JPWO2007049824A1 - 極低炭素鋳片の製造方法 - Google Patents

Abstract

炭素濃度０．０１質量％以下まで脱炭した溶鋼に、Ｔｉを添加し、また、Ｃｅ、Ｌａ、Ｎｄのうち１種以上を添加し、浸漬ノズルを使用して、タンディッシュ上ノズルから該浸漬ノズル吐出孔までの範囲の任意の箇所から吹き込むＡｒガス流量を、３Ｎｌ（ノーマルリットル）／分以下としつつ、上記溶鋼を、タンディッシュから鋳型へ注入し、連続鋳造することを特徴とする極低炭素鋳片の製造方法。

Description

本発明は、極低炭素鋳片を連続鋳造で製造する方法に関するものである。

転炉や真空処理容器で精錬された溶鋼中の溶存酸素は、強脱酸元素であるＡｌにより脱酸されるのが一般的である。しかし、溶存酸素が多い極低炭素鋼をＡｌ脱酸すると、アルミナ（Ａｌ_２Ｏ_３）が発生し、これらが凝集合体して、数１００μｍ以上の粗大なクラスターが大量に生成する。
このアルミナクラスターの一部は、連続鋳造時に、タンディッシュから浸漬ノズルへ侵入し、浸漬ノズル内孔部に付着すると、ノズルの閉塞を引き起こして、操業を阻害する。さらに、アルミナクラスターが鋳型へ侵入し、鋳片表層に残留すると、薄鋼板の表面疵発生の原因となり、品質に悪影響を及ぼす。
この対策として、一般的には、タンディッシュ上ノズル、スライディングノズル、または、浸漬ノズルから、Ａｒガスを吹き込み、Ａｌ_２Ｏ_３系介在物を気泡表面に付着させて、浸漬ノズルの内孔部への付着を防止するとともに、鋳型内で浮上させて除去する方法がある。
しかし、この方法では、吹き込んだＡｒ気泡が、鋳片におけるピンホール欠陥の原因となること、また、鋳型内で浮上したＡｒ気泡によりメニスカスが乱されて、パウダー巻き込みが起き、巻き込まれたパウダー粒子が、薄鋼板における表面疵の原因になるという問題があった。
また、溶鋼を連続鋳造する場合、製造が容易であるという観点から、通常は、図７に示すように、内径が、内孔部１０の上端から下端にかけて一定の、ストレート形状の浸漬ノズル１を使用する。
しかし、内孔部がストレート形状の浸漬ノズルの場合、図８に示すように、スライディングノズル１１の開口部１２が、浸漬ノズル１の中心からずれているので、タンディッシュ（図示なし）内の溶鋼がスライディングノズル１１を通過して浸漬ノズル１内へ流入すると、同じく、図８に示すように、浸漬ノズル１内に、溶鋼流速の不均一分布が不可避的に生じる（図中、中央部の下向き矢印、参照）。
これが原因で、左右の吐出孔で流速が異なる偏流１３ａ、１３ｂが発生し、鋳型内の流動状態が乱され、パウダーまたは気泡が、溶鋼未凝固部の深い位置にまで持ち込まれて、鋳片内に残留するという問題があった。
これらの問題を解決するため、従来の知見に基づき、２つの解決方法が開示されている。１つ目は、Ａｌ脱酸を施した溶鋼に対し、内孔部にオリフィスを有する浸漬ノズルを使用する方法である。
この方法は、内孔部へのアルミナ付着防止、および、偏流の抑制を目的とするもので、例えば、特開２００１−２３９３５１号公報には、内孔部に複数の段差を有する浸漬ノズルが開示され、また、特開２００４−２５５４０７号公報には、内孔部に複数の不連続な突起を有する浸漬ノズルが開示されている。
そして、これらの特許文献においては、内孔部にオリフィス（段差または突起）を設けると、浸漬ノズル内において、溶鋼流速が著しく遅い部分が解消されて、流速が均一化され、その結果、偏流抑制とアルミナ付着防止効果が得られることが開示されている。
また、特開２００１−２３９３５１号公報には、不活性ガス流量は、１Ｎｌ（ノーマルリットル）／分以上４０Ｎｌ（ノーマルリットル）／分以下が適正であることが開示されている。なお、以降、「ノーマルリットル」を、単に、「Ｎｌ」と記載することがある。
２つ目は、アルミナクラスターを生成させない方法であり、例えば、特開２００２−８８４１２号公報、特開２００３−４９２１８号公報、特開２００３−２６８４３５号公報、特開２００５−６０７３４号公報、および、特開２００５−１３９４９２号公報には、Ｔｉと希土類金属で脱酸（以下、「Ｔｉ−希土類金属脱酸」という。）する方法が開示されている。
この方法は、溶鋼をＴｉで脱酸してＴｉ酸化物を生成し、その後、希土類金属を添加して、Ｔｉ酸化物を、凝集合体し難い球状介在物に改質して微細分散させる方法である。この方法によれば、浸漬ノズルへの介在物付着、浸漬ノズルの閉塞、および、アルミナクラスター起因の表面疵発生を防止することができる。
また、特開平１１−３４３５１６号公報には、Ｔｉ脱酸後、Ｃａおよび希土類金属のいずれか１種または２種を添加し、Ａｒガスを吹き込まずに連続鋳造する方法が開示されている。この方法も、クラスター状介在物の生成を抑制して、介在物を微細分散させる方法であり、この方法により、表面性状が良好なチタンキルド鋼を得ることができる。

まず、特開２００１−２３９３５１号公報、および、特開２００４−２５５４０７号公報に開示されている方法、即ち、内孔部にオリフィスを有する浸漬ノズルを使用してＡｌ脱酸した溶鋼を連続鋳造する方法について説明する。
上記特許文献に開示の技術においては、内孔部にオリフィスを有する浸漬ノズルを使用しても、流速分布を均一化する効果は得られ難い。それは、上記技術においては、ノズル閉塞の問題があるからである。
この原因は、オリフィス下端より下部では、渦流が発生して攪拌が起こるので、アルミナは付着しないが、オリフィス上端より上部では渦流が発生しないので、アルミナの付着が避けられない点にある。
特に、オリフィス上端は、アルミナの付着が最も進行しやすい箇所であり、ここに、大量のアルミナ系介在物が付着すると、ノズルが閉塞する。
特開２００１−２３９３５１号公報に開示するように、Ａｒガスを溶鋼に吹き込めば、ノズルの閉塞を防止することは可能となる。しかし、溶鋼に吹き込んだＡｒガスの一部は、浸漬ノズル内に充満し、浸漬ノズル内の湯面位置（２次メニスカス）を押し下げる。
タンディッシュから浸漬ノズルへ流入する溶鋼は、スライディングノズル位置から、２次メニスカスまで自由落下するが、２次メニスカスが押し下げられていると、溶鋼の落下距離が長くなるので、溶鋼の落下位置の直下では、強い下降流が発生し易くなる。
場合によっては、その反動で、図９に示すように、反転上昇流１４（図中、点線矢印、参照）が発生し、浸漬ノズル内において、溶鋼流速の不均一分布（図中、実線矢印、参照）が生じる。
溶鋼の落下流により発生する溶鋼流速の不均一分布は、２次メニスカスを、スライディングノズル位置に近付けると緩和される。しかし、アルミナの付着防止効果を得るためには、所定量以上のＡｒガス流量が必要である。通常、Ａｒガス流量は、５〜２０Ｎｌ／分であるが、このＡｒガス流量では、２次メニスカスをスライディングノズル位置に近付けることは困難である。
２次メニスカスが低く、オリフィス上端（図１中、「２１ａ」、参照）までの距離が短いと、溶鋼が、オリフィスより上部で一旦滞留せず、流速分布が均一化されないまま、オリフィスを通過する可能性が高い。よって、２次メニスカスが低い状態では、オリフィスのみで、落下流に起因する偏流を抑制することは難しい。
次に、特開２００２−８８４１２号公報、特開２００３−４９２１８号公報、特開２００３−２６８４３５号公報、特開２００５−６０７３４号公報、特開２００５−１３９４９２号公報、および、特開平１１−３４３５１６号公報に開示の方法、即ち、アルミナクラスターを生成しない溶鋼を連続鋳造する方法について説明する。
上記特許文献開示の技術では、介在物は凝集合体し難いので、粗大なクラスターは生成せず、ノズル閉塞は発生し難い。しかし、上記特許文献において、浸漬ノズルの内孔部の形状は規定されておらず、２次メニスカスに関する技術的事項は記載されていない。
上記技術においては、流速の不均一分布および偏流の抑制に対する手段が講じられていないので、パウダーまたは気泡が、溶鋼未凝固部の深い位置にまで持ち込まれる可能性が高く、パウダーまたは気泡が鋳片内に残留して、薄鋼板に加工した場合に発生する表面疵の原因となることが懸念される。
このように、従来の技術においては、ノズル閉塞の防止と鋳片品質の確保を両立させることが難しいという問題があった。なお、ここでいう鋳片品質の確保とは、薄鋼板に加工しても表面疵が発生しない鋳片を安定的に製造することを意味する。
本発明は、これらの問題に鑑み、連続鋳造の操業性と鋳片品質を両立できる極低炭素鋳片の製造方法を提供することを目的とする。
本発明者らは、前述の課題を解決すべく研究を重ねた結果、極低炭素溶鋼に、Ｔｉ−希土類金属（Ｃｅ、Ｌａ、Ｎｄ）脱酸を施し、内孔部にオリフィスを有する浸漬ノズルを使用すると、ノズル閉塞を防止し、かつ、薄鋼板に加工を施しても表面疵が発生しない極低炭素鋳片を連続鋳造することができることを見いだした。
本発明は、上記知見に基づいてなされたもので、以下の構成を要旨とするものである。
（１） 炭素濃度０．０１質量％以下まで脱炭した溶鋼に、Ｔｉを添加し、また、Ｃｅ、Ｌａ、Ｎｄのうち１種以上を添加し、浸漬ノズルを使用して、タンディッシュ上ノズルから該浸漬ノズル吐出孔までの範囲の任意の箇所から吹き込むＡｒガス流量を、３Ｎｌ（ノーマルリットル）／分以下としつつ、上記溶鋼を、タンディッシュから鋳型へ注入し、連続鋳造することを特徴とする極低炭素鋳片の製造方法。
（２） 前記浸漬ノズルが、内孔部にオリフィスを有することを特徴とする前記（１）に記載の極低炭素鋳片の製造方法。
（３） 前記内孔部の断面形状が真円であり、さらに、（ｉ）内孔部上端の半径Ｒ〔ｍｍ〕とオリフィスの最小半径ｒ〔ｍｍ〕の間に、３≦Ｒ−ｒ≦３０なる関係があり、かつ、（ｉｉ）オリフィスの上端から下端までの長さＬ〔ｍｍ〕が５０≦Ｌ≦１５０であることを特徴とする前記（２）に記載の極低炭素鋳片の製造方法。
（４） 前記内孔部の断面形状が惰円であり、さらに、（ｉ）内孔部上端における長径方向の半径Ａ〔ｍｍ〕とオリフィスにおける長径方向の最小半径ａ〔ｍｍ〕との間に、３≦Ａ−ａ≦３０なる関係があり、かつ、（ｉｉ）オリフィスの上端から下端までの長さＬ〔ｍｍ〕が５０≦Ｌ≦１５０であることを特徴とする前記（２）に記載の極低炭素鋳片の製造方法。
（５） 前記浸漬ノズルが、有底円筒状であり、さらに、（ｉ）円筒形の側壁の下部に、２個の吐出孔が円筒に軸対称の位置に配置され、かつ、（ｉｉ）円筒底部及び両吐出孔の底部を連ねて外部に開口するスリットが設けられていることを特徴とする前記（１）または（２）に記載の極低炭素鋳片の製造方法。
（６） 前記浸漬ノズルにおいて、（ｉ）円筒底部におけるスリットと接する部位が円筒側壁に向かって上方に傾斜し、かつ、（ｉｉ）吐出孔底部におけるスリットと接する部位が吐出孔側壁に向かって上方に傾斜し、さらに、（ｉｉｉ）円筒底部が形成する面と吐出孔底部が形成する面との間に、実質的に段差を有しないことを特徴とする前記（５）に記載の極低炭素鋳片の製造方法。
（７） 前記浸漬ノズルにおいて、円筒底部における“スリットと接する部位”が円筒側壁に向かう傾斜角、及び、吐出孔底部における“スリットと接する部位”が吐出孔側壁に向かう傾斜角が、いずれも、上方に３０°以上であることを特徴とする前記（６）に記載の極低炭素鋳片の製造方法。
（８） 前記浸漬ノズルにおいて、吐出孔の頂部が円筒の側壁と接する部位が、円筒の側壁に滑らかに接する曲面で形成されていることを特徴とする前記（５）〜（７）のいずれかに記載の極低炭素鋳片の製造方法。
（９） 前記浸漬ノズルが、スリットの両側面の間を結合するリブを備えることを特徴とする前記（５）〜（８）のいずれかに記載の極低炭素鋳片の製造方法。
（１０） 前記浸漬ノズルにおいて、スリットの開口幅が、吐出孔開口断面積の平方根の０．１５〜０．４０倍であることを特徴とする前記（５）〜（９）のいずれかに記載の極低炭素鋳片の製造方法。
（１１） 前記浸漬ノズルにおいて、円筒の側面および底部、吐出孔およびスリットの溶湯と接する面の一部または全部を、カーボンレススピネル、ローカーボンスピネル、マグネシアグラファイト、ジルコニアグラファイト、シリカレスアルミナグラファイトのいずれかの材質で構成したことを特徴とする前記（１）〜（１０）のいずれかに記載の極低炭素鋳片の製造方法。
本発明によれば、極低炭素鋼の連続鋳造において、ノズル閉塞を防止し、かつ、薄鋼板に加工しても表面疵が発生しない極低炭素鋳片を製造することができる。

図１は、本発明で用いる、オリフィスを有する浸漬ノズルを示す図である。
図２は、断面形状が真円で、内孔部にオリフィスを有する浸漬ノズルを示す図である。
図３は、断面形状が楕円で、内孔部にオリフィスを有する浸漬ノズルを示す図である。
図４は、オリフィスの好ましい設置位置を説明する図である。
図５は、断面形状が真円で、かつ、２個のオリフィスを有する浸漬ノズルを示す図である。
図６は、断面形状が惰円で、かつ、２個のオリフィスを有する浸漬ノズルを示す図である。
図７は、一般的に使用される、内径が内孔部上端から下端にかけて一定のストレート形状の浸漬ノズルを示す図である。
図８は、図７に示す浸漬ノズルを使用した場合に生ずる溶鋼流速の不均一分布を示す図である。
図９は、強い落下流により生じる溶鋼流速の不均一分布および反転上昇流の態様を示す図である。
図１０は、Ａｒガス流量と、鋳片に発生したピンホール欠陥との関係を示す図である。
図１１は、Ａｒガス流量と、鋼板に発生した表面疵との関係を示す図である。
図１２は、本発明で用いる、有底円筒状で、円筒形の側壁の下部に、２個の吐出孔を円筒に軸対称の位置に有し、かつ、円筒底部及び両吐出孔の底部を連ねて外部に開口するスリットを備える浸漬ノズルを示す図である。（ａ）は、Ａ−Ａ断面を示す図である。（ｂ）は、Ｂ−Ｂ断面を示す図である。（ｃ）は、Ｃ−Ｃ断面を示す図である。
図１３は、浸漬ノズルの一部を示す図である。（ａ）は、Ａ−Ａ断面を示す図である。（ｂ）は、Ｂ−Ｂ断面を示す図である。（ｃ）は、Ｃ−Ｃ断面を示す図である。（ｄ）は、Ｄ−Ｄ断面を示す図である。
図１４は、別の浸漬ノズルの一部を示す図である。（ａ）は、Ａ−Ａ断面を示す図である。（ｂ）は、Ｂ−Ｂ断面を示す図である。（ｃ）は、Ｃ−Ｃ断面を示す図である。（ｄ）は、Ｄ−Ｄ断面を示す図である。
図１５は、別の浸漬ノズルの一部を示す図である。（ａ）は、Ａ−Ａ断面を示す図である。（ｂ）は、Ｂ−Ｂ断面を示す図である。（ｃ）は、Ｃ−Ｃ断面を示す図である。
図１６は、別の浸漬ノズルの一部を示す図である。（ａ）は、Ａ−Ａ断面を示す図である。（ｂ）は、Ｂ−Ｂ断面を示す図である。（ｃ）は、Ｃ−Ｃ断面を示す図である。
図１７は、別の浸漬ノズルの一部を示す図である。（ａ）は、Ａ−Ａ断面を示す図である。（ｂ）は、Ｂ−Ｂ断面を示す図である。（ｃ）は、Ｃ−Ｃ断面を示す図である。（ｄ）は、Ｄ−Ｄ断面を示す図である。
図１８は、本発明で用いる、別の浸漬ノズルを示す図である。（ａ）は、Ａ−Ａ断面を示す図である。（ｂ）は、Ｂ−Ｂ断面を示す図である。（ｃ）は、Ｃ−Ｃ断面を示す図である。
図１９は、別の浸漬ノズルの一部を示す図である。（ａ）は、Ａ−Ａ断面を示す図である。（ｂ）は、Ｂ−Ｂ断面を示す図である。（ｃ）は、Ｃ−Ｃ断面を示す図である。（ｄ）は、Ｄ−Ｄ断面を示す図である。
図２０は、別の浸漬ノズルの一部を示す図である。（ａ）は、Ａ−Ａ断面を示す図である。（ｂ）は、Ｂ−Ｂ断面を示す図である。（ｃ）は、Ｃ−Ｃ断面を示す図である。（ｄ）は、Ｄ−Ｄ断面を示す図である。

従来技術の課題を解決するためには、以下の３条件が、主要な要件である。
条件１：介在物の凝集・合体を防止して、クラスターを生成させない。
条件２：２次メニスカスの位置を、極力、スライディングノズルに近付ける。
条件３：内孔部にオリフィスを有する浸漬ノズル、および／または、底部にスリットを有する浸漬ノズルを使用する。
まず、［背景技術］の項で述べたように、粗大なクラスターは、ノズル閉塞および薄鋼板の表面疵の原因となるので、条件１は、クラスターの生成を防止することを目的とする。
次に、条件２は、落下流により発生する流速の不均一分布を抑制することを目的とする。２次メニスカスの位置がスライディングノズル位置に近付くほど、溶鋼の落下距離は短くなるので、強い下降流は発生し難くなり、落下流に起因する流速の不均一分布は、ほぼ抑制される。
本発明においては、Ｔｉ−希土類金属（Ｃｅ、Ｌａ、Ｎｄ）脱酸により、鋳造段階においてクラスターを生成させず、ノズル閉塞の発生を防止する。
それ故、Ａｒガス流量を、Ａｌ脱酸溶鋼を鋳造する時のＡｒガス流量よりも大きく低減することができ、その結果、２次メニスカスを、スライディングノズル位置に近付けることができる。さらに、鋳造時に、内孔部にオリフィスを有する浸漬ノズルを使用すると、溶鋼流速は均一化され、偏流は抑制される。
使用する浸漬ノズルに係る条件３は、スライディングノズルにより発生する流速の不均一分布を解消することを目的とする。
浸漬ノズルの内孔部にオリフィスを設置すると、オリフィスより上部で、溶鋼は、一旦滞留するので、この間に、流速の不均一分布が解消される。
内孔部にオリフィスを有し、かつ、底部にスリットを有する浸漬ノズルを使用すると、流速の不均一分布が解消されるので、パウダーまたは気泡が、溶鋼未凝固部の深い位置にまで持ち込まれることがない。その結果、パウダーまたは気泡が鋳片内に残留することに起因する、鋼板の表面疵（鋳片を鋼板に加工した時に発生する）の発生を防ぐことができる。
条件２と条件３が同時に満たされると、溶鋼が２次メニスカスとオリフィス上端との間に、より長い時間滞留することになるので、オリフィスによる整流化効果は、より向上する。
なお、偏流発生の有無の評価は、通常、２つの鋳型短辺の熱伝達係数の差を使用して行なう。熱伝達係数は、壁面を介しての熱の伝わり易さを表す指標である。２つの鋳型短辺の熱伝達係数の差が２５０Ｊ／（ｍ^２・ｓ・Ｋ）以上の場合に、“非対称性な溶鋼流動”、即ち、“偏流”が発生していることが、経験的に知られている。
熱伝達係数の算出方法を、式（１）および式（２）に示す。熱伝達係数ｈ〔Ｊ／（ｍ^２・ｓ・Ｋ）〕は、鋳型抜熱量ｑ〔Ｊ／（ｍ^２・ｓ）〕、および、溶鋼と鋳型表面との温度差（Ｔ∞−ＴＭＤ）〔Ｋ〕から算出され、鋳型抜熱量ｑは、鋳型冷却水が銅板を通過する前と通過後の温度変化（ｔ ｏｕｔ−ｔ ｉｎ）〔Ｋ］、冷却水流量Ｑｗ〔ｋｇ／ｓ〕、水の比熱Ｃｗ〔Ｊ／（ｋｇ・Ｋ）〕、および、銅板表面積Ｓ〔ｍ^２〕から算出される。
ｈ＝ｑ／（Ｔ∞−ＴＭＤ） （１）
ｑ＝ＱｗＣｗ（ｔ ｏｕｔ−ｔ ｉｎ）／Ｓ （２）
以下に、本発明を詳細に説明する。
本発明は、極低炭素鋼を対象とする。炭素濃度の上限値は、特に限定されないが、極低炭素鋼の薄鋼板は、厳しい加工が施される自動車用鋼板などに用いられるので、優れた加工性を備える必要がある。それ故、炭素濃度は、０．０１質量％以下が好ましい。なお、炭素濃度の下限値は特に規定しない。
本発明においては、２次精錬において、炭素濃度０．０１質量％以下まで脱炭した後、溶鋼にＴｉを添加して脱酸する。Ｔｉの添加量は、０．０４質量％以上が好ましい。０．０４質量％未満では、脱酸が十分に起きず、溶存酸素が溶鋼中に残留する可能性が高い。
２次精錬において、炭素濃度０．０１質量％以下まで脱炭する場合、精錬装置で脱炭を行う前に、例えば、転炉による精錬段階において、予備的にＡｌで脱酸を行なってもよい。この場合、脱酸後のＡｌ濃度を０．０１質量％以下、好ましくは０．００８質量％以下、さらに好ましくは０．００６質量％以下とする。
脱酸後のＡｌ濃度が０．０１質量％以下であれば、脱酸生成物のアルミナは、溶鋼を連続鋳造するまでの間に溶鋼表面に浮上し、分離することができるので、鋳造中の溶鋼内に残留するアルミナ量が少なくなり、ノズル閉塞などの問題が発生しない。
また、脱酸後のＡｌ濃度が０．００８質量％以下であれば、鋳造中の溶鋼内に残留するアルミナ量がより少なくなるので好ましく、さらに、脱酸後のＡｌ濃度が０．００６質量％以下であれば、鋳造中の溶鋼内に残留するアルミナ量がさらに少なくなるので、より好ましい。
一方、Ｔｉ添加量の上限は特に規定しない。Ｔｉ添加で生成するＴｉ酸化物は、Ａｌ_２Ｏ_３系介在物より凝集合体し難いが、耐火物に付着し易いので、ノズル閉塞が起きることが懸念される。
そこで、溶鋼をＴｉで脱酸した後、Ｃｅ、ＬａおよびＮｄの１種以上を添加する。この添加で、Ｔｉ酸化物が、凝集合体し難く、かつ、耐火物に付着し難い球状介在物に改質される。
Ｃｅ、ＬａおよびＮｄの１種以上の合計添加量は、０．００１質量％以上０．０１質量％以下が好ましい。上記合計添加量が０．００１質量％未満であると、Ｔｉ酸化物の改質が不充分となり、凝集合体し難い球状介在物になり難く、また、０．０１質量％超であると、Ｔｉ酸化物の改質が過剰となり、Ｔｉ系介在物の比重が重くなって浮上し難くなり、溶鋼の清浄性が悪化する。
Ｃｅ、Ｌａ、Ｎｄ以外の希土類金属（例えば、Ｐｒ、Ｓｍなど）は、Ｃｅ、Ｌａ、Ｎｄと同等の改質効果を持たないので、Ｔｉ酸化物の改質には、Ｃｅ、ＬａおよびＮｄのうちの１種以上の添加が、有効である。
ここで、図１に、本発明で使用する、オリフィスを有する浸漬ノズルを示す。本発明では、内孔部１０のうち、内孔部上端よりも内径が小さい部位を「オリフィス２１」、内孔部上端と内径が等しいか、または、それよりも内径が大きい部位を「非オリフィス２１ｚ」と定義する。オリフィス２１と非オリフィス２１ｚの境界については、上流側の境界をオリフィス上端２１ａ、下流側の境界をオリフィス下端２１ｂとする。
前述の通り、本発明では、Ａｒガス流量を、従来のＡｌ脱酸時よりも大きく低減することが可能である。Ａｒガス流量を低減していくと、２次メニスカスは上昇していき、３Ｎｌ／分以下になると、２次メニスカスは、スライディングノズルから１００〜１２０ｍｍ程度の位置まで上昇する。
上記位置まで２次メニスカスが上昇すれば、強い下降流は殆ど発生せず、また、オリフィス上端までの距離を十分確保できるので、溶鋼流速の不均一分布を確実に解消することができる。このことを、本発明者らは見出した。なお、本発明におけるＡｒガス流量値としては、市販の流量計を用いて測定した値を用いることができる。
Ａｒガス流量が少ないほど、２次メニスカスが上昇するので、Ａｒガス流量は、好ましくは、２Ｎｌ／分以下、さらに好ましくは、１Ｎｌ／分未満である。
Ｔｉ酸化物が、すべて適切に改質されていれば、Ｔｉ酸化物の浸漬ノズルへの付着は殆ど起こらないので、Ａｒガス流量の下限値は、０Ｎｌ／分も含む。
Ａｒガスは、タンディッシュ上ノズル、スライディングノズル、または、浸漬ノズルのいずれか１箇所または２箇所以上から吹き込むのが一般的であるが、タンディッシュ上ノズルから浸漬ノズル吐出孔までの範囲内であれば、Ａｒガスを吹き込む箇所の位置および箇所の数は、任意に選択することができる。
本発明で用いる浸漬ノズルにおいては、偏流抑制効果をより顕著に確保するために、オリフィスのサイズに、好ましい範囲が存在する。
浸漬ノズルの断面形状としては、通常、真円または楕円が用いられる。図２に、断面形状が真円の浸漬ノズルを示し、図３に、断面形状が楕円の浸漬ノズルを示す。
断面形状が真円の場合は、内孔部上端の半径をＲ〔ｍｍ〕、オリフィスの最小半径をｒ〔ｍｍ〕と定義する。一方、断面形状が楕円の場合は、内孔部上端の長径方向の半径をＡ〔ｍｍ〕、オリフィスの長径方向の最小半径をａ〔ｍｍ〕と定義する。
ここで、オリフィスに関し、最小半径を用いたのは、本発明においては、オリフィスを、「内孔部上端よりも内径が小さい部位」と定義しているからである。
オリフィスの形状として、オリフィス上端から下端にかけて内径が一定でない形状も想定されるので、最小半径を用い、そのような形状にも適用できる定義とした。
次に、非オリフィスの半径とオリフィスの最小半径との差を「オリフィスの高さ」と定義する。通常、非オリフィスの半径は、内孔部上端の半径と等しいので、「オリフィスの高さ」は、内孔部上端の半径とオリフィスの最小半径の差と言い換えることができる。
そうすると、「オリフィスの高さ」は、浸漬ノズルの断面形状が真円の場合は「Ｒ−ｒ」、楕円の場合は「Ａ−ａ」で表される。
また、オリフィスの上端から下端までの距離を、「オリフィスの長さ」と定義し、Ｌ〔ｍｍ〕と表記する。
浸漬ノズルの断面形状が真円の場合、「オリフィスの高さ」については、「３≦Ｒ−ｒ≦３０」なる関係が成立することが好ましい。Ｒ−ｒ＜３の範囲は、流速均一化に対するオリフィスの効果が小さくなり、偏流を抑制することが難く、また、Ｒ−ｒ＞３０の範囲は、オリフィスを通過する溶鋼流速が著しく大きくなって、鋳型内流動に悪影響を及ぼし易い。
次に、オリフィスの長さＬ〔ｍｍ〕については、５０≦Ｌ≦１５０なる関係が成立することが好ましい。Ｌ＜５０の範囲では、流速が均一化される前に、溶鋼がオリフィスを通過してしまうので、偏流を抑制することが難く、また、Ｌ＞１５０の範囲では、内径が小さい部分が長くなるため、溶鋼流速が著しく大きくなって、鋳型内流動に悪影響を及ぼし易い。
浸漬ノズルの断面形状が楕円の場合、「オリフィスの高さ」については、「３≦Ａ−ａ≦３０」なる関係、オリフィスの長さＬ〔ｍｍ〕については、「５０≦Ｌ≦１５０」なる関係が成立することが好ましい。理由は、断面形状が真円の場合と同様である。
本発明で用いる浸漬ノズルにおいて、オリフィスの位置は、特に限定するものではない。しかし、図４に示すように、オリフィスの上端Ｕが、内孔部上端Ｔと吐出孔上端Ｂの中間点Ｍよりも下方にあると、溶鋼を確実に滞留させて、流速の不均一分布を解消し易くなるので、好ましい。
また、オリフィスの数は、単独よりも複数の方が、整流化効果が大きくなるので、好ましい。ただし、オリフィスの数が多くなると、溶鋼流速が大きい部分が増えるので、１個または２個が好ましい。
図５および図６に、オリフィスの数が２個の浸漬ノズルを示す。
断面形状が真円の内孔部に、複数個のオリフィスを設ける場合（図５、参照）、内孔部上端からｉ番目のオリフィスのｒおよびＬ（それぞれ、ｒｉ、Ｌｉと表記する）が、それぞれ、３≦Ｒ−ｒｉ≦３０、５０≦Ｌｉ≦１５０の条件を満たすことが好ましい。
また、いずれか１つのオリフィスの上端が、内孔部上端と吐出孔上端の中間点よりも下方にあることが好ましい。
断面形状が楕円の内孔部に複数のオリフィスを設置する場合（図６、参照）、内孔部上端からｉ番目のオリフィスのａおよびＬ（それぞれ、ａｉ、Ｌｉと表記する）が、それぞれ、３≦Ａ−ａｉ≦１０、５０≦Ｌｉ≦１５０の条件を満たすことが好ましい。
また、いずれか１つのオリフィスの上端が内孔部上端と吐出孔上端の中間点よりも下方にあることが好ましい。
ここで、本発明で用いる、他の形態の浸漬ノズルについて説明する。
図１２に、他の形態の浸漬ノズルの一態様を示す。図１２に示す浸漬ノズル１は、有底円筒状の浸漬ノズルである。円筒側壁５の下部には、吐出孔側壁７と吐出孔頂部８で形成される吐出孔２が、円筒軸に対称に、２つ配置され、かつ、円筒底部４および吐出孔２の底部６に、スリット側壁９で形成され、外部に開口するスリット３が設けられている。
浸漬ノズルにスリットを設けると、鋳型内への溶鋼の吐出流がより均一に分散され、偏流がより解消され、また、パウダー巻き込みがより安定的に防止されるので、より好ましい。ここで、スリット３の開口幅Ｗｓと、吐出孔２の開口部２ｚの断面積Ｓｚの平方根の間には、以下に述べる理由により、適正な関係が存在する。
まず、スリット開口幅Ｗｓ／√（吐出孔開口部断面積Ｓｚ）が０．４を超え、吐出孔２に比してスリット３が大きくなると、スリット３を通過する溶鋼の流量が増加し、溶鋼中の気泡や介在物などが、溶鋼未凝固部の深い位置にまで持ち込まれ、鋳型内に残留し、薄鋼板に加工した時の表面疵の原因となる。
一方、スリット開口幅Ｗｓ／√（吐出孔開口部断面積Ｓｚ）が０．１未満であると、スリット側壁９への介在物の付着、または、スリット側壁９の損耗などが発生する場合がある。
以上の理由により、スリット開口幅Ｗｓ／√（吐出孔開口部断面積Ｓｚ）は、０．１５〜０．４が適正である。
図１３に、図１２に示す浸漬ノズルの底部の態様を示す。図１３に示す浸漬ノズルにおいて、円筒底部４におけるスリット３と接する部位は、円筒側壁５に向かって傾斜角θ_１で傾斜し、吐出孔底部６におけるスリット３と接する部位は、吐出孔側壁７に向かって傾斜角θ_２で傾斜している。
傾斜角（θ_１及びθ_２）は、３０〜６０°が好ましい。傾斜角が３０°未満であると、浸漬ノズル内に渦が発生する場合がある。傾斜角が６０°を超えると、吐出孔頂部が鋳型内のメニスカスに接近して、吐出流がパウダーを巻き込み易い状況となる。なお、傾斜角は３０°以上が好ましい。
円筒底部４の傾斜角θ_１と吐出孔底部６の傾斜角θ_２は一致することが好ましいが、必ずしも一致しなくてもよい。傾斜角θ_１と傾斜角θ_２が一致しない場合の角度差は、１０°以下が好ましい。また、円筒底部４の面と吐出孔底部６の面を、同一の平面として形成すると、浸漬ノズルの構造が単純化されて好ましい。
一方、図１４に示すように、円筒底部４の面と吐出孔底部６の面は、接合面に段差を設けなければ、所要の角度で接していてもよい。図１４に示すように、吐出孔底部６を、浸漬ノズル外周に向かって下がる方向に形成すれば、吐出孔頂部８の傾きと相俟って、吐出孔２からの吐出流の向きを調整することができる。
円筒底部４の面と吐出孔底部６の面との間の段差については、実質的に段差がなければよく、完全に、段差をなくす必要はない。ここで、「実質的に段差がない」ということは、段差が、浸漬ノズル１内の下向流と、吐出孔２からの吐出流との連続性を損なわない程度の段差であるという意味である。具体的には、５ｍｍ以下程度の段差であればよい。
図１５に示すように、円筒底部４の面と吐出孔底部６の面との間に、僅かな段差１２が存在していても、本発明の効果は損なわれない。
吐出孔２の形状は、図１２〜図１５に示すように、ホームベース形が好ましいが、図１６に示すように、円弧形状または曲面形状としてもよい。円筒底部４の面も、曲面としてもよい。この場合、円筒底部４の傾斜角θ_１と吐出孔底部６の傾斜角θ_２は、それぞれ、円筒底部４または吐出孔底部６がスリット３と接する近傍の平均傾斜角とすればよい。
吐出孔頂部８において円筒側壁５と接する部位は、図１７に示すように、円筒側壁５に滑らかに接する曲面１１で形成することが好ましい。上記部位を曲面で形成することにより、吐出流が、吐出孔頂部２から乖離するのを防ぎ、吐出孔２内へのパウダー巻き込みを抑制することができる。
吐出孔頂部８と円筒側壁５を滑らかにつなぐ曲面１１の曲率半径Ｒｚは、図１７に示すように、円筒側壁５の肉厚ｔと吐出角φにより決まる。φを小さくすると、浸漬ノズルを構成する材料の強度上の問題が生じるが、Ｒｚを大きくすることができるので、吐出流の乖離防止には有利である。例えば、φ＝４５°程度の場合、曲率半径Ｒｚは、５０〜１００ｍｍが好ましい。
また、本発明で使用する浸漬ノズルとしては、図１８に示すように、ノズル上端と吐出孔２との間に、開口断面積が、円筒の開口断面積よりも小さいオリフィス２１を有するものが好ましい。
円筒底部にスリットを有する浸漬ノズルにおいては、溶湯流量を増大すると、溶湯流がスリットを押し広げる力が増大する。それ故、図１９に示すように、スリット３に、スリット側壁９の間を結合するリブ２２を設けることが好ましい。リブ２２を設けることにより、スリット３を押し広げる力が増大しても、浸漬ノズル１の変形、破損を防止することができる。
浸漬ノズルに使用する耐火物としては、アルミナグラファイト、アルミナスピネルなど、従来から用いられている耐火物を使用することができる。
しかし、溶鋼の成分によっては、アルミナグラファイト製の浸漬ノズルが侵食を受け、鋳造中に、溶存する場合があるので、浸漬ノズルの内筒側壁および円筒底部や、吐出孔及びスリットの溶鋼と接する面の一部または全部を、カーボンレススピネル、ローカーボンスピネル、マグネシアグラファイト、ジルコニアグラファイト、シリカレスアルミナグラファイト（高耐溶損性耐火物）のいずれかで構成することが好ましい。
図２０に、円筒側壁５及び円筒底部６、吐出孔２及びスリット３の溶鋼と接する面の全部を、高耐溶損性耐火物２３で構成し、それ以外の部分は、通常耐火物２４で構成した浸漬ノズルを示す。
本発明においては、浸漬ノズルへの非金属介在物の付着が極めて少なく、ノズル閉塞が生じないので、鋳片の表面に、クラスター状介在物による表面欠陥が発生し難い。
また、本発明で得られた鋳片は、製造の段階で、表面疵の原因となる気泡およびパウダーの浸透が抑制されているので、熱間圧延、冷間圧延等の常法により薄鋼板としても、表面疵が発生しない。
さらに、本発明は、通常の２５０ｍｍ厚み程度のスラブ連続鋳造に適用されるだけでなく、鋳型厚みがそれよりも薄い、例えば１５０ｍｍ以下の薄スラブ連続鋳造においても、同等の効果を発現するので、品質が極めて良好な鋳片を得ることができる。

以下に、実施例および比較例（表１、参照）を挙げて、種々の形状を有する浸漬ノズル（図１〜６、参照）を用いる本発明について説明する。

（実施例１−１）
転炉での精錬と真空脱ガス装置による処理で炭素濃度を０．００２質量％とした３００トンの取鍋内溶鋼に、Ｔｉを添加して、脱酸し、６分間環流し、その後、ＣｅおよびＬａを、質量比Ｃｅ／Ｌａ＝１．３のＣｅ−Ｌａ合金で添加して３分間環流することで、Ｔｉ濃度を０．０３質量％にし、ＣｅおよびＬａの合計濃度を０．０１質量％にし、Ｃｅ濃度／Ｌａ濃度を１．３にした溶鋼を溶製した。
この溶鋼を連続鋳造法により、Ａｒなし（流量０Ｎｌ／分）で、厚み２５０ｍｍ、幅１６００ｍｍの鋳片に鋳造した。
浸漬ノズルの断面形状は、外径１５０ｍｍ、内径８５ｍｍの真円である。内孔部の材質は、アルミナグラファイトである。
内孔部上端から吐出孔上端までの長さは、５９０ｍｍであり、内孔部は、ストレート形状である。
鋳造中、浸漬ノズルへの介在物付着は発生せず、操業性に問題はなかった。また、鋳型短辺銅板には、最大で２００Ｊ／（ｍ^２・ｓ・Ｋ）の熱伝達係数差が生じたが、偏流判断基準の２５０Ｊ／（ｍ^２・ｓ・Ｋ）を下回ったので、偏流は発生しなかったと判断した。
鋳造した鋳片は、長さ１００００ｍｍに切断し、１コイル単位とした。この鋳片表面をＣＣＤカメラで観察し、ピンホール欠陥を、鋳片表面積１ｍ^２当たりに存在する個数で評価した。
次に、この鋳片を、常法により熱間圧延、冷間圧延し、最終的には、厚み０．８ｍｍ、幅１６００ｍｍの冷延鋼板コイルとした。
鋼板品質は、冷間圧延後の検査ラインで目視観察を行い、１コイル当たりに発生する表面疵の個数で評価した。
その結果、鋳片にはピンホール欠陥は発生しなかった。また、冷延鋼板の表面に０．２個／コイルの表面疵が発生した。但し、表面疵の発生位置がエッジトリムの範囲内であったので、製品品質上の問題とはならなかった。
（実施例１−２）
転炉での精錬と真空脱ガス装置による処理で、炭素濃度を０．００２質量％とした３００トンの取鍋内溶鋼に、Ｔｉを添加して、脱酸し、６分間環流し、その後、ＣｅおよびＬａを、質量比Ｃｅ／Ｌａ＝１．３のＣｅ−Ｌａ合金で添加して３分間環流することで、Ｔｉ濃度を０．０３質量％にし、ＣｅおよびＬａの合計濃度を０．０１質量％にし、Ｃｅ濃度／Ｌａ濃度を１．３にした溶鋼を溶製した。
この溶鋼を連続鋳造法により、タンディッシュ上ノズルから吹き込むＡｒガス流量２．８Ｎｌ／分で、厚み２５０ｍｍ、幅１６００ｍｍの鋳片に鋳造した。
浸漬ノズルの断面形状は、外径１５０ｍｍ、内径８５ｍｍの真円である。内孔部の材質は、アルミナグラファイトである。
内孔部上端から吐出孔上端までの長さは、５９０ｍｍであり、内孔部に、高さ：Ｒ−ｒ＝５ｍｍ、長さ：Ｌ＝９０ｍｍの段差（オリフィス）を有している。この段差の上端部は、内孔部上端から４００ｍｍの位置にある。
鋳造中、浸漬ノズルへの介在物付着は発生せず、操業性に問題はなかった。また、鋳型短辺銅板には、最大で１５０Ｊ／（ｍ^２・ｓ・Ｋ）の熱伝達係数差が生じたが、偏流判断基準の２５０Ｊ／（ｍ^２・ｓ・Ｋ）を下回ったので、偏流は発生しなかったと判断した。
鋳造した鋳片は、長さ１００００ｍｍに切断し、１コイル単位とした。この鋳片表面をＣＣＤカメラで観察し、ピンホール欠陥を、鋳片表面積１ｍ^２当たりに存在する個数で評価した。
次に、この鋳片を、常法により熱間圧延、冷間圧延し、最終的には、厚み０．８ｍｍ、幅１６００ｍｍの冷延鋼板コイルとした。
鋼板品質は、冷間圧延後の検査ラインで目視観察を行い、１コイル当たりに発生する表面疵の個数で評価した。
その結果、鋳片のピンホール欠陥および鋼板の表面疵は、ともに発生しなかった。
（実施例１−３）
転炉での精錬と真空脱ガス装置による処理で、炭素濃度を０．００２質量％とした３００トンの取鍋内溶鋼に、Ｔｉを添加して、脱酸し、６分間環流し、その後、Ｃｅ、ＬａおよびＮｄを、質量比Ｃｅ／Ｌａ＝１．３、Ｌａ／Ｎｄ＝３．５のＣｅ−Ｌａ−Ｎｄ合金で添加して３分間環流することで、Ｔｉ濃度を０．０３質量％にし、Ｃｅ、ＬａおよびＮｄの合計濃度を０．０１質量％にし、Ｃｅ濃度／Ｌａ濃度を１．３にし、Ｌａ濃度／Ｎｄ濃度を３．５にした溶鋼を溶製した。
この溶鋼を連続鋳造法により、タンディッシュ上ノズルから吹き込むＡｒガス流量０．５Ｎｌ／分で、厚み２５０ｍｍ、幅１６００ｍｍの鋳片に鋳造した。
浸漬ノズルの断面形状は、外径１５０ｍｍ、内径８５ｍｍの真円である。内孔部の材質は、アルミナグラファイトである。
内孔部上端から吐出孔上端までの長さは、が５９０ｍｍであり、内孔部に、高さ：Ｒ−ｒ＝５ｍｍ、長さ：Ｌ＝９０ｍｍの段差（オリフィス）を有している。この段差の上端部は、内孔部上端から４００ｍｍの位置にある。
鋳造中、浸漬ノズルへの介在物付着は発生せず、操業性に問題はなかった。また、鋳型短辺銅板には、最大で１００Ｊ／（ｍ^２・ｓ・Ｋ）の熱伝達係数差が生じたが、偏流判断基準の２５０Ｊ／（ｍ^２・ｓ・Ｋ）を下回ったので、偏流は発生しなかったと判断した。
鋳造した鋳片は、長さ１００００ｍｍに切断し、１コイル単位とした。この鋳片表面をＣＣＤカメラで観察し、ピンホール欠陥を、鋳片表面積１ｍ^２当たりに存在する個数で評価した。
次に、この鋳片を、常法により熱間圧延、冷間圧延し、最終的には、厚み０．８ｍｍ、幅１６００ｍｍの冷延鋼板コイルとした。
鋼板品質は、冷間圧延後の検査ラインで目視観察を行い、１コイル当たりに発生する表面疵の個数で評価した。
その結果、鋳片のピンホール欠陥および鋼板の表面疵は、ともに発生しなかった。
（実施例１−４）
転炉での精錬と真空脱ガス装置による処理で、炭素濃度を０．００２質量％とした３００トンの取鍋内溶鋼に、Ｔｉを添加して、脱酸し、６分間環流し、その後、ＣｅおよびＬａを、質量比Ｃｅ／Ｌａ＝１．３のＣｅ−Ｌａ合金で添加して３分間環流することで、Ｔｉ濃度を０．０３質量％にし、ＣｅおよびＬａの合計濃度を０．０１質量％にし、Ｃｅ濃度／Ｌａ濃度を１．３にした溶鋼を溶製した。
この溶鋼を連続鋳造法により、Ａｒなし（流量０Ｎｌ／分）で、厚み２５０ｍｍ、幅１６００ｍｍの鋳片に鋳造した。
浸漬ノズルの断面形状は、外径１５０ｍｍ、内径８５ｍｍの真円である。内孔部の材質は、アルミナグラファイトである。
内孔部上端から吐出孔上端までの長さは、５９０ｍｍであり、内孔部に、高さ：Ｒ−ｒ＝５ｍｍ、長さ：Ｌ＝９０ｍｍの段差（オリフィス）を有している。この段差の上端部は、内孔部上端から４００ｍｍの位置にある。
鋳造中、浸漬ノズルへの介在物付着は発生せず、操業性に問題はなかった。また、鋳型短辺銅板には、最大で５０Ｊ／（ｍ^２・ｓ・Ｋ）の熱伝達係数差が生じたが、偏流判断基準の２５０Ｊ／（ｍ^２・ｓ・Ｋ）を下回ったので、偏流は発生しなかったと判断した。
鋳造した鋳片は、長さ１００００ｍｍに切断し、１コイル単位とした。この鋳片表面をＣＣＤカメラで観察し、ピンホール欠陥を、鋳片表面積１ｍ^２当たりに存在する個数で評価した。
次に、この鋳片を、常法により熱間圧延、冷間圧延し、最終的には、厚み０．８ｍｍ、幅１６００ｍｍの冷延鋼板コイルとした。
鋼板品質は、冷間圧延後の検査ラインで目視観察を行い、１コイル当たりに発生する表面疵の個数で評価した。
その結果、鋳片のピンホール欠陥および鋼板の表面疵は、ともに発生しなかった。
（実施例１−５）
転炉での精錬と真空脱ガス装置による処理で、炭素濃度を０．００２質量％とした３００トンの取鍋内溶鋼に、Ｔｉを添加して、脱酸し、６分間環流し、その後、Ｃｅ、ＬａおよびＮｄを、質量比Ｃｅ／Ｌａ＝１．３、Ｌａ／Ｎｄ＝３．５のＣｅ−Ｌａ−Ｎｄ合金で添加して３分間環流することで、Ｔｉ濃度を０．０３質量％にし、Ｃｅ、ＬａおよびＮｄの合計濃度を０．０１質量％にし、Ｃｅ濃度／Ｌａ濃度を１．３にし、Ｌａ濃度／Ｎｄ濃度を３．５にした溶鋼を溶製した。
この溶鋼を連続鋳造法により、タンディッシュ上ノズルから吹き込むＡｒガス流量０．５Ｎｌ／分で、厚み２５０ｍｍ、幅１６００ｍｍの鋳片に鋳造した。
浸漬ノズルの断面形状は、外形が、長径１７０ｍｍ、短径１２０ｍｍの楕円であり、内形が、長径１０５ｍｍ、短径７５ｍｍの楕円である。内孔部の材質は、アルミナグラファイトである。
内孔部上端から吐出孔上端までの長さは、５９０ｍｍであり、内孔部に、高さ：Ａ−ａ＝５ｍｍ、長さ：Ｌ＝９０ｍｍの段差（オリフィス）を有している。この段差の上端部は、内孔部上端から４００ｍｍの位置にある。
鋳造中、浸漬ノズルへの介在物付着は発生せず、操業性に問題はなかった。また、鋳型短辺銅板には、最大で１００Ｊ／（ｍ^２・ｓ・Ｋ）の熱伝達係数差が生じたが、偏流判断基準の２５０Ｊ／（ｍ^２・ｓ・Ｋ）を下回ったので、偏流は発生しなかったと判断した。
鋳造した鋳片は、長さ１００００ｍｍに切断し、１コイル単位とした。この鋳片表面をＣＣＤカメラで観察し、ピンホール欠陥を、鋳片表面積１ｍ^２当たりに存在する個数で評価した。
次に、この鋳片を、常法により熱間圧延、冷間圧延し、最終的には、厚み０．８ｍｍ、幅１６００ｍｍの冷延鋼板コイルとした。
鋼板品質は、冷間圧延後の検査ラインで目視観察を行い、１コイル当たりに発生する表面疵の個数で評価した。
その結果、鋳片のピンホール欠陥および鋼板の表面疵はともに発生しなかった。
（実施例１−６）
転炉での精錬と真空脱ガス装置による処理で、炭素濃度を０．００２質量％とした３００トンの取鍋内溶鋼に、Ｔｉを添加して、脱酸し、６分間環流し、その後、ＣｅおよびＬａを、質量比Ｃｅ／Ｌａ＝１．３のＣｅ−Ｌａ合金で添加して３分間環流することで、Ｔｉ濃度を０．０３質量％にし、ＣｅおよびＬａの合計濃度を０．０１質量％にし、Ｃｅ濃度／Ｌａ濃度を１．３にした溶鋼を溶製した。
この溶鋼を薄スラブ連続鋳造法により、タンディッシュ上ノズルから吹き込むＡｒガス流量０．５Ｎｌ／分で、厚み１３０ｍｍ、幅１６００ｍｍの鋳片に鋳造した。
ここでは、薄スラブ連続鋳造法として、厚みが１５０ｍｍ以下の鋳型を用いて鋳造し、機端の下流側に設置された保熱炉にて、鋳片の温度を１０００〜１２００℃に保持し、常温近くまで冷却することなく熱間圧延を行った。
浸漬ノズルの断面形状は、外径７０ｍｍの真円である。内孔部の材質は、アルミナグラファイトである。
内孔部上端から吐出孔上端までの長さは、５９０ｍｍであり、内孔部に、高さ：Ｒ−ｒ＝５ｍｍ、長さ：Ｌ＝９０ｍｍの段差（オリフィス）を有している。この段差の上端部は、内孔部上端から４００ｍｍの位置にある。
鋳造中、浸漬ノズルへの介在物付着は発生せず、操業性に問題はなかった。また、鋳型短辺銅板には、最大で１００Ｊ／（ｍ^２・ｓ・Ｋ）の熱伝達係数差が生じたが、偏流判断基準の２５０Ｊ／（ｍ^２・ｓ・Ｋ）を下回ったので、偏流は発生しなかったと判断した。
鋳造した鋳片は、長さ１００００ｍｍに切断し、１コイル単位とした。この鋳片表面をＣＣＤカメラで観察し、ピンホール欠陥を、鋳片表面積１ｍ^２当たりに存在する個数で評価した。
次に、この鋳片を、熱間圧延、冷間圧延し、最終的には、厚み０．８ｍｍ、幅１６００ｍｍの冷延鋼板コイルとした。
鋼板品質は、冷間圧延後の検査ラインで目視観察を行い、１コイル当たりに発生する表面疵の個数で評価した。
その結果、鋳片のピンホール欠陥および鋼板の表面疵は、ともに発生しなかった。
（実施例１−７）
転炉での精錬と真空脱ガス装置による処理で、炭素濃度を０．００２質量％、Ａｌ濃度を０．００５質量％とした３００トンの取鍋内溶鋼に、Ｔｉを添加して、脱酸し、６分間環流し、その後、Ｃｅ、ＬａおよびＮｄを、質量比Ｃｅ／Ｌａ＝１．３、Ｌａ／Ｎｄ＝３．５のＣｅ−Ｌａ−Ｎｄ合金で添加して３分間環流することで、Ｔｉ濃度を０．０３質量％にし、Ｃｅ、ＬａおよびＮｄの合計濃度を０．０１質量％にし、Ｃｅ濃度／Ｌａ濃度を１．３にし、Ｌａ濃度／Ｎｄ濃度を３．５にした溶鋼を溶製した。
この溶鋼を連続鋳造法により、タンディッシュ上ノズルから吹き込むＡｒガス流量２．８Ｎｌ／分で、厚み２５０ｍｍ、幅１６００ｍｍの鋳片に鋳造した。
浸漬ノズルの断面形状は、外径１５０ｍｍ、内径８５ｍｍの真円である。内孔部の材質は、アルミナグラファイトである。
内孔部上端から吐出孔上端までの長さは、５９０ｍｍであり、内孔部に、高さ：Ｒ−ｒ＝５ｍｍ、長さ：Ｌ＝９０ｍｍの段差（オリフィス）を有している。この段差の上端部は、内孔部上端から４００ｍｍの位置にある。
鋳造中、浸漬ノズルへの介在物付着は発生せず、操業性に問題はなかった。また、鋳型短辺銅板には、最大で１５０Ｊ／（ｍ^２・ｓ・Ｋ）の熱伝達係数差が生じたが、偏流判断基準の２５０Ｊ／（ｍ^２・ｓ・Ｋ）を下回ったので、偏流は発生しなかったと判断した。
鋳造した鋳片は、長さ１００００ｍｍに切断し、１コイル単位とした。この鋳片表面をＣＣＤカメラで観察し、ピンホール欠陥を、鋳片表面積１ｍ^２当たりに存在する個数で評価した。
次に、この鋳片を、常法により熱間圧延、冷間圧延し、最終的には、厚み０．８ｍｍ、幅１６００ｍｍの冷延鋼板コイルとした。
鋼板品質は、冷間圧延後の検査ラインで目視観察を行い、１コイル当たりに発生する表面疵の個数で評価した。
その結果、鋳片のピンホール欠陥および鋼板の表面疵は、ともに発生しなかった。
（比較例１−１）
転炉での精錬と真空脱ガス装置による処理で、炭素濃度を０．００２質量％とした３００トンの取鍋内溶鋼に、Ａｌを添加して、脱酸し、５分間環流することで、Ａｌ濃度が０．０４質量％である溶鋼を溶製した。
この溶鋼を連続鋳造法により、タンディッシュ上ノズルから吹き込むＡｒガス流量７Ｎｌ／分で、厚み２５０ｍｍ、幅１６００ｍｍの鋳片に鋳造した。
浸漬ノズルの断面形状は、外径１５０ｍｍ、内径８５ｍｍの真円である。内孔部の材質は、アルミナグラファイトである。内孔部上端から吐出孔上端までの長さは、５９０ｍｍであり、内孔部は、ストレート形状である。
鋳造中、鋳造質量１５０トンを経過した頃からタンディッシュのスライディングノズルの開度が徐々に大きくなったので、浸漬ノズルへの介在物付着が発生したと判断し、鋳型への溶鋼供給を確保するため減速して鋳造を完了した。
鋳型短辺銅板には、最大で３００Ｊ／（ｍ^２・ｓ・Ｋ）の熱伝達係数差が生じ、偏流判断基準の２５０Ｊ／（ｍ^２・ｓ・Ｋ）を上回ったので、偏流が発生したと判断した。
鋳造した鋳片は、長さ１００００ｍｍに切断し、１コイル単位とした。この鋳片表面をＣＣＤカメラで観察し、ピンホール欠陥を、鋳片表面積１ｍ^２当たりに存在する個数で評価した。
次に、この鋳片を、常法により熱間圧延、冷間圧延し、最終的には、厚み０．８ｍｍ、幅１６００ｍｍの冷延鋼板コイルとした。
鋼板品質は、冷間圧延後の検査ラインで目視観察を行い、１コイル当たりに発生する表面疵の個数で評価した。
その結果、鋳片のピンホール欠陥が１５個／ｍ^２、鋼板の表面疵が１０個／コイル発生した。
（比較例１−２）
転炉での精錬と真空脱ガス装置による処理で、炭素濃度を０．００２質量％とした３００トンの取鍋内溶鋼に、Ａｌを添加して、脱酸し、５分間環流することで、Ａｌ濃度が０．０４質量％である溶鋼を溶製した。
この溶鋼を連続鋳造法により、タンディッシュ上ノズルから吹き込むＡｒガス流量２Ｎｌ／分で、厚み２５０ｍｍ、幅１６００ｍｍの鋳片に鋳造した。
浸漬ノズルの断面形状は、外径１５０ｍｍ、内径８５ｍｍの真円である。内孔部の材質は、アルミナグラファイトである。内孔部上端から吐出孔上端までの長さが、５９０ｍｍであり、内孔部に、高さ：Ｒ−ｒ＝５ｍｍ、長さ：Ｌ＝９０ｍｍの段差（オリフィス）を有している。この段差の上端部は、内孔部上端から４００ｍｍの位置にある。
鋳造開始後まもなく、タンディッシュのスライディングノズルの開度が徐々に上昇し始め、鋳造質量１５０トンの時点で、開度を全開にしても、鋳型への溶鋼供給が不足するようになった。この時点で、浸漬ノズルが閉塞したと判断し、取鍋およびタンディッシュに合計で１３０トンの溶鋼を残した状態（鋳造質量１７０トン）で、鋳造を中断した。
鋳造中の鋳型短辺銅板には、最大で３３０Ｊ／（ｍ^２・ｓ・Ｋ）の熱伝達係数差が生じ、偏流判断基準の２５０Ｊ／（ｍ^２・ｓ・Ｋ）を上回ったので、偏流が発生したと判断した。
浸漬ノズルの閉塞状態が進むに従い、段差（オリフィス）の効果が失われ、不均一な流速分布が生じて偏流が生じたと推測される。
鋳造した鋳片は、長さ１００００ｍｍに切断し、１コイル単位とした。この鋳片表面をＣＣＤカメラで観察し、ピンホール欠陥を、鋳片表面積１ｍ^２当たりに存在する個数で評価した。
次に、この鋳片を、常法により熱間圧延、冷間圧延し、最終的には、厚み０．８ｍｍ、幅１６００ｍｍの冷延鋼板コイルとした。
鋼板品質は、冷間圧延後の検査ラインで目視観察を行い、１コイル当たりに発生する表面疵の個数で評価した。
その結果、鋳片のピンホール欠陥は発生しなかったが、鋼板の表面疵が１０個／コイル発生した。
（比較例１−３）
転炉での精錬と真空脱ガス装置による処理で、炭素濃度を０．００２質量％とした３００トンの取鍋内溶鋼に、Ｔｉを添加して、脱酸し、６分間環流し、その後、ＣｅおよびＬａを、質量比Ｃｅ／Ｌａ＝１．３のＣｅ−Ｌａ合金で添加して３分間環流することで、Ｔｉ濃度を０．０３質量％にし、Ｃｅ、Ｌａの合計濃度を０．０１質量％にし、Ｃｅ濃度／Ｌａ濃度を１．３にした溶鋼を溶製した。
この溶鋼を連続鋳造法により、タンディッシュ上ノズルから吹き込むＡｒガス流量７Ｎｌ／分で、厚み２５０ｍｍ、幅１６００ｍｍの鋳片に鋳造した。
浸漬ノズルの断面形状は、外径１５０ｍｍ、内径８５ｍｍの真円である。内孔部の材質は、アルミナグラファイトである。内孔部上端から吐出孔上端までの長さは、５９０ｍｍであり、内孔部は、ストレート形状である。
鋳造中、浸漬ノズルへの介在物付着は発生せず、操業性に問題はなかった。しかし、鋳型短辺銅板には、最大で３００Ｊ／（ｍ^２・ｓ・Ｋ）の熱伝達係数差が生じ、偏流判断基準の２５０Ｊ／（ｍ^２・ｓ・Ｋ）を上回ったので、偏流が発生したと判断した。
鋳造した鋳片は、長さ１００００ｍｍに切断し、１コイル単位とした。この鋳片表面をＣＣＤカメラで観察し、ピンホール欠陥を、鋳片表面積１ｍ^２当たりに存在する個数で評価した。
次に、この鋳片を、常法により熱間圧延、冷間圧延し、最終的には、厚み０．８ｍｍ、幅１６００ｍｍの冷延鋼板コイルとした。
鋼板品質は、冷間圧延後の検査ラインで目視観察を行い、１コイル当たりに発生する表面疵の個数で評価した。
その結果、鋳片にはピンホール欠陥が１５個／ｍ^２、鋼板には表面疵が３個／コイル発生した。
（比較例１−４）
転炉での精錬と真空脱ガス装置による処理で、炭素濃度を０．００２質量％とした３００トンの取鍋内溶鋼に、Ｔｉを添加して、脱酸し、６分間環流し、その後、ＣｅおよびＬａを、質量比Ｃｅ／Ｌａ＝１．２のＣｅ−Ｌａ合金で添加して３分間環流することで、Ｔｉ濃度を０．０３質量％にし、Ｃｅ、Ｌａの合計濃度を０．０１質量％にし、Ｃｅ濃度／Ｌａ濃度を１．２にした溶鋼を溶製した。
この溶鋼を連続鋳造法により、タンディッシュ上ノズルから吹き込むＡｒガス流量４．５Ｎｌ／分で、厚み２５０ｍｍ、幅１６００ｍｍの鋳片に鋳造した。
浸漬ノズルの断面形状は、外径１５０ｍｍ、内径８５ｍｍの真円である。内孔部の材質は、アルミナグラファイトである。内孔部上端から吐出孔上端までの長さは、５９０ｍｍであり、内孔部は、ストレート形状である。
鋳造中、浸漬ノズルへの介在物付着は発生せず、操業性に問題はなかった。しかし、鋳型短辺銅板には、最大で２８０Ｊ／（ｍ^２・ｓ・Ｋ）の熱伝達係数差が生じ、偏流判断基準の２５０Ｊ／（ｍ^２・ｓ・Ｋ）を上回ったので、偏流が発生したと判断した。
鋳造した鋳片は、長さ１００００ｍｍに切断し、１コイル単位とした。この鋳片表面をＣＣＤカメラで観察し、ピンホール欠陥を、鋳片表面積１ｍ^２当たりに存在する個数で評価した。
次に、この鋳片を、常法により熱間圧延、冷間圧延し、最終的には、厚み０．８ｍｍ、幅１６００ｍｍの冷延鋼板コイルとした。
鋼板品質は、冷間圧延後の検査ラインで目視観察を行い、１コイル当たりに発生する表面疵の個数で評価した。
その結果、鋳片にはピンホール欠陥が１０個／ｍ^２、鋼板には表面疵が３個／コイル発生した。
（比較例１−５）
転炉での精錬と真空脱ガス装置による処理で、炭素濃度を０．００２質量％とした３００トンの取鍋内溶鋼に、Ｔｉを添加して、脱酸し、６分間環流し、その後、ＣｅおよびＬａを、質量比Ｃｅ／Ｌａ＝１．２のＣｅ−Ｌａ合金で添加して３分間環流することで、Ｔｉ濃度を０．０３質量％にし、Ｃｅ、Ｌａの合計濃度を０．０１質量％にし、Ｃｅ濃度／Ｌａ濃度を１．２にした溶鋼を溶製した。
この溶鋼を連続鋳造法により、タンディッシュ上ノズルから吹き込むＡｒガス流量３．５Ｎｌ／分で、厚み２５０ｍｍ、幅１６００ｍｍの鋳片に鋳造した。
浸漬ノズルの断面形状は、外径１５０ｍｍ、内径８５ｍｍの真円である。内孔部の材質は、アルミナグラファイトである。内孔部上端から吐出孔上端までの長さは、５９０ｍｍであり、内孔部に、高さ：Ｒ−ｒ＝５ｍｍ、長さ：Ｌ＝９０ｍｍの段差（オリフィス）を有している。この段差の上端部は、内孔部上端から４００ｍｍの位置にある。
鋳造中、浸漬ノズルへの介在物付着は発生せず、操業性に問題はなかった。しかし、鋳型短辺銅板には、最大で２６０Ｊ／（ｍ^２・ｓ・Ｋ）の熱伝達係数差が生じ、偏流判断基準の２５０Ｊ／（ｍ^２・ｓ・Ｋ）を上回ったので、偏流が発生したと判断した。
鋳造した鋳片は、長さ１００００ｍｍに切断し、１コイル単位とした。この鋳片表面をＣＣＤカメラで観察し、ピンホール欠陥を、鋳片表面積１ｍ^２当たりに存在する個数で評価した。
次に、この鋳片を、常法により熱間圧延、冷間圧延し、最終的には、厚み０．８ｍｍ、幅１６００ｍｍの冷延鋼板コイルとした。
鋼板品質は、冷間圧延後の検査ラインで目視観察を行い、１コイル当たりに発生する表面疵の個数で評価した。
その結果、鋳片にはピンホール欠陥が５個／ｍ^２、鋼板には表面疵が１個／コイル発生した。
ここで、図１０に、実施例１−１〜１−６、および、比較例１−３〜１−５（Ｔｉ−希土類金属脱酸）に基づく、Ａｒガス流量と鋳片ピンホール欠陥の関係を示す。図中、●は、内孔部がストレート形状の浸漬ノズルを使用した場合を示し、■は、内孔部にオリフィスを有する浸漬ノズルを使用した場合を示す。
また、図１１に、実施例１−２〜１−６、および、比較例１−３〜１−５（Ｔｉ−希土類金属脱酸）に基づく、Ａｒガス流量と鋼板表面疵発生の関係を示す。図中、●は、内孔部がストレート形状の浸漬ノズルを使用した場合を示し、■は、内孔部にオリフィスを有する浸漬ノズルを使用した場合を示す。
本発明において、内孔部にオリフィスを有する浸漬ノズル、または、内孔部がストレート形状の浸漬ノズルを使用し、Ａｒガス流量３Ｎｌ／分以下（図中、Ａの領域）で鋳造を行なうと、鋳片ピンホール欠陥および鋼板表面疵のいずれも発生しない、品質が良好な鋳片を得ることができることが解る。

以下に、実施例および比較例（表２、参照）を挙げて、底部にスリットを有する浸漬ノズル（図１２〜図２０、参照）を用いる本発明について説明する。

（実施例２−１）
転炉での精錬と真空脱ガス装置による処理で、炭素濃度を０．００２質量％とした３００トンの取鍋内溶鋼に、Ｔｉを添加して、脱酸し、６分間環流し、その後、ＣｅおよびＬａを、質量比Ｃｅ／Ｌａ＝１．３のＣｅ−Ｌａ合金で添加して３分間環流することで、Ｔｉ濃度を０．０３質量％にし、ＣｅおよびＬａの合計濃度を０．０１質量％にし、Ｃｅ濃度／Ｌａ濃度を１．３にした溶鋼を溶製した。
この溶鋼を連続鋳造法により、タンディッシュ上ノズルから吹き込むＡｒガス流量２．８Ｎｌ／分で、厚み２５０ｍｍ、幅１６００ｍｍの鋳片に鋳造した。
浸漬ノズルは、図１３に示す浸漬ノズルを用いた。浸漬ノズルの断面形状は、外径１５０ｍｍ、内径８５ｍｍの真円である。吐出孔開口部断面積は２８２９ｍｍ^２、スリット幅は１５ｍｍ、角度θ_１およびθ_２は、いずれも、４５°である。内孔部の材質は、アルミナグラファイトである。
内孔部上端から吐出孔上端までの長さは、５９０ｍｍであり、内孔部は、ストレート形状である。
鋳造中、浸漬ノズルへの介在物付着は発生せず、操業性に問題はなかった。また、鋳型短辺銅板には、最大で１００Ｊ／（ｍ^２・ｓ・Ｋ）の熱伝達係数差が生じたが、偏流判断基準の２５０Ｊ／（ｍ^２・ｓ・Ｋ）を下回ったので、偏流は発生しなかったと判断した。
鋳造した鋳片は、長さ１００００ｍｍに切断し、１コイル単位とした。この鋳片表面をＣＣＤカメラで観察し、ピンホール欠陥を、鋳片表面積１ｍ^２当たりに存在する個数で評価した。
次に、この鋳片を、常法により熱間圧延、冷間圧延し、最終的には、厚み０．８ｍｍ、幅１６００ｍｍの冷延鋼板コイルとした。
鋼板品質は、冷間圧延後の検査ラインで目視観察を行い、１コイル当たりに発生する表面疵の個数で評価した。
その結果、鋳片のピンホール欠陥および鋼板の表面疵は、ともに発生しなかった。
（実施例２−２）
転炉での精錬と真空脱ガス装置による処理で、炭素濃度を０．００２質量％とした３００トンの取鍋内溶鋼に、Ｔｉを添加して、脱酸し、６分間環流し、その後、ＣｅおよびＬａを、質量比Ｃｅ／Ｌａ＝１．３のＣｅ−Ｌａ合金で添加して３分間環流することで、Ｔｉ濃度を０．０３質量％にし、ＣｅおよびＬａの合計濃度を０．０１質量％にし、Ｃｅ濃度／Ｌａ濃度を１．３にした溶鋼を溶製した。
この溶鋼を連続鋳造法により、タンディッシュ上ノズルから吹き込むＡｒガス流量０．５Ｎｌ／分で、厚み２５０ｍｍ、幅１６００ｍｍの鋳片に鋳造した。
浸漬ノズルは、図１７および図１８に示す浸漬ノズルを使用した。浸漬ノズルの断面形状は、外径１５０ｍｍ、内径８５ｍｍの真円であり、吐出孔開口部断面積は２８２９ｍｍ^２、スリット幅は１５ｍｍ、角度θ_１およびθ_２は、いずれも、４５°である。曲面１１の曲率半径Ｒｚは、６０ｍｍである。内孔部の材質は、アルミナグラファイトである。
内孔部上端から吐出孔上端までの長さは、５９０ｍｍであり、内孔部に、高さ：Ｒ−ｒ＝５ｍｍ、長さ：Ｌ＝９０ｍｍの段差（オリフィス）を有している。この段差の上端部は、内孔部上端から４００ｍｍの位置にある。
鋳造中、浸漬ノズルへの介在物付着は発生せず、操業性に問題はなかった。また、鋳型短辺銅板には、最大で８０Ｊ／（ｍ^２・ｓ・Ｋ）の熱伝達係数差が生じたが、偏流判断基準の２５０Ｊ／（ｍ^２・ｓ・Ｋ）を下回ったので、偏流は発生しなかったと判断した。
鋳造した鋳片は、長さ１００００ｍｍに切断し、１コイル単位とした。この鋳片表面をＣＣＤカメラで観察し、ピンホール欠陥を、鋳片表面積１ｍ^２当たりに存在する個数で評価した。
次に、この鋳片を、常法により熱間圧延、冷間圧延し、最終的には、厚み０．８ｍｍ、幅１６００ｍｍの冷延鋼板コイルとした。
鋼板品質は、冷間圧延後の検査ラインで目視観察を行い、１コイル当たりに発生する表面疵の個数で評価した。
その結果、鋳片のピンホール欠陥および鋼板の表面疵は、ともに発生しなかった。
（実施例２−３）
転炉での精錬と真空脱ガス装置による処理で、炭素濃度を０．００２質量％とした３００トンの取鍋内溶鋼に、Ｔｉを添加して、脱酸し、６分間環流し、その後、ＣｅおよびＬａを、質量比Ｃｅ／Ｌａ＝１．３のＣｅ−Ｌａ合金で添加して３分間環流することで、Ｔｉ濃度を０．０３質量％にし、ＣｅおよびＬａの合計濃度を０．０１質量％にし、Ｃｅ濃度／Ｌａ濃度を１．３にした溶鋼を溶製した。
この溶鋼を連続鋳造法により、タンディッシュ上ノズルから吹き込むＡｒガス流量０Ｎｌ／分で、厚み２５０ｍｍ、幅１６００ｍｍの鋳片に鋳造した。
浸漬ノズルは、図１７および図１８に示す浸漬ノズルを使用した。浸漬ノズルの断面形状は、外径１５０ｍｍ、内径８５ｍｍの真円である。吐出孔開口部断面積は、２８２９ｍｍ^２、スリット幅は、１５ｍｍ、角度θ_１およびθ_２は、いずれも、４５°である。吐出角度φは４５°、曲面１１の曲率半径Ｒｚは、６０ｍｍである。内孔部の材質は、アルミナグラファイトである。
内孔部上端から吐出孔上端までの長さは、５９０ｍｍであり、内孔部に、高さ：Ｒ−ｒ＝５ｍｍ、長さ：Ｌ＝９０ｍｍの段差（オリフィス）を有している。この段差の上端部は、内孔部上端から４００ｍｍの位置にある。
鋳造中、浸漬ノズルへの介在物付着は発生せず、操業性に問題はなかった。また、鋳型短辺銅板には、最大で９０Ｊ／（ｍ^２・ｓ・Ｋ）の熱伝達係数差が生じたが、偏流判断基準の２５０Ｊ／（ｍ^２・ｓ・Ｋ）を下回ったので、偏流は発生しなかったと判断した。
鋳造した鋳片は、長さ１００００ｍｍに切断し、１コイル単位とした。この鋳片表面をＣＣＤカメラで観察し、ピンホール欠陥を、鋳片表面積１ｍ^２当たりに存在する個数で評価した。
次に、この鋳片を、常法により熱間圧延、冷間圧延し、最終的には、厚み０．８ｍｍ、幅１６００ｍｍの冷延鋼板コイルとした。
鋼板品質は、冷間圧延後の検査ラインで目視観察を行い、１コイル当たりに発生する表面疵の個数で評価した。
その結果、鋳片にはピンホール欠陥は発生しなかった。また、冷延鋼板の表面に０．２個／コイルの表面疵が発生した。但し、表面疵の発生位置がエッジトリムの範囲内であったので、製品品質上の問題とはならなかった。
（実施例２−４）
転炉での精錬と真空脱ガス装置による処理で、炭素濃度を０．００２質量％とした３００トンの取鍋内溶鋼に、Ｔｉを添加して、脱酸し、６分間環流し、その後、ＣｅおよびＬａを、質量比Ｃｅ／Ｌａ＝１．３のＣｅ−Ｌａ合金で添加して３分間環流することで、Ｔｉ濃度を０．０３質量％にし、ＣｅおよびＬａの合計濃度を０．０１質量％にし、Ｃｅ濃度／Ｌａ濃度を１．３にした溶鋼を溶製した。
この溶鋼を連続鋳造法により、タンディッシュ上ノズルから吹き込むＡｒガス流量２．８Ｎｌ／分で、厚み２５０ｍｍ、幅１６００ｍｍの鋳片に鋳造した。
浸漬ノズルは、図１９に示す浸漬ノズルを使用した。浸漬ノズルの断面形状は、外径１５０ｍｍ、内径８５ｍｍの真円である。吐出孔開口部断面積は、２８２９ｍｍ^２、スリット幅は、１５ｍｍ、角度θ_１およびθ_２は、いずれも、４５°である。吐出角度φは４５°、曲面１１の曲率半径Ｒｚは６０ｍｍである。
リブの頂角θ_３は３０°、リブの底面の幅Ｗｒは１５ｍｍ、リブの側壁の間隔Ｄｒは８５ｍｍである。内孔部の材質は、アルミナグラファイトである。
内孔部上端から吐出孔上端までの長さは、５９０ｍｍであり、内孔部に、高さ：Ｒ−ｒ＝５ｍｍ、長さ：Ｌ＝９０ｍｍの段差（オリフィス）を有している。この段差の上端部は、内孔部上端から４００ｍｍの位置にある。
鋳造中、浸漬ノズルへの介在物付着は発生せず、操業性に問題はなかった。また、鋳型短辺銅板には、最大で１１０Ｊ／（ｍ^２・ｓ・Ｋ）の熱伝達係数差が生じたが、偏流判断基準の２５０Ｊ／（ｍ^２・ｓ・Ｋ）を下回ったので、偏流は発生しなかったと判断した。
鋳造した鋳片は、長さ１００００ｍｍに切断し、１コイル単位とした。この鋳片表面をＣＣＤカメラで観察し、ピンホール欠陥を、鋳片表面積１ｍ^２当たりに存在する個数で評価した。
次に、この鋳片を、常法により熱間圧延、冷間圧延し、最終的には、厚み０．８ｍｍ、幅１６００ｍｍの冷延鋼板コイルとした。
鋼板品質は、冷間圧延後の検査ラインで目視観察を行い、１コイル当たりに発生する表面疵の個数で評価した。
その結果、鋳片のピンホール欠陥および鋼板の表面疵は、ともに発生しなかった。
（実施例２−５）
転炉での精錬と真空脱ガス装置による処理で、炭素濃度を０．００２質量％、Ａｌ濃度を０．００５質量％とした３００トンの取鍋内溶鋼に、Ｔｉを添加して、脱酸し、６分間環流し、その後、ＣｅおよびＬａを、質量比Ｃｅ／Ｌａ＝１．３のＣｅ−Ｌａ合金で添加して３分間環流することで、Ｔｉ濃度を０．０３質量％にし、ＣｅおよびＬａの合計濃度を０．０１質量％にし、Ｃｅ濃度／Ｌａ濃度を１．３にした溶鋼を溶製した。
この溶鋼を連続鋳造法により、タンディッシュ上ノズルから吹き込むＡｒガス流量２．８Ｎｌ／分で、厚み２５０ｍｍ、幅１６００ｍｍの鋳片に鋳造した。
浸漬ノズルは、図１３に示す浸漬ノズルを使用した。浸漬ノズルの断面形状は、外径１５０ｍｍ、内径８５ｍｍの真円である。吐出孔開口部断面積は２８２９ｍｍ^２、スリット幅は１５ｍｍ、角度θ_１およびθ_２は、いずれも、４５°である。内孔部の材質は、アルミナグラファイトである。
内孔部上端から吐出孔上端までの長さは、５９０ｍｍであり、内孔部は、ストレート形状である。
鋳造中、浸漬ノズルへの介在物付着は発生せず、操業性に問題はなかった。また、鋳型短辺銅板には、最大で１２０Ｊ／（ｍ^２・ｓ・Ｋ）の熱伝達係数差が生じたが、偏流判断基準の２５０Ｊ／（ｍ^２・ｓ・Ｋ）を下回ったので、偏流は発生しなかったと判断した。
鋳造した鋳片は、長さ１００００ｍｍに切断し、１コイル単位とした。この鋳片表面をＣＣＤカメラで観察し、ピンホール欠陥を、鋳片表面積１ｍ^２当たりに存在する個数で評価した。
次に、この鋳片を、常法により熱間圧延、冷間圧延し、最終的には、厚み０．８ｍｍ、幅１６００ｍｍの冷延鋼板コイルとした。
鋼板品質は、冷間圧延後の検査ラインで目視観察を行い、１コイル当たりに発生する表面疵の個数で評価した。
その結果、鋳片のピンホール欠陥および鋼板の表面疵は、ともに発生しなかった。
（実施例２−６）
転炉での精錬と真空脱ガス装置による処理で、炭素濃度を０．００２質量％、Ａｌ濃度を０．００５質量％とした３００トンの取鍋内溶鋼に、Ｔｉを添加して、脱酸し、６分間環流し、その後、ＣｅおよびＬａを、質量比Ｃｅ／Ｌａ＝１．３のＣｅ−Ｌａ合金で添加して３分間環流することで、Ｔｉ濃度を０．０３質量％にし、ＣｅおよびＬａの合計濃度を０．０１質量％にし、Ｃｅ濃度／Ｌａ濃度を１．３にした溶鋼を溶製した。
この溶鋼を連続鋳造法により、タンディッシュ上ノズルから吹き込むＡｒガス流量０Ｎｌ／分で、厚み２５０ｍｍ、幅１６００ｍｍの鋳片に鋳造した。
浸漬ノズルは、図１７および図１８に示す浸漬ノズルを使用した。浸漬ノズルの断面形状は、外径１５０ｍｍ、内径８５ｍｍの真円である。吐出孔開口部断面積は２８２９ｍｍ^２、スリット幅は１５ｍｍ、角度θ_１およびθ_２は、いずれも、４５°である。吐出角度φは２０°、曲面１１の曲率半径Ｒｚは５１ｍｍである。内孔部の材質は、アルミナグラファイトである。
内孔部上端から吐出孔上端までの長さは、５９０ｍｍであり、内孔部に、高さ：Ｒ−ｒ＝５ｍｍ、長さ：Ｌ＝９０ｍｍの段差（オリフィス）を有している。この段差の上端部は、内孔部上端から４００ｍｍの位置にある。
鋳造中、浸漬ノズルへの介在物付着は発生せず、操業性に問題はなかった。また、鋳型短辺銅板には、最大で５０Ｊ／（ｍ^２・ｓ・Ｋ）の熱伝達係数差が生じたが、偏流判断基準の２５０Ｊ／（ｍ^２・ｓ・Ｋ）を下回ったので、偏流は発生しなかったと判断した。
鋳造した鋳片は、長さ１００００ｍｍに切断し、１コイル単位とした。この鋳片表面をＣＣＤカメラで観察し、ピンホール欠陥を、鋳片表面積１ｍ^２当たりに存在する個数で評価した。
次に、この鋳片を、常法により熱間圧延、冷間圧延し、最終的には、厚み０．８ｍｍ、幅１６００ｍｍの冷延鋼板コイルとした。
鋼板品質は、冷間圧延後の検査ラインで目視観察を行い、１コイル当たりに発生する表面疵の個数で評価した。
その結果、鋳片にはピンホール欠陥は発生しなかった。また、冷延鋼板の表面に０．２個／コイルの表面疵が発生した。但し、表面疵の発生位置がエッジトリムの範囲内であったので、製品品質上の問題とはならなかった。
（比較例２−１）
転炉での精錬と真空脱ガス装置による処理で、炭素濃度を０．００２質量％とした３００トンの取鍋内溶鋼に、Ａｌを添加して、脱酸し、５分間環流することで、Ａｌ濃度が０．０４質量％である溶鋼を溶製した。
この溶鋼を連続鋳造法により、タンディッシュ上ノズルから吹き込むＡｒガス流量２．８Ｎｌ／分で、厚み２５０ｍｍ、幅１６００ｍｍの鋳片に鋳造した。
浸漬ノズルは、図１３に示す浸漬ノズルを使用した。浸漬ノズルの断面形状は、外径１５０ｍｍ、内径８５ｍｍの真円である。吐出孔開口部断面積は２８２９ｍｍ^２、スリット幅は１５ｍｍ、角度θ_１およびθ_２は、いずれも、１５°である。内孔部の材質は、アルミナグラファイトである。
内孔部上端から吐出孔上端までの長さは、５９０ｍｍであり、内孔部は、ストレート形状である。
鋳造中に浸漬ノズルへの介在物付着は発生せず、操業性に問題はなかった。しかし、鋳型短辺銅板には、最大で２８０Ｊ／（ｍ^２・ｓ・Ｋ）の熱伝達係数差が生じ、偏流判断基準の２５０Ｊ／（ｍ^２・ｓ・Ｋ）を上回ったので、偏流が発生したと判断した。
鋳造した鋳片は、長さ１００００ｍｍに切断し、１コイル単位とした。この鋳片表面をＣＣＤカメラで観察し、ピンホール欠陥を、鋳片表面積１ｍ^２当たりに存在する個数で評価した。
次に、この鋳片を、常法により熱間圧延、冷間圧延し、最終的には、厚み０．８ｍｍ、幅１６００ｍｍの冷延鋼板コイルとした。
鋼板品質は、冷間圧延後の検査ラインで目視観察を行い、１コイル当たりに発生する表面疵の個数で評価した。
その結果、鋳片にはピンホール欠陥が１０個／ｍ^２、鋼板には表面疵が３個／コイル発生した。
（比較例２−２）
転炉での精錬と真空脱ガス装置による処理で、炭素濃度を０．００２質量％とした３００トンの取鍋内溶鋼に、Ａｌを添加して、脱酸し、５分間環流することで、Ａｌ濃度が０．０４質量％である溶鋼を溶製した。
この溶鋼を連続鋳造法により、タンディッシュ上ノズルから吹き込むＡｒガス流量２．８Ｎｌ／分で、厚み２５０ｍｍ、幅１６００ｍｍの鋳片に鋳造した。
浸漬ノズルは、図１３に示す浸漬ノズルを使用した。浸漬ノズルの断面形状は、外径１５０ｍｍ、内径８５ｍｍの真円である。吐出孔開口部断面積は２８２９ｍｍ^２、スリット幅は５ｍｍ、角度θ_１およびθ_２は、いずれも、４５°である。内孔部の材質は、アルミナグラファイトである。
内孔部上端から吐出孔上端までの長さは、５９０ｍｍであり、内孔部は、ストレート形状である。
鋳造中、浸漬ノズルへの介在物付着は発生せず、操業性に問題はなかった。しかし、鋳型短辺銅板には、最大で２６０Ｊ／（ｍ^２・ｓ・Ｋ）の熱伝達係数差が生じ、偏流判断基準の２５０Ｊ／（ｍ^２・ｓ・Ｋ）を上回ったので、偏流が発生したと判断した。
鋳造した鋳片は、長さ１００００ｍｍに切断し、１コイル単位とした。この鋳片表面をＣＣＤカメラで観察し、ピンホール欠陥を、鋳片表面積１ｍ^２当たりに存在する個数で評価した。
次に、この鋳片を、常法により熱間圧延、冷間圧延し、最終的には、厚み０．８ｍｍ、幅１６００ｍｍの冷延鋼板コイルとした。
鋼板品質は、冷間圧延後の検査ラインで目視観察を行い、１コイル当たりに発生する表面疵の個数で評価した。
その結果、鋳片にはピンホール欠陥が５個／ｍ^２、鋼板には表面疵が１個／コイル発生した。
（比較例２−３）
転炉での精錬と真空脱ガス装置による処理で、炭素濃度を０．００２質量％とした３００トンの取鍋内溶鋼に、Ａｌを添加して、脱酸し、５分間環流することで、Ａｌ濃度が０．０４質量％である溶鋼を溶製した。
この溶鋼を連続鋳造法により、タンディッシュ上ノズルから吹き込むＡｒガス流量２．８Ｎｌ／分で、厚み２５０ｍｍ、幅１６００ｍｍの鋳片に鋳造した。
鋳造の際に使用した浸漬ノズルは図１３に示す浸漬ノズルである。浸漬ノズルの断面形状は、外径１５０ｍｍ、内径８５ｍｍの真円であり、吐出孔開口部断面積は２８２９ｍｍ^２、スリット幅は２５ｍｍ、角度θ_１およびθ_２は、いずれも、４５°である。内孔部の材質は、アルミナグラファイトである。
内孔部上端から吐出孔上端までの長さは、５９０ｍｍであり、内孔部は、ストレート形状である。
鋳造中、浸漬ノズルへの介在物付着は発生せず、操業性に問題はなかった。しかし、鋳型短辺銅板には、最大で３００Ｊ／（ｍ^２・ｓ・Ｋ）の熱伝達係数差が生じ、偏流判断基準の２５０Ｊ／（ｍ^２・ｓ・Ｋ）を上回ったので、偏流が発生したと判断した。
鋳造した鋳片は、長さ１００００ｍｍに切断し、１コイル単位とした。この鋳片表面をＣＣＤカメラで観察し、ピンホール欠陥を、鋳片表面積１ｍ^２当たりに存在する個数で評価した。
次に、この鋳片を、常法により熱間圧延、冷間圧延し、最終的には、厚み０．８ｍｍ、幅１６００ｍｍの冷延鋼板コイルとした。
鋼板品質は、冷間圧延後の検査ラインで目視観察を行い、１コイル当たりに発生する表面疵の個数で評価した。
その結果、鋳片にはピンホール欠陥が１５個／ｍ^２、鋼板には表面疵が３個／コイル発生した。

前述したように、本発明によれば、ノズル閉塞を防止することができ、かつ、薄鋼板に加工しても表面疵を発生しない極低炭素鋳片を製造することができる。よって、本発明は、鋼製造産業において利用可能性が高いものである。

Claims (11)

1. 炭素濃度０．０１質量％以下まで脱炭した溶鋼に、Ｔｉを添加し、また、Ｃｅ、Ｌａ、Ｎｄのうち１種以上を添加し、浸漬ノズルを使用して、タンディッシュ上ノズルから該浸漬ノズル吐出孔までの範囲の任意の箇所から吹き込むＡｒガス流量を、３Ｎｌ（ノーマルリットル）／分以下としつつ、上記溶鋼を、タンディッシュから鋳型へ注入し、連続鋳造することを特徴とする極低炭素鋳片の製造方法。
2. 前記浸漬ノズルが、内孔部にオリフィスを有することを特徴とする請求の範囲１に記載の極低炭素鋳片の製造方法。
3. 前記内孔部の断面形状が真円であり、さらに、
   （ｉ）内孔部上端の半径Ｒ〔ｍｍ〕とオリフィスの最小半径ｒ〔ｍｍ〕の間に、３≦Ｒ−ｒ≦３０なる関係があり、かつ、
   （ｉｉ）オリフィスの上端から下端までの長さＬ〔ｍｍ〕が５０≦Ｌ≦１５０である
   ことを特徴とする請求の範囲２に記載の極低炭素鋳片の製造方法。
4. 前記内孔部の断面形状が惰円であり、さらに、
   （ｉ）内孔部上端における長径方向の半径Ａ〔ｍｍ〕とオリフィスにおける長径方向の最小半径ａ〔ｍｍ〕との間に、３≦Ａ−ａ≦３０なる関係があり、かつ、
   （ｉｉ）オリフィスの上端から下端までの長さＬ〔ｍｍ〕が５０≦Ｌ≦１５０である
   ことを特徴とする請求の範囲２に記載の極低炭素鋳片の製造方法。
5. 前記浸漬ノズルが、有底円筒状であり、さらに、
   （ｉ）円筒形の側壁の下部に、２個の吐出孔が円筒に軸対称の位置に配置され、かつ、
   （ｉｉ）円筒底部及び両吐出孔の底部を連ねて外部に開口するスリットが設けられている
   ことを特徴とする請求の範囲１または２に記載の極低炭素鋳片の製造方法。
6. 前記浸漬ノズルにおいて、
   （ｉ）円筒底部におけるスリットと接する部位が円筒側壁に向かって上方に傾斜し、かつ、
   （ｉｉ）吐出孔底部におけるスリットと接する部位が吐出孔側壁に向かって上方に傾斜し、さらに、
   （ｉｉｉ）円筒底部が形成する面と吐出孔底部が形成する面との間に、実質的に段差を有しない
   ことを特徴とする請求の範囲５に記載の極低炭素鋳片の製造方法。
7. 前記浸漬ノズルにおいて、円筒底部における“スリットと接する部位”が円筒側壁に向かう傾斜角、及び、吐出孔底部における“スリットと接する部位”が吐出孔側壁に向かう傾斜角が、いずれも、上方に３０°以上であることを特徴とする請求の範囲６に記載の極低炭素鋳片の製造方法。
8. 前記浸漬ノズルにおいて、吐出孔の頂部が円筒の側壁と接する部位が、円筒の側壁に滑らかに接する曲面で形成されていることを特徴とする請求の範囲５〜７のいずれかに記載の極低炭素鋳片の製造方法。
9. 前記浸漬ノズルが、スリットの両側面の間を結合するリブを備えることを特徴とする請求の範囲５〜８のいずれかに記載の極低炭素鋳片の製造方法。
10. 前記浸漬ノズルにおいて、スリットの開口幅が、吐出孔開口断面積の平方根の０．１５〜０．４０倍であることを特徴とする請求の範囲５〜９のいずれかに記載の極低炭素鋳片の製造方法。
11. 前記浸漬ノズルにおいて、円筒の側面および底部、吐出孔およびスリットの溶湯と接する面の一部または全部を、カーボンレススピネル、ローカーボンスピネル、マグネシアグラファイト、ジルコニアグラファイト、シリカレスアルミナグラファイトのいずれかの材質で構成したことを特徴とする請求の範囲１〜１０のいずれかに記載の極低炭素鋳片の製造方法。

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