JP6969411B2 - Ｃｕ−Ｚｎ−Ｓｉ系合金の連続鋳造方法 - Google Patents
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Description
本発明は、Ｃｕ−Ｚｎ−Ｓｉ系合金の鋳塊を連続的に製造するＣｕ−Ｚｎ−Ｓｉ系合金の連続鋳造方法に関するものである。
従来、各種部品の素材として、被削性に優れた銅合金である快削黄銅が広く用いられて
いる。この快削黄銅は、Ｃｕ−Ｚｎ合金にＰｂを添加することで被削性を向上させたもの
である。しかし、近年では、環境問題等の観点から、Ｐｂの使用が規制されており、その
用途が大幅に制限されている。
そこで、Ｐｂの含有量を大幅に低減しても優れた被削性を有する銅合金として、例えば
特許文献１に示すＣｕ−Ｚｎ−Ｓｉ系合金が提供されている。このＣｕ−Ｚｎ−Ｓｉ系合
金は、Ｐｂを含有していないことから、例えば、飲料水等と接触する上水道用配管の水栓
金具、給排水金具、バルブ、水道メータ金具等の各種部品に用いられている。
いる。この快削黄銅は、Ｃｕ−Ｚｎ合金にＰｂを添加することで被削性を向上させたもの
である。しかし、近年では、環境問題等の観点から、Ｐｂの使用が規制されており、その
用途が大幅に制限されている。
そこで、Ｐｂの含有量を大幅に低減しても優れた被削性を有する銅合金として、例えば
特許文献１に示すＣｕ−Ｚｎ−Ｓｉ系合金が提供されている。このＣｕ−Ｚｎ−Ｓｉ系合
金は、Ｐｂを含有していないことから、例えば、飲料水等と接触する上水道用配管の水栓
金具、給排水金具、バルブ、水道メータ金具等の各種部品に用いられている。
このような部品を製造する場合においては、各種断面を有する棒材や線材が加工用素材として用いられることがある。
棒材や線材を製造する場合、通常、大型の鋳塊を熱間で押出加工又は圧延加工することにより棒材とし、この棒材に対して、抽伸加工等の塑性加工を行うことによって製造されている。しかし、押出加工又は圧延加工を行って棒材を製造する場合には、大型の鋳塊を製造する鋳造工程と、鋳塊を加熱する加熱工程と、加熱した鋳塊を押し出す押出工程又は圧延工程と、多くの工程を行う必要があり、多大な製造コスト及び製造時間を要するものであった。
棒材や線材を製造する場合、通常、大型の鋳塊を熱間で押出加工又は圧延加工することにより棒材とし、この棒材に対して、抽伸加工等の塑性加工を行うことによって製造されている。しかし、押出加工又は圧延加工を行って棒材を製造する場合には、大型の鋳塊を製造する鋳造工程と、鋳塊を加熱する加熱工程と、加熱した鋳塊を押し出す押出工程又は圧延工程と、多くの工程を行う必要があり、多大な製造コスト及び製造時間を要するものであった。
そこで、金属の棒材又は線材を低コストで効率良く製造する方法として、例えば特許文献２−５に開示されているように、金属の溶湯が貯留された鋳造炉に鋳型を設置し、棒状の鋳塊を連続的に鋳造する連続鋳造法が提供されている。なお、上述の鋳型においては、通常、グラファイトのように自己潤滑性を有するモールドが用いられている。
ところで、棒状の鋳塊を連続的に鋳造する場合には、特許文献２−４に示すように、鋳塊を一定の速度で連続的に引き抜くことなく、引抜工程と押戻し工程とを繰り返し行う間欠引抜サイクルを繰り返すことが一般的である。このように間欠引抜サイクルを実施した場合には、引抜時に凝固した固相（凝固シェル）を移動させ、移動後の空間に液相が流れ込み、新たに固相が形成される。このように凝固シェルが断続的に形成されるために、鋳塊の表面には、間欠引抜サイクルの周期に同調したオシレーションマークと呼ばれる模様が形成される。
このオシレーションマークは、鋳型内で断続的に形成される凝固シェルの湯境に相当することになるが、製造条件によっては、オシレーションマークの部分にクラックが生じたり、深い凹凸が生じたりして、表面欠陥を伴うことがある。
ここで、特許文献２−４においては、上述のオシレーションマークにおける欠陥発生を抑制するために、間欠引抜サイクルのパターンを規定している。
ここで、特許文献２−４においては、上述のオシレーションマークにおける欠陥発生を抑制するために、間欠引抜サイクルのパターンを規定している。
ところで、特許文献１に開示されたＣｕ−Ｚｎ−Ｓｉ系合金においては、Ｚｎが鋳型の内壁に付着することにより、グラファイトモールドの自己潤滑性が阻害され、凝固シェルの焼き付きが発生しやすい傾向にある。このため、間欠引抜サイクルのパターンが適正でない場合には、凝固シェルの焼き付きが発生し、オシレーションマークの部分に深いクラックが生じるおそれがあった。また、凝固シェルの破断が発生するおそれがあった。
また、Ｃｕ−Ｚｎ−Ｓｉ系合金は、固相と液相とが混在する温度幅が広いため、モールド内において固液共存域が幅広く存在し、凝固シェルの強度が不足する傾向にある。このため、間欠引き出し時に凝固シェルが破断しやすく、上述のオシレーションマーク深さが深くなってしまうといった問題があった。
また、Ｃｕ−Ｚｎ−Ｓｉ系合金は、固相と液相とが混在する温度幅が広いため、モールド内において固液共存域が幅広く存在し、凝固シェルの強度が不足する傾向にある。このため、間欠引き出し時に凝固シェルが破断しやすく、上述のオシレーションマーク深さが深くなってしまうといった問題があった。
そこで、特許文献５においては、Ｃｕ−Ｚｎ−Ｓｉ系合金に適した間欠引抜サイクルのパターンが提案されており、オシレーションマーク深さを十分に低減でき、表面品質に優れた鋳塊を製造することが可能とされている。
なお、この特許文献５においては、断面積１００００ｍｍ２以下の鋳塊を対象としていた。
なお、この特許文献５においては、断面積１００００ｍｍ２以下の鋳塊を対象としていた。
ところで、最近では、さらなるニアネットシェイプの要求により、引抜方向に直交する断面の断面積が５００ｍｍ２以下といったさらに小さな断面積を有する鋳塊が求められている。
このような断面積の小さな鋳塊を連続鋳造する場合には、オシレーションマークによる影響がさらに大きく、オシレーションマーク深さをさらに浅くする必要があった。また、変質層や内部欠陥の発生も抑制する必要があった。
このような断面積の小さな鋳塊を連続鋳造する場合には、オシレーションマークによる影響がさらに大きく、オシレーションマーク深さをさらに浅くする必要があった。また、変質層や内部欠陥の発生も抑制する必要があった。
本発明は、以上のような事情を背景としてなされたものであって、Ｃｕ−Ｚｎ−Ｓｉ系合金からなる断面積５００ｍｍ２以下の鋳塊を連続して鋳造した場合であっても、オシレーションマーク深さを十分に低減できるとともに変質層や内部欠陥の発生を抑制でき、品質に優れた鋳塊を製造することが可能なＣｕ−Ｚｎ−Ｓｉ系合金の連続鋳造方法を提供することを目的としている。
この課題を解決するために、本発明のＣｕ−Ｚｎ−Ｓｉ系合金の連続鋳造方法は、Ｃｕの含有量が６９ｍａｓｓ％以上７９ｍａｓｓ％以下の範囲内、Ｓｉの含有量が２．０ｍａｓｓ％以上４．０ｍａｓｓ％未満の範囲内とされたＣｕ−Ｚｎ−Ｓｉ系合金からなり、引抜方向に直交する断面の断面積が１５ｍｍ２以上５００ｍｍ２以下とされた鋳塊を間欠的に引き抜いて連続鋳造するＣｕ−Ｚｎ−Ｓｉ系合金の連続鋳造方法であって、前記Ｃｕ−Ｚｎ−Ｓｉ系合金の溶湯が貯留される鋳造炉と、この鋳造炉に連結された鋳型と、を有する連続鋳造機を用いて、引抜工程と押戻し工程とからなる間欠引出サイクルにより、前記鋳塊の引き抜きを行う構成とされ、前記引抜工程における引抜距離Ｌ（ｍｍ）、引抜時間Ｔ（秒）、引抜時の加速時間Ｔａ（秒）、引抜時の減速時間Ｔｄ（秒）と、前記押戻し工程における押戻し距離ｌ（ｍｍ）、押戻し時間ｔ（秒）、押戻し時の加速時間ｔａ（秒）、押戻し時の減速時間ｔｄ（秒）と、前記鋳塊の引抜方向に対して直交する断面の断面積Ｓ（ｍｍ２）と引抜距離Ｌ（ｍｍ）及び押戻し距離ｌ（ｍｍ）から算出される移動体積ΔＶ＝Ｓ×（Ｌ−ｌ）とが、
（１）式：７×Ｓ＜ΔＶ＜１８×Ｓ−（Ｌ−ｌ）／（Ｔ＋Ｔａ＋Ｔｄ＋ｔ＋ｔａ＋ｔｄ）
（２）式：１０＜（Ｌ−ｌ）／（Ｔ＋Ｔａ＋Ｔｄ＋ｔ＋ｔａ＋ｔｄ）＜１００を満足し、
前記引抜距離Ｌ（ｍｍ）が、１０≦Ｌ≦１８、
前記引抜時間Ｔ（秒）が、０．０１≦Ｔ≦０．０８、
引抜時の加速時間Ｔａ（秒）が、０．１４≦Ｔａ≦０．３、
引抜時の減速時間Ｔｄ（秒）が、０≦Ｔｄ≦０．２、
引抜後の停止時間Ｔｓ（秒）が、０≦Ｔｓ≦１．０、
前記押戻し距離ｌ（ｍｍ）が、０．５≦ｌ≦３．０、
前記鋳造炉内の銅合金溶湯の温度が９７０℃以上、
であることを特徴としている。
（１）式：７×Ｓ＜ΔＶ＜１８×Ｓ−（Ｌ−ｌ）／（Ｔ＋Ｔａ＋Ｔｄ＋ｔ＋ｔａ＋ｔｄ）
（２）式：１０＜（Ｌ−ｌ）／（Ｔ＋Ｔａ＋Ｔｄ＋ｔ＋ｔａ＋ｔｄ）＜１００を満足し、
前記引抜距離Ｌ（ｍｍ）が、１０≦Ｌ≦１８、
前記引抜時間Ｔ（秒）が、０．０１≦Ｔ≦０．０８、
引抜時の加速時間Ｔａ（秒）が、０．１４≦Ｔａ≦０．３、
引抜時の減速時間Ｔｄ（秒）が、０≦Ｔｄ≦０．２、
引抜後の停止時間Ｔｓ（秒）が、０≦Ｔｓ≦１．０、
前記押戻し距離ｌ（ｍｍ）が、０．５≦ｌ≦３．０、
前記鋳造炉内の銅合金溶湯の温度が９７０℃以上、
であることを特徴としている。
この構成のＣｕ−Ｚｎ−Ｓｉ系合金の連続鋳造方法においては、移動体積ΔＶ＝Ｓ×（Ｌ−ｌ）の上限が、（Ｌ−ｌ）／（Ｔ＋Ｔａ＋Ｔｄ＋ｔ＋ｔａ＋ｔｄ）に応じて規定されているので、移動体積ΔＶを大きくして１サイクルで必要な溶湯供給量が大きくなる場合には、押戻し量ｌを大きくしたり、（Ｔ＋Ｔａ＋Ｔｄ＋ｔ＋ｔａ＋ｔｄ）を長くしたりすることにより、鋳型内への溶湯供給量を確保することができ、湯回り不良の発生を抑制することができる。
一方、移動体積ΔＶ＝Ｓ×（Ｌ−ｌ）が、７×Ｓより大きくされているので、凝固シェルの焼き付きを抑制することができる。
一方、移動体積ΔＶ＝Ｓ×（Ｌ−ｌ）が、７×Ｓより大きくされているので、凝固シェルの焼き付きを抑制することができる。
また、（Ｌ−ｌ）／（Ｔ＋Ｔａ＋Ｔｄ＋ｔ＋ｔａ＋ｔｄ）を１０よりも大きくしているので、引抜途中で溶湯の固相率が高くなって流動性が低下してしまうことを抑制できる。
さらに、（Ｌ−ｌ）／（Ｔ＋Ｔａ＋Ｔｄ＋ｔ＋ｔａ＋ｔｄ）を１００よりも小さくしているので、湯回り不良の発生を抑制できる。また、引抜時の鋳型と凝固シェルとの摩擦力が大きくなることを抑制でき、引抜時の凝固シェルの破断を抑制することができる。
よって、オシレーションマーク深さを浅くすることができるとともに、変質層が厚く形成されることを抑制できる。また、内部欠陥の発生を抑制することができる。
引抜距離Ｌ（ｍｍ）が１０≦Ｌ≦１８の範囲内とされているので、凝固シェルの焼き付きをさらに抑制できるとともに、引抜時に十分に溶湯が供給されることにより湯回り不良の発生をさらに抑制することができる。
また、引抜時間Ｔ（秒）が０．０１≦Ｔ≦０．０８の範囲内、及び、引抜時の加速時間Ｔａ（秒）が０．１４≦Ｔａ≦０．３の範囲内とされているので、凝固シェルの破断をさらに抑制できるとともに、湯回り不良の発生をさらに抑制することができる。
さらに、引抜時の減速時間Ｔｄ（秒）が０≦Ｔｄ≦０．２の範囲内とされているので、引抜工程全体の時間が必要以上に長くなることを抑制でき、湯回り不良の発生をさらに抑制することができる。
また、引抜後の停止時間Ｔｓ（秒）が０≦Ｔｓ≦１．０の範囲内とされているので、凝固シェルをさらに十分に成長させることができるとともに、凝固シェルの焼き付きをさらに抑制することができる。
さらに、押戻し距離ｌ（ｍｍ）が０．５≦ｌ≦３．０の範囲内とされているので、押戻し距離に必要な凝固収縮分を満たし、押戻しによって、凝固シェルが鋳型に強く拘束されることをさらに抑制できるとともに、１サイクル前に形成された凝固シェルと本サイクルで形成された凝固シェルとを強く溶着することができる。
また、鋳造炉内の銅合金溶湯の温度が９７０℃以上とされているので、湯回り不良の発生をさらに抑制することができる。
さらに、（Ｌ−ｌ）／（Ｔ＋Ｔａ＋Ｔｄ＋ｔ＋ｔａ＋ｔｄ）を１００よりも小さくしているので、湯回り不良の発生を抑制できる。また、引抜時の鋳型と凝固シェルとの摩擦力が大きくなることを抑制でき、引抜時の凝固シェルの破断を抑制することができる。
よって、オシレーションマーク深さを浅くすることができるとともに、変質層が厚く形成されることを抑制できる。また、内部欠陥の発生を抑制することができる。
引抜距離Ｌ（ｍｍ）が１０≦Ｌ≦１８の範囲内とされているので、凝固シェルの焼き付きをさらに抑制できるとともに、引抜時に十分に溶湯が供給されることにより湯回り不良の発生をさらに抑制することができる。
また、引抜時間Ｔ（秒）が０．０１≦Ｔ≦０．０８の範囲内、及び、引抜時の加速時間Ｔａ（秒）が０．１４≦Ｔａ≦０．３の範囲内とされているので、凝固シェルの破断をさらに抑制できるとともに、湯回り不良の発生をさらに抑制することができる。
さらに、引抜時の減速時間Ｔｄ（秒）が０≦Ｔｄ≦０．２の範囲内とされているので、引抜工程全体の時間が必要以上に長くなることを抑制でき、湯回り不良の発生をさらに抑制することができる。
また、引抜後の停止時間Ｔｓ（秒）が０≦Ｔｓ≦１．０の範囲内とされているので、凝固シェルをさらに十分に成長させることができるとともに、凝固シェルの焼き付きをさらに抑制することができる。
さらに、押戻し距離ｌ（ｍｍ）が０．５≦ｌ≦３．０の範囲内とされているので、押戻し距離に必要な凝固収縮分を満たし、押戻しによって、凝固シェルが鋳型に強く拘束されることをさらに抑制できるとともに、１サイクル前に形成された凝固シェルと本サイクルで形成された凝固シェルとを強く溶着することができる。
また、鋳造炉内の銅合金溶湯の温度が９７０℃以上とされているので、湯回り不良の発生をさらに抑制することができる。
ここで、本発明のＣｕ−Ｚｎ−Ｓｉ系合金の連続鋳造方法においては、前記押戻し工程における押戻し時間ｔ（秒）、押戻し時の加速時間ｔａ（秒）、押戻し時の減速時間ｔｄ（秒）、押戻し後の停止時間ｔｓ（秒）が、
（３）式：０．０５＜（ｔａ＋ｔ＋ｔｄ＋ｔｓ）＜３．０
（４）式：０．４＜ｔｓ／（ｔａ＋ｔ＋ｔｄ）＜１０
を満足することが好ましい。
（３）式：０．０５＜（ｔａ＋ｔ＋ｔｄ＋ｔｓ）＜３．０
（４）式：０．４＜ｔｓ／（ｔａ＋ｔ＋ｔｄ）＜１０
を満足することが好ましい。
Ｃｕ−Ｚｎ−Ｓｉ系合金においては、上述のように、揮発したＺｎが鋳型内壁に付着しやすく、凝固シェルが鋳型へ焼き付いて拘束され、鋳塊の表面品質が低下するおそれがある。ここで、（ｔａ＋ｔ＋ｔｄ＋ｔｓ）を上述の範囲内とすることにより、凝固シェルの焼き付きをさらに抑制することができる。
また、ｔｓ／（ｔａ＋ｔ＋ｔｄ）を１０よりも小さくすることにより、押戻し後の停止時間ｔｓが長くなり過ぎず、凝固シェルの焼き付きの発生をさらに抑制することができる。
一方、ｔｓ／（ｔａ＋ｔ＋ｔｄ）を０．４よりも大きくすることにより、押戻し後の停止時間ｔｓが確保され、十分な厚さの凝固シェルを成長させることができ、凝固シェルの破断をさらに抑制することができる。
また、ｔｓ／（ｔａ＋ｔ＋ｔｄ）を１０よりも小さくすることにより、押戻し後の停止時間ｔｓが長くなり過ぎず、凝固シェルの焼き付きの発生をさらに抑制することができる。
一方、ｔｓ／（ｔａ＋ｔ＋ｔｄ）を０．４よりも大きくすることにより、押戻し後の停止時間ｔｓが確保され、十分な厚さの凝固シェルを成長させることができ、凝固シェルの破断をさらに抑制することができる。
本発明によれば、Ｃｕ−Ｚｎ−Ｓｉ系合金からなる断面積５００ｍｍ２以下の鋳塊を連続して鋳造した場合であっても、オシレーションマーク深さを十分に低減できるとともに変質層や内部欠陥の発生を抑制でき、品質に優れた鋳塊を製造することが可能なＣｕ−Ｚｎ−Ｓｉ系合金の連続鋳造方法を提供することができる。
以下に、本発明の一実施形態であるＣｕ−Ｚｎ−Ｓｉ系合金の連続鋳造方法について説明する。
本実施形態であるＣｕ−Ｚｎ−Ｓｉ系合金の連続鋳造方法は、Ｃｕの含有量が６９ｍａｓｓ％以上７９ｍａｓｓ％以下の範囲内とされ、Ｓｉの含有量が２．０ｍａｓｓ％以上４．０ｍａｓｓ％未満の範囲内とされたＣｕ−Ｚｎ−Ｓｉ系合金からなる鋳塊１を連続的に鋳造するものである。また、製出される鋳塊１は、引抜方向に直交する断面の断面積が１５ｍｍ２以上５００ｍｍ２以下とされている
本実施形態であるＣｕ−Ｚｎ−Ｓｉ系合金の連続鋳造方法は、Ｃｕの含有量が６９ｍａｓｓ％以上７９ｍａｓｓ％以下の範囲内とされ、Ｓｉの含有量が２．０ｍａｓｓ％以上４．０ｍａｓｓ％未満の範囲内とされたＣｕ−Ｚｎ−Ｓｉ系合金からなる鋳塊１を連続的に鋳造するものである。また、製出される鋳塊１は、引抜方向に直交する断面の断面積が１５ｍｍ２以上５００ｍｍ２以下とされている
ここで、本実施形態では、Ｃｕの含有量が６９ｍａｓｓ％以上７９ｍａｓｓ％以下、Ｓｉの含有量が２．０ｍａｓｓ％以上４．０ｍａｓｓ％未満、残部がＺｎと不可避不純物とからなるＣｕ−Ｚｎ−Ｓｉ合金の鋳塊１としている。
また、本実施形態では、Ｃｕ−Ｚｎ−Ｓｉ系合金の鋳塊１は、引抜方向に直交する断面の形状が円形とされ、その外径が４．４ｍｍ以上２５ｍｍ以下の範囲内とされている。すなわち、Ｃｕ−Ｚｎ−Ｓｉ合金の鋳塊１の引抜方向に直交する断面の断面積が１５．２ｍｍ２以上４９０．９ｍｍ２以下の範囲内とされている。
また、本実施形態では、Ｃｕ−Ｚｎ−Ｓｉ系合金の鋳塊１は、引抜方向に直交する断面の形状が円形とされ、その外径が４．４ｍｍ以上２５ｍｍ以下の範囲内とされている。すなわち、Ｃｕ−Ｚｎ−Ｓｉ合金の鋳塊１の引抜方向に直交する断面の断面積が１５．２ｍｍ２以上４９０．９ｍｍ２以下の範囲内とされている。
次に、本実施形態であるＣｕ−Ｚｎ−Ｓｉ系合金の連続鋳造方法に用いられる連続鋳造装置１０について図１を参照して説明する。
この連続鋳造装置１０は、鋳造炉１１と、鋳造炉１１に連結された連続鋳造用鋳型２０と、連続鋳造用鋳型２０から製出された鋳塊１を引き抜くピンチロール１７と、を備えている。
この連続鋳造装置１０は、鋳造炉１１と、鋳造炉１１に連結された連続鋳造用鋳型２０と、連続鋳造用鋳型２０から製出された鋳塊１を引き抜くピンチロール１７と、を備えている。
鋳造炉１１は、溶解原料を加熱溶解して所定の組成の銅溶湯を製出して保持するものであり、溶解原料及び銅溶湯が保持される坩堝１２と、この坩堝１２を加熱する加熱手段（図示なし）と、を備えている。
ピンチロール１７は、連続鋳造用鋳型２０から製出される鋳塊１を挟み込み、引抜方向Ｆへ引き抜くものである。本実施形態では、鋳塊１を間欠的に引き抜く構成とされている。
ピンチロール１７は、連続鋳造用鋳型２０から製出される鋳塊１を挟み込み、引抜方向Ｆへ引き抜くものである。本実施形態では、鋳塊１を間欠的に引き抜く構成とされている。
連続鋳造用鋳型２０は、供給された銅溶湯が注入される筒状のモールド２１と、モールド２１を冷却する冷却部２８と、を備えている。
ここで、本実施形態では、図１に示すように、連続鋳造用鋳型２０は、鋳造炉１１内の銅溶湯上に耐火断熱材１５を介して配置されており、鋳塊１を上方へ引き抜く構成としている。
ここで、本実施形態では、図１に示すように、連続鋳造用鋳型２０は、鋳造炉１１内の銅溶湯上に耐火断熱材１５を介して配置されており、鋳塊１を上方へ引き抜く構成としている。
モールド２１は、概略筒状をなしており、一方側から他方側に向けて貫通する鋳造孔２４が設けられている。
冷却部２８は、図２に示すように、モールド２１の外周側に配設された水冷ジャケットとされており、冷却水を循環させることでモールド２１を冷却する構成とされている。
冷却部２８は、図２に示すように、モールド２１の外周側に配設された水冷ジャケットとされており、冷却水を循環させることでモールド２１を冷却する構成とされている。
次に、上述した連続鋳造装置１０を用いた本実施形態であるＣｕ−Ｚｎ−Ｓｉ系合金の連続鋳造方法について説明する。
まず、鋳造炉１１の原料投入口から坩堝１２内に溶解原料を投入する。原料としては、Ｃｕ単体、Ｚｎ単体およびＳｉ単体やＣｕ−Ｚｎ母合金およびＣｕ−Ｓｉ母合金等を用いることができる。また、ＺｎおよびＳｉを含む原料を銅原料とともに溶解してもよい。また、本合金のリサイクル材およびスクラップ材を用いてもよい。
まず、鋳造炉１１の原料投入口から坩堝１２内に溶解原料を投入する。原料としては、Ｃｕ単体、Ｚｎ単体およびＳｉ単体やＣｕ−Ｚｎ母合金およびＣｕ−Ｓｉ母合金等を用いることができる。また、ＺｎおよびＳｉを含む原料を銅原料とともに溶解してもよい。また、本合金のリサイクル材およびスクラップ材を用いてもよい。
次に、加熱手段によって坩堝１２内に装入された溶解原料を加熱して溶解し、上述した成分組成に調製された銅溶湯を製出する。
この銅溶湯は、坩堝１２内において所定の温度にまで加熱されて保持される。そして、この銅溶湯が、連続鋳造用鋳型２０へと供給される。
この銅溶湯は、坩堝１２内において所定の温度にまで加熱されて保持される。そして、この銅溶湯が、連続鋳造用鋳型２０へと供給される。
連続鋳造用鋳型２０内に供給された銅溶湯は、モールド２１内で冷却されて凝固して鋳塊１となる。この鋳塊１がピンチロール１７で間欠的に引き抜かれることによって、鋳塊１が連続的に製造される。
ここで、本実施形態であるＣｕ−Ｚｎ−Ｓｉ系合金の連続鋳造方法においては、鋳塊１の間欠引抜サイクルのパターンに特徴を有している。
ここで、本実施形態であるＣｕ−Ｚｎ−Ｓｉ系合金の連続鋳造方法においては、鋳塊１の間欠引抜サイクルのパターンに特徴を有している。
本実施形態であるＣｕ−Ｚｎ−Ｓｉ系合金の連続鋳造方法においては、図２に示すように、モールド２１内で凝固した鋳塊１を引抜方向Ｆに移動させる引抜工程と、鋳塊１を引抜方向Ｆとは反対側に向けて移動させる押戻し工程とからなる間欠引抜サイクルを繰り返し実施する構成とされている。
なお、図２に示す間欠引抜サイクルのパターン図は、設定値として記載されたものであり、実際の連続鋳造装置１０においては、機械的ロス等によって、部分的に曲線状となる場合がある。
なお、図２に示す間欠引抜サイクルのパターン図は、設定値として記載されたものであり、実際の連続鋳造装置１０においては、機械的ロス等によって、部分的に曲線状となる場合がある。
そして、引抜工程における引抜距離Ｌ（ｍｍ）、引抜時間Ｔ（秒）、引抜時の加速時間Ｔａ（秒）、引抜時の減速時間Ｔｄ（秒）と、押戻し工程における押戻し距離ｌ（ｍｍ）、押戻し時間ｔ（秒）、押戻し時の加速時間ｔａ（秒）、押戻し時の減速時間ｔｄ（秒）と、鋳塊１の引抜方向Ｆに対して直交する断面の断面積Ｓ（ｍｍ２）と引抜距離Ｌ（ｍｍ）及び押戻し距離ｌ（ｍｍ）から算出される移動体積ΔＶ＝Ｓ×（Ｌ−ｌ）とが、以下の（１）式及び（２）式を満足している。
（１）式：７×Ｓ＜ΔＶ＜１８×Ｓ−（Ｌ−ｌ）／（Ｔ＋Ｔａ＋Ｔｄ＋ｔ＋ｔａ＋ｔｄ）（２）式：１０＜（Ｌ−ｌ）／（Ｔ＋Ｔａ＋Ｔｄ＋ｔ＋ｔａ＋ｔｄ）＜１００
（１）式：７×Ｓ＜ΔＶ＜１８×Ｓ−（Ｌ−ｌ）／（Ｔ＋Ｔａ＋Ｔｄ＋ｔ＋ｔａ＋ｔｄ）（２）式：１０＜（Ｌ−ｌ）／（Ｔ＋Ｔａ＋Ｔｄ＋ｔ＋ｔａ＋ｔｄ）＜１００
また、押戻し工程における押戻し時間ｔ（秒）、押戻し時の加速時間ｔａ（秒）、押戻し時の減速時間ｔｄ（秒）、押戻し後の停止時間ｔｓが、以下の（３）式及び（４）式を満足している。
（３）式：０．０５＜（ｔａ＋ｔ＋ｔｄ＋ｔｓ）＜３．０
（４）式：０．４＜ｔｓ／（ｔａ＋ｔ＋ｔｄ）＜１０
（３）式：０．０５＜（ｔａ＋ｔ＋ｔｄ＋ｔｓ）＜３．０
（４）式：０．４＜ｔｓ／（ｔａ＋ｔ＋ｔｄ）＜１０
さらに、引抜距離Ｌ（ｍｍ）が１０≦Ｌ≦１８、引抜時間Ｔ（秒）が０．０１≦Ｔ≦０．０８、引抜時の加速時間Ｔａ（秒）が０．１４≦Ｔａ≦０．３、引抜時の減速時間Ｔｄ（秒）が０≦Ｔｄ≦０．２、引抜時の停止時間Ｔｓ（秒）が０≦Ｔｓ≦１．０、押戻し距離ｌ（ｍｍ）が０．５≦ｌ≦３．０を満足している。
さらに、鋳造炉内の銅合金溶湯の温度が９７０℃以上とされている。
さらに、鋳造炉内の銅合金溶湯の温度が９７０℃以上とされている。
以下に、本実施形態であるＣｕ−Ｚｎ−Ｓｉ系合金の連続鋳造方法において、間欠引抜サイクルのパターン、及び、銅合金溶湯温度を上述のように規定した理由について説明する。
＜（１）式＞
（１）式は、１回の間欠引抜サイクルにおいて引き抜かれる鋳塊の体積である移動体積ΔＶ＝Ｓ×（Ｌ−ｌ）を規定したものである。
上述の移動体積ΔＶが大きくなると、１サイクルで必要な溶湯供給量が多くなり、湯回り不良が発生しやすくなる。ここで、（Ｌ−ｌ）／（Ｔ＋Ｔａ＋Ｔｄ＋ｔ＋ｔａ＋ｔｄ）は、１サイクルにおける引抜長さ（Ｌ−ｌ）を引抜工程と押戻し工程の合計時間で割ったものである。ここで、１サイクルにおける引抜長さ（Ｌ−ｌ）を小さくしたり、引抜工程と押戻し工程の合計時間を長くしたりすることで、溶湯供給量が確保されることになり、湯回り不良の発生を抑制することが可能となる。
（１）式は、１回の間欠引抜サイクルにおいて引き抜かれる鋳塊の体積である移動体積ΔＶ＝Ｓ×（Ｌ−ｌ）を規定したものである。
上述の移動体積ΔＶが大きくなると、１サイクルで必要な溶湯供給量が多くなり、湯回り不良が発生しやすくなる。ここで、（Ｌ−ｌ）／（Ｔ＋Ｔａ＋Ｔｄ＋ｔ＋ｔａ＋ｔｄ）は、１サイクルにおける引抜長さ（Ｌ−ｌ）を引抜工程と押戻し工程の合計時間で割ったものである。ここで、１サイクルにおける引抜長さ（Ｌ−ｌ）を小さくしたり、引抜工程と押戻し工程の合計時間を長くしたりすることで、溶湯供給量が確保されることになり、湯回り不良の発生を抑制することが可能となる。
以上のことから、本実施形態においては、移動体積ΔＶの上限を（Ｌ−ｌ）／（Ｔ＋Ｔａ＋Ｔｄ＋ｔ＋ｔａ＋ｔｄ）に応じて規定している。すなわち、（Ｌ−ｌ）／（Ｔ＋Ｔａ＋Ｔｄ＋ｔ＋ｔａ＋ｔｄ）を小さくすることで、移動体積ΔＶ＝Ｓ×（Ｌ−ｌ）を大きくすることが可能となるのである。なお、移動体積ΔＶの上限は、１６×Ｓ−（Ｌ−ｌ）／（Ｔ＋Ｔａ＋Ｔｄ＋ｔ＋ｔａ＋ｔｄ）未満とすることが好ましく、１５×Ｓ−（Ｌ−ｌ）／（Ｔ＋Ｔａ＋Ｔｄ＋ｔ＋ｔａ＋ｔｄ）未満とすることがさらに好ましい。
一方、ΔＶが７×Ｓ以下の場合、すなわち、１回の間欠引抜サイクルにおいて引き抜かれる鋳塊の長さ（Ｌ−ｌ）が７ｍｍ以下の場合には、凝固シェルの焼き付きが生じやすくなるおそれがある。
以上のことから、本実施形態においては、移動体積ΔＶの下限を、７×Ｓを超えるように設定している。なお、移動体積ΔＶの下限は９×Ｓ超えとすることが好ましく、１０×Ｓ超えとすることがさらに好ましい。
以上のことから、本実施形態においては、移動体積ΔＶの下限を、７×Ｓを超えるように設定している。なお、移動体積ΔＶの下限は９×Ｓ超えとすることが好ましく、１０×Ｓ超えとすることがさらに好ましい。
＜（２）式＞
（２）式は、上述のように、１サイクルにおける引抜長さ（Ｌ−ｌ）を引抜工程と押戻し工程の合計時間で割ったものである。
ここで、（Ｌ−ｌ）／（Ｔ＋Ｔａ＋Ｔｄ＋ｔ＋ｔａ＋ｔｄ）が１０以下の場合には、１サイクルにおける引抜長さ（Ｌ−ｌ）に対して引抜工程と押戻し工程の合計時間が長くなり、引抜途中において溶湯の固相率が高くなって溶湯の流動性が低下してしまい、湯回り不良が発生するおそれがある。
以上のことから、本実施形態では、（Ｌ−ｌ）／（Ｔ＋Ｔａ＋Ｔｄ＋ｔ＋ｔａ＋ｔｄ）の下限を１０超えとしている。なお、（Ｌ−ｌ）／（Ｔ＋Ｔａ＋Ｔｄ＋ｔ＋ｔａ＋ｔｄ）の下限は１５超えとすることが好ましく、３１超えとすることがさらに好ましい。
（２）式は、上述のように、１サイクルにおける引抜長さ（Ｌ−ｌ）を引抜工程と押戻し工程の合計時間で割ったものである。
ここで、（Ｌ−ｌ）／（Ｔ＋Ｔａ＋Ｔｄ＋ｔ＋ｔａ＋ｔｄ）が１０以下の場合には、１サイクルにおける引抜長さ（Ｌ−ｌ）に対して引抜工程と押戻し工程の合計時間が長くなり、引抜途中において溶湯の固相率が高くなって溶湯の流動性が低下してしまい、湯回り不良が発生するおそれがある。
以上のことから、本実施形態では、（Ｌ−ｌ）／（Ｔ＋Ｔａ＋Ｔｄ＋ｔ＋ｔａ＋ｔｄ）の下限を１０超えとしている。なお、（Ｌ−ｌ）／（Ｔ＋Ｔａ＋Ｔｄ＋ｔ＋ｔａ＋ｔｄ）の下限は１５超えとすることが好ましく、３１超えとすることがさらに好ましい。
一方、（Ｌ−ｌ）／（Ｔ＋Ｔａ＋Ｔｄ＋ｔ＋ｔａ＋ｔｄ）が１００以上の場合には、１サイクルにおける引抜長さ（Ｌ−ｌ）に対して引抜工程と押戻し工程の合計時間が短く、溶湯供給量が不十分となって、湯回り不良が発生するおそれがある。
以上のことから、本実施形態では、（Ｌ−ｌ）／（Ｔ＋Ｔａ＋Ｔｄ＋ｔ＋ｔａ＋ｔｄ）の上限を１００未満としている。なお、（Ｌ−ｌ）／（Ｔ＋Ｔａ＋Ｔｄ＋ｔ＋ｔａ＋ｔｄ）の上限は９７未満とすることが好ましく、３３未満とすることがさらに好ましい。
以上のことから、本実施形態では、（Ｌ−ｌ）／（Ｔ＋Ｔａ＋Ｔｄ＋ｔ＋ｔａ＋ｔｄ）の上限を１００未満としている。なお、（Ｌ−ｌ）／（Ｔ＋Ｔａ＋Ｔｄ＋ｔ＋ｔａ＋ｔｄ）の上限は９７未満とすることが好ましく、３３未満とすることがさらに好ましい。
＜（３）式＞
（３）式は、押戻し工程の合計時間（ｔａ＋ｔ＋ｔｄ＋ｔｓ）を規定したものである。
ここで、（ｔａ＋ｔ＋ｔｄ＋ｔｓ）を０．０５超えに設定することにより、押戻し工程の合計時間が確保され、凝固シェルが十分に成長し、凝固シェルの破断を抑制することが可能となる。
一方、（ｔａ＋ｔ＋ｔｄ＋ｔｓ）を３．０未満に設定することにより、押戻し工程の合計時間が必要以上に長くならず、凝固シェルの焼き付きを抑制することができ、凝固シェルの破断を抑制することができる。
以上のことから、本実施形態では、押戻し工程の合計時間（ｔａ＋ｔ＋ｔｄ＋ｔｓ）を、０．０５＜（ｔａ＋ｔ＋ｔｄ＋ｔｓ）＜３．０の範囲内に設定している。
なお、（ｔａ＋ｔ＋ｔｄ＋ｔｓ）の下限は０．０６超えとすることが好ましく、０．０８超えとすることがさらに好ましい。また、（ｔａ＋ｔ＋ｔｄ＋ｔｓ）の上限は２．３未満とすることが好ましく、１．８未満とすることがさらに好ましい。
（３）式は、押戻し工程の合計時間（ｔａ＋ｔ＋ｔｄ＋ｔｓ）を規定したものである。
ここで、（ｔａ＋ｔ＋ｔｄ＋ｔｓ）を０．０５超えに設定することにより、押戻し工程の合計時間が確保され、凝固シェルが十分に成長し、凝固シェルの破断を抑制することが可能となる。
一方、（ｔａ＋ｔ＋ｔｄ＋ｔｓ）を３．０未満に設定することにより、押戻し工程の合計時間が必要以上に長くならず、凝固シェルの焼き付きを抑制することができ、凝固シェルの破断を抑制することができる。
以上のことから、本実施形態では、押戻し工程の合計時間（ｔａ＋ｔ＋ｔｄ＋ｔｓ）を、０．０５＜（ｔａ＋ｔ＋ｔｄ＋ｔｓ）＜３．０の範囲内に設定している。
なお、（ｔａ＋ｔ＋ｔｄ＋ｔｓ）の下限は０．０６超えとすることが好ましく、０．０８超えとすることがさらに好ましい。また、（ｔａ＋ｔ＋ｔｄ＋ｔｓ）の上限は２．３未満とすることが好ましく、１．８未満とすることがさらに好ましい。
＜（４）式＞
（４）式は、押戻し後の停止時間ｔｓと押戻し工程における鋳塊１の移動時間（ｔａ＋ｔ＋ｔｄ）との比ｔｓ／（ｔａ＋ｔ＋ｔｄ）を規定したものである。
ここで、ｔｓ／（ｔａ＋ｔ＋ｔｄ）を０．４超えに設定することにより、押戻し後の停止時間ｔｓが確保され、凝固シェルが十分に成長し、凝固シェルの破断を抑制することが可能となる。
一方、ｔｓ／（ｔａ＋ｔ＋ｔｄ）を１０未満に設定することにより、押戻し後の停止時間ｔｓが必要以上に長くならず、凝固シェルの焼き付きを抑制することができ、凝固シェルの破断を抑制することができる。
以上のことから、本実施形態では、押戻し後の停止時間ｔｓと押戻し工程における鋳塊１の移動時間（ｔａ＋ｔ＋ｔｄ）との比ｔｓ／（ｔａ＋ｔ＋ｔｄ）を、０．４＜ｔｓ／（ｔａ＋ｔ＋ｔｄ）＜１０の範囲内としている。
なお、ｔｓ／（ｔａ＋ｔ＋ｔｄ）の下限は０．４１超えとすることが好ましい。また、ｔｓ／（ｔａ＋ｔ＋ｔｄ）の上限は９．０未満とすることが好ましく、７．０未満とすることがさらに好ましい。
（４）式は、押戻し後の停止時間ｔｓと押戻し工程における鋳塊１の移動時間（ｔａ＋ｔ＋ｔｄ）との比ｔｓ／（ｔａ＋ｔ＋ｔｄ）を規定したものである。
ここで、ｔｓ／（ｔａ＋ｔ＋ｔｄ）を０．４超えに設定することにより、押戻し後の停止時間ｔｓが確保され、凝固シェルが十分に成長し、凝固シェルの破断を抑制することが可能となる。
一方、ｔｓ／（ｔａ＋ｔ＋ｔｄ）を１０未満に設定することにより、押戻し後の停止時間ｔｓが必要以上に長くならず、凝固シェルの焼き付きを抑制することができ、凝固シェルの破断を抑制することができる。
以上のことから、本実施形態では、押戻し後の停止時間ｔｓと押戻し工程における鋳塊１の移動時間（ｔａ＋ｔ＋ｔｄ）との比ｔｓ／（ｔａ＋ｔ＋ｔｄ）を、０．４＜ｔｓ／（ｔａ＋ｔ＋ｔｄ）＜１０の範囲内としている。
なお、ｔｓ／（ｔａ＋ｔ＋ｔｄ）の下限は０．４１超えとすることが好ましい。また、ｔｓ／（ｔａ＋ｔ＋ｔｄ）の上限は９．０未満とすることが好ましく、７．０未満とすることがさらに好ましい。
＜引抜距離Ｌ（ｍｍ）＞
引抜工程における引抜距離Ｌ（ｍｍ）を１８以下に設定することにより、引抜時における湯回り不良をさらに抑制することができる。
一方、引抜工程における引抜距離Ｌ（ｍｍ）を１０以上に設定することにより、移動体積ΔＶを一定以上確保することが可能となる。
なお、引抜工程における引抜距離Ｌ（ｍｍ）の下限は１３以上とすることが好ましい。また、引抜工程における引抜距離Ｌ（ｍｍ）の上限は１７以下とすることが好ましい。
引抜工程における引抜距離Ｌ（ｍｍ）を１８以下に設定することにより、引抜時における湯回り不良をさらに抑制することができる。
一方、引抜工程における引抜距離Ｌ（ｍｍ）を１０以上に設定することにより、移動体積ΔＶを一定以上確保することが可能となる。
なお、引抜工程における引抜距離Ｌ（ｍｍ）の下限は１３以上とすることが好ましい。また、引抜工程における引抜距離Ｌ（ｍｍ）の上限は１７以下とすることが好ましい。
＜引抜時間Ｔ（秒）＞
引抜工程における引抜時間Ｔ（秒）を０．０１以上に設定することにより、鋳型と凝固シェルとの間の摩擦力が過度に大きくなることを抑制できる。これにより、凝固シェルの破断を抑制することができる。
一方、引抜工程における引抜時間Ｔ（秒）を０．０８以下に設定することにより、引抜中に溶湯の固相率が上昇することを抑制でき、湯回り不良の発生を抑制することが可能となる。
なお、引抜工程における引抜時間Ｔ（秒）の下限は０．０２以上とすることが好ましく、０．０４以上とすることがさらに好ましい。また、引抜工程における引抜時間Ｔ（秒）の上限は０．０７以下とすることが好ましく、０．０５以下とすることがさらに好ましい。
引抜工程における引抜時間Ｔ（秒）を０．０１以上に設定することにより、鋳型と凝固シェルとの間の摩擦力が過度に大きくなることを抑制できる。これにより、凝固シェルの破断を抑制することができる。
一方、引抜工程における引抜時間Ｔ（秒）を０．０８以下に設定することにより、引抜中に溶湯の固相率が上昇することを抑制でき、湯回り不良の発生を抑制することが可能となる。
なお、引抜工程における引抜時間Ｔ（秒）の下限は０．０２以上とすることが好ましく、０．０４以上とすることがさらに好ましい。また、引抜工程における引抜時間Ｔ（秒）の上限は０．０７以下とすることが好ましく、０．０５以下とすることがさらに好ましい。
＜引抜時の加速時間Ｔａ（秒）＞
引抜時の加速時間Ｔａ（秒）を０．１４以上に設定することにより、鋳型と凝固シェルとの間の摩擦力が過度に大きくなることを抑制できる。これにより、凝固シェルの破断を抑制することができる。
一方、引抜時の加速時間Ｔａ（秒）を０．３以下に設定することにより、引抜中に溶湯の固相率が高くなることを抑制でき、湯回り不良の発生を抑制することができる。
なお、引抜時の加速時間Ｔａ（秒）の下限は０．１５以上とすることが好ましく、０．２以上とすることがさらに好ましい。また、引抜時の加速時間Ｔａ（秒）の上限は０．２８以下とすることが好ましく、０．２５以下とすることがさらに好ましい。
引抜時の加速時間Ｔａ（秒）を０．１４以上に設定することにより、鋳型と凝固シェルとの間の摩擦力が過度に大きくなることを抑制できる。これにより、凝固シェルの破断を抑制することができる。
一方、引抜時の加速時間Ｔａ（秒）を０．３以下に設定することにより、引抜中に溶湯の固相率が高くなることを抑制でき、湯回り不良の発生を抑制することができる。
なお、引抜時の加速時間Ｔａ（秒）の下限は０．１５以上とすることが好ましく、０．２以上とすることがさらに好ましい。また、引抜時の加速時間Ｔａ（秒）の上限は０．２８以下とすることが好ましく、０．２５以下とすることがさらに好ましい。
＜引抜時の減速時間Ｔｄ（秒）＞
引抜時の減速時間Ｔｄ（秒）を０．２以下に設定することにより、引抜中に溶湯の固相率が上昇することを抑制でき、湯回り不良の発生を抑制することができる。
なお、引抜時の減速時間Ｔｄ（秒）の下限は０．００５以上とすることが好ましく、０．０１以上とすることがさらに好ましい。また、引抜時の減速時間Ｔｄ（秒）の上限は０．１９以下とすることが好ましく、０．１８以下とすることがさらに好ましい。
引抜時の減速時間Ｔｄ（秒）を０．２以下に設定することにより、引抜中に溶湯の固相率が上昇することを抑制でき、湯回り不良の発生を抑制することができる。
なお、引抜時の減速時間Ｔｄ（秒）の下限は０．００５以上とすることが好ましく、０．０１以上とすることがさらに好ましい。また、引抜時の減速時間Ｔｄ（秒）の上限は０．１９以下とすることが好ましく、０．１８以下とすることがさらに好ましい。
＜引抜後の停止時間Ｔｓ（秒）＞
引抜後の停止時間Ｔｓ（秒）を１．０以下に設定することにより、凝固シェルの焼き付きを抑制することができ、凝固シェルの破断を抑制することができる。
なお、停止時間Ｔｓ（秒）の上限は０．９以下とすることが好ましく、０．８以下とすることがさらに好ましい。
引抜後の停止時間Ｔｓ（秒）を１．０以下に設定することにより、凝固シェルの焼き付きを抑制することができ、凝固シェルの破断を抑制することができる。
なお、停止時間Ｔｓ（秒）の上限は０．９以下とすることが好ましく、０．８以下とすることがさらに好ましい。
＜押戻し距離ｌ（ｍｍ）＞
押戻し工程における押戻し距離ｌ（ｍｍ）を０．５以上３．０以下の範囲内に設定することにより、押戻し距離に必要な凝固収縮分を満たし、押戻しによって、凝固シェルが鋳型に強く拘束されることを抑制できるとともに、１サイクル前に形成された凝固シェルと本サイクルで形成された凝固シェルとを強く溶着することができる。
なお、押戻し工程における押戻し距離ｌ（ｍｍ）の上限は２．８以下とすることが好ましく、２．０以下とすることがさらに好ましい。
押戻し工程における押戻し距離ｌ（ｍｍ）を０．５以上３．０以下の範囲内に設定することにより、押戻し距離に必要な凝固収縮分を満たし、押戻しによって、凝固シェルが鋳型に強く拘束されることを抑制できるとともに、１サイクル前に形成された凝固シェルと本サイクルで形成された凝固シェルとを強く溶着することができる。
なお、押戻し工程における押戻し距離ｌ（ｍｍ）の上限は２．８以下とすることが好ましく、２．０以下とすることがさらに好ましい。
＜鋳造炉内の銅合金溶湯の温度＞
銅合金溶湯の温度を９７０℃以上に設定することにより、溶湯の流動性が確保され、湯回り不良の発生を抑制することができる。
なお、銅合金溶湯の温度の下限は９８０℃以上とすることが好ましく、１０００℃以上とすることがさらに好ましい。また、銅合金溶湯の温度の上限については、凝固シェルの焼き付きを抑制するためには、銅合金の液相線温度＋１００℃以下とすることが好ましい。
銅合金溶湯の温度を９７０℃以上に設定することにより、溶湯の流動性が確保され、湯回り不良の発生を抑制することができる。
なお、銅合金溶湯の温度の下限は９８０℃以上とすることが好ましく、１０００℃以上とすることがさらに好ましい。また、銅合金溶湯の温度の上限については、凝固シェルの焼き付きを抑制するためには、銅合金の液相線温度＋１００℃以下とすることが好ましい。
次に、上述のように間欠引抜サイクルをくり返し実施した場合のモールド２１内の凝固状況について説明する。
まず、引抜工程によって鋳塊１を引抜方向Ｆに移動させることにより、鋳造炉１１内の銅溶湯がモールド２１内に流れこむ。
次に、モールド２１内の銅溶湯が冷却されて凝固し、凝固シェルが形成される。
そして、押戻し工程により、凝固シェルとモールド２１との焼き付きが防止されるとともに、１サイクル前に形成された凝固シェルと本サイクルで形成された凝固シェルが結合される。
モールド２１内において凝固シェルが十分な厚さで形成された後に、再度、引抜工程によって鋳塊１を引抜方向Ｆに移動させる。
このように間欠引抜サイクルを繰り返し行うことにより、棒状の鋳塊１が連続的に製出される。
まず、引抜工程によって鋳塊１を引抜方向Ｆに移動させることにより、鋳造炉１１内の銅溶湯がモールド２１内に流れこむ。
次に、モールド２１内の銅溶湯が冷却されて凝固し、凝固シェルが形成される。
そして、押戻し工程により、凝固シェルとモールド２１との焼き付きが防止されるとともに、１サイクル前に形成された凝固シェルと本サイクルで形成された凝固シェルが結合される。
モールド２１内において凝固シェルが十分な厚さで形成された後に、再度、引抜工程によって鋳塊１を引抜方向Ｆに移動させる。
このように間欠引抜サイクルを繰り返し行うことにより、棒状の鋳塊１が連続的に製出される。
以上のような構成とされた本実施形態であるＣｕ−Ｚｎ−Ｓｉ系合金の連続鋳造方法によれば、上述の（１）式及び（２）式を満足するように間欠引抜サイクルのパターンを規定しているので、鋳型内における湯回り不良及び凝固シェルの焼き付き等を抑制でき、オシレーションマーク深さが浅く、変質層や内部欠陥の少ない鋳塊を安定して鋳造することが可能となる。
また、本実施形態においては、上述の（３）式及び（４）式を満足するように、停止工程及び押戻し工程の条件を規定しているので、鋳型内における湯回り不良の発生を抑えながら、凝固シェルを十分に成長させることができ、さらに品質に優れた鋳塊を製造することが可能となる。
さらに、本実施形態においては、引抜距離Ｌ（ｍｍ）、引抜時間Ｔ（秒）、引抜時の加速時間Ｔａ（秒）、引抜時の減速時間Ｔｄ（秒）、引抜後の停止時間Ｔｓ（秒）、押戻し距離ｌ（ｍｍ）、鋳造炉内の銅合金溶湯の温度、をそれぞれ上述の範囲内に規定しているので、鋳造をさらに安定して実施することが可能となる。
以上、本発明の実施形態であるＣｕ−Ｚｎ−Ｓｉ系合金の連続鋳造方法について説明したが、本発明はこれに限定されることはなく、その発明の技術的思想を逸脱しない範囲で適宜変更可能である。
例えば、本実施形態では、断面円形の鋳塊を製造するものとして説明したが、これに限定されることはなく、断面多角形の鋳塊であってもよいし、断面が管状をなす鋳塊であってもよい。また、断面が凸部及び凹部を有する異形状の鋳塊であってもよい。
例えば、本実施形態では、断面円形の鋳塊を製造するものとして説明したが、これに限定されることはなく、断面多角形の鋳塊であってもよいし、断面が管状をなす鋳塊であってもよい。また、断面が凸部及び凹部を有する異形状の鋳塊であってもよい。
また、上述の実施形態では、鋳塊を上方に引き抜く構成として説明したが、これに限定されることはなく、例えば図３に示す連続鋳造装置１１０のように、連続鋳造用鋳型１２０を鋳造炉１１１の坩堝１１２の側面に配置して鋳塊１をピンチロール１１７によって水平方向に引き抜く構成としてもよい。
また、上述の本実施形態では、冷却ジャケットを備えた鋳型を使用するものとして説明したが、鋳型の構造に限定はなく、例えばモールド内に二重管からなる水冷プローブを挿入した鋳型であってもよい。
さらに、本実施形態では、モールド２１の材質をグラファイトとしたが、グラファイトと同様に自己潤滑性を有する窒化ホウ素としてもよい。
さらに、本実施形態では、モールド２１の材質をグラファイトとしたが、グラファイトと同様に自己潤滑性を有する窒化ホウ素としてもよい。
また、本実施形態においては、Ｃｕの含有量が６９ｍａｓｓ％以上７９ｍａｓｓ％以下、Ｓｉの含有量が２．０ｍａｓｓ％以上４．０ｍａｓｓ％未満、残部がＺｎと不可避不純物とからなるＣｕ−Ｚｎ−Ｓｉ合金からなる鋳塊を対象として説明したが、これに限定されることはなく、Ｃｕ及びＳｉ以外の添加元素を含んでいても良い。
以下に、本発明の効果を確認すべく行った確認実験の結果について説明する。
まず、Ｃｕ：７６．１０ｍａｓｓ％、Ｓｉ：３．１０ｍａｓｓ％を含有し、残部がＺｎ及び不可避不純物とされた成分組成となるように、溶解原料を調製した。
調製された溶解原料を、図１に示す鋳造炉１１の坩堝内１２に５００ｋｇ装入して、加熱手段で加熱することにより溶解した。
まず、Ｃｕ：７６．１０ｍａｓｓ％、Ｓｉ：３．１０ｍａｓｓ％を含有し、残部がＺｎ及び不可避不純物とされた成分組成となるように、溶解原料を調製した。
調製された溶解原料を、図１に示す鋳造炉１１の坩堝内１２に５００ｋｇ装入して、加熱手段で加熱することにより溶解した。
鋳型として、外径６ｍｍ（引抜方向に直交する断面の断面積２８．２６ｍｍ２）の断面円形の鋳塊を製造するものを準備した。
そして、表１、表２に示す間欠引抜サイクルによって、鋳塊の引き抜きを行って３００ｋｇの鋳造を行った。
そして、表１、表２に示す間欠引抜サイクルによって、鋳塊の引き抜きを行って３００ｋｇの鋳造を行った。
得られた鋳塊を引抜方向に平行な面で切断して断面観察を光学顕微鏡によって行い、オシレーションマークにおける欠陥深さを測定した。そして、欠陥深さが２０μｍ未満のものを◎、２０μｍ以上１００μｍ未満のものを○、１００μｍ以上のものを×と評価した。また、鋳造時に鋳塊が破断したものを××として評価した。
また、鋳塊の表層に形成された変質層の厚さを測定した。そして、変質層の厚さが１９０μｍ未満のものを◎、１９０μｍ以上２００μｍ未満のものを○、２００μｍ以上のものを×と評価した。
さらに、内部組織を観察し、内部欠陥の有無を確認した。
評価結果を表２に示す。また、本発明例１の観察結果を図４に、比較例１の観察結果を図５に示す。
また、鋳塊の表層に形成された変質層の厚さを測定した。そして、変質層の厚さが１９０μｍ未満のものを◎、１９０μｍ以上２００μｍ未満のものを○、２００μｍ以上のものを×と評価した。
さらに、内部組織を観察し、内部欠陥の有無を確認した。
評価結果を表２に示す。また、本発明例１の観察結果を図４に、比較例１の観察結果を図５に示す。
（１）式の値が本発明の上限を外れた比較例１においては、オシレーションマークにおける欠陥深さが１００μｍ以上、変質層の厚さが２００μｍ以上となり、内部欠陥も認められた。移動体積ΔＶが大き過ぎて湯回り不良が発生したためと推測される。
（１）式の値が本発明の下限を外れた比較例２においては、オシレーションマークにおける欠陥深さが１００μｍ以上、変質層の厚さが２００μｍ以上となった。１回の間欠引抜サイクルにおいて引き抜かれる鋳塊の長さが短く、凝固シェルの焼き付きが生じたためと推測される。
（１）式の値が本発明の下限を外れた比較例２においては、オシレーションマークにおける欠陥深さが１００μｍ以上、変質層の厚さが２００μｍ以上となった。１回の間欠引抜サイクルにおいて引き抜かれる鋳塊の長さが短く、凝固シェルの焼き付きが生じたためと推測される。
（２）式の値が本発明の上限を外れた比較例３においては、オシレーションマークにおける欠陥深さが１００μｍ以上、変質層の厚さが２００μｍ以上となった。１サイクルにおける引抜長さに対して引抜工程と押戻し工程の合計時間が短く、溶湯供給量が不十分となって湯回り不良が発生したためと推測される。
（２）式の値が本発明の下限を外れた比較例４においては、オシレーションマークにおける欠陥深さが１００μｍ以上、変質層の厚さが２００μｍ以上となった。１サイクルにおける引抜長さに対して引抜工程と押戻し工程の合計時間が長くなり、引抜途中において溶湯の固相率が高くなって溶湯の流動性が低下してしまい、湯回り不良が発生したためと推測される。
（２）式の値が本発明の下限を外れた比較例４においては、オシレーションマークにおける欠陥深さが１００μｍ以上、変質層の厚さが２００μｍ以上となった。１サイクルにおける引抜長さに対して引抜工程と押戻し工程の合計時間が長くなり、引抜途中において溶湯の固相率が高くなって溶湯の流動性が低下してしまい、湯回り不良が発生したためと推測される。
これに対して、（１）式及び（２）式を満足する本発明例１−６においては、いずれもオシレーションマークにおける欠陥深さが１００μｍ未満となり、変質層の厚さが２００μｍ未満となった。また、内部欠陥についても認められなかった。
さらに、（３）式及び（４）式を満足する本発明例１−３，６においては、変質層の厚さが１９０μｍ未満に抑えられていた。
また、本発明例１においては、オシレーションマークにおける欠陥深さが２０μｍ未満、変質層の厚さが１９０μｍ未満とされており、非常に高品質な鋳塊を得ることができた。
さらに、（３）式及び（４）式を満足する本発明例１−３，６においては、変質層の厚さが１９０μｍ未満に抑えられていた。
また、本発明例１においては、オシレーションマークにおける欠陥深さが２０μｍ未満、変質層の厚さが１９０μｍ未満とされており、非常に高品質な鋳塊を得ることができた。
以上のことから、本発明例によれば、オシレーションマーク深さを十分に低減できるとともに内部欠陥の発生を抑制でき、品質に優れた鋳塊を安定して鋳造可能であることが確認された。
１ 鋳塊
１０ 連続鋳造装置
１１ 鋳造炉
２０ 連続鋳造用鋳型（鋳型）
２１ モールド
１０ 連続鋳造装置
１１ 鋳造炉
２０ 連続鋳造用鋳型（鋳型）
２１ モールド
Claims (2)
- Ｃｕの含有量が６９ｍａｓｓ％以上７９ｍａｓｓ％以下の範囲内、Ｓｉの含有量が２．０ｍａｓｓ％以上４．０ｍａｓｓ％未満の範囲内とされたＣｕ−Ｚｎ−Ｓｉ系合金からなり、引抜方向に直交する断面の断面積が１５ｍｍ２以上５００ｍｍ２以下とされた鋳塊を間欠的に引き抜いて連続鋳造するＣｕ−Ｚｎ−Ｓｉ系合金の連続鋳造方法であって、
前記Ｃｕ−Ｚｎ−Ｓｉ系合金の溶湯が貯留される鋳造炉と、この鋳造炉に連結された鋳型と、を有する連続鋳造機を用いて、引抜工程と押戻し工程とからなる間欠引出サイクルにより、前記鋳塊の引き抜きを行う構成とされ、
前記引抜工程における引抜距離Ｌ（ｍｍ）、引抜時間Ｔ（秒）、引抜時の加速時間Ｔａ（秒）、引抜時の減速時間Ｔｄ（秒）と、
前記押戻し工程における押戻し距離ｌ（ｍｍ）、押戻し時間ｔ（秒）、押戻し時の加速時間ｔａ（秒）、押戻し時の減速時間ｔｄ（秒）と、
前記鋳塊の引抜方向に対して直交する断面の断面積Ｓ（ｍｍ２）と引抜距離Ｌ（ｍｍ）及び押戻し距離ｌ（ｍｍ）から算出される移動体積ΔＶ＝Ｓ×（Ｌ−ｌ）とが、（１）式：７×Ｓ＜ΔＶ＜１８×Ｓ−（Ｌ−ｌ）／（Ｔ＋Ｔａ＋Ｔｄ＋ｔ＋ｔａ＋ｔｄ）（２）式：１０＜（Ｌ−ｌ）／（Ｔ＋Ｔａ＋Ｔｄ＋ｔ＋ｔａ＋ｔｄ）＜１００を満足し、
前記引抜距離Ｌ（ｍｍ）が、１０≦Ｌ≦１８、
前記引抜時間Ｔ（秒）が、０．０１≦Ｔ≦０．０８、
引抜時の加速時間Ｔａ（秒）が、０．１４≦Ｔａ≦０．３、
引抜時の減速時間Ｔｄ（秒）が、０≦Ｔｄ≦０．２、
引抜後の停止時間Ｔｓ（秒）が、０≦Ｔｓ≦１．０、
前記押戻し距離ｌ（ｍｍ）が、０．５≦ｌ≦３．０、
前記鋳造炉内の銅合金溶湯の温度が９７０℃以上、
であることを特徴とするＣｕ−Ｚｎ−Ｓｉ系合金の連続鋳造方法。 - 前記押戻し工程における押戻し時間ｔ（秒）、押戻し時の加速時間ｔａ（秒）、押戻し時の減速時間ｔｄ（秒）、押戻し後の停止時間ｔｓ（秒）が、（３）式：０．０５＜（ｔａ＋ｔ＋ｔｄ＋ｔｓ）＜３．０（４）式：０．４＜ｔｓ／（ｔａ＋ｔ＋ｔｄ）＜１０
を満足することを特徴とする請求項１に記載のＣｕ−Ｚｎ−Ｓｉ系合金の連続鋳造方法。
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP2018012018A JP6969411B2 (ja) | 2018-01-26 | 2018-01-26 | Ｃｕ−Ｚｎ−Ｓｉ系合金の連続鋳造方法 |
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