JP2010172917A - スラグベアの形成を抑制することを目的としたモールドパウダーの評価方法 - Google Patents

Abstract

【課題】スラグベアの形成を抑制できるモールドパウダーか否かを、圧縮強度を測定することなく簡便に評価することができる技術を提供する。
【解決手段】坩堝２内に充填したモールドパウダーＭを、２〜３０の範囲内における所定の温度勾配Ｇ［℃／ｍｍ］であって、前記温度勾配Ｇ［℃／ｍｍ］の勾配の方向に沿った温度の分布が少なくとも４００〜１３００の温度範囲ΔＴ［℃］を含むような加熱条件で１０〜３０分加熱する。この加熱により形成された焼結層の厚みＤ［ｍｍ］を測定する。下記式（１）を満足した場合、このモールドパウダーＭは実機でスラグベアの形成を抑制できると評価する。
【数１】

【選択図】図２

Description

本発明は、スラグベアの形成を抑制することを目的としたモールドパウダーの評価方法に関する。

一般的に、鋳型内のメニスカスにはモールドパウダーが添加され、このモールドパウダーの表面は室温に、下面は溶鋼温度（概ね１５２０℃）に晒されて所定の温度勾配を持ち、表面から下面にかけて、未脱炭層−脱炭層−焼結層−溶融層がこの順で形成される。

この種の技術として、特許文献１（特開２００１−２５９８０５号公報）は、所謂スラグベアが形成され易いかどうかをオフラインで予測できる、モールドパウダーの焼結性評価方法を提案している。この評価方法は、焼結体の圧縮強度が所定値以下であれば、この焼結体により例え一時的にスラグベアが形成されたとしても、鋳型の振動や溶鋼の湯面レベル変動の際に壊れるので、実質的にはスラグベアの生成を抑制できる、というコンセプトに基づいて創作されている。例えば、特許文献１の段落番号０００３、０００４、０００７、００１３を参照されたい。

また、特許文献２（特許第２６３７００４号公報）は、鋳型内抜熱強度の指標として、従来採用されてきた「凝固温度」に代えて、パウダー結晶相と溶融パウダー界面温度を採用することを特徴とするパウダーの設計・評価方法を開示する。そして、この界面温度を測定するために、温度勾配を持つ炉内において擬似的にパウダー結晶相と溶融パウダーを共存せしめることとしている。例えば、特許文献２の段落番号０００６〜００１１を参照されたい。

しかし、上記特許文献１の評価方法は、焼結体の圧縮強度を測定する必要があり煩雑である。

課題を解決するための手段及び効果

そこで、本願発明の発明者は圧縮強度を測定することなく簡便に行える評価方法を独自の視点から開発し、鋭意研究の末、モールドパウダーが温度勾配を有する状態をオフラインで再現することで溶融層と焼結層、粉末層を積極的に形成させ、この際できた焼結層の厚みを上記の温度勾配と共に評価することで、所謂縦割れやノロカミの原因となるスラグベアの形成のし易さを的確に予測できることを見出して以下の発明を完成させた。

本願発明の観点によれば、モールドパウダーの評価は、以下のような方法で行われる。即ち、坩堝内に充填したモールドパウダーを、２〜３０の範囲内における所定の温度勾配Ｇ［℃／ｍｍ］であって、前記温度勾配Ｇ［℃／ｍｍ］の勾配の方向に沿った温度の分布が少なくとも４００〜１３００の温度範囲ΔＴ［℃］を含むような加熱条件で１０〜３０分加熱する。この加熱により形成された焼結層の厚みＤ［ｍｍ］を測定する。下記式（１）を満足した場合、このモールドパウダーは実機でスラグベアの形成を抑制できると評価する。

以上の方法によれば、スラグベアの形成を抑制できるモールドパウダーか否かを、圧縮強度を測定することなく簡便に評価することができる。

なお、特許文献２には、本願発明と同様に、坩堝内に充填したモールドパウダーを所定の温度勾配を有する温度条件で加熱する思想が開示されているが、上記式（１）に代表される本願発明のコンセプトは一切、記載も示唆もされていない。

本願発明の一実施形態に係るモードルパウダーの評価装置の全体概略図 図１に類似する図であって、モールドパウダーの加熱条件の説明図 本願発明の一実施形態に係るモードルパウダーの評価方法のフロー 粉末層と焼結層、焼結層と溶融層、夫々の境界を例示する写真 ノロカミ密度（スカーフ前）とノロカミ密度（スカーフ後）との関係を示すグラフ スラグベア平均厚みＡｖｅ（ｄ）と縦割れ最大長さとの関係を示すグラフ スラグベア平均厚みＡｖｅ（ｄ）とノロカミ密度（スカーフ前）との関係を示すグラフ 実機の鋳型の立面断面図 実機の鋳型の平面図 Ｇ×Ｄとスラグベア平均厚みＡｖｅ（ｄ）との関係を示すグラフ

以下、図面を参照しつつ、本発明の実施の形態を説明する。図１は、本願発明の一実施形態に係るモードルパウダーの評価装置の全体概略図である。図１に示されるように、本実施形態に係るモールドパウダーＭの評価装置１は、Ａｌ_２Ｏ_３又はＭｇＯから成りモールドパウダーＭを収容する有底筒状の坩堝２と、この坩堝２を立てた状態で収容すると共に坩堝２を加熱するための縦型温度勾配炉３と、を主たる構成として備える。更に、上記の評価装置１は、坩堝２内に充填したモールドパウダーＭの温度の鉛直方向における分布を測定するための略示の熱電対４を複数備えると共に、各熱電対４の出力電圧を温度に換算して表示する温度分布表示装置５と、縦型温度勾配炉３による坩堝２の加熱を制御するための加熱制御装置６と、を備える。

本実施形態に係る縦型温度勾配炉３は、上記の坩堝２を立てた状態で収容可能な筒状の炉芯管７と、この炉芯管７を取り囲むように環状に設けられる破線で略示のシリコニット式の発熱体８と、から構成される電気炉である。上記の加熱制御装置６は、発熱体８への電流を適宜に増減することにより、上記の坩堝２の温度の鉛直方向における分布に対して所定の温度分布を付与するようになっている。なお、上記の電気炉に代えて高周波誘導炉を採用するのは、モールドパウダーＭの炭素成分が直接的に加熱されてしまう問題があり好ましくない。

以下の説明において、「温度の鉛直方向における分布」は、単に「温度分布」とも称する。

次に、上記の評価装置１を用いて行われるモールドパウダーの評価方法を、図１〜図４を参照しつつ説明する。図２は、図１に類似する図であって、モールドパウダーの加熱条件の説明図である。図３は、本願発明の一実施形態に係るモードルパウダーの評価方法のフローである。図４は、粉末層と焼結層、焼結層と溶融層、夫々の境界を例示する写真である。

先ず、モールドパウダーＭの評価を開始するには（図３：Ｓ３００）、評価対象たるモールドパウダーＭを坩堝２内に充填し、図１に示されるように、この坩堝２を炉芯管７内に立てた状態で装入する。

＜加熱工程＞
次に、坩堝２内に充填したモールドパウダーＭを２〜３０の範囲内における所定の温度勾配Ｇ［℃／ｍｍ］であって、前記温度勾配Ｇ［℃／ｍｍ］の勾配の方向に沿った温度の分布が少なくとも４００〜１３００の温度範囲ΔＴ［℃］を含むような加熱条件で１０〜３０分加熱する（図３：Ｓ３１０、加熱工程）。具体的には、以下の通りである。

即ち、図１に示される発熱体８に対する電流値を適宜に制御することで、炉芯管７が上端から下端に向かって熱くなるように例えば４や２５などといった２〜３０の範囲内における所定の温度勾配Ｇ［℃／ｍｍ］を炉芯管７の温度分布に対して付与する。このとき、単に温度勾配Ｇ［℃／ｍｍ］のみを制御するのではなく、炉芯管７の温度分布の絶対値にも留意する。即ち、坩堝２内に収容されたモールドパウダーＭの温度分布が少なくとも４００〜１３００の温度範囲ΔＴ［℃］を含むように、例えば炉芯管７の上端を１１０［℃］とし下端を１４２０［℃］とするといったように炉芯管７を加熱する。

この状態で、前述の温度分布表示装置５を通じてモールドパウダーＭの温度分布を監視すると、炉芯管７の温度分布に対する上記温度勾配Ｇ［℃／ｍｍ］の付与に遅れるかたちで、モールドパウダーＭの温度分布は、炉芯管７の温度分布と一致する。換言すれば、坩堝２に充填したモールドパウダーＭの温度分布に対して、炉芯管７の温度分布に対して付与された温度勾配Ｇ［℃／ｍｍ］と同じ温度勾配Ｇ［℃／ｍｍ］が付与されると共に、モールドパウダーＭの温度分布が少なくとも４００〜１３００の温度範囲ΔＴ［℃］を含むことになる。なお、ここでいうモールドパウダーＭの『温度』とは、モールドパウダーＭの『水平断面平均温度』を意味し、ここでいう『水平断面平均温度』は、例えば、モールドパウダーＭの水平断面に間隔をおいてマトリクス状に配置した９つの熱電対の出力値で求めるものとする。なお、図１で略示する熱電対４は模式的に描いてある。

そして、上記の温度勾配Ｇ［℃／ｍｍ］と温度範囲ΔＴ［℃］によって特定される加熱条件でモールドパウダーＭを１０〜３０分、継続して加熱する。すると、図２及び図４に示すように坩堝２内のモールドパウダーＭは、溶融層と焼結層それに粉末層の三層状態となる。溶融層とは、モールドパウダーＭが脱炭反応と焼結反応を経て溶融状態に至った層を意味する。焼結層とは、脱炭反応を経て焼結状態に至った層を意味する。粉末層とは未脱炭層と脱炭層から成り、脱炭層は脱炭反応は起こったが焼結反応は起こっていない粉末状の層を意味する。一方、未脱炭層は脱炭反応すら起こっていない粉末状の層を意味する。

＜測定工程＞
次に、上記の加熱により形成された焼結層の厚みＤ［ｍｍ］（以下、単に焼結層厚みＤ［ｍｍ］と称する。）を測定する（図３：Ｓ３２０、測定工程）。以下、この測定の方法を詳しく説明する。

即ち、先ず、上記の加熱が完了したら、坩堝２をヤットコで挟んで炉芯管７から取り出し、鋼製の受皿の上に加熱時と同じ姿勢で静かに置く。この取り出しに際しては、坩堝２を傾かせると図２の溶融層のメニスカスが傾いて焼結層の下部の意図しない溶融を招く点に留意する。次に、坩堝２を室温（即ち、５０℃以下）に至るまで冷却する。この冷却は、急激な収縮による坩堝２の破損を回避すべく徐冷であることが好ましく、即ち、水冷よりも空冷が望まれる。冷却後、溶融樹脂を坩堝２の粉末層へ注入することで粉末層を固化し、そして、坩堝２をちょうど半分に縦割りする。このように粉末層を固化した上で縦割りすれば、縦割れ時に発生する、焼結層の意図しない部分的崩壊を回避することができる。次に、図４に示すように、上下二本の境界線Ｂ１・Ｂ２を確定した上で、境界線Ｂ１・Ｂ２間の距離に相当する焼結層厚みＤ［ｍｍ］を三点平均で測定する。具体的には、上側の境界線Ｂ１は粉末層と焼結層の存在割合が半々となるように確定し、下側の境界線Ｂ２は焼結層と溶融層の存在割合が半々となるように確定する。確定は目視によって行う場合と、市販の拡大鏡ないし光学顕微鏡を用いて行う場合と、が考えられる。また、上記切断によって露出した焼結層の幅方向をＷとすると、１／４Ｗの位置と、２／４Ｗの位置と、３／４Ｗの位置と、の三つの位置で測定した焼結層の厚みＤ［ｍｍ］を平均したものを焼結層厚みＤ［ｍｍ］として採用する。なお、焼結層内に溶融領域（一度溶融状態を経て凝固したと認められる領域）があったとしても、そのような溶融領域もスラグベアの原因の一つとなると考えられるので、焼結層の一部と見做すものとする。

＜判定工程＞
次に、下記式（１）を満足した場合、このモールドパウダーＭはスラグベアの形成を抑制できると評価する。以下、この判定について詳しく説明する。

上記式（１）中の変数「Ｇ」は、モールドパウダーＭの温度分布に対して付与した上記の温度勾配Ｇ［℃／ｍｍ］を意味する。また、上記式（１）中の変数「Ｄ」は、上記の焼結層厚みＤ［ｍｍ］を意味する。そして、図２によれば、上記式（１）中の左辺、即ち、「Ｇ×Ｄ」は温度範囲ないし温度領域を意味することが理解されよう。即ち、「Ｇ×Ｄ」は焼結層が占める温度範囲ないし温度領域を意味することとなる。ということは、端的に言えば、「Ｇ×Ｄ」が大きければ、その分、焼結層が形成され易いと言及できる。そして、焼結層はスラグベアの形成の主たる原因であることを踏まえると、「Ｇ×Ｄ」が大きければ、その分、スラグベアが形成され易いということになる。この視点で、上記式（１）に示すように、「Ｇ×Ｄ」に対して根拠ある閾値を設け、この根拠ある閾値を下回った場合（図３：Ｓ３３０、ＹＥＳ）、スラグベアの形成を抑制できると評価するものとした（図３：Ｓ３４０）。一方、上記の「Ｇ×Ｄ」が上記閾値を下回らなかったら（図３：Ｓ３３０、ＮＯ）、スラグベアの形成を抑制できないと評価するものとした（図３：Ｓ３５０）。

＜式（１）中の閾値の根拠＞
次に、上記式（１）中の右辺に記載の閾値の根拠を詳しく説明する。結論から言えば、この閾値は、鋼片の表面欠陥の観点から設定したものである。

即ち、連続鋳造され例えば１２．５ｍ程度の長さに切断された鋼片は、一般に、深さ１．５ｍｍ程度のホットスカーフ（表面溶削）が施される。従って、このホットスカーフによって完全に取り除かれるような微小な表面欠陥は問題とされない。この表面欠陥の代表的なものとして「縦割れ」「ノロカミ」が挙げられる。

＜式（１）中の閾値の根拠：微小な表面欠陥とは＞
「縦割れ」とは、鋼片の反基準面（連続鋳造設備の鋳造経路の水平領域において上側となる面を意味する。）を冷間目視で観察して識別する、鋳造方向に５［ｍｍ］以上の長さを有する割れを意味する。この「縦割れ」の主たる原因は、モールドパウダーによる鋳型内抜熱の調整機能の不良である。そして、ホットスカーフによって完全に取り除かれるような微小な「縦割れ」とは、下記表１に示される経験則に基づいて以下のように定める。即ち、下記表１の左列は、とある鋼片のホットスカーフ前に視認した縦割れの長さの最大値（以下、「縦割れ最大長さ」と称する。）であり、右列は、その鋼片のホットスカーフ後に縦割れが視認できたか否かを示す。「割れなし」とあるのは、その鋼片のホットスカーフ後に縦割れが一切視認できなかったことを意味し、他方で、「割れあり」とあるのは、その鋼片のホットスカーフ後に縦割れが少なくとも一つ、視認できたことを意味する。従って、この下記表１によれば、上記の微小な「縦割れ」とは、とある鋼片のホットスカーフ前に視認した、長さが２００［ｍｍ］以下の縦割れである。

一方、「ノロカミ」とは、鋼片の外周面（ただし、切断面を除く。）を冷間目視で観察することで、鋼片の外周面にモールドパウダーが噛み込まれたかたちとして視認し得る外接円直径１ｍｍ程度以上の疵を意味する。この「ノロカミ」の主たる原因としては、非溶融状態のモールドパウダーが鋳型と凝固シェルの間に噛み込まれ、或いは、凝固シェルの内面に非溶融状態のモールドパウダーが付着したことが挙げられる。そして、ホットスカーフによって完全に取り除かれるような微小な「ノロカミ」とは、図５に示される経験則に基づいて以下のように定める。図５は、ノロカミ密度（スカーフ前）とノロカミ密度（スカーフ後）との関係を示すグラフである。即ち、図５の横軸はホットスカーフ前のノロカミの密度（以下、単にノロカミ密度とも称する。）であり、縦軸はホットスカーフ後のノロカミ密度である。この図５によれば、ノロカミ密度［個／ｍ^２］が０．００８以下だとホットスカーフによってすべてのノロカミが完全に除去されるようなので、上記の微小な「ノロカミ」とは、とある鋼片のホットスカーフ前に認められるノロカミ密度［個／ｍ^２］が０．００８以下となった場合のノロカミである。

以上説明したように、ホットスカーフ前に認められる、「２００［ｍｍ］以下の縦割れ」や「ノロカミ密度［個／ｍ^２］が０．００８以下である場合のノロカミ」といった微小な表面欠陥は、ホットスカーフによって完全に取り除かれるので問題とされない。

＜式（１）中の閾値の根拠：鋼片の表面欠陥と、スラグベアと、の関係＞
次に、鋼片の表面欠陥と、スラグベアと、の関係を紹介する。即ち、本願出願人の連続鋳造設備の現場では、鋼片の看過できない表面欠陥（即ち、微小の域を越えた表面欠陥）が発生したとき、いつもよりスラグベアが厚くなっていたことが経験的に認識されていた。そこで、本願出願人は、鋼片の表面欠陥と、スラグベア平均厚みと、の対応関係を蓄積し、図６と図７のグラフを得た。

図６は、スラグベア平均厚みＡｖｅ（ｄ）と縦割れ最大長さとの関係を示すグラフである。図７は、スラグベア平均厚みＡｖｅ（ｄ）とノロカミ密度（スカーフ前）との関係を示すグラフである。図６及び図７では、１チャージにつき１プロットとした。図６の縦軸である「縦割れ最大長さ」は、１チャージ分の全ての鋼片の縦割れ最大長さの最大値である。図７の縦軸である「ノロカミ密度（スカーフ前）」は、１チャージ分の全ての鋼片夫々におけるノロカミ密度（ただし、ホットスカーフ前のもの。）の平均値を意味する。そして、図６及び図７の横軸である「スラグベア平均厚み Ａｖｅ（ｄ）」は、鋳造開始時から３０分経過した時点でのスラグベア平均厚みであって、詳しくは以下のように測定したものである。図８は、実機の鋳型の立面断面図である。図９は、実機の鋳型の平面図である。図８に示されるように、鋳型の上方から溶鋼のメニスカスに向けて投入された粉末状のモールドパウダーは溶鋼から熱を受けることで脱炭や焼結、溶融し、粉末層と焼結層それに溶融層を形成する。更に、鋳型の内壁面には、溶融状態のモールドパウダーが固着し、固着層が形成される。メニスカス近傍の焼結層にあるモールドパウダーの焼結体がこの固着層に折り重なるように付着堆積することで、メニスカス近傍において肉厚な所謂スラグベアが形成される。そして、このスラグベアが厚くなって先端が折れるなどしたとき、モールドパウダーによる鋳型内抜熱の調整機能の不良が発生したり、非溶融状態のモールドパウダー（即ち、スラグベア）が鋳型と凝固シェルの間に噛み込まれ、或いは、凝固シェルの内面に非溶融状態のモールドパウダーが付着したりすると考えられる。さて、話を元に戻すと、このスラグベア平均厚みＡｖｅ（ｄ）の測定は、以下のような方法によって行った。即ち、先ず、鋳造開始から３０分経過した時点で鋳型内の湯面レベルを下げることでスラグベアを露出させ、採集する。この採集は、鋳型全周に亘って行う。そして、スラグベアの厚みｄを測定する。測定位置としては、図９に示すように各広面においては等間隔に１０箇所、各狭面においては等間隔に２箇所、合計２４箇所とし（符号ｐ参照）、図８において符号ｄで示すように、これらの測定位置におけるスラグベアの水平方向における厚みｄをノギスを用いて測定し、２４個の厚みｄの平均をとってスラグベア平均厚みＡｖｅ（ｄ）［ｍｍ］を得た。

図６及び図７によれば、鋼片の看過できない表面欠陥の発生を回避するには、スラグベア平均厚みＡｖｅ（ｄ）［ｍｍ］が８未満とすべきことが判る。

＜式（１）中の閾値の根拠：スラグベア平均厚みＡｖｅ（ｄ）と、「Ｇ×Ｄ」と、の関係＞
次に、スラグベア平均厚みＡｖｅ（ｄ）と、上記式（１）中の「Ｇ×Ｄ」と、の関係を紹介する。即ち、多品種のモールドパウダーＭの固有値ないし物性たる「Ｇ×Ｄ」を上記の評価装置１を用いて特定すると共に、各モールドパウダーＭを実機で用いた場合のスラグベア平均厚みＡｖｅ（ｄ）［ｍｍ］を求め、図１０のグラフを得た。図１０では、１モールドパウダーにつき１プロットとした。図１０の横軸は「Ｇ×Ｄ」であり、縦軸はスラグベア平均厚みＡｖｅ（ｄ）である。図１０によれば、スラグベア平均厚みＡｖｅ（ｄ）を８未満とするには、「Ｇ×Ｄ」が１００未満であるモールドパウダーＭを採用すべきことが判る。

以上説明した内容を繋ぎ合わせることで、上記式（１）中の右辺に記載の閾値が、鋼片の表面欠陥の観点から合理的に特定されたものであることが理解されよう。

以下、上記図１０で示されたグラフを得るために行われた一連の試験の詳細な試験条件を紹介すると共に、上述した評価方法を多角的に検証すべく試験の失敗例も併せて紹介する。

以下、表２の各列タイトルを説明した上で、各試験に共通する試験条件を順に説明する。

≪列タイトルの説明≫
・φ ｍｍ：坩堝２の内径。
・Ｈ ｍｍ：坩堝２の高さ。
・Δｔ ｍｉｎ：所定の加熱条件での加熱時間。
・Ｔ−ＣａＯ／ＳｉＯ_２：モールドパウダーＭの塩基度を示し、このうち「Ｔ−ＣａＯ」は、ＣａＯ又はＣａＦ_２のかたちで添加されたＣａのすべてをＣａＯとして換算したものである。
・η ｐｏｉｓｅ：粘度
・Ｔｓ ℃：凝固温度
なお、上記の粘度及び凝固温度は振動片粘度計測装置を用いて以下のように測定した。即ち、モールドパウダを凝固温度以上に加熱し、冷却速度を３〜５℃／ｍｉｎとして連続的に徐冷する。そして、温度依存する粘度が急激に上がる温度を凝固温度とする。即ち、ｌｏｇη−１／Ｔｓ曲線の変曲点におけるＴｓ値を凝固温度とする。また、溶融モールドパウダーの温度が１３００℃となったときの粘度を代表として採用した。

≪共通試験条件≫
次に、各確認試験に共通する試験条件について説明する。
・温度勾配Ｇ［℃／ｍｍ］
主として、２〜３０の範囲内の値を採用した。これは以下の理由による。即ち、２未満だと坩堝２の高さＨ［ｍｍ］が長くなり、坩堝２の内径φ［ｍｍ］を十分に確保しないと、炭素燃焼に伴うガス抜けがうまくいかず、焼結層の形成が安定しない。具体的には、試験Ｎｏ．１３によれば、モールドパウダーＭが坩堝２の上端から吹き零れてしまった。また、坩堝２の内径φ［ｍｍ］を大きくすると評価装置１そのものが大掛かりになり、試験時間も大幅に伸びてしまう。一方、３０を越えるものとすると、そのような急激な温度勾配Ｇ［℃／ｍｍ］を安定して実現すること自体が困難である。例えば、試験Ｎｏ．１９を参照されたい。更に言えば、３５を越えるものとすると、そのような装置自体の製作が極めて困難であって、例えば、試験Ｎｏ．２５のように、評価試験を実施できない。
・炉芯管７の内径［ｍｍ］：６０
・炉芯管７の高さ［ｍｍ］：１２００
・炉芯管７内雰囲気：大気
モールドパウダーＭの脱炭反応を阻害しないよう、窒素置換などは行わない。
・温度勾配Ｇ［℃／ｍｍ］の付与方向：鉛直方向
例えば水平方向に温度勾配Ｇ［℃／ｍｍ］を付与すると、脱炭−焼結−溶融に伴う体積収縮部ができたり、溶融層が焼結層に流動したりして、焼結層の同定が困難となるからである。なお、鉛直方向に温度勾配Ｇ［℃／ｍｍ］を付与すれば、上記の体積収縮は、モールドパウダーＭの自重により勝手に解消される。
・坩堝２の材質：Ａｌ_２Ｏ_３又はＭｇＯ
モールドパウダーＭは脱炭後に焼結反応、溶融反応が発生する。従って、炭素成分を含んでいる坩堝２は上記の脱炭に影響を与えるので好ましくない。熱衝撃による割れの観点からはＡｌ_２Ｏ_３を主成分とする坩堝２が好ましく、モールドパウダーＭとの反応を抑制する観点からは坩堝２は極力高純度であることが好ましい。
・少なくとも存在すべき温度範囲ΔＴ［℃］：
主として、４００〜１３００の温度範囲ΔＴ［℃］を採用した。これは以下の理由による。即ち、少なくとも４００℃の領域を確保しないと粉末層と焼結層との境界が不明瞭となってしまう。また、少なくとも１３００℃の領域を確保しないと焼結層と溶融層との境界が不明瞭となってしまう。なお、モールドパウダーＭによっては未脱炭層の存在により僅かながら焼結挙動が異なる場合があるので、より好ましくは、少なくとも存在すべき温度範囲ΔＴ［℃］は２００〜１３００とするとよい。
・加熱時間Δｔ［ｍｉｎ］
主として、１０〜３０の範囲内の値を採用した。これは以下の理由による。即ち、モールドパウダーＭの脱炭−焼結−溶融の各反応の過渡期を経て図２に示されるような定常状態へと至るには少なくとも１０分は要するからである。参考までに、試験Ｎｏ．２６〜２９を参照されたい。特に、試験Ｎｏ．２７〜２８では、加熱時間が十分でなかったため過渡期を経過するに至らず、従って、焼結層が若干厚めに観測された。一方、３０を越えると、どうしてもモールドパウダーＭが坩堝２自体と反応してモールドパウダーＭの成分が変わってしまうし、第一、試験時間や経済面などの観点から有意義ではない。なお、上記の範囲は、鋳型内でモールドパウダーＭが滞在する時間が概ね３〜２０分であり、常温時から概ね１０分程度で前述の加熱条件に至る、という事実も一つの根拠となっている。
・坩堝２内へのモールドパウダーＭの充填量
坩堝２の上端に至るまでモールドパウダーＭを充填するのではなく、上端から４０〜５０ｍｍ下方にモールドパウダーＭの上端が来るようにする。このように坩堝２の上端に若干の余裕を持たせることで、モールドパウダーＭが昇熱時や脱炭時に膨張しても、この膨張によるモールドパウダーＭの吹き零れを抑制でき、もって、装置の損傷等を回避できる。

（まとめ）
以上説明したように上記実施形態においてモールドパウダーＭの評価は、以下のような方法で行われる。即ち、坩堝２内に充填したモールドパウダーＭを、２〜３０の範囲内における所定の温度勾配Ｇ［℃／ｍｍ］であって、前記温度勾配Ｇ［℃／ｍｍ］の勾配の方向に沿った温度の分布が少なくとも４００〜１３００の温度範囲ΔＴ［℃］を含むような加熱条件で１０〜３０分加熱する。この加熱により形成された焼結層の厚みＤ［ｍｍ］を測定する。下記式（１）を満足した場合、このモールドパウダーＭは実機でスラグベアの形成を抑制できると評価する。以上の方法によれば、スラグベアの形成を抑制できるモールドパウダーＭか否かを、圧縮強度を測定することなく簡便に評価することができる。

以上に本発明の好適な実施形態を説明したが、上記の実施形態は以下のように変更して実施することができる。

即ち、例えば、上記実施形態では、モールドパウダーＭを坩堝２内に充填し、この坩堝２を炉芯管７内に立てた状態で装入し、その後、炉芯管７の常温からの加熱を開始することとした。しかし、坩堝２内に充填されたモールドパウダーＭが上述した所定の加熱条件で加熱されさえすれば、上記の手順に限られず、例えば、以下のような手順でも構わない。即ち、（１）炉芯管７内に予め装入し予熱しておいた坩堝２内にモールドパウダーＭを充填する、（２）炉芯管７内に予め装入しておいた坩堝２内にモールドパウダーＭを充填し、その後に常温からの加熱を開始する、といったような手順である。

また、上記実施形態では、図１に示されるようにモールドパウダーＭの温度分布を監視することとしているが、モールドパウダーＭの熱伝導度は成分の如何に拘わらず殆ど一定であるので、２回目以降は、坩堝２のサイズなどに変更がない限り、この監視を省略し、縦型温度勾配炉３の出力制御に置き換えてもよい。

また、上記実施形態では、所定の加熱条件での加熱が完了したら、坩堝２をヤットコで挟んで炉芯管７から取り出した上で空冷することとした。しかし、これに代えて、炉芯管７の自然放熱による冷却速度が過小でなければ、坩堝２を炉芯管７に装入したまま単に縦型温度勾配炉３の電源を落とし、炉芯管７内で坩堝２を十分に冷却してから坩堝２を取り出すこととしてもよい。こうすれば、炉芯管７内から坩堝２を取り出す際に、坩堝２を傾かないようにする煩雑さがなくなる。

また、上記実施形態では、坩堝２をちょうど半分に縦割りしてから上記の焼結層厚みＤ［ｍｍ］を測定することとした。しかし、これに代えて、粉末層のモールドパウダーＭが崩れないのであれば、坩堝２を割らずに坩堝２から試料を抜き取り、その後に焼結層厚みＤ［ｍｍ］を測定することとしてもよい。また、坩堝２をちょうど半分に縦割りしてから試料を坩堝２から完全に取り外し、その上で焼結層厚みＤ［ｍｍ］を測定してもよい。

また、上記実施形態では、所定の加熱条件での加熱が完了したら、坩堝２をヤットコで挟んで炉芯管７から取り出すこととした。しかし、これに代えて、坩堝２を昇降させる自動昇降装置を炉芯管７に設け、この装置を用いて坩堝２を炉芯管７の上方へリフトさせる構成を採用してもよい。これによれば、炉芯管７内から坩堝２を取り出す際に、坩堝２を傾かないようにする煩雑さがなくなる。

１ 評価装置
２ 坩堝
３ 縦型温度勾配炉
Ｇ 温度勾配
Ｄ 焼結層厚み
Ａｖｅ（ｄ） スラグベア平均厚み

Claims (1)

1. 坩堝内に充填したモールドパウダーを、
   ２〜３０の範囲内における所定の温度勾配Ｇ［℃／ｍｍ］であって、前記温度勾配Ｇ［℃／ｍｍ］の勾配の方向に沿った温度の分布が少なくとも４００〜１３００の温度範囲ΔＴ［℃］を含むような加熱条件で１０〜３０分加熱し、
   この加熱により形成された焼結層の厚みＤ［ｍｍ］を測定し、
   下記式（１）を満足した場合、このモールドパウダーは実機でスラグベアの形成を抑制できると評価する、
   ことを特徴とする、モールドパウダーの評価方法。