WO2006046677A1

WO2006046677A1 - 連続鋳造装置、連続鋳造方法およびアルミニウム合金鋳造棒

Info

Publication number: WO2006046677A1
Application number: PCT/JP2005/019847
Authority: WO
Inventors: Masashi Fukuda; Masatoshi Fukushima
Original assignee: Showa Denko K.K.
Priority date: 2004-10-25
Filing date: 2005-10-24
Publication date: 2006-05-04
Also published as: CN101048245B; EP1808240A4; JP5131859B2; KR20070052362A; JP2009190088A; JP5091185B2; JP5424141B2; KR100895618B1; JP2012213811A; EP1808240A1; US7637306B2; EP1808240B1; CN101048245A; US20060090875A1; JP2009160662A; DE602005026425D1

Abstract

潤滑材を低減しても高速鋳造を安定して円滑に行うことができ、ブレークアウトや潤滑材反応生成物の発生も抑制して、鋳塊不良を大幅に減らすことができる、連続鋳造装置、連続鋳造方法およびアルミニウム合金鋳造棒である。本発明は、タンディッシュ(250)内の合金溶湯(255)を鋳型(201)の一端から鋳型(201)内に供給してアルミニウム合金鋳造棒を製造する連続鋳造装置において、タンディッシュ(250)と鋳型(201)の一端との間に配置され、タンディッシュ(250)と鋳型(201)とを連通する注湯用通路(211)を有する断熱部材(2,2a,2b)と、その断熱部材(2,2a,2b)に沿って設けられ、注湯用通路(211)と一体の通孔を有する仕切り層(2c)とを備え、鋳型(201)に供給されて断熱部材(2,2a,2b)に滲みだした潤滑材を仕切り層(2c)で遮る構成を有している。

Description

明細書連続铸造装置、連続錄造方法およびアルミニウム合金铸造棒関連出願の表示

本件出願は、 2 0 0 4年 1 0月 2 5日付で出願された日本国特許出願 2 0 0 4— 3 0 9 2 5 1号と、 20 04年 1 1月 1日付で米国特許法第 1 1 1条（b) の規定に基づいて出願された米国仮出願 6 0/6 2 3 , 3 3 9号について、米国特許法第 1 1 9条（e) ( 1 ) による出願日の利益を主張し、米国特許法第 1 1 1 条（a ) の規定に基づいて出願されたものである。技術分野

本発明は、溶湯受部と铸型との間に、注湯用通路を有する断熱部材が介在し、溶湯受部内の合金溶湯を注湯用通路から铸型に供給してアルミニウム合金铸造棒を製造する連続铸造装置、連続踌造方法およびアルミニウム合金鍩造棒に関するものである。背景技術

最近の輸送機器においては、その軽量化の要求から、アルミニウム合金部品の採用が多くなつている。このようなアルミニウム合金部品は、アルミニゥム合金棒材を所定の長さに切断して鍛造用素材とし、その鍛造用素材を鍛造によって部品に成形することで得られる。そして、アルミニウム合金棒材は、例えば水平連続銬造によって作製された素材に塑性加工や熱処理を施すことによって製造されている。

この水平連続銹造では一般に、次のような過程を経て金属溶湯から円柱状

、角柱状あるいは中空柱状の長尺鐽塊を製造する。すなわち、金属溶湯を溜めるタンディッシュに入った溶湯は、耐火物製通路を通った後、ほぼ水平に設置された筒状鎳型内に入り、ここで強制冷却されて溶湯本体の外表面に凝固殻が形成される。さらに铸型から引き出された鐃塊に水などの冷却剤が直接放射され、铸塊内部まで金属の凝固が進行しつつ铸塊が連続的に引き出される。

この水平連続铸造では、潤滑油を銹型の入口側の内周壁から注入し金属溶湯の錶型壁への焼き付きを防止している。この铸型においては、鎵塊の上面と下面にかかる重力の差により下部壁面から上部壁面へと潤滑油は押し上げられる。また潤滑油の加熱により発生した分解ガスも上部壁面へと上昇する。このような要因により、鎵型内周壁と、溶湯ゃ铸塊外周面の凝固殻との間の潤滑状態は、铸型の上下で不均一となっている。

例えば铸型の下方では、錶型内周壁と、溶湯や凝固殻との間に潤滑油が流入せず、溶湯が錶型内周壁に焼き付くため凝固殻が破れて未凝固状態の溶湯が流出し、大きい鎵造欠陥となるか、またはさらに進むと铸塊がちぎれて铸造作業が不可能になる。一方、錄型の上方では潤滑油が過多の状態となり、また溶湯と錄型内周壁との接触が密接でないために、铸型による溶湯の冷却が不十分となって未凝固状態の溶湯が鎵塊上部から吹き出すこととなる。

金属の水平連続铸造におけるこのような本質的な問題の克服のため従来から、例えば、特公平 8— 3 2 3 5 6号公報（以下、「特許文献 1」とレヽう。 ) や、特開平 1 1 一 1 7 0 0 0 9号公報（以下、「特許文献 2」という。）、特開平 1 1一 1 7 0 0 1 4号公報（以下、「特許文献 3」とレ、う。）のような、種々の解決策が提案されている。

上記の特許文献 1 , 2， 3のうち、特許文献 1 , 2は、潤滑材供給に関するものであり、特許文献 3は、铸型内の溶湯温度分布の均一化に関するものである。

特許文献 1には、従来の金属の水平連続铸造における問題点、すなわち铸型内における溶湯の冷却のアンバランス及び銹型内壁の潤滑界面の不均一性を解消し、铸塊組織の均質化、錶肌欠陥やブレークァゥトを排除して良品質の鎵塊を安定して铸造しうる金属の水平連続铸造方法および装置を提供することを目的として、ほぼ水平状に保持され、強制冷却された筒状鎵型に潤滑流体を供給し、該筒状铸型の一端に金属溶湯を供給して柱状金属溶湯本体を形成し、該柱状金属溶湯本体が凝固して形成された柱状铸塊を該筒状銬型の他端から引き抜く金属の水平連続铸造方法において、上記筒状鎵型の内壁面に形成された浸透性多孔質铸型部の多孔質空隙に潤滑流体を浸透させ、未凝固もしくは凝固中の金属溶湯に臨む上記筒状錶型の内壁面に潤滑流体を連続的に浸出させるとともに、該筒状铸型の内壁面に形成された溝を経由して前記潤滑流体及び

Z又は前記潤滑流体の分解ガスを主成分とする気体を铸型の鎳塊引出し端部へ放出し、上記浸透性多孔質铸型部上部への潤滑流体の浸出量を該浸透性多孔質錶型部下部に対する浸出量より少なく調整して行うことが開示されている。

また特許文献 2には、アルミニウム又はアルミニウム合金の横型連続铸造方法において、適量の潤滑油を鎳型の内周方向に均一に分布させることにより、铸塊の表^性状を改善し、かつ逆偏析層の厚みを低減して、皮剥き量を減らし歩留りを向上させることを目的とするために、铸型の上半部内面に複数個の潤滑油供給穴を設け、その潤滑油供給量を、鎳塊の外周単位長さ当り毎分 0 . 0 0 1〜0 . 0 1 2 c c / m i n · m mとし、冷却される金型の内面に自己潤滑性を有するカーボンスリーブを焼きばめ等により嵌合したものを使用することが開示されている。

また特許文献 3には、铸型内部の溶湯の温度分布を均一にし、それによつて铸塊下部の湯境を小さく、かつ鎵塊表面に形成される逆偏析層の厚みを減らし、铸塊の皮剥き量を低減させて歩留まりを向上させ、同時にブレークァゥトの発生を抑えることを目的として、炉から铸型へ溶湯を供給する湯口断熱材の溶湯供給口を、鎵型の断面の中心位置から下の範囲内に設置し、その断面積を铸型の全断面の 1 0〜2 5 %とする横型連続錶造装置が開示されている。

ところで近年、水平連続铸造で安定した製造運転を行うために、多量の潤滑材を投入して潤滑処理しなければならない状況が発生している。例えば、ァルミニゥム合金部品への需要が高まる中、その素材であるアルミニウム合金棒材の生産性を上げることが望まれており、そのためには鎵造速度を速くすることが要求されているが、铸造速度を上げるためには、潤滑材の供給量を従来より増やし焼き付き防止する必要がある。

し力し、上記のように、多量の潤滑材を投入した場合、過剰の気化したガスによりブレークアウトしたり、過剰の潤滑材と溶湯が接触し潤滑材反応生成物を生じたりする不具合が発生し、鎵塊が不良となるという問題点を有していた。この発明は上記に鑑み提案されたもので、潤滑材を低減しても高速錄造を安定して円滑に行うことができ、ブレークァゥトゃ潤滑材反応生成物の発生も抑制して、鏡塊不良を大幅に減らすことができる連続鎵造装置、連続铸造方法、およびアルミニウム合金铸造棒を提供することを目的とする。発明の開示

上記目的を達成するために、本発明は、以下の特徴を有する連続铸造装置、連続铸造方法およびアルミニウム合金铸造棒を開示する。すなわち、

1 ) 第 1の発明は、溶湯受部内の合金溶湯を铸型の一端から铸型内に供給してアルミニウム合金铸造棒を製造する連続铸造装置において、上記溶湯受部と錶型の一端との間に配置され、溶湯受部と銬型とを連通する注湯用通路を有する断熱部材と、上記断熱部材に設けられ、注湯用通路と一体の通孔を有する仕切り層と、を備える、ことを特徴としている。

2 ) 第 2の発明は、上記した 1 ) 項に記載の発明の構成に加えて、上記铸型は水平状に配置されている、ことを特徴としている。

3 ) 第 3の発明は、上記した 1 ) 項または 2 ) 項に記載の発明の構成に加えて、上記铸型の一端と仕切り層との間に断熱部材を介在させる、ことを特徴としている。

4 ) 第 4の発明は、上記した 3 ) 項に記載の発明の構成に加えて、上記仕切り層は、通孔側周部が鎵型側に曲折して铸型の一端に臨んでいる、ことを特徴としている。

5 ) 第 5の発明は、上記した 3 ) 項または 4 ) 項に記載の発明の構成に加えて、上記铸型の一端と仕切り層との間に介在する断熱部材のうち、鎵型の中空部に臨む断熱部材の面積を、鎵型の中空部の縦断面積に対して面積比で 40 〜85%とする、ことを特徴としている。

6) 第 6の発明は、上記した 1) 項から 5) 項の何れかに記載の発明の構成に加えて、上記仕切り層は、潤滑材および気化した潤滑材を通さない材料で構成される、ことを特徴としている。

7) 第 7の発明は、上記した 2) 項に記載の発明の構成に加えて、上記鏡型の一端寄りの銬型内周壁に設けられている潤滑材供給口が铸型の他端寄りまで拡張されている、ことを特徴としている。

8) 第 8の発明は、上記した 2) 項に記載の発明の構成に加えて、上記鎵型の一端寄りの鎵型内周壁に設けられている潤滑材供給口が分岐して铸型の他端寄りにも設けられている、ことを特徴としている。

9) 第 9の発明は、上記した 2) 項に記載の発明の構成に加えて、上記注湯用通路と、上記铸型との位置関係は、注湯用通路内径下部位置が、铸型内径下部位置に対して铸型内径の 8%以上上方となっている、ことを特徴としている。

1 0) 第 1 0の発明は、上記した 1) 項から 9) 項の何れかに記載の発明の構成に加えて、上記アルミニウム合金の合金溶湯は、マグネシウムの含有量が 0. 5質量％以上である、ことを特徴としている。

1 1 ) 第 1 1の発明は、上記した 1) 項から 1 0) 項の何れかに記載の発明の構成に加えて、上記アルミニウム合金の合金溶湯の成分を、 S i (含有率 0. 05〜1. 3質量％) 、 F e (含有率 0. ：!〜 0. 7質量％) 、 C u (含有率 0. ：!〜 2. 5質量％) 、 Mn (含有率 0. 0 5〜1. 1質量％) 、 Mg (含有率 0. 5〜3. 5質量％) 、 C r (含有率 0. 04〜0. 4質量％) 、および Z n (含有率 0. 0 5〜8質量％以下）を含むものとする、ことを特徴としている。

1 2) 第 1 2の発明は、溶湯受部内の合金溶湯を铸型の一端から铸型内に供給してアルミニウム合金鍀造棒を製造する連続铸造方法において、上記溶湯受部と铸型の一端との間に配置され、溶湯受部と铸型とを連通する注湯用通路を有する断熱部材に、その注湯用通路と一体の通孔を有する仕切り層を設け、铸造時に铸型に供給されて断熱部材に摻みだした潤滑材を仕切り層で遮りつつ連続铸造を行う、ことを特徴としている。

1 3) 第 1 3の発明は、上記した 1 2) 項に記載の発明の構成に加えて、上記铸型は水平状に配置されている、ことを特徴としている。

14) 第 1 4の発明は、上記した 1 3) 項に記載の発明の構成に加えて、上記鎵型の一端寄りの錄型内周壁に設けられている潤滑材供給口が铸型の他端寄りまで拡張されている、ことを特徴としている。

1 5) 第 1 5の発明は、上記した 1 3) 項に記載の発明の構成に加えて、上記鎵型の一端寄りの铸型内周壁に設けられている潤滑材供給口が分岐して鎵型の他端寄りにも設けられている、ことを特徴としている。

1 6) 第 1 6の発明は、上記した 1 3) 項に記載の発明の構成に加えて、上記注湯用通路と、上記铸型との位置関係は、注湯用通路内径下部位置が、錄型内径下部位置に対して銬型内径の 8%以上上方となっている、ことを特徴としている。 1 7 ) 第 1 7の発明は、アルミニウム合金铸造棒であって、上記した 1 2 ) 項から 1 6 ) 項の何れかに記載の連続錄造方法を用いて製造した、ことを特徴としている。

第 1、第 2、第 1 2および第 1 3の発明では、断熱部材に仕切り層を設け、鎵型に供給されて断熱部材へ滲みだした潤滑材を仕切り層で遮るので、潤滑材が合金溶湯と反応したり、溶湯受部側に回り込むのを仕切り層で防止することができ、潤滑材の無駄な消費を抑制して潤滑材の供給量を低減することができる。したがって、高速铸造を潤滑材を低減しても安定して円滑に行うことができる。また、断熱部材の周壁やその近傍で発生していた潤滑材反応生成物も発生せず、铸塊不良を大幅に減らすことができる。

なお、鎵型に供給されて断熱部材に滲みだした潤滑材を仕切り層で遮るとは、錄型側から仕切り層に到達した潤滑材が、合金溶湯ど反応したり、溶湯受部側に回り込むのを完全に防止できる場合や、完全に防止しないまでも、合金溶湯との反応や溶湯受部側への回り込みによつて無駄に消費されるのを低減する程度も含んでいる。

第 3の発明では、铸型の一端と仕切り層との間に断熱部材を介在させるようにしたので、熱を伝えやすい仕切り層を設けた場合でも、熱を保持したままで合金溶湯を铸型に供給することができる。したがって、铸型内での合金溶湯の凝固位置は適正に維持され、安定した铸造を行うことができる。

第 4の発明では、仕切り層の通孔側周部が铸型側に曲折して铸型の一端に臨むように構成したので、铸型の一端と仕切り層との間の断熱部材は、注湯用通路の部分でも合金溶湯と接触しない。したがって、潤滑材の断熱部材を介しての合金溶湯との反応や溶湯受部側への回り込みを、より一層確実に防止することができる。

第 5の発明では、鏡型の一端と仕切り層との間に介在する断熱部材のうち、鎵型の中空部に臨む断熱部材の面積を、鎵型の中空部の縦断面積に対して面積比で 4 0〜8 5 %としたので、断熱に必要な面積を有する断熱部材が铸型の中空部に確実に臨むこととなる。このため、合金溶湯が铸型に供給されても、合金溶湯の熱が铸型の一端側から逃げて放出され冷えるのを抑制することができる。したがって、鎵型内での合金溶湯の凝固位置は適正に維持され、安定した铸造を行うことができる。

第 7および第 1 4の発明では、鎵型の一端寄りの铸型内周壁に設けられている潤滑材供給口を铸型の他端寄りまで拡張したので、铸型の他端寄りからも潤滑材を供給することができる。高速铸造の場合、铸塊の凝固位置が铸型の他端側に移動する傾向があり、その他端側まで潤滑材を供給するために従来は铸型の一端寄りで必要以上に多量の潤滑材を供給していたが、潤滑材供給口の拡張により、他端寄りの位置で的確に潤滑材を供給することができる。すなわち、潤滑材が必要な箇所に適量供給されるので、不必要な潤滑材を供給することがなくなり、高速铸造を、潤滑材を低減しても安定して円滑に行うことができる。

第 8および第 1 5の発明では、铸型の一端寄りの铸型内周壁に設けられている潤滑材供給口を分岐して踌型の他端寄りにも設けたので、鎵型の他端寄りからも潤滑材を供給することができる。高速铸造等の場合、鎵塊の凝固位置が铸型の他端側に移動する傾向があり、その他端側まで潤滑材を供給するために従来は铸型の一端寄りで必要以上に多量の潤滑材を供給していたが、潤滑材供給口の分岐により、他端寄りの位置で的確に潤滑材を供給することができる。すなわち、潤滑材が必要な箇所に適量供給されるので、不必要な潤滑材を供給することがなくなり、高速铸造を、潤滑材を低減しても安定して円滑に行うことができる。

第 9および第 1 6の発明では、断熱部材に形成された注湯用通路と、铸型との位置関係を、注湯用通路内径下部位置が、铸型内径下部位置に対して铸型内径の 8 %以上上方となるようにしたので、従来銹塊の温度バランスを均一化するために铸型内径下部に注湯用通路が位置するようにしていた場合に比べて、鎵型の一端側下部に供給される合金溶湯の温度が低くなって鎵塊下部での凝固殻形成が速やかに行われるようになり、潤滑材の供給量を低減しても安定した铸造を行うことができる。したがって、高速銹造を、潤滑材を低減しても安定して円滑に行うことができる。また、铸型の一端側下部に供給される合金溶湯の温度が低くなるので、潤滑材のガス化を抑えることができ、ガス化した潤滑材の鎵塊への巻き込みによる铸塊不良の発生を防止することができる。

第 1 0の発明では、マグネシウムの含有量が 0 . 5質量％以上のアルミ二ゥム合金の铸造に、上記した第 1から第 9の発明を適用したので、従来潤滑材を増量しないと安定した铸造が困難であったマグネシウム含有アルミニウム合金の铸造であっても、潤滑材の低減、潤滑材反応生成物発生の抑制、安定した円滑な銬造、鎵塊不良発生の防止等の、高速铸造の場合に発揮するのと同様の効果を発揮することができる。図面の簡単な説明

第 1図は、本発明の水平連続踌造装置の铸型付近の一例を示す要部概略断面図である。

第 2図は、図 1の铸型の有効モールド長の説明図である。

第 3図は、本発明に係る耐火物製板状体の説明図である。

第 4図は、本発明に係る耐火物製板状体の説明図である。

第 5図は、第 2断熱部材の面積の説明図である。

第 6図は、第 2の実施形態における水平連続錡造装置の铸型付近の一例を示す図である。

第 7図は、第 2の実施形態における潤滑材供給部分の構成を示す図である。第 8図は、第 2の実施形態における潤滑材供給部分の構成を示す図である。第 9図は、第 3の実施形態における注湯用通路の位置を示す説明図である。第 1 0図は、本発明が適用されるホットトップ铸造装置の概略を示す図である。発明を実施するための最良の形態

以下にこの発明の実施の形態の例を図面に基づいて詳細に説明する。先ずアルミニウム合金铸造棒について説明する。本発明に係るアルミユウム合金铸造棒は、中心軸がほぼ水平（ほぼ水平とは、横方向のことである。）となるよう保持され、強制冷却手段を備えた筒状錶型を用いる水平連続鎵造法で製造され、直径を 1 O m m〜 l 0 0 m mの範囲とすることができる。この直径範囲以外でも対応は可能であるが、工業的に後工程の塑性加工、例えば、鍛造、ロールフォージング、引抜き加工、転動加工、インパクト加工等の設備を小規模、かつ、安価とするため、直径を 1 O m n！〜 1 0 O mmの範囲にするのが好ましい。直径を変更して鎵造する場合は、直径に対応する内径を有する着脱可能な筒状鐃型に交換し、それに合わせて溶湯温度、鎵造速度を変更することで対応可能である。冷却水量、潤滑油量の設定も必要に応じて変更する。

このアルミニウム合金铸造棒は、後工程の塑性加工、例えば、鍛造、ロールフォ一ジング、引抜き加工、転動加工、インパクト加工等の素材として用いられる。あるいは、バーマシニングゃドリリング加工などの機械加工等の素材として用いられる。

(第 1の実施形態）

次に本発明の第 1の実施形態の例を図 1〜図 5を用いて説明する。

図 1は本発明の水平連続錶造装置の鎵型付近の一例を示す図である。図において、溶湯受部はタンディッシュ 2 5 0である。このタンディッシュ 2 5 0 中に貯留された合金溶湯 2 5 5が耐火物製板状体 2 1 0を経て筒状铸型（以下、単に「铸型」とレ、う。） 2 0 1に供給されるように、タンディッシュ 2 5 0 、耐火物製板状体 2 1 0、錶型 2 0 1が配置されている。なお、詳細は後述するように、耐火物製板状体 2 1 0は、第 1断熱部材 2 a、第 2断熱部材 2 bおよび仕切り層 2 cから構成されている。铸型 2 0 1は铸型中心軸 2 2 0がほぼ水平になるように保持されている。合金溶湯 2 5 5が凝固鎵塊 2 1 6となるように、鎵型 2 0 1の内部には、铸型 2 0 1の強制冷却手段、铸型 2 0 1の出口には凝固鎵塊 2 1 6の強制冷却手段が配設されている。図 1では、凝固錄塊 2 1 6を強制冷却する手段の例として、冷却水シャワー装置 2 0 5が設けられている。铸型 2 0 1の出口の近くには、強制冷却された凝固錶塊 2 1 6が一定速度で引き出されて連続的に鎳造されるように引出駆動装置（図示せず。）が設置されている。さらに、連続して引き出されたアルミニウム合金鎵造棒を所定の長さに切断する同調切断機（図示せず。）が配設されている。

図 1に示すように、錄型 2 0 1は、铸型冷却水キヤビティ 2 0 4内に冷却水 2 0 2を通して錶型壁面を冷却することによって、铸型 2 0 1内に充満した柱状金属溶湯 2 1 5の熱を铸型 2 0 1に接触する面から奪ってその表面に凝固殻を形成する铸型の強制冷却手段と、铸型出口側端末において凝固铸塊 2 1 6に直接冷却水を当てるように冷却水シャワー装置 2 0 5から冷却水を放出して铸型内の柱状金属溶湯 2 1 5を凝固させる強制冷却手段を有した铸型である。さらに、铸型 2 0 1は、その冷却水シャワー装置 2 0 5の嘖出口と反対側の一端は耐火物製板状体 2 1 0を介してタンディッシュ 2 5 0に接続されている。図 1では、铸型 2 0 1を強制冷却するための冷却水と、凝固铸塊 2 1 6を強制冷却するための冷却水とを、共通の冷却水供給管 2 0 3を介して供給しているが、それぞれ別々に冷却水を供することもできる。

鎵型 2 0 1の強制冷却手段、および冷却水シャワー装置 2 0 5は、制御信号によつてそれぞれ動作を制御できることが好ましい。

冷却水シャワー装置 2 0 5の嘖出口の中心軸の延長線が铸造された凝固铸塊 2 1 6表面に当たる位置から、鎵型 2 0 1と耐火物製板状体 2 1 0との接触面までの長さを有効モールド長（図 2の符号 L参照。）と言い、この有効モールド長 Lは 1 5 m n！〜 7 0 m mであるのが好ましい。この有効モールド長しが、 1 5mm未満では、良好な皮膜が形成されない等から铸造不可となり、 70 mmを超えると、強制冷却の効果が無く、铸型壁による凝固が支配的になって、铸型 2 0 1と合金溶湯 2 5 5もしくは凝固殻との接触抵抗が大きくなつて、铸肌に割れが生じたり、鎵型内部で千切れたりする等、铸造が不安定になるので好ましくない。

鎵型 20 1の材質はアルミニウム、銅、もしくはそれらの合金から選ばれる 1種または 2種以上の組み合わせであるのが好ましい。熱伝導性、耐熱性、機械強度の点から材質の組み合わせを選ぶことができる。

さらに、錶型 20 1の合金溶湯 2 5 5と接触する面にリング状に、自己潤滑性を保有した浸透性多孔質材 2 2 2を装填した铸型であるのが好ましい。リング状とは、铸型 20 1の内壁面 22 1の円周方向の全体に装着した状態である。浸透性多孔質材 2 2 2の通気度が 0. 00 5 〔L/ (c m²Xm i n) 〕〜0. 0 3 〔L/ ( c m² Xm i n) 〕 [より好ましくは 0. 00 7 [L/ (c m² Xm i n) 〕〜0. 0 2 〔L/ ( c m² Xm i n) 〕。 ]であるのが好ましレ、。装着する浸透性多孔質材 2 2 2の厚さは特に限定されないが、 2mm〜 l 0 mm (より好ましくは 3mm〜8mm。）であることが好ましい。浸透性多孔質材 2 2 2として、例えば、通気度が 0. 00 8 [L/ ( c m² Xm i n) 〕〜0. 0 1 2 [L/ ( c m² Xm i n) 〕の黒鉛を用いることができる。ここで、通気度とは、 5 mmの厚さの試験片に対して圧力 2 (k g/c m²) の空気の毎分の通気量を測定したものである。

有効モールド長 Lのうち 5 mn！〜 1 5 mmに浸透性多孔質材 22 2が装着されている錚型 20 1を用いることが好ましい。耐火物製板状体 2 1 0、铸型 2 0 1、浸透性多孔質材 2 2 2の合わせ面には Oリング 2 1 3を介して配設するのが好ましい。 ·

鎵型 2 0 1の半径方向断面の内壁の形状（铸型 2 0 1の中空部 2 0 0を他端側から見たときの内壁形状）は、円状以外に、三角形や矩形断面形状、多角形、半円、楕円もしくは対称軸や対称面を持たない異形断面形状を有した形状でも良い。あるいは、中空錄塊を成形する場合は、鎵型内部に中子を保持したものでも良い。そして、鎢型 2 0 1は、両端が開放した筒状铸型であって、耐火物製板状体 2 1 0に穿設された注湯用通路 2 1 1を介して一端から筒状内部へ合金溶湯 2 5 5が進入し、他端から凝固鎵塊 2 1 6が押し出され、または引き出される。

また、注湯用通路 2 1 1の縦断面形状は、円状以外に半円、洋ナシ形状、馬蹄形状であってもよい。

铸型内壁面は凝固铸塊 2 1 6の引出し方向に向けて铸型中心軸 2 2 0と 0度〜 3度（より好ましくは 0度〜 1度。）の仰角で形成されている。すなわち、鐃型内壁面は引き出し方向に向かってコーン状に開いたテーパー状に構成されている。そしてそのテーパーのなす角度が仰角である。仰角 0度未満では凝固铸塊 2 1 6が铸型 2 0 1から引き出される際に铸型出口で抵抗を受けるために铸造が不可能となり、一方、 3度を越えると、鎵型内壁面の柱状金属溶湯 2 1 5への接触が不充分になり、合金溶湯 2 5 5や凝固殻から鎵型 2 0 1への抜熱効果が低下することによって凝固が不十分となる。その結果、錄塊表面に再溶融肌が生じ、または、鎵型端部から未凝固の合金溶湯 2 5 5が噴出するなどの铸造トラブルにつながる可能性が高くなるので好ましくない。タンディッシュ 2 5 0は、外部の溶解炉等によって規定の合金成分に調整されたアルミニウム合金溶湯を受ける溶湯流入部 2 5 1、溶湯保持部 2 5 2、鎵型 2 0 1への流出部 2 5 3から構成されている。タンディッシュ 2 5 0は、合金溶湯 2 5 5の液面レベル 2 5 4を铸型 2 0 1上面よりも高い位置に維持し、かつ、多連铸造の場合には、各筒型铸型 2 0 1に合金溶湯 2 5 5を安定的に分配するものである。タンディッシュ 2 5 0内の溶湯保持部 2 5 2に保持された合金溶湯 2 5 5は耐火物製板状体 2 1 0に設けられた注湯用通路 2 1 1 から鏡型 2 0 1に注湯されている。

符号 2 0 8は流体を供給する流体供給管である。流体としては潤滑流体を挙げることができる。流体は、気体、液体潤滑材から選ばれるいずれか 1種または 2種以上の流体とすることができる。気体、液体潤滑材の供給管は別々に設けることが好ましい。流体供給管 2 0 8から加圧供給された流体は環状の潤滑材供給口 2 2 4を通って錄型 2 0 1と耐火物製板状体 2 1 0との間の隙間に供給される。铸型 2 0 1が耐火物製板状体 2 1 0に面する部位に 2 0 0 μ m 以下の隙間が形成されているのが好ましい。この隙間は、合金溶湯 2 5 5が差し込まない程度で、流体が、鎵型 2 0 1の内壁面 2 2 1へ流出できる程度の大きさである。図 1に示した形態では、潤滑材供給口 2 2 4は铸型 2 0 1に装着された浸透性多孔質材 2 2 2の外周面側に対峙して穿設され、流体はかけられた圧力によって浸透性多孔質材 2 2 2の内部に浸透して合金溶湯 2 5 5と接触する浸透性多孔質材 2 2 2の全面に送られ、铸型 2 0 1の内壁面 2 2 1に供給される。液体潤滑材は加熱されて分解気体となって、铸型 2 0 1の内壁面 2 2 1に供給される場合もある。供給された気体、液体潤滑材、液体潤滑材の分解した気体から選ばれるいずれか 1種または 2種以上により、隅部空間 2 3 0が形成される。

次に耐火物製板状体 2 1 0について説明する。図 3および図 4は本発明に係る耐火物製板状体の説明図である。耐火物製板状体 2 1 0は、タンディッシュ 2 5 0と铸型 2 0 1の一端との間に配置され、耐火断熱性を備えた材質で形成されている。この耐火物製板状体 2 1 0は、図 3、図 4に示すように、タンデイツシュ 2 5 0と铸型 2 0 1 とを連通する注湯用通路 2 1 1を有する断熱部材 2 ( 2 a , 2 b， 2 d ) と、略垂直方向に断熱部材 2に沿って設けられ注湯用通路 2 1 1 と一体の通孔を有する仕切り層 2 c (あるレ、は 2 c 1 , 2 c 2 ) とを備えている。なお、注湯用通路 2 1 1は耐火物製板状体 2 1 0が铸型 2 0 1の中空部 2 0 0に臨む部分に 1個または 1個以上形成することができる。

耐火物製板状体 2 1 0は、仕切り層 2 cの形状および配置によって種々構成することができ、例えば図 1と同じ構成となる図 3 ( a ) では、タンディッシュ 2 5 0側の第 1断熱部材 2 a と铸型 2 0 1側の第 2断熱部材 2 bとの間に仕切り層 2 cを備えている。また、図 3 ( b ) では図 3 ( a ) の仕切り層 2 cの通孔側周部 2 0 cが注湯用通路 2 1 1と水平に鎵型側に向けて曲折し L 字状となって錄型 2 0 1の一端に臨んでいる。図 3 ( c ) では、銹型 2 0 1側の第 2断熱部材 2 bと、タンディッシュ 2 5 0側の仕切り層 2 cとで構成され、第 1断熱部材 2 aは有していない。

図 4 ( d ) の仕切り層 2 cは、図 3 ( a ) の仕切り層 2 cの外周端部分が削除された形状を有し、この仕切り層 2 cの半径方向の深さ（注湯用通路 2 1 1の壁面から仕切り層外周端までの長さ） R cとしては、注湯用通路 2 1 1の壁面から鎵型の中空部 2 00の周壁までの長さ rの 1. 1倍程度以上を確保している。 .

図 4 (e) の仕切り層 2 cは、その通孔側周端部 200 cが注湯用通路 2 1 1の壁面から 1 mm程度削除された形状を有している。

図 4 ( f ) と図 4 (g) の仕切り層 2 cは、第 1断熱部材 2 aと第 2断熱部材 2 bとの間で、注湯用通路軸に対して斜め方向に設けられている。

図 4 (h) では、仕切り層 2 c 1を第 1断熱部材 2 a と第 3断熱部材 2 d との間に、また仕切り層 2 c 2を第 3断熱部材 2 dと第 2断熱部材 2 bとの間に設けている。

上記の断熱部材 2 (2 a , 2 b, 2 d) は、多孔質で熱伝導率が低い材料で形成され、例えば、（株）二チアス製ルミボード、フォセコ（株）製インシュラル、イビデン（株）製ファイバーブランケットボードである。これらの材料の熱伝導率は、 0. O O O S S c a l Zc m ' s e c ' °C程度である。一方、仕切り層 2 cは、窒化珪素、炭化珪素、グラフアイト、金属等の、潤滑材ぉよび気化した潤滑材を通さない材料で構成されていれば良い。金属としては、たとえば鉄、ァノレミ、ニッケルを挙げることができる。またその熱伝導率は 0 . 04〜0. 6 c a l Zc m ' s e c . °C程度であるのが好ましレヽ。

上記構成の耐火物製板状体 2 1 0において、断熱部材 2 (2 a , 2 b， 2 d) に仕切り層 2 cを設けたので、浸透性多孔質材 2 2 2から铸型 20 1に供給されて第 2断熱部材 2 bへ渗みだした潤滑材が、合金溶湯 2 5 5と反応したり、タンディッシュ 2 50側に回り込むのを仕切り層 2 cで防止することができ、潤滑材の無駄な消費を抑制して潤滑材を低減することができる。したがつて、高速鎳造を潤滑材を低減しても安定して円滑に行うことができる。また、断熱部材 2 (2 a , 2 b， 2 d) の周壁やその近傍で発生していた潤滑材反応生成物も発生せず、铸塊不良を大幅に減らすことができる。

また、銬型 20 1の一端と仕切り層 2 cとの間に必ず第 2断熱部材 2 bを介在させるようにしたので、熱を伝えやすい仕切り層 2 cを設けた場合でも、熱を保持したままで合金溶湯 2 5 5を鎵型 2 0 1に供給することができる。したがって、铸型 20 1内での合金溶湯 2 5 5 (柱状金属溶湯 2 1 5) の凝固位置は適正に維持され、安定した錄造を行うことができる。

さらに、図 3 (b) のように仕切り層 2 cの通孔側周部 20 cを水平に曲折して L字状とし铸型 2 0 1の一端に臨むように構成したので、铸型 20 1の一端と仕切り層 2 cとの間の第 2断熱部材 2 bは、注湯用通路 2 1 1の部分でも合金溶湯 2 5 5と接触しない。したがって、潤滑材の断熱部材 2 (2 a、 2 b)を介しての合金溶湯 2 5 5との反応やタンディッシュ 25 0側への回り込みを、より一層確実に防止することができる。

また、図 4 (d) では、仕切り層 2 cの外周端部分を削除するとともに、半径方向の深さ R cとして、注湯用通路 2 1 1の壁面から錄型の中空部 200 の周壁までの長さ rの 1. 1倍程度以上を確保するようにしたので、比較的高価な材料からなる仕切り層 2 cの形状を小型化することができるとともに、小型化しても铸型 20 1に供給されて第 2断熱部材 2 bに滲みだした潤滑材を仕切り層 2 cで十分に遮ることが可能となる。

図 4 (e) では、仕切り層 2 cの通孔側周端部 20 0 cを注湯用通路 2 1 1の壁面から 1 mm程度削除するようにしたが、このようにしたのは、 1 mm 程度削除しても、発明の効果を十分に得ることができるからである。仕切り層 2 cの通孔側周端が注湯用通路 2 1 1の合金溶湯に直接接触して劣化しダメージを受ける場合に、そのダメージを受ける領域を図 4 ( e ) に示すように予め削除することで、仕切り層 2 cの材料劣化を防止することもできる。

図 4 ( f ) と図 4 ( g ) では仕切り層 2 cを注湯用通路軸に対して斜め方向に設けたので、熱を伝え易い仕切り層 2 cを斜めに設けることと、それにより第 2断熱部材 2 bの厚さが変わることとで、铸型 2 0 1の一端側の壁面温度分布が最適なものとなるように制御することができ、それによつて例えば铸型 2 0 1内の気化ガス溜りの状態を制御することができるようになる。

図 4 ( h ) では、仕切り層 2 cを 2段設けることで、より確実に油滲みを抑制することができる。なお、 2段を越えて設けることで、さらに確実に油滲みを抑制できるようになる。

上記のように、仕切り層 2 cの構造は潤滑油の滲み出しを抑える方向に広がっていれば良く、例えば層状、膜状、箔状、板状とすることができる。

また仕切り層 2 cは、層状、膜状、箔状、板状の材料を用意し第 1断熱部材 2 a、第 2断熱部材 2 bあるいは第 3断熱部材 3 dに接触させる、または挟み込むことによって設けることができる。

または仕切り層 2 cは、材料を第 1断熱部材 2 _a等に蒸着、溶射によって設けることができる。

仕切り層 2 cと第 1断熱部材 2 a等の間に密着性向上のために中間層を設けるようにしてもよレ、。

また、上記の図 3 ( a ) 〜図 4 ( h ) の構成を 2以上組み合わせて仕切り層を形成するようにしてもよく、それによつてより一層確実に油滲みを抑制できるようになる。

図 5は第 2断熱部材の面積の説明図である。この図は鎵型 2 0 1の他端側から一端側を見たときの第 2断熱部材 2 bおよび注湯用通路 2 1 1を描いたものである。図中、「断熱部材内径」「铸型内径」と記載されているのは、铸型 2 0 1の他端側から一端側を見たときの断熱部材および铸型の各形状の径を意味している。

上記のように、第 2断熱部材 2 bは、铸型 2 0 1の一端側に構成されているが、この第 1の実施形態では、図 5 ( a ) ( b ) に示すように、第 2断熱部材 2 bのうち、鐽型 2 0 1の中空部 2 0 0に臨む第 2断熱部材（铸型 2 0 1の他端側から一端側を見たときに見える第 2断熱部材） 2 0 bの面積 S bを、铸型 2 0 1の中空部 2 0 0の縦断面積 S 0に対して面積比で 4 0〜8 5 %としている。なお、図 5 ( a ) は、図 3 ( a ) ( c ) 、図 4 ( d ) 〜（ f ) に対応し、図 5 ( b ) は、図 3 ( b ) に対応している。

このように、第 1の実施形態では、铸型 2 0 1の一端と仕切り層 2 じとの間に介在する第 2断熱部材 2 bのうち、铸型 2 0 1の中空部 2 0 0に臨む断熱部材 2 0 bの面積 S bを、鎵型 2 0 1の中空部 2 0 0の縦断面積 S 0に対して面積比で 4 0〜8 5 %としたので、断熱に必要な面積を有する第 2断熱部材 2 bが鎵型 2 0 1の中空部 2 0 0に確実に臨むこととなる。このため、合金溶湯 2 5 5が鎵型 2 0 1に供給されても、合金溶湯 2 5 5の熱が铸型 2 0 1の一端側から逃げて放出され冷えるのを抑制することができる。したがって、铸型 2 0 1内での合金溶湯 2 5 5 (柱状金属溶湯 2 1 5 ) の凝固位置は適正に維持され、安定した鎳造を行うことができる。

本発明の水平連続鎵造方法について説明する。

図 1において、タンディッシュ 2 50中の合金溶湯 2 5 5は耐火物製板状体 2 1 0を経て、铸型中心軸 2 2 0がほぼ水平になるように保持された铸型 2 0 1に供給され、铸型 2 0 1の出口で強制冷却されて凝固鎵塊 2 1 6となる。凝固铸塊 2 1 6は铸型 2 0 1の出口近くに設置された引出駆動装置によって一定速度で引き出されるため、連続的に铸造されてアルミニウム合金铸造棒になる。引き出されたアルミニウム合金铸造棒は同調切断機によって所定の長さに切断される。

タンディッシュ 2 50内に貯留するアルミニウム合金の合金溶湯 2 5 5 の組成は、例えば S i (含有率 0. 05〜： 1. 3質量％) 、 F e (含有率 0. 1 0〜 0. 70質量％) 、 C u (含有率 0. ：!〜 2. 5質量％) 、 M n (含有率 0. 0 5〜： L . 1質量％) 、 M g (含有率 0. 5〜 3. 5質量％) 、 C r ( 含有率 0. 04〜0. 4質量％) 、および Z n (含有率 0. 0 5〜8. 0質量 %以下）を含むものとする。 Mgの含有率は好ましくは 0. 8〜3. 5質量％である。

また、例えば S i (含有率 0 5〜 1. 3質量％) 、 F e (含有率 0. 1〜0. 7質量％) 、 C u (含有率：！〜 2. 5質量％) 、 Mn (含有率 0 . 0 5〜： L . 1質量％) 、 M g (含有率 0. 5〜 3. 5質量％) 、 C r (含有率 0. 04〜0. 4質量％) 、および Z n (含有率 0. 0 5〜8質量％以下）を含むものとする。 Mgの含有率は好ましくは 0. 8〜3. 5質量％である。錄塊の合金成分の組成比は、例えば、 J I S H 1 3 0 5に記載されているような光電測光式発光分光分析装置（装置例：日本島津製作所製 PDA— 5 50 0) による方法で確認できる。

タンディッシュ 2 50内に貯留された合金溶湯 2 5 5の液面レベル 2 5 4の高さと、铸型 20 1の上側の内壁面 2 2 1との高さの差を 0 mn！〜 250 mm (より好ましくは 5 Omn！〜 1 70 mm。 ) とするのが好ましい。それは、铸型 20 1内に供給される合金溶湯 2 5 5の圧力と潤滑油および潤滑油が気化したガスとが好適にバランスするために铸造性が安定する。

液体潤滑材は、潤滑油である植物油を用いることができる。例えば、菜種油、ひまし油、サラダ油を挙げることができる。これらは環境への悪影響が小さいので好ましい。

潤滑油供給量は 0. 0 5mLZ分〜 SmLZ分（より好ましくは 0. l m LZ分〜 l mL/分。）であるのが好ましい。供給量が過少だと、潤滑不足によって凝固铸塊 2 1 6のブレークァゥ卜が発生し、供給量が過多だと、余剰分が凝固鎵塊 2 1 6中に混入して内部欠陥となるためである。

铸型 20 1から凝固铸塊 2 1 6を引抜く速度である铸造速度は 200 m mZ分〜 1 5 00 mm /分（より好ましくは 400 mmZ分〜 1 000 mm/ 分。）であるのが好ましい。それは、この範囲の铸造速度であれば、铸造で形成される晶出物のネットワーク組織が均一微細となり、高温下でのアルミ-ゥム生地の変形に対する抵抗が増し、高温機械的強度が向上するためである。

冷却水シャワー装置 20 5から放出される冷却水量は踌型当り 1 0 LZ 分〜 50 Lノ分（より好ましくは 2 5 LZ分〜 4 0し分。）であるのが好ましレ、。冷却水量が過少だとブレークァゥトが生じたり、凝固铸塊 2 1 6表面が再溶融して不均一な組織が形成され、内部欠陥として残存する恐れがある。一方、冷却水量が過多だと、鏡型 2 0 1の抜熱が大き過ぎて铸造不可になるためである。

タンディッシュ 2 5 0内から鎵型 2 0 1へ流入する合金溶湯 2 5 5の平均温度は、 6 0 0 °C〜 7 5 0 °C (より好ましくは 6 5 0 °C〜 7 0 0 °C。）であるのが好ましい。合金溶湯 2 5 5の温度が低すぎると、铸型 2 0 1およびその手前で粗大な晶出物を形成して凝固铸塊 2 1 6内部に内部欠陥として取り込まれる。一方、合金溶湯 2 5 5の温度が高すぎると、合金溶湯 2 5 5中に大量の水素ガスが取り込まれ、凝固铸塊 2 1 6中にポロシティ一として取り込まれ、内部欠陥となるからである。

(第 2の実施形態） '

次に本発明の第 2の実施形態の例を図 6、図 7、図 8を用いて説明する。図 6は第 2の実施形態における水平連続铸造装置の铸型付近の一例を示す図、図 1及び図 8は第 2の実施形態における潤滑材供給部分の構成を示す図である。この第 2の実施形態は、上記の第 1の実施形態に対して、潤滑材供給部分の構成が相違している。また、耐火物製板状体 2 1 0は仕切り層を備えず、ノレミボード等からなる断熱部材だけで構成されている。

この第 2の実施形態では、図 6、図 7 ( a ) に示すように、铸型 2 0 1の一端寄りの鎵型内周壁に設けられている潤滑材供給口 2 2 4 aを铸型 2 0 1 の他端寄りまで拡張し、その長さを水平方向で例えば 2〜 1 3 m m (好ましくは 2〜 7 m m) としている。

このように、潤滑材供給口 2 2 4 aを铸型 2 0 1の他端寄りまで拡張したので、铸型 2 0 1の他端寄りからも潤滑材を供給することができるようになる。高速铸造の場合、柱状金属溶湯 2 1 5の凝固位置が铸型の他端側に移動する傾向があり、その他端側まで潤滑材を供給するために従来は錄型 2 0 1の一端寄りで必要以上に多量の潤滑材を供給していたが（図 1の潤滑材供給口 2 2 4 a参照）、拡張した潤滑材供給口 2 2 4 aにより、他端寄りの位置で的確に潤滑材を供給することができる。すなわち、潤滑材が必要な箇所に適量供給されるので、不必要な潤滑材を供給することがなくなり、高速铸造を、潤滑材を低減しても安定して円滑に行うことができる。

また、図 7 ( b ) に示すように、潤滑材供給口 2 2 4 bを分岐して铸型の他端寄りに設けるようにしてもよレ、。潤滑材供給口 2 2 4 bの分岐幅（潤滑材供給口 2 2 4 bの長さ方向一端から他端までの距離）は、上記の拡張した場合と同様に、水平方向で例えば 2〜 1 3 m m (好ましくは 2〜 7 m m ) としている。このように、分岐した潤滑材供給口 2 2 4 bにより、上記の拡張した潤滑材供給口 2 2 4 aの場合と同様に、铸型 2 0 1の他端寄りからも潤滑材を供給することができるようになる。すなわち、高速铸造の場合でも、潤滑材が必要な箇所に適量供給されるので、不必要な潤滑材を供給することがなくなり、高速鎳造を、潤滑材を低減しても安定して円滑に行うことができる。

図 8 ( c ) では、潤滑材供給口を分離独立させ、錶型一端寄りの潤滑材供給口 2 2 4 c 1 と、铸型他端寄りの潤滑材供給口 2 2 4 c 2の 2系統設け、それぞれ独立して潤滑材供給量を調整できるようにしている。このように、 2系統に分離独立させることで、铸型一端寄りと錶型他端寄りとで潤滑材の供給量を変えることができ、位置に応じて適正な量の潤滑材を供給できるようになる。すなわち、潤滑材が必要な箇所に適量供給されるので、不必要な潤滑材を供給することがなくなり、高速铸造を、潤滑材を低減しても安定して円滑に行うことができる。

さらに図 8 ( d ) では、潤滑材供給口 2 2 4 dを铸型他端寄りまで拡張するとともに、その拡張幅（潤滑材供給口 2 2 4 dの長さ方向一端から他端までの距離）を铸型内周壁の位置に応じて変化させ、例えば上部では長く、下部では短くしている。このように、拡張幅を変化させることで、先に柱状金属溶湯 2 1 5が凝固する铸型の出口側（他端側）下部に対しては潤滑材の供給量を少なくし、上部では供給量を多くして、位置に応じて適正な量の潤滑材を供給できるようになる。すなわち、潤滑材が必要な箇所に適量供給されるので、不必要な潤滑材を供給することがなくなり、高速铸造を、潤滑材を低減しても安定して円滑に行うことができる。

また、上記の図 7 ( a ) ( b ) 、図 8 ( c ) ( d ) の構成を 2以上組み合わせて潤滑材供給口 2 2 4を形成するようにしてもよく、それによつて潤滑材供給をより一層適正に行えるようになる。

ところで、近年水平連続鎵造で安定した製造運転を行うために、多量の潤滑材を投入して潤滑処理しなければならない状況が発生している。これに対し、一方では運転コスト低減、廃油処理の環境への影響、潤滑材の柱状金属溶湯への巻き込みによる品質低下防止の観点から、潤滑材の供給量を低減することが求められている。

しかし、単に潤滑材供給量を低減すると鐃塊表面に引きつり傷が発生しついにはブレークァゥトが発生して安定した運転が出来ない。本発明者らは、表面に引きつり傷の発生、ブレークァゥ卜の発生を抑えるためには、凝固が開始した状態、シヤーべット状態に適切な量の潤滑油を供給することができれば良いことを突き止めた。特に高速で铸造した場合、铸型の上側の凝固が開始した状態、シャ一^ ^ット状態が铸型の出口側に広がるため、その全体に潤滑油を均一に分布させることにより、高速運転を安定して表面品質が良好な铸造棒を製造できることを突き止め、本発明を完成させた。

すなわち、潤滑材供給口を改善することで、適切な箇所に適量を供給し、それによつて潤滑材供給量を低減するとともに、引きつり傷の発生、ブレークァゥ卜の発生を抑えることができ、潤滑油量を低減しても安定した高速運転ができるようにした。

一方、铸造棒の径を変えると潤滑材供給量も再調整する必要があり、運転開始時の条件出しが必要となり生産性が悪くなるし、また潤滑油の量を変化させると潤滑油の気化したガス圧とへッド圧とのバランスを再調整する必要があるために、運転が不安定となるが、これらの問題点も、本発明に係る潤滑材供給口の改良により、適切な箇所に適量の潤滑材を供給することで、解決させることができた。すなわち、本発明の潤滑材供給口の構成により、次のような効果を達成することができた。

①トータル的に潤滑材供給量を減らすことができ、その結果、铸塊への油滲みの発生を低減でき、高速運転が可能となる。

②铸造棒の径を変えても、潤滑材供給量を再調整する必要がなく、その結果、高速運転の場合も安定運転を容易に行うことができる。

本発明では、潤滑材供給口の位置、長さは「鎵型の他端寄り」としている力 S、「他端寄り」とは、例えば次のように決めることができる。

铸型の各位置の温度をモニターして、その温度が铸型出口と比べて急激に上昇する箇所をみつける。その急激に温度が上昇した箇所を「他端寄り」の位置とし、铸型入口からその箇所までの範囲をシヤーべット状態と推定し、その範囲をカバーするように、「他端寄り」の位置にまで供給口を広げて設ける。

水平連続铸造の場合は铸型の出口側の下側は先に凝固しているので、そこには潤滑材供給口を設けないのがより好ましい。すなわち、上側の潤滑材供給口の幅を下側の幅より大きくするのが好ましい。例えば、铸型の上側から下側に向かって連続的に小さくした潤滑材供給口を用いる、または、上半分のみの潤滑材供給口を铸型出口側に設ける。

(第 3の実施形態）

次に本発明の第 3の実施形態の例を図 9を用いて説明する。

図 9は第 3の実施形態における注湯用通路の位置を示す説明図である。この第 3の実施形態では、上記の第 1の実施形態に対して、注湯用通路（溶湯供給口） 2 1 1の位置を規定している点で相違している。また、耐火物製板状体 2 1 0は仕切り層を備えず、ノレミボード等からなる断熱部材だけで構成されている。

図 9に示すように、この第 3の実施形態では、注湯用通路 2 1 1と、鎵型 2 0 1との位置関係を、注湯用通路内径下部位置 P 1が、铸型内径下部位置 P 0に対して鎵型内径 dの 8 %以上（好ましくは 1 0 %以上）上方の高さ hとなるようにしている。

注湯用通路内径下部位置 P 1の高さ hの規定の上限は特に限定されない力 S、铸型上下の熱バランスが崩れて铸塊の凝固殻が形成されない点が上限、または注湯用通路（注湯口）の断面形状の中心位置が銬型中空部断面の中心位置より上にならない点が上限、または形状は位置的に決まってしまう点が上限とすることができる。例えば、鏡型内径下部位置 P 0に対して鎵型内径 dの 3 0 %以下（好ましくは 2 5 %以下）とすることができる。

このように、注湯用通路 2 1 1の高さ hを規定することにより、従来铸塊の温度バランスを均一化するために単に铸型内径下部側に注湯用通路 2 1 1 が位置するようにしていた従来の場合に比べて、注湯用通路の位置の下限が一定の高さを有することになるので、溶湯はその高さから流入することになり、錄型の下部に到達するまでに抜熱されることになる。すなわち従来の位置決定の方法では、注湯口から銬型下面に到達するまでの抜熱を考慮していないために、铸造径、溶湯温度などが変わって潤滑油量を再調整する必要が生じた場合に、運転を安定化させるための条件変更が困難であった。

一方、本発明では、注湯用通路 2 1 1の高さ hを規定することにより、铸型 2 0 1の一端側下部に供給される合金溶湯の温度が低くなつて铸塊下部での凝固殻形成が速やかに行われるようになり、潤滑材の供給量を低減しても安定した錶造を行うことができるようになる。したがって、高速铸造を、潤滑材を低減しても安定して円滑に行うことができる。また、铸型の一端側下部に供給される合金溶湯の温度が低くなるので、潤滑材のガス化を抑えることができ、ガス化した潤滑材の鎵塊への巻き込みによる銹塊不良の発生を防止することができる。

このように、銹造径、溶湯温度などが変わって潤滑油量を再調整する必要が生じた場合であっても、潤滑油（潤滑材）量を低減しているので、運転を安定化させるための制御範囲が小さくてすむので条件変更が容易になる。

以上述べたように、本発明の第 1、第 2、第 3の実施形態によると、何れの場合も潤滑材の供給量を低減しても安定した水平連続鎳造を行うことができるようになり、潤滑材を低減しても高速铸造が可能となる。ところで、マグネシゥムを含有するアルミニウム合金の铸造の場合にも、その活性度の大きなマグネシウムの存在によると思われる力潤滑材を増量しなければ安定した铸造が困難であった。本発明は、このようなマグネシウムを多量に、例えば 0 . 5質量％以上（好ましくは 0 . 8質量％以上）含有するアルミニウム合金の铸造であっても、潤滑材の低減、潤滑材反応生成物発生の抑制、安定した円滑な铸造、錶塊不良発生の防止等の、高速铸造の場合に発揮するのと同様の効果を発揮することができる。

上記の説明では、本発明を水平連続铸造装置に適用する場合について説明したが、本発明の仕切り層に係る構成は、溶湯受部と鎵型との間に断熱部材を有するものであれば水平連続铸造装置に限定されることなく、水平型以外の縦型等のタイプの連続銬造装置にも同様に適用することができる。本発明を縦型タイプの連続鎵造装置に適用した場合の一例について図 1 0を用いて説明する。

図 1 0は本発明が適用されるホットトップ铸造装置の概略を示す図である。このホットトップ铸造装置 7 0は、水冷錶型 7 1の上に、耐火物製の溶湯受部（ヘッダー） 7 2が設けられている。水冷錄型 7 1とヘッダー 7 2との間には、第 1断熱部材 7 3 a と第 2断熱部材 7 3 bとの間に仕切り層 7 3 cを有する耐火物製板状体 7 3を備えている。アルミニウム合金溶湯 7 4は、他の D C連続鎳造装置のスパゥト供給方式ではなく、直接に水冷錶型 7 1に供給される。水冷铸型 7 1は、冷却水 8 0によって冷却されている。水冷铸型 7 1の溝内に導入されたアルミニウム合金溶湯 7 4は、水冷铸型 7 1の内周壁に接する部分において凝固殻を形成して収縮し、凝固したアルミニウム合金铸塊 7 5は、下動する下型 7 6によって水冷铸型 7 1から下方に引き出される。このとき、アルミニウム合金铸塊 7 5は、水冷錶型 7 1から供給される水冷ジット 7 7によって冷却され、アルミニウム合金鎵塊 7 5の下部は水槽の水 8 1に浸されてさらに冷却され、完全に凝固させられる。下型 7 6が動きうる下端位置に達すると、アルミニウム合金铸塊 7 5は鐯造棒となって所定の位置で切断され取り出される。

このホットトップ铸造装置 7 0では、铸造スタート時にスパゥトのフローとの調整が不要で、モールド長さを短くすることができるので、铸造棒の表面が滑らかになり好ましい。また、下型 7 6の上端面によって水平レベルを維持して铸造するので溶湯の乱れが少なく、組織の微細化効果がより良く得られる上記の耐火物製板状体 7 3と、水冷铸型 7 1との間に設けられた潤滑油供給管 7 8からは、潤滑油が供給され、アルミニウム合金溶湯 7 4ゃァノレミニゥム合金铸塊 7 5が水冷铸型 7 1の周壁に焼き付くのを防止している。そして、このホットトップ錶造装置 7 0では耐火物製板状体 7 3に仕切り層 7 3 cを設けているので、水冷銬型 7 1に供給されて耐火物製板状体 7 3に滲みだした潤滑油を仕切り層 7 3 cで遮ることができ、潤滑油の無駄な消費を抑制することができる。

また、本発明は、ホットトップ鎵造装置を改良した気体加圧式ホットトップ铸造装置にも同様に適用できる。

上記の説明では、第 1、第 2、第 3の実施形態をそれぞれ独立的に実施するようにしたが、実施形態の全体構成や実施形態内の要部構成を任意に組み合わせるようにしてもよい。任意の組み合わせ、例えば第 1の実施形態と第 2の実施形態との組み合わせ、第 1の実施形態と第 3の組み合わせにより、潤滑材の低減等の諸効果をより一層顕著に発揮させることができるようになる。

また、例えば第 2の実施形態を中心にしてその第 2の実施形態と第 1の実施形態とを組み合わせたり、第 2の実施形態と第 3の実施形態を組み合わせたりする。

さらに、例えば第 3の実施形態を中心にしてその第 3の実施形態と第 1の実施形態とを組み合わせたり、第 3の実施形態と第 2の実施形態とを組み合わせたりする。このような何れの組み合わせでも、潤滑材の低減等の諸効果を顕著に発揮させることができるようになる。

(実施例）

(実施例 1〜 1 2 )

主に仕切り層の効果を確認するために実施例 1〜 1 2および比較例 1〜 3を実施した。ここではアルミ合金の M g量、铸造棒径、潤滑油投入量、铸造速度、仕切り層を変え、引きつり傷発生頻度および断熱部材への油滲み発生状況を評価した。アルミ合金に 6 06 1合金を用い、その合金組成を S i ： 0 · 6 %、 F e ： 0. 2 %、 C u ： 0. 3 %、 M n ： 0. 05 %、 C r ： 0. 0 5 %、 T i ： 0. 1 %とし、また1^8は0. 8 %と 1. 5 %の 2種類として溶湯を成分調整した。

鎵造棒径は、 3 Omm及び 6 Ommの 2つとした。潤滑油供給口は図 7 ( a ) に示す、拡張された潤滑供給口を用い、その拡張された水平方向長さを 4 mmとした。

铸型 20 1の一端と仕切り層 2 cとの間に介在する第 2断熱部材 2 のうち、錶型 2 0 1の中空部 2 00に臨む第 2断熱部材 20 bの面積 S bを、铸型 20 1の中空部 2 00の縦断面積 S 0に対して面積比で 7 5%とした。

仕切り層は図 3 (a) (b) (c) 、図 4 (a ) 〜（ f ) 、 (h) を用いた。実施例 1〜1 1の仕切り層は、材質としては窒化珪素を用い、厚みを l m mとした。モールド（錶型）に接した第 2断熱部材の厚みは l mmとした。実施例 1 2の仕切り層の材質は金属としニッケル箔（厚さ 0. l mm) を用いた o

潤滑油投入量は、鐃造中の潤滑油の減少量を秤量してバソコンでフィ一ドバックし潤滑油投入量を時系列で調整した。

引きつり傷発生数（引きつり傷発生頻度）は錶造開始 20分後の铸造棒 1 m当たりの引きつり長さ（本数 X長さ（m) で表示し、単位は mZmとなる。油摻み発生状況は実験後耐火物（断熱部材）の鎵出し方向の断面を観察し、炭化された部位の面積の割合で表示した。铸造は、ダンデイシュの溶湯温度 7 0 o°cで一定とした。上記の各種条件の下で行った実施例 1〜 1 2、および比較例 1〜 3の結果を下記の表 1に示す。

(表 1 )

実施例 1において、仕切り層を入れると比較例 3の引きつり無しの潤滑油投入量（0. 4 0 g/m i n) の 3 7 %で引きつりは発生しない。また、油滲み込み割合 7 %は比較例の 5 0 %に対し 8 6 %減少する。

実施例 2においては潤滑油投入量を比較例 3と同量投入しても油滲み込み割合は実施例 1と同等で、過剰の潤滑油は、モールドに接した断熱部材から系外に滴下していた。

実施例 3は M g量が 1. 5 %に増加した場合、実施例 4は铸造棒が φ 6 0 に増加した場合であるが、潤滑油投入量はそれぞれ 0. 2 0 gZm i nと実施例 1に比較して増加したが、引きつりも発生せず、油滲み込み量も実施例 1とほぼ同等であった。実施例 5は铸造速度を 1 2 0 0 mm/m i nと増加した場合であるが、潤滑油投入量 0. 1 5 gZm i nで問題なく鎵造できた。実施例 6〜 1 2は仕切り層のバリエーションを変えた場合である力効果は実施例 6が油滲み込み割合が最小で最もよく、他は実施例 1 と同等であった仕切り層を設けることにより、潤滑油投入量は減少し、引きつり傷及び黒滓の原因となる油滲み込みも防止できることがわかった。

(実施例 1 3〜 20 )

断熱部材の面積の効果を確認するために実施例 1 3〜20を実施した。評価は、断熱部材の面積比と、引きつり傷が発生する限界の潤滑油投入量、油滲み込み割合との関係で行つた。

面積比は、铸型（モールド）の中空部に臨む第 2断熱部材の面積を、铸型の中空部の縦断面積で割って算出した。本実施例では铸型中空部の断面は円形でその直径は 3 Ommである。

上記の実施例 1〜 1 2と同様に、アルミ合金に 6 0 6 1合金を用レ、、その合金組成を S i ： 0. 6%、 F e ： 0. 2%、 C u ： 0. 3%、 Mn ： 0. 0 5 %、 C r ： 0. 0 5%、 T i ： 0. 1 %、 M g ： 0. 8 %として溶湯を成分調整した。

鎵造棒径は、 3 Omm及び 6 Ommの 2つとした。潤滑油供給口は図 7 ( a) に示す、拡張された潤滑供給口を用い、その拡張された水平方向長さを 4 mmとした。

铸型 20 1の一端と仕切り層 2 c との間に介在する第 2断熱部材 2 bのうち、铸型 20 1の中空部 200に臨む第 2断熱部材 20 bの面積 S bを、錶型 2 0 1の中空部 2 00の縦断面積 S 0に対して面積比で 7 5%とした。仕切り層は図 3 (a ) 、 (b) を用いた。仕切り層の厚みは l mmとし、材質は窒化珪素とした。

注湯用通路（溶湯供給口）の中心は铸型縦断面の中心位置にした。铸造温度（ダンディシュの溶湯温度）は 7 0 0°C、铸造速度は 7 0 0 mm/m i nと 1 2 0 0 mm/m i nとした。

引きつり傷を発生させないための限界の潤滑油投入量は、铸造中の铸肌を見ながら、潤滑油投入量を徐々に減らし、引きつり傷が発生し始める潤滑油投入量を計測した。

上記の各種条件の下で行った実施例 1 3〜2 0の結果を下記の表 2に示す。

(表 2)

铸型の一端と仕切り層との間に介在する第 2断熱部材のうち、铸型の中空部に臨む第 2断熱部材の面積の比を減少すると、実施例 2 0の 4 0 %以下でモールド内で気化したガスがタンディッシュ側に周り込み、タンディッシュにガスの泡が発生した。それに伴い油摻みこみ割合も 1 5 %となり増加した。実施例 1 4では第 2断熱部材の面積比を 84%としたが、引きつり傷発生潤滑油投入量は最小を示した。

実施例 1 3では第 2断熱部材の面積比を 9 1 %としたが、逆に溶湯供給口の径が小さくなるため、溶湯供給量が追いつかず铸造が安定しなかった。

铸型の一端と仕切り層との間に介在する第 2断熱部材のうち、铸型の中空部に臨む第 2断熱部材の面積の比は 40から 84%で、潤滑油投入量を最小に出来、断熱部材への油滲み込み量を最小にすることができることがわかつた。

(実施例 1 0 1〜 1 1 6 )

潤滑材供給口拡張の効果を確認するために実施例 1 0 1〜1 1 6および比較例を実施した。ここでは铸造棒径、潤滑油供給口の種類と長さ、仕切り層を変え、引きつり傷が発生するようになる最小の潤滑油量、およびその最小の潤滑油量の下でさらに铸造速度を上げてブレークァゥトする限界速度を評価した。

アルミ合金に 6 0 6 1合金を用い、その合金組成を S i ： 0. 6 %、 F e ： 0. 2 %、 C u ： 0. 3 %、 M n ： 0. 0 5%、 C r ： 0. 0 5%、 T i ： 0. 1 %、 Mg ： 1. 0%として溶湯を成分調整した。鎵造棒径は、 30mm 及び 6 0 mmの 2つとした。

仕切り層は図 3 (b) を用い、材質としては窒化珪素を用レ、、厚みを 1 m mとした。モールド（鎵型）に接した第 2断熱部材の厚みは l mmとした。

鎳型の一端と仕切り層との間に介在する第 2断熱部材のうち、鎵型の中空部に臨む第 2断熱部材の面積 S bを、鎵型の中空部の縦断面積 S 0に対して面積比で 7 5%とした。鎵造速度は 400 mm/m i n〜： L 500 mm/m i nとし、錄造溶湯温度（ダンデイシュの溶湯温度）は 7 00°Cとした。注湯用通路（溶湯供給口）の中心は铸型縦断面の中心位置にした。

そして、潤滑材供給口は、図 7 (a ) (b) 、図 8 (d) に示す拡張された潤滑材供給口を用レ、、その拡張された水平方向の長さを 2 mm〜 1 3 mmとした。

上記の各種条件の下で行った実施例 1 0 1〜 1 1 6、および比較例の結果を下記の表 3に示す。

(表 3)

実施例 1 0 6及び 1 1 4の潤滑油供給口は図 7 (b) に示す分岐型であり、一端側（入口側）供給口の長さ 2mm、他端側（出口側）供給口の長さ 2m m、一端側と他端側の供給口の間隔を 2 mmとした。

実施例 1 0 7及び 1 1 5の潤滑油供給口は図 8 (d) に示す上側と下側で異なる長さの型であり、上側の長さ 4mm、下側の長さ 2 mmとした。

実施例 1 08及び 1 1 6の潤滑油供給口も、実施例 1 0 7及び 1 1 5と同様に、図 8 (d) に示す上側と下側で異なる長さの型であり、上側の長さ 6 m m、下側の長さ 3 mmとした。

実施例 1 0 1〜1 0 5において、潤滑油供給口の長さを増加させるとブレ一クァゥトする铸造限界速度は増加する。比較例の潤滑油供給口の長さ 1 mm は引きつり傷発生潤滑油量が多い。また、実施例 1 04、 1 0 5の潤滑油供給口の長さは 1 Omm、 1 3mmであるが、铸造速度を上げる点では効果がなく、潤滑油供給口の最適幅は 2〜 7mmであることが分かった。

実施例 1 0 6〜1 0 8において、潤滑材供給口のバリエーションも同様に効果が認められた。

铸造棒径 φ 30と φ 60の比較では φ 6 0の限界铸造速度は熱容量のため相対的に低下するが、傾向は φ 3 0と同様であった。

鎵型に面した側からの断熱部材への油滲みこみを抑えるためにはトータル的に潤滑油の供給量を減らす必要がある。しかしながら、高速で铸造する場合は、多量の潤滑油を投入しないと、表面に引きつり傷が発生したり、最悪の場合はブレークアウトが発生する。特に Mg量を 0. 8%以上含む場合は顕著に現れる。鎵塊表面の引きつり傷の発生、ブレークァゥトをの発生を抑えるためには、鎵塊表面の凝固殻の生成を促進し、潤滑油による潤滑能を確保すればよいことがわかった。すなわち、モールド内で铸塊表面が薄く凝固しシヤーべット状態にモールドを介して冷却された潤滑油を投入することにより、冷却を促進し潤滑能が確保できることがわかった。特に高速で鎳造する場合、錄型の上側のシヤーべット状態が铸型出口に広がることがわかった。潤滑油を均一に分布させることにより安定した高速運転と良好な铸塊表面品質を可能とした。

(実施例 2 0 1〜 2 1 6 )

注湯用通路（溶湯供給口）の位置規定の効果を確認するために実施例 2 0 1〜2 1 6および比較例 20 1， 20 2を実施した。すなわち、高速铸造において、鎵型内で铸型下部からの凝固殻生成により発生する引きつり傷やブレークァゥトを、注湯用通路の下限位置を変えることにより抑えられることを以下の試験で確認した。

ここでは铸造棒径、鎵造速度、仕切り層、注湯用通路の口径、注湯用通路の位置を変え、引きつり傷が発生するようになる最小の潤滑油量、およびそのときの油滲み込み割合を評価した。

アルミ合金に 6 0 6 1合金を用い、その合金組成を S i ： 0. 6 %、 F e

： 0. 2 %、 C u ： 0. 3 %、 M n ： 0. 0 5 %、 C r ： 0. 0 5 %、 T i ： 0. 1 %、 Mg ： 0. 8 %として溶湯を成分調整した。铸造棒径は、 30 mm 及び 6 Ommの 2つとした。

潤滑材供給口は、図 7 (a ) に示す拡張された潤滑材供給口を用い、その拡張された水平方向の長さを 4 mmとした。

仕切り層は図 3 (a ) を用い、材質としては窒化珪素を用い、厚みを l m mとした。モールド（鎵型）に接した第 2断熱部材の厚みは 1 mmとした。注湯用通路の断面形状は実施例 2 0 1〜 2 1 3では丸穴を採用し、実施例 2 1 4〜2 1 6では下半円形状のものを採用した。実施例 2 0 1〜2 0 6の铸型の中空部材に臨む第 2断熱部材の面積の比は 7 5 %とした。そして、注湯用通路の位置は、铸造棒径に依存しないように、タンディッシュと鎵型とを連通する注湯用通路内径下部位置と铸型内径との割合で評価した。

铸造温度（ダンディシュの溶湯温度）は 7 0 0 °C、铸造速度は 7 0 0〜 1 2 0 0 m m/ m i nとした。

引きつり傷が発生する限界となる最少の潤滑油量は、铸造中の铸肌を見ながら、引きつり傷が発生し始める潤滑油量を計測した。

油滲み発生状況は実験後耐火物（第 2断熱部材）の铸出し方向の断面を観察し、炭化された部位の面積の割合で表示した。

上記の各種条件の下で行った実施例 2 0 1〜 2 1 6、および比較例 2 0 1 ， 2 0 2の結果を下記の表 4に示す。

,ι

43

(表 4 )

高速鎵造においては、比較例 2 0 1 , 2 0 2の様にタンディッシュと鎵型とを連通する注湯用通路内径下部位置と铸型内径との割合が 5 %でブレーク

ァゥ卜が発生した。 8 %より増加するに従い引きつり傷発生潤滑油量は減少することがわかった。すなわち潤滑油供給量は 0 . 2 gノ m i n以下に抑えても高速錄造が可能であることがわかった。産業上の利用可能性

以上に説明したように、本発明は、連続鏺造装置の溶湯受部と铸型との間の断熱部材に仕切り層を設けたり、铸型の一端寄りからだけでなく他端寄りからも潤滑材を供給するように潤滑材供給口を構成したり、注湯用通路内径下部位置を铸型内径下部位置に対して規定したりしたので、高速铸造を潤滑材を低減しても安定して円滑に行うことができる。 '

従って、本発明は、高速鍀造を安定して円滑に行うのに有用であり、铸塊不良を大幅に減らすのに好適である。

Claims

請求の範囲溶湯受部内の合金溶湯を铸型の一端から铸型内に供給してアルミニウム合金铸造棒を製造する連続鎵造装置において、上記溶湯受部と銪型の一端との間に配置され、溶湯受部と铸型とを連通する注湯用通路を有する断熱部材と、上記断熱部材に設けられ、注湯用通路と一体の通孔を有する仕切り層と、を備える、ことを特徴とする連続铸造装置。上記铸型は水平状に配置されている、請求項 1に記載の連続铸造装置。上記錄型の一端と仕切り層との間に断熱部材を介在させる、請求項 1または 2に記載の連続铸造装置。上記仕切り層は、通孔側周部が铸型側に曲折して鍩型の一端に臨んでいる、請求項 3に記載の連続铸造装置。上記踌型の一端と仕切り層との間に介在する断熱部材のうち、铸型の中空部に臨む断熱部材の面積を、铸型の中空部の縦断面積に対して面積比で 4 0〜8 5 %とする、請求項 3または 4に記載の連続铸造装置。上記仕切り層は、潤滑材および気化した潤滑材を通さない材料で構成される、請求項 1から 5の何れかに記載の連続錡造装置。上記铸型の一端寄りの铸型内周壁に設けられている潤滑材供給口が錄型の他端寄りまで拡張されている、請求項 2に記載の連続铸造装置。上記铸型の一端寄りの錄型内周壁に設けられている潤滑材供給口が分岐して铸型の他端寄りにも設けられている、請求項 2に記載の連続錡造装置。記注湯用通路と、上記錄型との位置関係は、注湯用通路内径下部位置が、铸型内径下部位置に対して踌型内径の 8%以上上方となっている、請求項 2に記載の連続铸造装置。 0. 上記アルミニウム合金の合金溶湯は、マグネシウムの含有量が 0. 5質量0 /0 以上である、請求項 1から 9の何れかに記載の連続铸造装置。

1. 上記アルミニウム合金の合金溶湯の成分を、 S i (含有率 0. 0 5〜 1.

3質量％)、 F e (含有率 0. 1〜0. 7質量％)、 C u (含有率 0. 1〜 2. 5質量％)、 1^ 11 (含有率 05〜 1. 1質量％)、 ^^₈ (含有率 0. 5〜3. 5質量％)、 C r (含有率 0. 04〜0. 4質量％)、および Z n

(含有率 0. 05〜8質量％以下）を含むものとする、請求項 1から 1 0 の何れかに記載の連続铸造装置。

2.溶湯受部内の合金溶湯を铸型の一端から铸型内に供給してアルミニゥ合金铸造棒を製造する連続铸造方法において、

上記溶湯受部と錶型の一端との間に配置され、溶湯受部と鎵型とを連通する注湯用通路を有する断熱部材に、その注湯用通路と一体の通孔を有する仕切り層を設け、铸造時に铸型に供給されて断熱部材に滲みだした潤滑材を仕切り層で遮りつつ連続铸造を行う、

ことを特徴とする連続鎵造方法。

3. 上記铸型は水平状に配置されている、請求項 1 2に記載の連続铸造方法。

4. 上記铸型の一端寄りの铸型内周壁に設けられている潤滑材供給口が铸型の他端寄りまで拡張されている、請求項 1 3に記載の連続铸造方法。

5. 上記铸型の一端寄りの铸型内周壁に設けられている潤滑材供給口が分岐して銹型の他端寄りにも設けられている、請求項 1 3に記載の連続铸造方法。

6.上記注湯用通路と、上記铸型との位置関係は、注湯用通路内径下部位置が、铸型内径下部位置に対して鐯型内径の 8%以上上方となっている、請求項 1 3に記載の連続錡造方法。

7. 請求項 1 2から 1 6の何れかに記載の連続銬造方法を用いて製造した、ことを特徴とするアルミ-ゥム合金铸造棒。