、前記浸漬ノズル１００の軸線に垂直な面Srcと、の成す角度θ4に着目したものである。
上記表３には記載のない他の試験条件は、以下の通りである。
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D=85[mm]
h=20[mm], H=20[mm], y=20[mm], Y=65[mm], x=0[mm], X=43[mm]
θ1=10[deg.], θ2=0[deg.], θ3=50[deg.], R1=3[mm], R2=0[mm]
h/H=1, y/Y=0.31, x/X=0, θ2/θ3=0
--------------------
Na=60[cm2]
W=1240[mm], P=240[mm]
Vc=2.0[m/min], M-EMS=650[gauss]
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D=85[mm]
h=20[mm], H=20[mm], y=20[mm], Y=65[mm], x=0[mm], X=43[mm]
θ1=10[deg.], θ2=0[deg.], θ3=50[deg.], R1=3[mm], R2=0[mm]
h/H=1, y/Y=0.31, x/X=0, θ2/θ3=0
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Na=60[cm2]
W=1240[mm], P=240[mm]
Vc=2.0[m/min], M-EMS=650[gauss]
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上記表３に示す如く、角度θ4[deg.]が３０に満たない浸漬ノズルを用いた試験では、圧延後表面疵に関する評価が良好ではなかった。これは以下の理由によるものと考えられる。
即ち、一般に、浸漬ノズルからの溶鋼吐出流の吐出方向は水平方向ではなく、斜め下向き方向となるように設定されている。しかし、本試験では浸漬ノズルからの溶鋼吐出流の吐出方向が、斜め下向き方向というよりは寧ろ水平方向に近かったために、当該吐出方向が斜め下向きに設定されている場合と比較して、メニスカス近傍の溶鋼に対して流速を与えたり熱を供給したりする役割を担う上記の反転流が過度に形成されてしまった。その結果、メニスカス近傍の溶鋼に対して過大な流速が付与されたため、メニスカスが波立ち、メニスカス上に浮設されているモールドパウダーが溶鋼へ巻き込まれてしまったからだと考えられる。
要するに、メニスカスの波立ちによる、モールドパウダの巻き込みが主因と考えられる。
即ち、一般に、浸漬ノズルからの溶鋼吐出流の吐出方向は水平方向ではなく、斜め下向き方向となるように設定されている。しかし、本試験では浸漬ノズルからの溶鋼吐出流の吐出方向が、斜め下向き方向というよりは寧ろ水平方向に近かったために、当該吐出方向が斜め下向きに設定されている場合と比較して、メニスカス近傍の溶鋼に対して流速を与えたり熱を供給したりする役割を担う上記の反転流が過度に形成されてしまった。その結果、メニスカス近傍の溶鋼に対して過大な流速が付与されたため、メニスカスが波立ち、メニスカス上に浮設されているモールドパウダーが溶鋼へ巻き込まれてしまったからだと考えられる。
要するに、メニスカスの波立ちによる、モールドパウダの巻き込みが主因と考えられる。
一方、角度θ4[deg.]が５５を超えた浸漬ノズルを用いた試験でも、圧延後表面疵が観測された。これは以下の二の理由によるものだと考えられる。
即ち、第１に、一般に、タンディッシュから浸漬ノズルを介して鋳型へ供給される溶鋼に当初から含まれている介在物は、溶鋼との比重の差を利用して、鋳型内で浮上され、メニスカス上に浮設されているスラグ中へ吸収されて回収されるようになっている。それなのに、浸漬ノズルからの溶鋼の吐出流の吐出方向が相当に斜め下向き（換言すれば、より鉛直方向下向きに近い方向）に設定されていたので、溶鋼中の介在物が浮上により回収される機会が失われ、その結果、溶鋼が介在物を含んだまま凝固してしまったからだと考えられる。要するに、介在物の浮上に対する妨害が主因と考えられる。
第２に、浸漬ノズルからの溶鋼吐出流の吐出方向が相当に斜め下向きに設定されていたので、上述した反転流が形成されにくく、そのため、メニスカス近傍の溶鋼に対して十分な上記洗浄効果が発揮されなかったためだと考えられる。
即ち、第１に、一般に、タンディッシュから浸漬ノズルを介して鋳型へ供給される溶鋼に当初から含まれている介在物は、溶鋼との比重の差を利用して、鋳型内で浮上され、メニスカス上に浮設されているスラグ中へ吸収されて回収されるようになっている。それなのに、浸漬ノズルからの溶鋼の吐出流の吐出方向が相当に斜め下向き（換言すれば、より鉛直方向下向きに近い方向）に設定されていたので、溶鋼中の介在物が浮上により回収される機会が失われ、その結果、溶鋼が介在物を含んだまま凝固してしまったからだと考えられる。要するに、介在物の浮上に対する妨害が主因と考えられる。
第２に、浸漬ノズルからの溶鋼吐出流の吐出方向が相当に斜め下向きに設定されていたので、上述した反転流が形成されにくく、そのため、メニスカス近傍の溶鋼に対して十分な上記洗浄効果が発揮されなかったためだと考えられる。
＜試験３：鋳型幅＞
本試験では、下記表４に示す如く、前記鋳型幅Wに着目したものである。
本試験では、下記表４に示す如く、前記鋳型幅Wに着目したものである。
上記表４には記載のない他の試験条件は、以下の通りである。
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D=85[mm]
h=20[mm], H=20[mm], y=20[mm], Y=70[mm], x=0[mm], X=43[mm]
θ1=10[deg.], θ2=0[deg.], θ3=55[deg.], R1=3[mm], R2=0[mm]
h/H=1, y/Y=0.29, x/X=0, θ2/θ3=0
--------------------
Na=50[cm2], θ4=35[deg.]
P=240[mm]
Vc=2.0[m/min], M-EMS=650[gauss]
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D=85[mm]
h=20[mm], H=20[mm], y=20[mm], Y=70[mm], x=0[mm], X=43[mm]
θ1=10[deg.], θ2=0[deg.], θ3=55[deg.], R1=3[mm], R2=0[mm]
h/H=1, y/Y=0.29, x/X=0, θ2/θ3=0
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Na=50[cm2], θ4=35[deg.]
P=240[mm]
Vc=2.0[m/min], M-EMS=650[gauss]
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上記表４に示す如く、鋳型幅W[mm]が８００に満たない鋳型を用いた試験では、凝固遅れ度が40%を超えてしまった。これは以下の理由によるものだと考えられる。
即ち、一般に、浸漬ノズルに穿孔される吐出孔の穿孔方向は、若干、斜め下向きに設定されている。これにより、浸漬ノズルから吐出された極めて高温な溶鋼は、鋳型内で形成される凝固シェルの狭面に到達するまでに若干の時間を要し、それ故、溶鋼は若干冷却されてから凝固シェルの狭面に到達するようになっている。この点、本試験のように鋳型幅Wが過小である鋳型を用いると、溶鋼が十分に冷却される前に、当該鋳型内に形成された凝固シェルの狭面に到達し、即ち、凝固シェルに過大な熱が供給され、その結果として、凝固遅れが促進されてしまったものと考えられる。
即ち、一般に、浸漬ノズルに穿孔される吐出孔の穿孔方向は、若干、斜め下向きに設定されている。これにより、浸漬ノズルから吐出された極めて高温な溶鋼は、鋳型内で形成される凝固シェルの狭面に到達するまでに若干の時間を要し、それ故、溶鋼は若干冷却されてから凝固シェルの狭面に到達するようになっている。この点、本試験のように鋳型幅Wが過小である鋳型を用いると、溶鋼が十分に冷却される前に、当該鋳型内に形成された凝固シェルの狭面に到達し、即ち、凝固シェルに過大な熱が供給され、その結果として、凝固遅れが促進されてしまったものと考えられる。
一方、鋳型幅W[mm]が２１００を超えた鋳型を用いた試験では、圧延後表面疵に関して良好な評価が得られなかった。これは以下の理由によるものと考えられる。
即ち、鋳型幅Wが比して大であるために、必然的に、(a)上述した略環状に形成される反転流の径が大径となるし、(b)メニスカスの面積（鋳型上方から見たときの面積）が大である。そして、少なくとも(a)又は(b)の何れか一方を原因の一つとして、メニスカスは不安定と、換言すれば波立ち易くなっている。このために、メニスカス上に浮設されているモールドパウダが溶鋼内に巻き込まれ易くなっていたからだと考えられる。要するに、メニスカスの不安定さが一因と考えられる。
即ち、鋳型幅Wが比して大であるために、必然的に、(a)上述した略環状に形成される反転流の径が大径となるし、(b)メニスカスの面積（鋳型上方から見たときの面積）が大である。そして、少なくとも(a)又は(b)の何れか一方を原因の一つとして、メニスカスは不安定と、換言すれば波立ち易くなっている。このために、メニスカス上に浮設されているモールドパウダが溶鋼内に巻き込まれ易くなっていたからだと考えられる。要するに、メニスカスの不安定さが一因と考えられる。
＜試験４：鋳型厚＞
本試験では、下記表５に示す如く、前記鋳型厚Pに着目したものである。
本試験では、下記表５に示す如く、前記鋳型厚Pに着目したものである。
上記表５には記載のない他の試験条件は、以下の通りである。
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D=80[mm]
h=20[mm], H=20[mm], y=20[mm], Y=65[mm], x=0[mm], X=40[mm]
θ1=10[deg.], θ2=0[deg.], θ3=54[deg.], R1=3[mm], R2=0[mm]
h/H=1, y/Y=0.31, x/X=0, θ2/θ3=0
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Na=60[cm2], θ4=45[deg.]
W=1240[mm]
Vc=2.0[m/min], M-EMS=650[gauss]
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D=80[mm]
h=20[mm], H=20[mm], y=20[mm], Y=65[mm], x=0[mm], X=40[mm]
θ1=10[deg.], θ2=0[deg.], θ3=54[deg.], R1=3[mm], R2=0[mm]
h/H=1, y/Y=0.31, x/X=0, θ2/θ3=0
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Na=60[cm2], θ4=45[deg.]
W=1240[mm]
Vc=2.0[m/min], M-EMS=650[gauss]
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上記表５に示す如く、鋳型厚P[mm]が２００に満たない鋳型を用いた試験では、圧延後表面疵に関して良好な評価が得られなかった。これは以下の理由によるものだと考えられる。
即ち、鋳型厚Pが比して小であったために、浸漬ノズルと広面側鋳型内壁面との間の隙間が狭くなってしまっていた。そのせいで、せっかく浸漬ノズル周囲の溶鋼に対して上記洗浄効果を奏するために前記の反転流が生成されたのにも関わらず、浸漬ノズルと広面側鋳型内壁面との間の隙間（流路）が狭く、当該隙間における溶鋼の流れが極めて滞り、結果として、浸漬ノズルと広面側鋳型内壁面との間の隙間においては溶鋼に対して十分な洗浄効果が奏し得なかったからだと考えれられる。要するに、流路狭小による洗浄効果不足が主因と考えられる。
即ち、鋳型厚Pが比して小であったために、浸漬ノズルと広面側鋳型内壁面との間の隙間が狭くなってしまっていた。そのせいで、せっかく浸漬ノズル周囲の溶鋼に対して上記洗浄効果を奏するために前記の反転流が生成されたのにも関わらず、浸漬ノズルと広面側鋳型内壁面との間の隙間（流路）が狭く、当該隙間における溶鋼の流れが極めて滞り、結果として、浸漬ノズルと広面側鋳型内壁面との間の隙間においては溶鋼に対して十分な洗浄効果が奏し得なかったからだと考えれられる。要するに、流路狭小による洗浄効果不足が主因と考えられる。
一方、鋳型厚P[mm]が３２０を超えた鋳型を用いた試験では、圧延後表面疵に関する評価が良好ではなかった。これは、上述した鋳型幅W[mm]が２１００を超えた鋳型を用いた試験と略同様に説明することができる。即ち、メニスカスの不安定さが一因と考えられる。
＜試験５：鋳造速度＞
本試験では、下記表６に示す如く、前記鋳造速度に着目したものである。
本試験では、下記表６に示す如く、前記鋳造速度に着目したものである。
上記表６には記載のない他の試験条件は、以下の通りである。
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D=85[mm]
h=20[mm], H=20[mm], y=20[mm], Y=70[mm], x=0[mm], X=43[mm]
θ1=10[deg.], θ2=0[deg.], θ3=55[deg.], R1=3[mm], R2=0[mm]
h/H=1, y/Y=0.29, x/X=0, θ2/θ3=0
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Na=60[cm2], θ4=45[deg.]
W=1240[mm], P=240[mm]
M-EMS=750[gauss]
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D=85[mm]
h=20[mm], H=20[mm], y=20[mm], Y=70[mm], x=0[mm], X=43[mm]
θ1=10[deg.], θ2=0[deg.], θ3=55[deg.], R1=3[mm], R2=0[mm]
h/H=1, y/Y=0.29, x/X=0, θ2/θ3=0
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Na=60[cm2], θ4=45[deg.]
W=1240[mm], P=240[mm]
M-EMS=750[gauss]
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上記表６に示す如く、鋳造速度Vc[m/min]を１．０を満たさないように設定した試験では、圧延後表面疵に関する評価が良好ではなかった。これは以下の理由によるものと考えられる。
即ち、鋳造速度が比して小さいということは、浸漬ノズルからの溶鋼の吐出量が比して小さいということに他ならない。換言すれば浸漬ノズルからの溶鋼の吐出流速が比して小さいので、この溶鋼の吐出流に依って形成される前述の反転流が十分には形成されず、その結果、メニスカス近傍の溶鋼に対して、洗浄効果を発揮するために必要となる十分な流速が付与され得なかったからだと考えられる。要するに、洗浄効果不足が主因と考えられる。
即ち、鋳造速度が比して小さいということは、浸漬ノズルからの溶鋼の吐出量が比して小さいということに他ならない。換言すれば浸漬ノズルからの溶鋼の吐出流速が比して小さいので、この溶鋼の吐出流に依って形成される前述の反転流が十分には形成されず、その結果、メニスカス近傍の溶鋼に対して、洗浄効果を発揮するために必要となる十分な流速が付与され得なかったからだと考えられる。要するに、洗浄効果不足が主因と考えられる。
一方、鋳造速度Vc[m/min]を２．４を超えるように設定した試験でも、圧延後表面疵に関する評価が良好ではなかった。これは以下の理由によるものと考えられる。
即ち、鋳造速度が比して大きいということは、浸漬ノズルからの溶鋼の吐出量が比して大きいということに他ならない。換言すれば浸漬ノズルからの溶鋼の吐出流速が比して大きいので、上述した反転流が過度に強力に形成されてしまった。そのせいで、メニスカス近傍の溶鋼に対して過大な流速が付与されてしまったので、モールドパウダが巻き込まれてしまったからだと考えられる。
即ち、鋳造速度が比して大きいということは、浸漬ノズルからの溶鋼の吐出量が比して大きいということに他ならない。換言すれば浸漬ノズルからの溶鋼の吐出流速が比して大きいので、上述した反転流が過度に強力に形成されてしまった。そのせいで、メニスカス近傍の溶鋼に対して過大な流速が付与されてしまったので、モールドパウダが巻き込まれてしまったからだと考えられる。
＜試験６：過熱度＞
本試験では、下記表７に示す如く、前記過熱度に着目したものである。
本試験では、下記表７に示す如く、前記過熱度に着目したものである。
上記表７には記載のない他の試験条件は、以下の通りである。
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D=85[mm]
h=20[mm], H=20[mm], y=20[mm], Y=70[mm], x=0[mm], X=43[mm]
θ1=10[deg.], θ2=0[deg.], θ3=55[deg.], R1=3[mm], R2=0[mm]
h/H=1, y/Y=0.29, x/X=0, θ2/θ3=0
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Na=60[cm2], θ4=35[deg.]
W=1240[mm], P=240[mm]
Vc=2.0[m/min], M-EMS=750[gauss]
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D=85[mm]
h=20[mm], H=20[mm], y=20[mm], Y=70[mm], x=0[mm], X=43[mm]
θ1=10[deg.], θ2=0[deg.], θ3=55[deg.], R1=3[mm], R2=0[mm]
h/H=1, y/Y=0.29, x/X=0, θ2/θ3=0
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Na=60[cm2], θ4=35[deg.]
W=1240[mm], P=240[mm]
Vc=2.0[m/min], M-EMS=750[gauss]
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一般に、実操業上の理由から、過熱度を一定に維持することは、公知の如く極めて困難とされている。
上記表７には示してはいないが、過熱度ΔT[℃]が２０を下回ってしまった試験（過熱度ΔT[℃]=17の試験）では、浸漬ノズル内において、溶鋼が凝固したものが当該浸漬ノズルの内壁面などに徐々に付着したりして、間もなく浸漬ノズルのノズル詰まりが発生してしまった。このように浸漬ノズルがノズル詰まりを一度起こしてしまうと、連続鋳造を一時中断しなければならないのは言うに及ばない。
また、このように過熱度ΔT[℃]が２０を下回ってしまうと、例え上記の反転流が適度に形成され生じていたとしても、メニスカスに殆ど熱が供給され得ないので、メニスカスに所謂皮張り（溶鋼が膜状に凝固して生成されたもの）が発生してしまったという別の問題も発生した。
また、このように過熱度ΔT[℃]が２０を下回ってしまうと、例え上記の反転流が適度に形成され生じていたとしても、メニスカスに殆ど熱が供給され得ないので、メニスカスに所謂皮張り（溶鋼が膜状に凝固して生成されたもの）が発生してしまったという別の問題も発生した。
一方、上記表７に示す如く、過熱度ΔT[℃]が４５を上回ってしまった試験では、凝固遅れ度が40%を超えてしまった。これは、浸漬ノズルから吐出される溶鋼が過度に高温となるから、鋳型内で形成されつつある凝固シェルに対する熱の供給が過大となったからだと考えられる。
＜試験７：M-EMS＞
本試験では、下記表８に示す如く、前記鋳型内電磁攪拌強度M-EMS[gauss]に着目したものである。
本試験では、下記表８に示す如く、前記鋳型内電磁攪拌強度M-EMS[gauss]に着目したものである。
上記表８には記載のない他の試験条件は、以下の通りである。
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D=85[mm]
h=20[mm], H=20[mm], y=20[mm], Y=70[mm], x=0[mm], X=43[mm]
θ1=10[deg.], θ2=0[deg.], θ3=55[deg.], R1=3[mm], R2=0[mm]
h/H=1, y/Y=0.29, x/X=0, θ2/θ3=0
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Na=60[cm2], θ4=35[deg.]
W=1240[mm], P=240[mm]
Vc=2.0[m/min]
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D=85[mm]
h=20[mm], H=20[mm], y=20[mm], Y=70[mm], x=0[mm], X=43[mm]
θ1=10[deg.], θ2=0[deg.], θ3=55[deg.], R1=3[mm], R2=0[mm]
h/H=1, y/Y=0.29, x/X=0, θ2/θ3=0
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Na=60[cm2], θ4=35[deg.]
W=1240[mm], P=240[mm]
Vc=2.0[m/min]
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上記表８に示す如く、鋳型内電磁攪拌強度M-EMS[gauss]を６５０に満たないように設定した試験でも、圧延後表面疵に関する評価に関しては一応は及第点に達したと言えよう。
一方、鋳型内電磁攪拌強度M-EMS[gauss]を１２００を超えるように設定した試験では、圧延後表面疵に関して良好な評価が得られなかった。これは以下の理由によるものだと考えられる。
即ち、鋳型内電磁攪拌強度M-EMS[gauss]が比して大であったために、メニスカス近傍の溶鋼において、浸漬ノズルを軸として形成される旋回流が過大となってしまったので、メニスカスが波立ち、その結果、モールドパウダが溶鋼内に巻き込まれてしまったからだと考えられる。
即ち、鋳型内電磁攪拌強度M-EMS[gauss]が比して大であったために、メニスカス近傍の溶鋼において、浸漬ノズルを軸として形成される旋回流が過大となってしまったので、メニスカスが波立ち、その結果、モールドパウダが溶鋼内に巻き込まれてしまったからだと考えられる。
以上説明したように、本実施形態において炭素含有量C[wt%]が０．００１〜０．０７である低炭素鋼は、以下のようにして連続鋳造される。
即ち、上述した偏流軽減効果に優れた所定形状の浸漬ノズル１００に更に構成上の限定を付加したものと、所定の鋳型幅W及び鋳型厚Pの鋳型と、を用いて、鋳造速度Vc[m/min]を１．０〜２．４とし、過熱度ΔT[℃]を２０〜４５とし、電磁攪拌を一切行わないか或いは鋳型内電磁攪拌強度M-EMS[gauss]を１２００以下として鋳型内に注湯される溶鋼を電磁攪拌しながら、低炭素鋼は連続鋳造される。
即ち、上述した偏流軽減効果に優れた所定形状の浸漬ノズル１００に更に構成上の限定を付加したものと、所定の鋳型幅W及び鋳型厚Pの鋳型と、を用いて、鋳造速度Vc[m/min]を１．０〜２．４とし、過熱度ΔT[℃]を２０〜４５とし、電磁攪拌を一切行わないか或いは鋳型内電磁攪拌強度M-EMS[gauss]を１２００以下として鋳型内に注湯される溶鋼を電磁攪拌しながら、低炭素鋼は連続鋳造される。
これによれば、有用な浸漬ノズルを採用しているので、鋳造開始時におけるスプラッシュ現象の抑制効果を妨げることなく、溶鋼吐出流の鋳型厚み方向の偏流を軽減できる。
また、溶鋼吐出流の鋳型厚み方向の偏流が軽減されるので、鋳型厚み方向でみたときに、凝固シェルに対して溶鋼吐出流が略一様に供給されることとなる。従って、供給ムラがなくなることで、凝固シェルの凝固遅れを極めて効果的に防止できると共に、凝固シェルに対する洗浄効果を必要十分に確保できる。
そして、洗浄効果が十分に発揮されることにより、前述のスリバー疵が発生するのを効果的に抑制できる。即ち、圧延後の鋳片の表面品質を良好とできる。
前述したように、低炭素鋼では凝固シェルの上端に爪部（図１９参照）が形成されて、気泡や介在物などの不純物が凝固シェルに捕捉され易くなっているので、本願発明は、特に低炭素鋼に対して極めて有用であると言える。
また、溶鋼吐出流の鋳型厚み方向の偏流が軽減されるので、鋳型厚み方向でみたときに、凝固シェルに対して溶鋼吐出流が略一様に供給されることとなる。従って、供給ムラがなくなることで、凝固シェルの凝固遅れを極めて効果的に防止できると共に、凝固シェルに対する洗浄効果を必要十分に確保できる。
そして、洗浄効果が十分に発揮されることにより、前述のスリバー疵が発生するのを効果的に抑制できる。即ち、圧延後の鋳片の表面品質を良好とできる。
前述したように、低炭素鋼では凝固シェルの上端に爪部（図１９参照）が形成されて、気泡や介在物などの不純物が凝固シェルに捕捉され易くなっているので、本願発明は、特に低炭素鋼に対して極めて有用であると言える。
また、前記鋳型内電磁攪拌強度M-EMS[gauss]は、好ましくは、６５０〜１２００とするとよい。これによれば、圧延後の鋳片の表面品質（上記各試験における圧延後表面疵に相当する。表８参照。）を極めて良好とできる。
以上、本願発明の好適な実施形態を説明したが、上述した浸漬ノズル１００は以下のように変更できる。
即ち、浸漬ノズル１００の吐出孔２・２は、上記実施形態において略矩形に形成されているが、これに限ることはなく、例えば上記非特許文献１の図７に記載されている円形に形成されていてもよいし、楕円形や台形などに形成されていても勿論よい。
2 吐出孔
2a 内周側開口端
100 浸漬ノズル
200 鋳型
W 鋳型幅
P 鋳型厚
θ4 角度
Vc 鋳造速度
Src 浸漬ノズルの軸線に対して垂直な面
ΔT 過熱度
M-EMS 鋳型内電磁攪拌強度
2a 内周側開口端
100 浸漬ノズル
200 鋳型
W 鋳型幅
P 鋳型厚
θ4 角度
Vc 鋳造速度
Src 浸漬ノズルの軸線に対して垂直な面
ΔT 過熱度
M-EMS 鋳型内電磁攪拌強度
Claims (2)
- ノズル内側底面から所定の距離だけ上方に離れた位置に一対の対向する吐出孔が穿孔されるとともに、前記ノズル内側底面にはノズル径方向に延在する突部が設けられる、連続鋳造用の浸漬ノズルであって、
前記突部の長手方向の垂直断面は、長方形を含む台形であり、
前記突部の長手方向の垂直断面の側辺は、前記浸漬ノズルの長手方向を基準として０度以上２５度以下内側へ傾斜しており、
前記突部の長手方向の垂直断面の高さｈと、前記吐出孔の内周側開口端の下辺と前記ノズル内側底面との間の距離Ｈと、の比であるｈ／Ｈは、０．５≦ｈ／Ｈ≦２．０の範囲内であり、
前記突部の長手方向の垂直断面の上辺の幅ｙと、前記吐出孔の内周側開口端の開口幅Ｙと、の比であるｙ／Ｙは、０．１≦ｙ／Ｙ≦０．５の範囲内であり、
前記吐出孔の穿孔方向と、前記突部の長手方向と、が成す角度θ２と、前記吐出孔の穿孔方向と、前記吐出孔の内周側開口端の側辺と前記浸漬ノズルの軸心とを結ぶ面と、が成す角度θ３と、の比であるθ２／θ３は、０≦θ２／θ３≦１．３の範囲内であり、
前記浸漬ノズルの軸心と前記突部の長手方向及び短手方向の中心との間の距離ｘと、前記浸漬ノズルの軸心と前記浸漬ノズルの内周面との間の距離Ｘと、の比であるｘ／Ｘは、０≦ｘ／Ｘ≦０．３の範囲内であり、
前記吐出孔の内周側開口端の開口面積Na[cm2]が３５〜１１５であり、
前記浸漬ノズルの軸線と、前記吐出孔の穿孔方向と、を含む断面に一対で現れる前記吐出孔の輪郭線のうち前記浸漬ノズルの先端側の輪郭線と、前記浸漬ノズルの軸線に垂直な面と、の成す角度θ4[deg]が３０〜５５である浸漬ノズルと、
溶鋼を冷却し所定形状の凝固シェルを形成するための鋳型であって、
その鋳型の上端における鋳型幅W[mm]が８００〜２１００であり、
その鋳型の上端における鋳型厚P[mm]が２００〜３２０である鋳型と、
を用い、
鋳造速度Vc[m/min]を１．０〜２．４とし、
過熱度ΔT[℃]を２０〜４５とし、
鋳型内電磁攪拌強度M-EMS[gauss]を０〜１２００として鋳型内に注湯される溶鋼を電磁攪拌しながら、
炭素含有量C[wt%]が０．００１〜０．０７である低炭素鋼を連続鋳造する、ことを特徴とする低炭素鋼の連続鋳造方法。 - 請求項１に記載の低炭素鋼の連続鋳造方法において、
前記鋳型内電磁攪拌強度M-EMS[gauss]を６５０〜１２００とする、ことを特徴とする低炭素鋼の連続鋳造方法。
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP2006166635A JP2007331003A (ja) | 2006-06-15 | 2006-06-15 | 堰型湯溜り付浸漬ノズルを用いた低炭素鋼の連続鋳造方法 |
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| Publication Number | Publication Date |
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| JP2007331003A true JP2007331003A (ja) | 2007-12-27 |
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ID=38930978
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| JP2006166635A Pending JP2007331003A (ja) | 2006-06-15 | 2006-06-15 | 堰型湯溜り付浸漬ノズルを用いた低炭素鋼の連続鋳造方法 |
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|---|---|
| JP (1) | JP2007331003A (ja) |
Cited By (3)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JP2009248089A (ja) * | 2008-04-01 | 2009-10-29 | Kobe Steel Ltd | 溝付浸漬ノズルを用いた極低炭素鋼又は低炭素鋼の連続鋳造方法 |
| CN102791400A (zh) * | 2010-03-10 | 2012-11-21 | 杰富意钢铁株式会社 | 钢的连铸方法及钢板的制造方法 |
| CN104057076A (zh) * | 2014-06-10 | 2014-09-24 | 张家港市锦丰润尔发五金塑料厂 | 薄板坯连铸浸入式水口的结构 |
-
2006
- 2006-06-15 JP JP2006166635A patent/JP2007331003A/ja active Pending
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