JP2015202512A - チタンまたはチタン合金からなるスラブの連続鋳造装置 - Google Patents

Abstract

【課題】鋳肌の状態が良好なスラブを鋳造することができるようにする。
【解決手段】鋳型２内の溶湯１２の湯面を加熱するプラズマトーチ７を所定の移動パターンで一回移動させるのに要する時間であるトーチ移動周期を、２０秒以上４０秒以下にする。また、溶湯１２が鋳型２に触れて最初に凝固する部分である初期凝固部を鋳型２の周方向に複数に分割してなる複数の部位の各々における平均入熱量を、１．０ＭＷ／ｍ²以上２．０ＭＷ／ｍ²以下にする。また、溶湯１２の湯面のうちプラズマトーチ７の各々が加熱する領域であるトーチ加熱領域の、鋳型２の長辺方向に沿った長さを、電磁撹拌された溶湯１２が移流するのに要する時間である溶湯移流時間を、３．５秒以下にする。
【選択図】図１

Description

本発明は、チタンまたはチタン合金からなるスラブを連続的に鋳造する、チタンまたはチタン合金からなるスラブの連続鋳造装置に関する。

真空アーク溶解や電子ビーム溶解によって溶融させた金属を無底の鋳型内に注入して凝固させながら下方に引抜くことで、鋳塊を連続的に鋳造することが行われている。

特許文献１には、チタンまたはチタン合金をアルゴンガス雰囲気中でプラズマアーク溶解して鋳型内に注入して凝固させる、自動制御プラズマ溶解鋳造方法が開示されている。不活性ガス雰囲気中で行われるプラズマアーク溶解においては、真空中で行われる電子ビーム溶解とは異なり、純チタンだけでなく、チタン合金も鋳造することが可能である。

特許第３０７７３８７号公報

ところで、鋳造された鋳塊の鋳肌に凹凸や傷があると、圧延前に表面を切削する等の前処理が必要となり、歩留り低減や作業工数の増加の原因となる。そこで、鋳肌に凹凸や傷が無い鋳塊を鋳造することが求められている。

本発明の目的は、鋳肌の状態が良好なスラブを鋳造することが可能なチタンまたはチタン合金からなるスラブの連続鋳造装置を提供することである。

本発明者らは、前記課題を解決すべく試行錯誤した結果、トーチ移動周期、平均入熱量、および、溶湯移流時間をそれぞれ所定の数値範囲に調整すれば、鋳肌の状態が良好なスラブを鋳造することができることを見出した。

即ち、本発明は、チタンまたはチタン合金を溶解させた溶湯を断面矩形で無底の鋳型内に注入して凝固させながら下方に引抜くことで、チタンまたはチタン合金からなるスラブを連続的に鋳造する連続鋳造装置であって、前記鋳型の上方に設けられ、前記溶湯の湯面上において所定の移動パターンで移動されながら、前記鋳型内の前記溶湯の湯面を加熱するプラズマトーチと、前記鋳型の側方に設けられ、電磁撹拌によって、前記溶湯の少なくとも湯面を撹拌する電磁撹拌装置と、を有し、前記スラブの水平断面の長辺の長さを２Ｗ、前記プラズマトーチの本数をＡ、前記プラズマトーチを前記所定の移動パターンで移動させたときの平均移動速度をＶｔとしたときに、前記プラズマトーチを前記所定の移動パターンで一回移動させるのに要する時間であって、Ｔ＝４Ｗ／（Ａ・Ｖｔ）で算出されるトーチ移動周期Ｔが、２０秒以上４０秒以下であり、前記溶湯が前記鋳型に触れて最初に凝固する部分である初期凝固部を前記鋳型の周方向に複数に分割してなる複数の部位の各々において、前記部位への入熱量を前記部位の前記鋳型に沿った長さ方向に平均した平均入熱量が、１．０ＭＷ／ｍ²以上２．０ＭＷ／ｍ²以下であり、前記溶湯の湯面のうち前記プラズマトーチの各々が加熱する領域であるトーチ加熱領域の、前記鋳型の長辺方向に沿った長さＬを、電磁撹拌された前記溶湯が移流するときの平均流速をＶｍとしたときに、前記鋳型の長辺方向に沿った前記トーチ加熱領域の長さＬを前記溶湯が移流するのに要する時間であって、Ｔｍ＝Ｌ／Ｖｍで算出される溶湯移流時間Ｔｍが、３．５秒以下であることを特徴とする。

本発明によれば、プラズマトーチを所定の移動パターンで一回移動させるのに要する時間であるトーチ移動周期を、２０秒以上４０秒以下にする。これにより、プラズマトーチの移動による溶湯の湯面への入熱量の時間変化および空間変動による不均一性を低減させることができる。また、初期凝固部を鋳型の周方向に複数に分割してなる複数の部位の各々における平均入熱量を、１．０ＭＷ／ｍ²以上２．０ＭＷ／ｍ²以下にする。これにより、溶湯の湯面の周縁部の全周にわたって入熱量の不均一性を低減させることができる。また、鋳型の長辺方向に沿ったトーチ加熱領域の長さを溶湯が移流するのに要する時間である溶湯移流時間を、３．５秒以下にする。これにより、スラブの表面温度を均一化することができる。このように、溶湯の湯面の周縁部において、全周にわたって入熱量を均一にすることで、鋳肌の状態が良好なスラブを鋳造することができる。

連続鋳造装置を示す斜視図である。 連続鋳造装置を示す断面図である。 表面欠陥の発生メカニズムを表す説明図である。 表面欠陥の発生メカニズムを表す説明図である。 スラブの表面写真である。 スラブの表面写真である。 鋳型を上方から見たモデル図である。 鋳型を上方から見たモデル図である。 鋳型を上方から見たモデル図である。 鋳型を上方から見たモデル図である。 鋳型を上方から見たモデル図である。 鋳型を上方から見たモデル図である。 鋳型を上方から見たモデル図である。 初期凝固部を複数の部位に分割した各部位における平均入熱量を示す図である。 鋳型を上方から見たモデル図である。 鋳型を上方から見たモデル図である。 溶湯移流時間と凹凸発生頻度指数との関係を示す図である。

以下、本発明の好適な実施の形態について、図面を参照しつつ説明する。

（連続鋳造装置の構成）
本実施形態によるチタンまたはチタン合金からなるスラブの連続鋳造装置（連続鋳造装置）１は、プラズマアーク溶解させたチタンまたはチタン合金の溶湯を断面矩形で無底の鋳型内に注入して凝固させながら下方に引抜くことで、チタンまたはチタン合金からなるスラブを連続的に鋳造する連続鋳造装置である。この連続鋳造装置１は、斜視図である図１、および、断面図である図２に示すように、鋳型２と、コールドハース３と、原料投入装置４と、プラズマトーチ５と、スターティングブロック６と、プラズマトーチ７と、電磁撹拌装置８と、コントローラ（制御装置）９と、を有している。なお、図１においては、電磁撹拌装置８およびコントローラ９の図示を省略している。連続鋳造装置１のまわりは、アルゴンガスやヘリウムガス等からなる不活性ガス雰囲気にされている。

原料投入装置４は、コールドハース３内にスポンジチタンやスクラップ等のチタンまたはチタン合金の原料を投入する。プラズマトーチ５は、コールドハース３の上方に設けられており、プラズマアークを発生させてコールドハース３内の原料を溶融させる。コールドハース３は、原料が溶融した溶湯１２を所定の流量で注湯部３ａから鋳型２内に注入する。

鋳型２は、銅製であって、無底で断面形状が矩形に形成されており、角筒状の壁部の少なくとも一部の内部を循環する水によって冷却されるようになっている。スターティングブロック６は、図示しない駆動部によって上下動され、鋳型２の下側開口部を塞ぐことが可能である。プラズマトーチ７は、鋳型２の上方に設けられており、図示しない移動手段により溶湯１２の湯面上において所定の移動パターンで移動されながら、鋳型２内に注入された溶湯１２の湯面をプラズマアークで加熱する。コントローラ９は、プラズマトーチ７の移動を制御する。

電磁撹拌装置８は、コイル鉄心にＥＭＳコイルを巻回したものであって、鋳型２の側方に設けられており、交流電流による電磁撹拌によって、鋳型２内の溶湯１２の少なくとも湯面を撹拌する。コントローラ９は、電磁撹拌装置８による電磁撹拌を制御する。

以上の構成において、鋳型２内に注入された溶湯１２は、水冷式の鋳型２との接触面から凝固していく。そして、鋳型２の下側開口部を塞いでいたスターティングブロック６を所定の速度で下方に引き下ろしていくことで、溶湯１２が凝固した角柱状のスラブ１１が下方に引抜かれながら連続的に鋳造される。

ここで、真空雰囲気での電子ビーム溶解では微少成分が蒸発するために、チタン合金の鋳造は困難である。これに対して、不活性ガス雰囲気でのプラズマアーク溶解では、純チタンだけでなく、チタン合金も鋳造することが可能である。

なお、連続鋳造装置１は、鋳型２内の溶湯１２の湯面に固相あるいは液相のフラックスを投入するフラックス投入装置を有していてもよい。ここで、真空雰囲気での電子ビーム溶解では、フラックスが飛散するのでフラックスを鋳型２内の溶湯１２に投入するのが困難である。これに対して、不活性ガス雰囲気でのプラズマアーク溶解では、フラックスを鋳型２内の溶湯１２に投入することができるという利点を有する。

（操業条件）
ところで、チタンまたはチタン合金からなるスラブ１１を連続鋳造した際に、スラブ１１の表面（鋳肌）に凹凸や傷があると、次工程である圧延過程で表面欠陥となる。そのため、圧延する前にスラブ１１表面の凹凸や傷を切削等で取り除く必要があり、歩留まりの低下や作業工程の増加など、コストアップの要因となる。そのため、鋳肌に凹凸や傷が無いスラブ１１を鋳造することが求められている。

表面欠陥の発生メカニズムを表す説明図である図３Ａおよび図３Ｂに示すように、鋳型２との境界近傍では、プラズマアークや電子ビームにより加熱される溶湯１２の湯面近傍（湯面から湯面下１０ｍｍ程度までの領域）においてのみ鋳型２と凝固シェル１３の表面とが接触している。そして、これより深い領域ではスラブ１１が熱収縮することで、鋳型２との間にエアギャップ１４が発生する。そして、図３Ａに示すように、溶湯１２の湯面の周縁部に位置する初期凝固部１５（溶湯１２が鋳型２に触れて最初に凝固する部分）への入熱が過多の場合、凝固シェル１３が薄くなりすぎるために強度不足により凝固シェル１３の表面が引きちぎられる「ちぎれ欠陥」が発生する。一方、図３Ｂに示すように、初期凝固部１５への入熱が不足すると、成長した（厚くなった）凝固シェル１３上に溶湯１２が被ることで「湯被り欠陥」が発生する。「ちぎれ欠陥」が発生した鋳塊の表面写真を図４Ａに、「湯被り欠陥」が発生した鋳塊の表面写真を図４Ｂに、それぞれ示す。

したがって、溶湯１２の湯面近傍における初期凝固部１５への入抜熱状況が鋳肌の性状に大きな影響を与えると推定される。そこで、溶湯１２の湯面近傍における初期凝固部１５への入抜熱状態を適切に制御することで、良好な鋳肌のスラブ１１が得られると考えられる。

ここで、鋳型２を上方から見たモデル図である図５に示すように、プラズマアーク溶解により、例えば２５０×１５００ｍｍといった大型サイズのスラブ１１を連続鋳造する場合には、プラズマトーチ７の加熱範囲に限界がある。そのため、出力が大きいプラズマトーチ７を複数用いて、湯面全体を加熱する必要がある。図５においては、出力が大きいプラズマトーチ７を２本用いている。また、スラブ１１の厚みが厚いため、鋳型２の短辺側やコーナー部において凝固シェル１３の成長を抑制するには、鋳型２に沿ってプラズマトーチ７を旋回移動させる必要がある。ここで、図５に示す矢印は、プラズマトーチ７が移動する経路を示している。各プラズマトーチ７は、鋳型２の鋳壁から６２．５ｍｍほど内側で時計回りに旋回される。各プラズマトーチ７の出力は、例えば７５０ｋＷである。

ところが、鋳型２の長辺側ではプラズマトーチ７の滞留時間が長いために、初期凝固部１５への入熱が大きく、凝固シェル１３が薄くなる。一方、鋳型２の短辺側やコーナー部では、プラズマトーチ７の滞留時間が短いために、初期凝固部１５への入熱が不足し凝固シェル１３が成長する（厚くなる）。これにより、スラブ１１の位置によって凝固挙動が不均一となり、鋳肌性状の悪化につながる。

そこで、鋳型２を上方から見たモデル図である図６に示すように、鋳型２の側方に配置した図示しない電磁撹拌装置８で鋳型２内の溶湯１２の少なくとも湯面を電磁誘導により撹拌する。電磁撹拌装置８による電磁撹拌によって、水平方向に旋回する流れ（旋回流）を溶湯１２の湯面もしくは湯面近傍に生じさせる。この旋回流によって、鋳型２の長辺部に滞留する熱い溶湯１２が、凝固シェル１３が成長しやすい鋳型２の短辺部やコーナー部に移流される。これにより、プラズマトーチ７の滞留時間が長い鋳型２の長辺側での温度上昇、および、プラズマトーチ７の滞留時間が短い鋳型２の短辺側やコーナー部での温度低下が緩和される。

なお、溶湯１２の少なくとも湯面における旋回流の方向は、プラズマトーチ７の旋回方向と一致していてもよいし、逆方向であってもよい。ただし、プラズマトーチ７の旋回方向とは逆方向に溶湯１２の少なくとも湯面を旋回させることで、スラブ１１の表面温度の変動幅を小さくすることができる。

ここで、大型サイズのスラブ１１を連続鋳造する場合、電磁撹拌によって湯面全体に熱を移流させるためには、大きな撹拌力によって溶湯１２の流速を速める必要がある。

一方、鋳型２を上方から見たモデル図である図７に示すように、プラズマアーク溶解により、例えば１２５×３７５ｍｍといった小型サイズのスラブ１１を連続鋳造する場合には、湯面の面積が小さいため、出力が小さい１本のプラズマトーチ７で湯面全体を加熱することが可能である。また、スラブ１１の厚みが薄いため、同一線上においてプラズマトーチ７を往復移動させることで、鋳型２の短辺側やコーナー部において凝固シェル１３の成長を抑制することが可能である。ここで、図７に示す矢印は、プラズマトーチ７が移動する経路を示している。プラズマトーチ７の出力は、例えば２００〜２５０ｋＷである。

また、鋳型２を上方から見たモデル図である図８に示すように、小型サイズのスラブ１１を連続鋳造する場合、電磁撹拌による撹拌力が小さくて溶湯１２の流速が遅めであっても、旋回流によって湯面全体に熱を移流させることが可能である。

このように、鋳造するスラブ１１のサイズによって、鋳肌を平滑化するために必要なプラズマトーチ７の本数や出力、移動パターンが異なる。また、鋳造するスラブ１１のサイズによって、鋳肌を平滑化するために必要な電磁撹拌の撹拌力が異なる。

これを前提として、本発明者らは、鋳肌の状態が良好なスラブ１１を鋳造しようと試行錯誤した結果、トーチ移動周期、平均入熱量、および、溶湯移流時間をそれぞれ所定の数値範囲に調整すれば、鋳肌の状態が良好なスラブ１１を鋳造することができることを見出した。

具体的には、トーチ移動周期を２０秒以上４０秒以下、平均入熱量を１．０ＭＷ／ｍ²以上２．０ＭＷ／ｍ²以下、溶湯移流時間を３．５秒以下にそれぞれ調整すれば、鋳肌の状態が良好なスラブ１１を鋳造することができることを見出した。

（トーチ移動周期）
トーチ移動周期とは、プラズマトーチ７を湯面上において所定の移動パターンで一回移動させるのに要する時間である。具体的には、トーチ移動周期は、プラズマトーチ７の一回分の移動距離をプラズマトーチ７の平均移動速度で割ったものである。

図５に示すように、大型のスラブ１１を鋳造する場合、２本のプラズマトーチ７が湯面上をそれぞれ所定の速度で旋回移動される。トーチ移動周期は、プラズマトーチ７を１周させるのに要する時間である。また、図７に示すように、小型のスラブ１１を鋳造する場合、プラズマトーチ７が湯面上を所定の速度で往復移動される。トーチ移動周期は、プラズマトーチ７を１往復させるのに要する時間である。

鋳型２を上方から見たモデル図である図９、図１０に示すように、スラブ１１の水平断面の長辺の長さ（スラブ幅）を２Ｗとする。ここで、図９に図示されている鋳型２は、大型のスラブ１１を鋳造するためのものであって、図５に示す鋳型２に対応している。また、図１０に図示されている鋳型２は、小型のスラブ１１を鋳造するためのものであって、図７に示す鋳型２に対応している。また、プラズマトーチ７の本数をＡ、プラズマトーチ７を所定の移動パターンで移動させたときの平均移動速度をＶｔとすると、トーチ移動周期Ｔは、Ｔ＝４Ｗ／（Ａ・Ｖｔ）で算出される。

ここで、図５、図７に示すように、溶湯１２の湯面の同じ箇所においてみた場合、移動するプラズマトーチ７が近づいたり離れたりすることで、時間の経過とともにその箇所における入熱量が変化する。また、溶湯１２の湯面全体でみた場合、プラズマトーチ７の移動とともに、プラズマトーチ７に近くて入熱量が多い箇所と、プラズマトーチ７から遠くて入熱量が少ない箇所とが変化する。このように、プラズマトーチ７が移動することによって、溶湯１２の湯面への入熱量に時間変化および空間変動による不均一性が生じる。

しかし、トーチ移動周期Ｔを２０秒（ｓｅｃ）以上４０秒以下にすることで、溶湯１２の湯面への入熱量の時間変化および空間変動による不均一性を低減させることができる。

（流動凝固計算）
ここで、流動凝固計算により、全周にわたって鋳肌が良好なスラブ１１を得るためのトーチ移動周期Ｔを算出した。その結果を表１に示す。

平均移動速度Ｖｔの最大値は５０ｍｍ／ｓｅｃ程度である。また、１本のプラズマトーチ７で鋳造が可能なスラブ幅の限界値は１０００ｍｍ程度と推定される。以上から、全周にわたって鋳肌が良好なスラブ１１を得るためには、トーチ移動周期Ｔを２０秒以上４０秒以下にすればよいことがわかった。

（平均入熱量）
平均入熱量とは、初期凝固部１５（溶湯１２が鋳型２に触れて最初に凝固する部分）（図３Ａ、図３Ｂ参照）を鋳型２の周方向に複数に分割してなる複数の部位の各々において、ある部位への入熱量をその部位の鋳型２に沿った長さ方向に平均したものである。

本実施形態においては、鋳型２を上方から見たモデル図である図１１に示すように、初期凝固部１５を鋳型２の内周に沿ってコーナー（１）〜（４）、長辺１／４（１），（２）、長辺１／２（１），（２）、長辺３／４（１），（２）、短辺（１），（２）の合計１２個の部位１５ａに分割して、各部位１５ａにおける平均入熱量を求めている。

上述したように、溶湯１２の湯面近傍の凝固シェル１３の成長は、初期凝固部１５への入熱状況に大きく影響を受ける。図３Ａに示したように、初期凝固部１５への入熱が過多の場合、「ちぎれ欠陥」が発生する。一方、図３Ｂに示したように、初期凝固部１５への入熱が不足すると、「湯被り欠陥」が発生する。

しかし、平均入熱量を１．０ＭＷ／ｍ²以上２．０ＭＷ／ｍ²以下にすることで、溶湯１２の湯面の周縁部の全周にわたって入熱量の不均一性を低減させることができる。

（流動凝固計算）
ここで、流動凝固計算により、全周にわたって鋳肌が良好なスラブ１１を得るための平均入熱量を算出した。その結果を図１２に示す。ここで、Ｃａｓｅ（１）は、図５に示すように、２５０ｍｍ×１５００ｍｍの大型のスラブ１１を鋳造する場合において、２本のプラズマトーチ７の出力をそれぞれ７５０ｋＷにしたときの平均入熱量である。また、Ｃａｓｅ（２）は、図７に示すように、１２５ｍｍ×３７５ｍｍの小型のスラブ１１を鋳造する場合において、１本のプラズマトーチ７の出力を２００ｋＷにしたときの平均入熱量である。

図１２から、全周にわたって鋳肌が良好なスラブ１１を得るためには、平均入熱量を１．０ＭＷ／ｍ²以上２．０ＭＷ／ｍ²以下にすればよいことがわかった。

なお、平均入熱量の代わりに、平均入熱量に補正値をかけた値であるスラブ平均入熱量を用いてもよい。ここで、補正値は、トーチ加熱領域を鋳型２が囲む長さに基づいた値である。トーチ加熱領域は、溶湯１２の湯面のうち各プラズマトーチ７が加熱する領域である。

図９に示すように、２本のプラズマトーチ７を使用して大型のスラブ１１を鋳造する場合、溶湯１２の湯面の半分が、各プラズマトーチ７が加熱するトーチ加熱領域１７である。一方、図１０に示すように、１本のプラズマトーチ７を使用して小型のスラブ１１を鋳造する場合、溶湯１２の湯面の全部が、プラズマトーチ７が加熱するトーチ加熱領域１７である。

ここで、図９に示すように、２本のプラズマトーチ７を使用する場合、トーチ加熱領域１７は鋳型２によって３方を囲まれている。これに対して、図１０に示すように、１本のプラズマトーチ７を使用する場合、トーチ加熱領域１７は鋳型２によって４方を囲まれている。そして、４方を鋳型２で囲まれているトーチ加熱領域１７の方が、３方を鋳型２で囲まれているトーチ加熱領域１７よりも鋳型２による冷却能力が大きい。そこで、１本のプラズマトーチ７を使用する場合、平均入熱量を補正値αで補正したスラブ平均入熱量を用いる。補正値αは、図７に示す鋳型２の長辺の長さ２Ｗ（ｍｍ）及び短辺の長さｔ（ｍｍ）を用いて、以下の式（１）から算出する。

α＝（４Ｗ＋２ｔ）／（４Ｗ＋ｔ）
＝（３７５＋１２５＋３７５＋１２５）／（３７５＋１２５＋３７５）＝１．３ ・・・式（１）

Ｃａｓｅ（２）において、この補正値αをプラズマトーチ７の出力値にかけると、出力は２５０ｋＷとなる。Ｃａｓｅ（２）の平均入熱量を補正値αで補正したスラブ平均入熱量をＣａｓｅ（３）として図１２に示す。各部位１５ａにおけるスラブ平均入熱量を１．０ＭＷ／ｍ²以上２．０ＭＷ／ｍ²以下にすることで、溶湯１２の湯面近傍の凝固シェル１３の成長を好適に抑制することができる。これにより、鋳肌が良好なスラブ１１を得ることができる。

（溶湯移流時間）
溶湯移流時間とは、鋳型２の長辺方向に沿ったトーチ加熱領域１７の長さ（トーチ有効加熱幅）を、電磁撹拌された溶湯１２が移流するのに要する時間である。具体的には、溶湯移流時間は、トーチ有効加熱幅を、電磁撹拌された溶湯１２が移流するときの平均流速で除した値である。

図９に示すように、大型のスラブ１１を鋳造する場合、各プラズマトーチ７のトーチ加熱領域１７は、溶湯１２の湯面の半分であるので、トーチ有効加熱幅は鋳型２の長辺の１／２の長さである。一方、図１０に示すように、小型のスラブ１１を鋳造する場合、プラズマトーチ７のトーチ加熱領域１７は、溶湯１２の湯面の全部であるので、トーチ有効加熱幅は鋳型２の長辺の全長である。

トーチ有効加熱幅をＬ、電磁撹拌された溶湯１２がトーチ有効加熱幅Ｌを移流するときの平均流速をＶｍとすると、溶湯移流時間Ｔｍは、Ｔｍ＝Ｌ／Ｖｍで算出される。

ここで、鋳型２を上方から見たモデル図である図１３に示すように、プラズマトーチ７が湯面の図中左側に移動すると、プラズマトーチ７から離れた図中右側の湯面において溶湯１２の温度が低下する。そこで、矢印で示すように、電磁撹拌によって、湯面の左側の熱い溶湯１２を湯面の右側に移流させる。これにより、電磁撹拌がない場合に比べて、溶湯１２の温度低下が緩和され、スラブ表面温度が均一化される。

しかしながら、トーチ有効加熱幅を溶湯１２が移流するのに要する時間である溶湯移流時間が異なると、時間の経過に伴うスラブ１１の表面温度の変化の度合いが異なってくる。具体的には、溶湯移流時間が短いほどスラブ１１の表面温度の時間変化が小さくなり、スラブ１１の表面温度が均一化される。

そこで、溶湯移流時間Ｔｍを、３．５秒（ｓｅｃ）以下にすることで、スラブ１１の表面温度を均一化することができる。

（流動凝固計算）
ここで、流動凝固計算により、全周にわたって鋳肌が良好なスラブ１１を得るための溶湯移流時間を算出した。ここで、鋳型２を上方から見たモデル図である図１４に示すように、鋳型２の内面から１０ｍｍ離れた位置でのＸ方向の流速（絶対値）の、−２Ｌ／５≦ｘ≦２Ｌ／５の範囲での平均値を用いて、溶湯移流時間を求めた。

溶湯移流時間と凹凸発生頻度指数との関係を図１５に示す。ここで、Ｃａｓｅ（１）は、図５に示すように、２５０ｍｍ×１５００ｍｍの大型のスラブ１１を鋳造する場合において、２本のプラズマトーチ７の出力をそれぞれ７５０ｋＷにしたときの計算結果である。また、Ｃａｓｅ（２）は、図７に示すように、１２５ｍｍ×３７５ｍｍの小型のスラブ１１を鋳造する場合において、１本のプラズマトーチ７の出力を２００ｋＷにしたときの計算結果である。また、Ｃａｓｅ（３）は、Ｃａｓｅ（２）におけるプラズマトーチ７の出力値を補正値で補正して２５０ｋＷにしたときの計算結果である。

また、この関係図では、電磁撹拌の撹拌力を変化させて、それぞれの撹拌力における計算結果をプロットしている。ここで、電磁撹拌の撹拌力が強いほど溶湯１２の流速が速くなって溶湯移流時間が短くなる。また、凹凸発生頻度指数が小さいほど鋳肌の性状が良好になる。そこで、凹凸発生頻度指数が１０以下となる範囲を目標範囲とした。

図１５から、全周にわたって鋳肌が良好なスラブ１１を得るためには、溶湯移流時間を３．５秒以下にすればよいことがわかった。

（効果）
以上に述べたように、本実施形態に係るチタンまたはチタン合金からなるスラブの連続鋳造装置１によると、プラズマトーチ７を所定の移動パターンで一回移動させるのに要する時間であるトーチ移動周期を、２０秒以上４０秒以下にする。これにより、プラズマトーチ７の移動による溶湯１２の湯面への入熱量の時間変化および空間変動による不均一性を低減させることができる。また、初期凝固部１５を鋳型２の周方向に複数に分割してなる複数の部位１５ａの各々における平均入熱量を、１．０ＭＷ／ｍ²以上２．０ＭＷ／ｍ²以下にする。これにより、溶湯１２の湯面の周縁部の全周にわたって入熱量の不均一性を低減させることができる。また、鋳型２の長辺方向に沿ったトーチ加熱領域１７の長さを溶湯１２が移流するのに要する時間である溶湯移流時間を、３．５秒以下にする。これにより、スラブ１１の表面温度を均一化することができる。このように、溶湯１２の湯面の周縁部において、全周にわたって入熱量を均一にすることで、鋳肌の状態が良好なスラブ１１を鋳造することができる。

（本実施形態の変形例）
以上、本発明の実施形態を説明したが、具体例を例示したに過ぎず、特に本発明を限定するものではなく、具体的構成などは、適宜設計変更可能である。また、発明の実施の形態に記載された、作用及び効果は、本発明から生じる最も好適な作用及び効果を列挙したに過ぎず、本発明による作用及び効果は、本発明の実施の形態に記載されたものに限定されるものではない。

１ 連続鋳造装置
２ 鋳型
３ コールドハース
３ａ 注湯部
４ 原料投入装置
５ プラズマトーチ
６ スターティングブロック
７ プラズマトーチ
８ 電磁撹拌装置
９ コントローラ
１１ スラブ
１２ 溶湯
１３ 凝固シェル
１４ エアギャップ
１５ 初期凝固部
１５ａ 部位
１７ トーチ加熱領域

Claims (1)

1. チタンまたはチタン合金を溶解させた溶湯を断面矩形で無底の鋳型内に注入して凝固させながら下方に引抜くことで、チタンまたはチタン合金からなるスラブを連続的に鋳造する連続鋳造装置であって、
   前記鋳型の上方に設けられ、前記溶湯の湯面上において所定の移動パターンで移動されながら、前記鋳型内の前記溶湯の湯面を加熱するプラズマトーチと、
   前記鋳型の側方に設けられ、電磁撹拌によって、前記溶湯の少なくとも湯面を撹拌する電磁撹拌装置と、
   を有し、
   前記スラブの水平断面の長辺の長さを２Ｗ、前記プラズマトーチの本数をＡ、前記プラズマトーチを前記所定の移動パターンで移動させたときの平均移動速度をＶｔとしたときに、前記プラズマトーチを前記所定の移動パターンで一回移動させるのに要する時間であって、Ｔ＝４Ｗ／（Ａ・Ｖｔ）で算出されるトーチ移動周期Ｔが、２０秒以上４０秒以下であり、
   前記溶湯が前記鋳型に触れて最初に凝固する部分である初期凝固部を前記鋳型の周方向に複数に分割してなる複数の部位の各々において、前記部位への入熱量を前記部位の前記鋳型に沿った長さ方向に平均した平均入熱量が、１．０ＭＷ／ｍ²以上２．０ＭＷ／ｍ²以下であり、
   前記溶湯の湯面のうち前記プラズマトーチの各々が加熱する領域であるトーチ加熱領域の、前記鋳型の長辺方向に沿った長さＬを、電磁撹拌された前記溶湯が移流するときの平均流速をＶｍとしたときに、前記鋳型の長辺方向に沿った前記トーチ加熱領域の長さＬを前記溶湯が移流するのに要する時間であって、Ｔｍ＝Ｌ／Ｖｍで算出される溶湯移流時間Ｔｍが、３．５秒以下であることを特徴とするチタンまたはチタン合金からなるスラブの連続鋳造装置。