WO2015125624A1 - チタンまたはチタン合金からなる鋳塊の連続鋳造装置 - Google Patents

チタンまたはチタン合金からなる鋳塊の連続鋳造装置 Download PDF

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WO2015125624A1
WO2015125624A1 PCT/JP2015/053299 JP2015053299W WO2015125624A1 WO 2015125624 A1 WO2015125624 A1 WO 2015125624A1 JP 2015053299 W JP2015053299 W JP 2015053299W WO 2015125624 A1 WO2015125624 A1 WO 2015125624A1
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molten metal
mold
titanium
ingot
flow
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PCT/JP2015/053299
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瑛介 黒澤
中岡　威博
大山　英人
秀豪 金橋
Original Assignee
株式会社神戸製鋼所
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    • B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
    • B22—CASTING; POWDER METALLURGY
    • B22D—CASTING OF METALS; CASTING OF OTHER SUBSTANCES BY THE SAME PROCESSES OR DEVICES
    • B22D11/00—Continuous casting of metals, i.e. casting in indefinite lengths
    • B22D11/10—Supplying or treating molten metal
    • B22D11/11—Treating the molten metal
    • B22D11/114—Treating the molten metal by using agitating or vibrating means
    • B22D11/115—Treating the molten metal by using agitating or vibrating means by using magnetic fields
    • B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
    • B22—CASTING; POWDER METALLURGY
    • B22D—CASTING OF METALS; CASTING OF OTHER SUBSTANCES BY THE SAME PROCESSES OR DEVICES
    • B22D11/00—Continuous casting of metals, i.e. casting in indefinite lengths
    • B22D11/001—Continuous casting of metals, i.e. casting in indefinite lengths of specific alloys

Definitions

  • the present invention relates to an ingot continuous casting apparatus made of titanium or a titanium alloy.
  • An ingot is continuously cast by injecting a metal melted by vacuum arc melting or electron beam melting into a bottomless mold and drawing it downward while solidifying it.
  • Patent Document 1 discloses an automatically controlled plasma melting casting method in which titanium or a titanium alloy is melted by plasma arc melting in an argon gas atmosphere and injected into a mold to be solidified.
  • plasma arc melting performed in an inert gas atmosphere unlike electron beam melting performed in a vacuum, not only pure titanium but also a titanium alloy can be cast.
  • Patent Document 2 discloses a method for producing a refractory metal ingot using an electron beam. In this manufacturing method, while pulling out the bottom of the ingot while rotating, the electron beam irradiated to the mold pool surface is increased in energy density of the electron beam along the peripheral edge of the mold pool as compared with the center of the mold pool. Irradiating.
  • a round ingot made of titanium or a titanium alloy (round ingot) is commercialized through processes such as rolling, forging, and heat treatment. Therefore, in order to obtain a product excellent in mechanical properties such as fatigue strength, a large-diameter ingot having a diameter of 1000 mm or more is required.
  • the larger the diameter of the ingot the greater the total heat input to the molten metal surface.
  • the total heat input to the molten metal surface becomes large, the depth of the center of the formed molten metal pool becomes deep, the component segregation becomes prominent, and the heat input amount becomes excessively small at the peripheral portion of the molten metal surface.
  • the amount of heat input becomes excessively small at the peripheral edge of the molten metal surface, the exposed amount of the molten metal shell increases, and the growth of the initial solidified shell is promoted. As a result, the cast surface property of the ingot deteriorates, and in some cases, it becomes difficult to pull out the ingot.
  • the heat balance index can be brought close to the target range unless the heating of the molten metal surface is limited to the peripheral edge in the vicinity of the boundary with the mold. Therefore, it is difficult to obtain an ingot having a good casting surface property.
  • An object of the present invention is to provide an ingot continuous casting apparatus made of titanium or a titanium alloy capable of casting an ingot having a good casting surface state.
  • the present invention continuously casts an ingot made of titanium or a titanium alloy by injecting a molten metal in which titanium or a titanium alloy is melted into a bottomless mold having a circular cross section and solidifying the molten metal.
  • a continuous casting apparatus provided above the mold, for heating a molten metal surface of the molten metal in the mold, and provided on a side of the mold, and by electromagnetic stirring by an alternating current,
  • An electromagnetic stirrer that stirs at least the molten metal surface, and the electromagnetic stirrer causes a flow parallel to the wall surface of the mold to be generated on at least the molten metal surface of the molten metal at a peripheral portion of the molten metal surface of the molten metal. It is characterized by that.
  • a flow parallel to the wall surface of the mold is generated on at least the molten metal surface of the molten metal at the peripheral edge of the molten metal surface by electromagnetic stirring.
  • the heat input to the molten metal surface by the plasma torch can be diffused along the wall surface of the mold.
  • the fluctuation range of the heat input / output heat balance can be narrowed.
  • the total amount of heat input to the molten metal surface can be reduced by diffusing the heat input by the plasma torch by electromagnetic stirring.
  • the center depth of a molten metal pool can be made shallow, a component segregation can be reduced. Therefore, it is possible to cast an ingot having a good cast surface state.
  • An ingot continuous casting apparatus (continuous casting apparatus) 1 made of titanium or a titanium alloy according to this embodiment is injected into a bottomless mold having a circular cross section and solidified by plasma arc melting. However, it is a continuous casting apparatus that continuously casts a round ingot (ingot) made of titanium or a titanium alloy by pulling downward.
  • the continuous casting apparatus 1 includes a mold 2, a cold hearth 3, a raw material charging device 4, a plasma torch 5, and a starting block. 6, a plasma torch 7, an electromagnetic stirring device 8, and a controller (control device) 9.
  • illustration of the electromagnetic stirring apparatus 8 and the controller 9 is abbreviate
  • the continuous casting apparatus 1 is surrounded by an inert gas atmosphere made of argon gas, helium gas, or the like.
  • the raw material input device 4 inputs the raw material of titanium or titanium alloy such as sponge titanium and scrap into the cold hearth 3.
  • the plasma torch 5 is provided above the cold hearth 3 and generates a plasma arc to melt the raw material in the cold hearth 3.
  • the cold hearth 3 injects the molten metal 12 in which the raw material is melted into the mold 2 from the pouring part 3a at a predetermined flow rate.
  • the mold 2 is made of copper, has a bottom and has a circular cross-sectional shape, and is cooled by water circulating inside at least a part of the cylindrical wall portion.
  • the starting block 6 is moved up and down by a drive unit (not shown) and can close the lower opening of the mold 2.
  • the plasma torch 7 is provided above the mold 2 and heats the molten metal surface of the molten metal 12 injected into the mold 2 with a plasma arc while being horizontally moved on the molten metal surface of the molten metal 12 by a moving means (not shown). .
  • the controller 9 controls the movement of the plasma torch 7.
  • the electromagnetic stirrer 8 is obtained by winding an EMS coil around a coil iron core, and is provided on the side of the mold 2.
  • the electromagnetic stirrer 8 stirs at least the molten metal surface of the molten metal 12 in the mold 2 by electromagnetic stirring using an alternating current. To do.
  • the controller 9 controls electromagnetic stirring by the electromagnetic stirring device 8.
  • the molten metal 12 injected into the mold 2 solidifies from the contact surface with the water-cooled mold 2. Then, the columnar round ingot 11 in which the molten metal 12 is solidified is continuously drawn while the starting block 6 that has closed the lower opening of the mold 2 is pulled downward at a predetermined speed. To be cast.
  • the continuous casting apparatus 1 may have a flux feeding apparatus that feeds a solid phase or liquid phase flux to the molten metal surface of the molten metal 12 in the mold 2.
  • a flux feeding apparatus that feeds a solid phase or liquid phase flux to the molten metal surface of the molten metal 12 in the mold 2.
  • plasma arc melting in an inert gas atmosphere has the advantage that the flux can be charged into the molten metal 12 in the mold 2.
  • FIGS. 3A and 3B which are explanatory views showing the generation mechanism of surface defects, in the vicinity of the boundary with the mold 2, the vicinity of the molten metal 12 heated by a plasma arc or an electron beam (from the molten metal surface to the molten metal surface).
  • the mold 2 and the surface of the solidified shell 13 are in contact with each other only in the region up to about 10 mm below. And in the deeper region, the air gap 14 is generated between the round ingot 11 and the mold 2 due to thermal contraction.
  • FIG. 3A when the heat input to the initial solidified shell 15 (the portion where the molten metal 12 touches the mold 2 and solidifies first) is excessive, the solidified shell 13 becomes too thin and solidifies due to insufficient strength.
  • FIG. 3B shows a photograph of the surface of the ingot in which the “breakage defect” has occurred
  • FIG. 4B shows a photograph of the surface of the ingot in which the “water bath defect” has occurred.
  • FIG. 16 A model diagram of the complete contact region 16 between the mold 2 and the round ingot 11 is shown in FIG.
  • the complete contact region 16 is a region where the mold 2 and the round ingot 11 are in contact with each other, which is illustrated by hatching from the molten metal surface to about 10 mm below the molten metal surface.
  • a passing heat flux q from the surface of the round ingot 11 to the mold 2 is generated.
  • D is the thickness of the hot water surface shell.
  • FIG. 1 A graph showing the relationship between the passing heat flux q and the surface temperature TS of the round ingot 11 is shown in FIG.
  • the passing heat flux q [W / m 2 ], which is a heat balance index, and the surface temperature TS [° C.] of the round ingot 11 are evaluated by average values in the complete contact region 16. From this relationship diagram, if the average value of the surface temperature TS of the round ingot 11 in the complete contact region 16 between the mold 2 and the round ingot 11 is in a range of 800 ° C. ⁇ TS ⁇ 1250 ° C., a tear defect or a bathing defect It can be seen that a round ingot 11 having a good cast skin condition can be obtained.
  • the round ingot 11 made of titanium or a titanium alloy is commercialized through processes such as rolling, forging, and heat treatment. Therefore, in order to obtain a product excellent in mechanical properties such as fatigue strength, a large-diameter round ingot 11 having a diameter of 1000 mm or more is required.
  • FIG. 7 shows a graph showing the relationship between the total heat input to the molten metal 12 and the center depth of the molten pool when uniform heat input and inclined heat input are performed.
  • molten_metal surface shell exposure is shown in FIG.
  • the amount of heat input becomes too small at the peripheral edge of the molten metal 12
  • the exposed amount of the molten metal shell increases, and the growth of the initial solidified shell 15 (see FIG. 3B) is promoted.
  • the cast skin property of the round ingot 11 is deteriorated, or in some cases, it becomes difficult to pull out the round ingot 11.
  • FIG. 9A which is a model view of the mold 2 as viewed from above
  • a single plasma torch 7 has a long moving distance. For this reason, the time until the plasma torch 7 returns after returning from the point A on the molten metal surface becomes longer.
  • FIG. 9B which is a graph of the heat input history at point A on the molten metal surface
  • the temperature of the molten metal 12 greatly increases until the plasma torch 7 comes back and returns (time t shown in FIG. 9B). It will drop to.
  • FIG. 10A which is a model view of the mold 2 as viewed from above, it is necessary to reduce the temperature drop of the molten metal 12 by using a plurality of plasma torches 7 (two in this case).
  • FIG. 10B which is a graph of the heat input history at point A, the time until the plasma torch 7 leaves and returns (time t ′ shown in FIG. 10B) is shortened, so that the temperature of the molten metal 12 decreases. Is reduced.
  • the heat balance index is shown in FIG. 6 unless the heating of the molten metal 12 is limited to the peripheral edge near the boundary with the mold 2. It cannot be brought close to the indicated target range, and it becomes difficult to obtain a round ingot 11 with good cast surface properties.
  • FIG. 11 which is a cross-sectional view of the mold 2
  • the amount of heat input is insufficient near the central portion of the molten metal surface of the molten metal 12.
  • the vicinity of the portion (the portion surrounded by the broken line in FIG. 11) is solidified.
  • the solidified material moves to the boundary with the mold 2 along the flow of the molten metal 12, and the molten metal 12 is covered on the molten metal 12 to generate a "hot water coating defect" (see FIG. 3B). Is done.
  • FIG. 12 is an explanatory diagram showing a movement pattern of the plasma torch 7 when the mold 2 is viewed from above.
  • the center of the molten metal 12 in the mold 2 is the origin, and the molten metal surface perpendicular to the central axis of the molten metal 12 is the xy plane.
  • the controller 9 controls so that the center of each of the two plasma torches 7a and 7b moves within the following range.
  • Range of plasma torch 7a range of x ⁇ 0 (left semicircle in FIG. 12)
  • Range of plasma torch 7b range of x> 0 (semicircle on the right side of FIG. 12)
  • a ⁇ B A straight line connecting two arcs of an inner peripheral arc and an outer peripheral arc B ⁇ C ⁇ D: An inner peripheral arc D ⁇ E: A straight line E connecting two inner arcs and an outer peripheral arc E ⁇ F ⁇ A: Outer arc
  • a ⁇ B ⁇ C outer circumference arc C ⁇ D: straight line connecting two arcs of inner circumference arc and outer circumference arc D ⁇ E ⁇ F: inner circumference arc F ⁇ A: inner circumference arc and outer circumference arc A straight line connecting two arcs
  • the two plasma torches 7a and 7b are moved in the movement pattern shown in FIG. And the peripheral part of the hot_water
  • molten_metal surface of the molten metal 12 is concentratedly heated with the plasma torches 7a and 7b which move an outer peripheral part circular arc.
  • the heat balance index can be brought close to the target range.
  • FIGS. 13A and 13B are explanatory views showing output patterns of the plasma torches 7a and 7b by the inclined heating. That is, the torch output is controlled so that the torch output is high when the center of each of the plasma torches 7a and 7b moves along the outer arc, and the torch output is low when moving along the inner arc. As a result, the amount of heat input at the periphery of the molten metal 12 is large, and the amount of heat input near the center of the molten metal 12 is small.
  • FIG. 1 a graph showing the relationship between the heat input near the boundary of the mold 2 and the heat input near the center of the mold 2 when the total heat input is equal is shown in FIG.
  • the solidification in the vicinity of the center of the mold 2 near the center of the surface of the molten metal 12 while suppressing the growth of the initial solidified shell 15.
  • the total heat input, the heat input near the boundary of the mold 2 (input at the periphery of the molten metal 12 surface) It is preferable to determine the amount of heat input) and the amount of heat input near the center of the mold 2 (the amount of heat input near the center of the surface of the molten metal 12).
  • the growth of the initial solidified shell 15 is suppressed by determining the heat input near the boundary of the mold 2 and the heat input near the center of the mold 2 within the range surrounded by the broken line.
  • the total heat input to the molten metal surface can be reduced while avoiding solidification in the vicinity of the center of the molten metal 12.
  • the electromagnetic stirring device 8 is controlled by the controller 9 (see FIG. 2) so that at least the molten metal surface of the molten metal 12 is stirred. Then, at the periphery of the molten metal surface of the molten metal 12, electromagnetic stirring is performed so that a flow of the molten metal 12 parallel to the wall surface of the mold 2, for example, a flow swirling in the circumferential direction of the mold 2 is generated on at least the molten metal surface of the molten metal 12.
  • the apparatus 8 is controlled.
  • the electromagnetic stirrer 8 is controlled so that a flow toward the center of the molten metal 12 is generated at least on the molten metal 12.
  • An explanatory view showing the flow of the molten metal 12 when the mold 2 is viewed from above is shown in FIG.
  • the flow of the molten metal 12 toward the center of the molten metal 12 is generated on at least the molten metal 12, so that the heat input to the peripheral edge of the molten metal 12 by the plasma torches 7a and 7b is generated. It can be diffused toward the center of the hot water surface. As a result, the vicinity of the central portion of the molten metal 12 is warmed, so that the vicinity of the central portion of the molten metal 12 can be prevented from solidifying.
  • the total heat input to the molten metal surface of the molten metal 12 can be reduced by diffusing the heat input by the plasma torches 7a and 7b by electromagnetic stirring.
  • the center depth of a molten metal pool can be made shallow, a component segregation can be reduced. Therefore, it is possible to cast the round ingot 11 having a good casting surface state.
  • FIG. 16 is an explanatory diagram conceptually showing DC type electromagnetic stirring
  • the stirring is a value obtained by multiplying the current density J by the magnetic flux density B.
  • the force F increases as it approaches the center of the plasma torch.
  • the stirring force F is concentrated near the center position of the plasma torch.
  • a graph showing the relationship between the distance r from the center of the plasma torch and the stirring force F in the circumferential direction is shown in FIG.
  • the circumferential stirring force F becomes smaller as the position is farther from the center of the plasma torch.
  • flow control for obtaining the flow of the molten metal 12 parallel to the wall surface of the mold 2 is performed. Becomes difficult.
  • FIG. 18 is an explanatory diagram conceptually showing AC type electromagnetic stirring
  • four electromagnetic coils of the AC current type electromagnetic stirring device 8 are arranged around the mold 2 at equal intervals.
  • the stirring force by the electromagnetic stirring device 8 increases at a position close to the electromagnetic coil regardless of the position of the plasma torch.
  • the flow of the molten metal 12 parallel to the wall surface of the mold 2 can be generated on at least the molten metal surface of the molten metal 12 at the peripheral edge of the molten metal 12.
  • the number of electromagnetic coils is not limited to four, and the intervals between the electromagnetic coils are not limited to equal intervals.
  • FIG. 19 which is a model view of the mold 2 as viewed from above
  • electromagnetic coils are provided on the entire circumference of the mold 2.
  • the electromagnetic coil is divided into four in the circumferential direction of the mold 2.
  • the number of these electromagnetic coils is not limited to four, and the intervals between the electromagnetic coils may be equal or unequal. Then, by appropriately controlling the arrangement and output by the controller 9, a flow such as a flow toward the center of the molten metal 12 can be generated on at least the molten metal 12.
  • the molten metal surface of the molten metal 12 is controlled by controlling the directions of the moving magnetic fields of the four electromagnetic coils to be the same.
  • the flow of the molten metal 12 swirling in the circumferential direction of the mold 2 can be generated on at least the molten metal surface of the molten metal 12.
  • the heat input to the peripheral part of the molten metal surface of the molten metal 12 by the plasma torch 7 can be diffused in the circumferential direction of the mold 2.
  • FIG. 22 which is a model diagram when the mold 2 is viewed from above, a moving magnetic field is generated by two electromagnetic coils on the right side in the drawing and two electromagnetic coils on the left side in the drawing among the four electromagnetic coils.
  • the flow of the pair of molten metal 12 swirling in the circumferential direction of the mold 2 through the peripheral edge of the molten metal 12 and swirling in the opposite directions is melted. Of at least the hot water surface.
  • a flow toward the center of the molten metal 12 can be generated at least on the molten metal surface.
  • the heat input to the peripheral edge portion of the molten metal 12 by the plasma torch 7 can be diffused in the circumferential direction of the mold 2 and diffused toward the central portion of the molten metal 12.
  • FIGS. 23A and 23B which are model views of the mold 2 seen from the side
  • an electromagnetic coil is provided along the axial direction of the mold 2 to control the direction of the moving magnetic field from the bottom to the top.
  • the flow of the molten metal 12 rising along the wall surface of the mold 2 can be generated in the molten metal 12 at the peripheral edge portion of the molten metal 12.
  • the heat input to the peripheral part of the molten metal surface of the molten metal 12 by the plasma torch 7 can be diffused in the peripheral part and diffused toward the central part of the molten metal surface of the molten metal 12.
  • FIGS. 24A and 24B which are model views of the mold 2 seen from the side
  • an electromagnetic coil is provided along the axial direction of the mold 2 to control the direction of the moving magnetic field from top to bottom.
  • the molten metal 12 can be caused to flow downward along the wall surface of the mold 2 at the peripheral edge of the molten metal 12.
  • the heat input to the peripheral part of the molten metal surface of the molten metal 12 by the plasma torch 7 can be diffused in the peripheral part and diffused toward the central part of the molten metal surface of the molten metal 12.
  • FIG. 25 which is a model view of the mold 2 as viewed from the side
  • the electromagnetic coil is provided to be inclined from the axial direction of the mold 2, so that the flow of the molten metal 12 swirling in the circumferential direction of the mold 2 is achieved.
  • a flow along the axial direction of the mold 2 can be generated in the molten metal 12. That is, the flow of the molten metal 12 swirling in the circumferential direction of the mold 2 as shown in FIGS. 21 and 22, and the convection flowing through the center of the molten metal 12 as shown in FIGS. 23A, 23B, 24A, and 24B. Can be generated.
  • the heat input to the peripheral edge portion of the molten metal 12 by the plasma torch 7 can be diffused in the circumferential direction of the mold 2 and diffused toward the central portion of the molten metal 12.
  • the flow toward the center of the molten metal 12 is controlled by controlling the stirring force of the four electromagnetic coils to be strong and weak. It can be generated at least on the surface of the molten metal 12.
  • the heat input to the peripheral part of the molten metal surface of the molten metal 12 by the plasma torch 7 can be diffused in the peripheral part and diffused toward the central part of the molten metal surface of the molten metal 12.
  • the number of these electromagnetic coils is not limited to four, and the intervals between the electromagnetic coils may be equal or unequal.
  • the shape of the molten metal pool also changes greatly due to electromagnetic stirring. Therefore, by appropriately controlling the electromagnetic stirring pattern with the controller 9, the depth of the molten metal pool can be reduced, or the shape of the molten metal pool can be made into a pan bottom shape.
  • the pan bottom shape is a desirable shape for improving the casting surface quality of the ingot and reducing component segregation, as will be described later.
  • FIG. 27 which is an explanatory view showing a movement pattern of the plasma torch when the mold 2 is viewed from above, two plasma torches 7a and 7b with an output of 1000 kW are connected to the peripheral portion of the molten metal 12 surface.
  • the distance between the torches was always 1050 mm, and was reciprocated so as to be point-symmetric with respect to the center of the mold 2.
  • the moving speed of the plasma torches 7a and 7b was set to 50 mm / sec and the cycle was set to about 66 sec.
  • a volume force assuming three kinds of electromagnetic stirring patterns was applied to the molten metal 12. At this time, a volume force was applied to the molten metal 12 so that a stirring force of about 1000 N / m 3 ⁇ was obtained at the peripheral edge of the molten metal 12.
  • FIG. 28 is an explanatory diagram showing the flow of the molten metal when the mold 2 is viewed from above.
  • four electromagnetic coils provided at equal intervals in the circumferential direction of the mold 2 are arranged in the circumferential direction of the mold 2.
  • the flow solidification calculation was performed for the case where the swirling flow was generated at least on the surface of the molten metal 12.
  • FIG. 30 shows a plane distribution diagram showing the flow velocity vector on the surface of the molten metal 12. In the peripheral part of the molten metal surface of the molten metal 12, the flow velocity was 450 mm / sec.
  • FIG. 31 shows an explanatory view showing a cross section of the molten metal pool when electromagnetic stirring is not performed.
  • FIG. 32 shows an explanatory view showing a cross section of the molten metal pool when electromagnetic stirring is performed. It can be seen that the center portion of the molten metal 12 is solidified.
  • 33 is a graph showing the relationship between the amount of heat passing through the surface of the round ingot 11 and the surface temperature of the round ingot 11. It can be seen that the surface temperature of the round ingot 11 is substantially within the target range by electromagnetic stirring.
  • FIG. 34 is an explanatory view showing the flow of the molten metal when the mold 2 is viewed from above
  • the surface of the molten metal 12 is composed of four electromagnetic coils provided at equal intervals in the circumferential direction of the mold 2.
  • the flow solidification calculation was performed for a case where a pair of flows swirling in the circumferential direction of the mold 2 through the peripheral edge of the mold 2 and swirling in opposite directions to each other were generated on at least the molten metal surface of the molten metal 12.
  • An explanatory view showing the flow of the molten metal 12 in the molten metal pool is shown in FIG. It turns out that the flow which goes to the center part of the hot_water
  • FIG. 36 is an explanatory diagram showing a cross section of the molten metal pool when this electromagnetic stirring is performed. It turns out that solidification of the center part of the molten metal surface of the molten metal 12 is avoided.
  • FIG. 37 which is an explanatory view showing the flow of the molten metal when the mold 2 is viewed from the side
  • the peripheral edge of the molten metal surface of the molten metal 12 is provided by an electromagnetic coil provided along the axial direction of the mold 2.
  • the flow solidification calculation was performed for the case where a flow rising along the wall surface of the mold 2 was generated in the molten metal 12.
  • FIG. 38 is an explanatory diagram showing the flow velocity vector of the molten metal in the molten metal pool. It turns out that the flow which goes to the center part of the hot_water
  • FIG. 39 shows an explanatory view showing a cross section of the molten metal pool when electromagnetic stirring is performed. It turns out that solidification of the center part of the molten metal surface of the molten metal 12 is avoided.
  • each plasma torch 7a, 7b has a moving direction of A ⁇ B ⁇ C ⁇ D ⁇ E ⁇ F and a moving speed of 50 mm / sec. Moreover, the output of each plasma torch 7a, 7b was set to 1000 kW when the inner circumference arc movement and the outer circumference arc movement, respectively. That is, gradient heating is not performed here.
  • the flow swirling in the circumferential direction of the mold 2 at the peripheral edge of the molten metal 12 is at least of the molten metal 12. It was generated on the hot water surface.
  • FIG. 40 is an explanatory diagram showing a cross section of the molten metal pool at this time.
  • the shape of the molten metal pool is a parabolic shape as shown in FIG. This parabolic shape shows a tendency for the thickness of the solidified shell to increase vertically downward, and the bottom of the pool is narrow.
  • the shape of the molten metal pool was changed to a pan bottom shape by electromagnetic stirring.
  • This pan bottom shape is a shape in which the solidification interface swells radially outward at the pool bottom, and is a desirable shape for improving the casting surface quality of the ingot and reducing component segregation.
  • the heat input to the molten metal surface of the molten metal 12 by the plasma torch 7 can be diffused along the wall surface of the mold 2 at the peripheral edge portion of the molten metal 12.
  • variety of an input / output heat balance can be narrowed.
  • the total heat input to the molten metal surface of the molten metal 12 can be made small by diffusing the heat input by the plasma torch 7 by electromagnetic stirring. Thereby, since the center depth of a molten metal pool can be made shallow, a component segregation can be reduced. Therefore, it is possible to cast the round ingot 11 having a good casting surface state.
  • a flow swirling in the circumferential direction of the mold 2 is generated on at least the molten metal surface of the molten metal 12 at the peripheral edge portion of the molten metal 12 by electromagnetic stirring.
  • the heat input to the peripheral part of the molten metal surface of the molten metal 12 by the plasma torch 7 can be diffused in the circumferential direction of the mold 2. Therefore, it is possible to suitably equalize the peripheral edge portion of the molten metal 12.
  • template 2 is produced in the molten metal 12 in the peripheral part of the molten metal surface of the molten metal 12 by electromagnetic stirring, so that the flow toward the central portion of the molten metal surface of the molten metal 12 is caused. Twelve.
  • the heat input to the peripheral part of the molten metal surface of the molten metal 12 by the plasma torch 7 can be diffused in the peripheral part and diffused toward the central part of the molten metal surface of the molten metal 12.
  • the vicinity of the center part of the molten metal 12 is warmed, it is possible to avoid the vicinity of the central part of the molten metal 12 from solidifying.

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Abstract

　チタンまたはチタン合金からなる鋳塊を連続的に鋳造する連続鋳造装置は、鋳型（２）の上方に設けられ、鋳型内の溶湯の湯面を加熱するプラズマトーチ（７）と、鋳型の側方に設けられ、交流電流による電磁撹拌によって、溶湯の少なくとも湯面を撹拌する電磁撹拌装置（８）と、を有する。電磁撹拌装置は、溶湯の湯面の周縁部において、鋳型の壁面に平行する流れを、溶湯の少なくとも湯面に生じさせる。

Description

チタンまたはチタン合金からなる鋳塊の連続鋳造装置
　本発明は、チタンまたはチタン合金からなる鋳塊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。
　また、特許文献２には、電子ビームを用いた高融点金属インゴットの製造方法が開示されている。この製造方法では、インゴットの底部を回転させながら引き抜くとともに、鋳型プール面に照射する電子ビームを、鋳型プールの中心部に比べて、鋳型プールの周縁部に沿った電子ビームのエネルギー密度を高めて照射している。
日本国特許第３０７７３８７号公報 日本国特開２００９－１７２６６５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。
　また、チタンまたはチタン合金からなる丸型の鋳塊（丸型インゴット）は、圧延、鍛造、熱処理などの工程を経て製品化される。そのため、疲労強度など機械的特性に優れた製品を得るには、直径が１０００ｍｍ以上の大径の鋳塊が求められている。
　しかし、鋳塊の径が大きくなるほど、溶湯の湯面への総入熱量が大きくなる。湯面への総入熱量が大きくなると、形成される溶湯プールの中心の深さが深くなって、成分偏析が顕著となり、溶湯の湯面の周縁部において入熱量が過小となる。溶湯の湯面の周縁部において入熱量が過小となると、湯面シェル露出量が増加して、初期凝固シェルの成長が促進される。その結果、鋳塊の鋳肌性状が悪化したり、場合によっては鋳塊の引抜きが困難になったりする。
　また、大径の鋳塊をプラズマアーク溶解によって鋳造する場合、プラズマトーチを固定していたのでは溶湯の湯面を加熱できる範囲に限界がある。そこで、プラズマトーチを移動させて溶湯の湯面を全面的に加熱しながら引抜きを行う必要がある。
　しかし、直径が１０００ｍｍ以上の大径の鋳塊を製造する場合、プラズマトーチが１本では移動距離が長くなる。そのため、湯面上の所定箇所においてプラズマトーチが離れてから戻ってくるまでの時間が長くなり、その間に溶湯の温度が大幅に低下してしまう。そこで、プラズマトーチを複数本使用することで、溶湯の温度低下を軽減させる必要がある。
　しかしながら、プラズマトーチの移動速度には限界があるため、鋳塊の径が大きくなってプラズマトーチの移動距離が長くなるほど、溶湯の湯面上の位置や時間による入熱量のばらつきが大きくなる。その結果、鋳塊内の位置によって凝固挙動が不均一となり、鋳肌性状が悪化する。
　特に、直径が１０００ｍｍ以上の大径の鋳塊を製造する場合、溶湯の湯面の加熱を鋳型との境界近傍である周縁部に限定しなければ、熱バランス指標を目標範囲に近づけることができず、鋳肌性状の良好な鋳塊を得ることが困難になる。
　しかし、周縁部に限定して溶湯の湯面を加熱しても、プラズマトーチの移動距離が長いために、湯面近傍での入抜熱バランス範囲の変動幅が大きくなる。その結果、良好な鋳肌性状を安定的に得ることが困難になる。
　また、溶湯の湯面の加熱を鋳型との境界近傍に集中させすぎると、湯面の中央部付近では入熱量が不足して、湯面の中央部付近が凝固するという問題が生じる。中央部付近が凝固すると、凝固物が溶湯の流れに沿って鋳型との境界に移動し、その上に溶湯が被って表面欠陥が発生することが懸念される。
　本発明の目的は、鋳肌の状態が良好な鋳塊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鋳塊の連続鋳造装置を提供することである。
　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円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鋳塊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、交流電流による電磁撹拌によって、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、前記電磁撹拌装置により、前記溶湯の湯面の周縁部において、前記鋳型の壁面に平行する流れを、前記溶湯の少なくとも湯面に生じさせることを特徴とする。
　本発明によれば、電磁撹拌によって、溶湯の湯面の周縁部において、鋳型の壁面に平行する流れを溶湯の少なくとも湯面に生じさせる。これにより、溶湯の湯面の周縁部において、プラズマトーチによる溶湯の湯面への入熱を鋳型の壁面に沿って拡散させることができる。これにより、溶湯の湯面の周縁部が均熱化されるので、入抜熱バランスの変動幅を狭くすることができる。また、電磁撹拌で、プラズマトーチによる入熱を拡散させることで、溶湯の湯面への総入熱量を小さくすることができる。これにより、溶湯プールの中心深さを浅くすることができるので、成分偏析を低減させることができる。よって、鋳肌の状態が良好な鋳塊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。 鋳塊の表面写真である。 鋳塊の表面写真である。 鋳型と鋳塊との完全接触領域のモデル図である。 通過熱流束と鋳塊表面温度との関係を示すグラフである。 均一入熱及び傾斜入熱した場合の溶湯の湯面への総入熱量と溶湯プールの中心深さとの関係を示すグラフである。 均一入熱及び傾斜入熱した場合の鋳型との境界近傍における平均入熱量と湯面シェル露出量との関係を示すグラフである。 鋳型を上方から見たモデル図である。 点Ａにおける入熱履歴のグラフである。 鋳型を上方から見たモデル図である。 点Ａにおける入熱履歴のグラフである。 鋳型の断面図である。 鋳型を上方から見たときのプラズマトーチの移動パターンを示す説明図である。 傾斜加熱によるプラズマトーチの出力パターンを示す説明図である。 傾斜加熱によるプラズマトーチの出力パターンを示す説明図である。 総入熱量が等しい場合の鋳型の境界近傍での入熱量と鋳型の中央部付近での入熱量との関係を示すグラフである。 鋳型を上方から見たときの溶湯の流れを示す説明図である。 直流型電磁撹拌を概念的に示す説明図である。 プラズマトーチの中心からの距離と周方向の撹拌力との関係を示すグラフである。 交流型電磁撹拌を概念的に示す説明図である。 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。 鋳型を側方から見たモデル図である。 鋳型を側方から見たモデル図である。 鋳型を側方から見たモデル図である。 鋳型を側方から見たモデル図である。 鋳型を側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ときのプラズマトーチの移動パターンを示す説明図である。 鋳型を上方から見たときの溶湯の流れを示す説明図である。 溶湯の湯面の温度分布を示す平面分布図である。 溶湯の湯面の流速ベクトルを示す平面分布図である。 電磁撹拌を行わない場合の溶湯プールの断面を示す説明図である。 電磁撹拌を行った場合の溶湯プールの断面を示す説明図である。 鋳塊表面の通過熱量と鋳塊表面温度との関係を示すグラフである。 鋳型を上方から見たときの溶湯の流れを示す説明図である。 溶湯プール内での溶湯の流れを示す説明図である。 電磁撹拌を行った場合の溶湯プールの断面を示す説明図である。 鋳型を側方から見たときの溶湯の流れを示す説明図である。 溶湯プール内での溶湯の流速ベクトルを示す説明図である。 電磁撹拌を行った場合の溶湯プールの断面を示す説明図である。 電磁撹拌を行った場合の溶湯プールの断面を示す説明図である。
　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鋳塊の連続鋳造装置（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円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丸型インゴット（鋳塊）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、無底で断面形状が円形に形成されており、円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の湯面上で水平移動されながら、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攪拌する。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が凝固した円柱状の丸型インゴット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丸型インゴット１１を連続鋳造した際に、丸型インゴット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、圧延する前に丸型インゴット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丸型インゴット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丸型インゴット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、初期凝固シェル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、初期凝固シェル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。
　鋳型２と丸型インゴット１１との完全接触領域１６のモデル図を図５に示す。完全接触領域１６は、湯面から湯面下１０ｍｍ程度までのハッチングで図示された、鋳型２と丸型インゴット１１とが接触している領域である。完全接触領域１６においては、丸型インゴット１１の表面から鋳型２への通過熱流束ｑが生じる。Ｄは湯面シェルの厚みである。
　通過熱流束ｑと丸型インゴット１１の表面温度ＴＳ との関係を示すグラフを図６に示す。ここで、熱バランス指標である通過熱流束ｑ［Ｗ／ｍ２］および丸型インゴット１１の表面温度ＴＳ［℃］は、完全接触領域１６における平均値で評価している。この関係図から、鋳型２と丸型インゴット１１との完全接触領域１６における丸型インゴット１１の表面温度ＴＳ の平均値が８００℃＜ＴＳ ＜１２５０℃の範囲であれば、ちぎれ欠陥や湯被り欠陥のない、鋳肌の状態が良好な丸型インゴット１１を得ることができることがわかる。
　また、チタンまたはチタン合金からなる丸型インゴット１１は、圧延、鍛造、熱処理などの工程を経て製品化される。そのため、疲労強度など機械的特性に優れた製品を得るには、直径が１０００ｍｍ以上の大径の丸型インゴット１１が求められている。
　しかし、丸型インゴット１１の径が大きくなるほど、溶湯１２の湯面への総入熱量が大きくなる。均一入熱及び傾斜入熱した場合の溶湯１２の湯面への総入熱量と溶湯プールの中心深さとの関係を示すグラフを図７に示す。湯面への総入熱量が大きくなると、形成される溶湯プールの中心の深さが深くなって、成分偏析が顕著となり、溶湯１２の湯面の周縁部において入熱量が過小となる。また、均一入熱及び傾斜入熱した場合の鋳型２との境界近傍における平均入熱量と湯面シェル露出量との関係を示すグラフを図８に示す。溶湯１２の湯面の周縁部において入熱量が過小になると、湯面シェル露出量が増加して、初期凝固シェル１５（図３Ｂ参照）の成長が促進される。その結果、丸型インゴット１１の鋳肌性状が悪化したり、場合によっては丸型インゴット１１の引抜きが困難になったりする。
　また、大径の丸型インゴット１１をプラズマアーク溶解によって鋳造する場合、プラズマトーチ７を固定していたのでは溶湯１２の湯面を加熱できる範囲に限界がある。そこで、プラズマトーチ７を移動させて溶湯１２の湯面を全面的に加熱しながら引抜きを行う必要がある。
　しかし、直径が１０００ｍｍ以上の大径の丸型インゴット１１を製造する場合、鋳型２を上方から見たモデル図である図９Ａに示すように、プラズマトーチ７が１本では移動距離が長くなる。そのため、湯面上の点Ａにおいてプラズマトーチ７が離れてから戻ってくるまでの時間が長くなる。湯面上の点Ａにおける入熱履歴のグラフである図９Ｂに示すように、プラズマトーチ７が離れてから戻ってくるまでの間（図９Ｂに示す時間ｔ）に、溶湯１２の温度が大幅に低下してしまう。ここで、ｔ＝Ｌ／ｖ＝２πＲ／ｖである（Ｌ：周長、ｖ：プラズマトーチの速度、Ｒ：溶湯１２の湯面の半径）。
　そこで、鋳型２を上方から見たモデル図である図１０Ａに示すように、プラズマトーチ７を複数本（ここでは２本）使用することで、溶湯１２の温度低下を軽減させる必要がある。点Ａにおける入熱履歴のグラフである図１０Ｂに示すように、プラズマトーチ７が離れてから戻ってくるまでの時間（図１０Ｂに示す時間ｔ’）が短くなることで、溶湯１２の温度低下が軽減する。
　しかしながら、プラズマトーチ７の移動速度に限界があるため、丸型インゴット１１の径が大きくなってプラズマトーチ７の移動距離が長くなるほど、溶湯１２の湯面上の位置や時間による入熱量のばらつきが大きくなる。その結果、丸型インゴット１１内の位置によって凝固挙動が不均一となり、鋳肌性状が悪化する。
　特に、直径が１０００ｍｍ以上の大径の丸型インゴット１１を製造する場合、溶湯１２の湯面の加熱を鋳型２との境界近傍である周縁部に限定しなければ、熱バランス指標を図６に示した目標範囲に近づけることができず、鋳肌性状の良好な丸型インゴット１１を得ることが困難になる。
　なお、複数本のプラズマトーチ７を使用した場合に、各プラズマトーチ７が移動中に近づきすぎると、図１０Ａに示すようにプラズマトーチ７同士がお互いに干渉し合う等して、プラズマトーチ７の寿命を縮める恐れがある。そのため、複数のプラズマトーチ７間において、ある程度の距離を保つ必要がある。
　しかし、周縁部に限定して溶湯１２の湯面を加熱しても、プラズマトーチ７の移動距離が長いために、湯面近傍での入抜熱バランス範囲の変動幅が大きくなる。その結果、安定して良好な鋳肌性状を得ることが困難になる。
　また、溶湯１２の湯面の加熱を周縁部に集中させすぎると、鋳型２の断面図である図１１に示すように、溶湯１２の湯面の中央部付近では入熱量が不足して、中央部付近（図１１中、破線で囲まれた部分）が凝固するという問題が生じる。中央部付近が凝固すると、凝固物が溶湯１２の流れに沿って鋳型２との境界に移動し、その上に溶湯１２が被って「湯被り欠陥」（図３Ｂ参照）が発生することが懸念される。
（プラズマトーチの移動パターン）
　そこで、本実施形態では、２本のプラズマトーチ７ａ，７ｂで溶湯１２の湯面における鋳型２との境界近傍、即ち、湯面の周縁部を集中的に加熱する。鋳型２を上方から見たときのプラズマトーチ７の移動パターンを示す説明図を図１２に示す。
　図１２に示すように、鋳型２内の溶湯１２の中心を原点として、溶湯１２の中心軸に垂直な湯面をｘｙ平面とする。そして、２本のプラズマトーチ７ａ，７ｂの各々の中心が、下記の範囲を移動するように、コントローラ９（図２参照）で制御する。
プラズマトーチ７ａの範囲：ｘ＜０の範囲（図１２の左側の半円）
プラズマトーチ７ｂの範囲：ｘ＞０の範囲（図１２の右側の半円）
　そして、溶湯１２の湯面の半径をＲとしたとき、プラズマトーチ７ａ，７ｂを、それぞれの中心がＡ→Ｂ→Ｃ→Ｄ→Ｅ→Ｆと移動するようにして、下記の軌道をたどるように制御する。
０＜ｒ１＜Ｒ／２の半径を持つ内周部円弧：プラズマトーチ７ａにおいては、Ｂ→Ｃ→Ｄ、プラズマトーチ７ｂにおいては、Ｄ→Ｅ→Ｆ
Ｒ／２＜ｒ２＜Ｒの半径を持つ外周部円弧：プラズマトーチ７ａにおいては、Ｅ→Ｆ→Ａ、プラズマトーチ７ｂにおいては、Ａ→Ｂ→Ｃ
内周部円弧及び外周部円弧の２つの円弧をつなぐ直線：プラズマトーチ７ａにおいては、Ａ→Ｂ及びＤ→Ｅ、プラズマトーチ７ｂにおいては、Ｃ→Ｄ及びＦ→Ａ
　即ち、プラズマトーチ７ａを、その中心が下記の軌道をたどるように制御する。
Ａ→Ｂ：内周部円弧及び外周部円弧の２つの円弧をつなぐ直線
Ｂ→Ｃ→Ｄ：内周部円弧
Ｄ→Ｅ：内周部円弧及び外周部円弧の２つの円弧をつなぐ直線
Ｅ→Ｆ→Ａ：外周部円弧
　また、プラズマトーチ７ｂを、その中心が下記の軌道をたどるように制御する。
Ａ→Ｂ→Ｃ：外周部円弧
Ｃ→Ｄ：内周部円弧及び外周部円弧の２つの円弧をつなぐ直線
Ｄ→Ｅ→Ｆ：内周部円弧
Ｆ→Ａ：内周部円弧及び外周部円弧の２つの円弧をつなぐ直線
　このように、コントローラ９で２本のプラズマトーチ７ａ，７ｂの動きを制御することで、２本のプラズマトーチ７ａ，７ｂを図１２に示す移動パターンで移動させる。そして、外周部円弧を移動するプラズマトーチ７ａ，７ｂで溶湯１２の湯面の周縁部を集中的に加熱する。これにより、初期凝固シェル１５（図３Ａ、図３Ｂ参照）の成長を抑制できるので、熱バランス指標を目標範囲に近づけることができる。
　また、２本のプラズマトーチ７ａ，７ｂで傾斜加熱を行うように、コントローラ９で２本のプラズマトーチ７ａ，７ｂのトーチ出力を制御する。傾斜加熱によるプラズマトーチ７ａ，７ｂの出力パターンを示す説明図を図１３Ａ，１３Ｂに示す。即ち、プラズマトーチ７ａ，７ｂの各々の中心が外周部円弧を移動するときにはトーチ出力が高く、内周部円弧を移動するときにはトーチ出力が低くなるように、トーチ出力を制御する。これにより、溶湯１２の湯面の周縁部における入熱量が大きく、溶湯１２の湯面の中央部付近における入熱量が小さくなる。
　内周部円弧を移動するプラズマトーチ７ａ，７ｂで溶湯１２の湯面の中央部付近を加熱することで、溶湯１２の湯面の中央部付近が凝固するのを回避できる。また、溶湯１２の湯面への総入熱量が、均一入熱時に比べて小さくなるので、溶湯プールの中心深さが浅くなる。その結果、成分偏析を低減させることができる。
　ここで、総入熱量が等しい場合の鋳型２の境界近傍での入熱量と鋳型２の中央部付近での入熱量との関係を示すグラフを図１４に示す。チタンまたはチタン合金からなる丸型インゴット１１の連続鋳造装置１においては、初期凝固シェル１５の成長を抑制しつつ、且つ、鋳型２の中央部付近（溶湯１２の湯面の中央部付近）における凝固を回避できる領域内で、溶湯１２の湯面への総入熱量を可能な限り低減させるように、総入熱量、鋳型２の境界近傍での入熱量（溶湯１２の湯面の周縁部における入熱量）、および、鋳型２の中央部付近での入熱量（溶湯１２の湯面の中央部付近における入熱量）を決定するのが好ましい。図１４においては、破線で囲まれた範囲で、鋳型２の境界近傍での入熱量、および、鋳型２の中央部付近での入熱量を決定することで、初期凝固シェル１５の成長を抑制し、溶湯１２の湯面の中央部付近における凝固を回避しながら、湯面への総入熱量を低減させることができる。
（電磁撹拌による撹拌パターン）
　また、電磁撹拌装置８が、溶湯１２の少なくとも湯面を撹拌するように、コントローラ９（図２参照）で制御する。そして、溶湯１２の湯面の周縁部において、鋳型２の壁面に平行する溶湯１２の流れ、例えば、鋳型２の周方向に旋回する流れを溶湯１２の少なくとも湯面に生じさせるように、電磁撹拌装置８を制御する。さらに、鋳型２の壁面に平行する溶湯１２の流れに加えて、溶湯１２の湯面の中央部に向かう流れを溶湯１２の少なくとも湯面に生じさせるように、電磁撹拌装置８を制御する。鋳型２を上方から見たときの溶湯１２の流れを示す説明図を図１５に示す。
　溶湯１２の湯面の周縁部において、鋳型２の壁面に平行する溶湯１２の流れを溶湯１２の少なくとも湯面に生じさせることで、溶湯１２の湯面の周縁部において、プラズマトーチ７ａ，７ｂによる溶湯１２の湯面への入熱を鋳型２の壁面に沿って拡散させることができる。これにより、溶湯１２の湯面の周縁部が均熱化されるので、入抜熱バランスの変動幅を狭くすることができる。
　また、溶湯１２の湯面の中央部に向かう溶湯１２の流れを溶湯１２の少なくとも湯面に生じさせることで、プラズマトーチ７ａ，７ｂによる溶湯１２の湯面の周縁部への入熱を溶湯１２の湯面の中央部に向かって拡散させることができる。その結果、溶湯１２の湯面の中央部付近が温められるので、溶湯１２の湯面の中央部付近が凝固するのを回避できる。
　また、電磁撹拌で、プラズマトーチ７ａ，７ｂによる入熱を拡散させることで、溶湯１２の湯面への総入熱量を小さくすることができる。これにより、溶湯プールの中心深さを浅くすることができるので、成分偏析を低減させることができる。よって、鋳肌の状態が良好な丸型インゴット１１を鋳造することができる。
　ここで、溶湯１２の湯面の周縁部において、鋳型２の壁面に平行する流れを溶湯１２の少なくとも湯面に生じさせる方法として、直流電流による電磁撹拌が挙げられる。しかし、直流型電磁撹を概念的に示す説明図である図１６に示すように、プラズマトーチの中心に近いほど電流密度Ｊが高いので、電流密度Ｊに磁束密度Ｂをかけた値である撹拌力Ｆは、プラズマトーチの中心に近いほど大きくなる。その結果、プラズマトーチの中心位置の近傍に撹拌力Ｆが集中する。プラズマトーチの中心からの距離ｒと周方向の撹拌力Ｆとの関係を示すグラフを図１７に示す。図１７に示すように、プラズマトーチの中心から離れた位置ほど周方向の撹拌力Ｆが小さくなる。このように、直流電流による電磁撹拌では、得られる溶湯１２の流れパターンが、プラズマトーチの中心の位置によって決定されてしまうため、鋳型２の壁面に平行する溶湯１２の流れを得るための流動制御が困難になる。
　そこで、本実施形態では、交流電流による電磁撹拌を適用している。交流型電磁撹拌を概念的に示す説明図である図１８に示すように、交流電流型の電磁撹拌装置８の電磁コイルを、例えば、鋳型２の周りに等間隔で４つ配置する。この電磁撹拌装置８による撹拌力は、プラズマトーチの位置に関わらず、電磁コイルに近い位置で大きくなる。その結果、溶湯１２の湯面の周縁部において、鋳型２の壁面に平行する溶湯１２の流れを溶湯１２の少なくとも湯面に生じさせることが可能となる。なお、電磁コイルの数は４つに限定されず、また、電磁コイル同士の間隔も等間隔に限定されない。
　例えば、鋳型２を上方から見たモデル図である図１９に示すように、電磁コイルを鋳型２の全周に設ける。電磁コイルのコイル鉄心を鋳型２に沿って湾曲させることで、鋳型２の壁面に沿った周方向の溶湯１２の流れを効果的に生じさせることができる。また、鋳型２を上方から見たモデル図である図２０に示すように、鋳型２の周方向に電磁コイルを４つに分割する。なお、これら電磁コイルの数は４つに限定されず、また、電磁コイル同士の間隔は等間隔であっても不等間隔であってもよい。そして、これらの配置及び出力をコントローラ９で適正に制御することで、溶湯１２の湯面の中央部に向かう流れ等の流れを溶湯１２の少なくとも湯面に生じさせることができる。
　具体的には、鋳型２を上方から見たモデル図である図２１に示すように、４つの電磁コイルの移動磁界の方向がすべて同じ方向になるように制御することで、溶湯１２の湯面の周縁部において、鋳型２の周方向に旋回する溶湯１２の流れを溶湯１２の少なくとも湯面に生じさせることができる。これにより、プラズマトーチ７による溶湯１２の湯面の周縁部への入熱を鋳型２の周方向に拡散させることができる。
　また、鋳型２を上方から見たモデル図である図２２に示すように、４つの電磁コイルのうち、図中右側の２つの電磁コイルと、図中左側の２つの電磁コイルとで、移動磁界の方向が逆になるように制御することで、溶湯１２の湯面の周縁部を通って鋳型２の周方向に旋回し、且つ、互いに逆方向に旋回する一対の溶湯１２の流れを溶湯１２の少なくとも湯面に生じさせることができる。この流れにより、溶湯１２の湯面の中央部に向かう流れを、溶湯の少なくとも湯面に生じさせることができる。これにより、プラズマトーチ７による溶湯１２の湯面の周縁部への入熱を鋳型２の周方向に拡散させるとともに、溶湯１２の湯面の中央部に向かって拡散させることができる。
　また、鋳型２を側方から見たモデル図である図２３Ａ，２３Ｂに示すように、電磁コイルを鋳型２の軸方向に沿って設け、移動磁界の方向が下から上になるように制御することで、溶湯１２の湯面の周縁部において、鋳型２の壁面に沿って上昇する溶湯１２の流れを溶湯１２に生じさせることができる。この流れにより、溶湯プールの湯面側から溶湯１２の中央部に流れ込む方向に流れる対流を生じさせることができる。これにより、プラズマトーチ７による溶湯１２の湯面の周縁部への入熱を周縁部において拡散させるとともに、溶湯１２の湯面の中央部に向かって拡散させることができる。
　また、鋳型２を側方から見たモデル図である図２４Ａ，２４Ｂに示すように、電磁コイルを鋳型２の軸方向に沿って設け、移動磁界の方向が上から下になるように制御することで、溶湯１２の湯面の周縁部において、鋳型２の壁面に沿って下降する流れを溶湯１２に生じさせることができる。この流れにより、溶湯プールの底側から溶湯１２の中央部に流れ込む方向に流れる対流を生じさせることができる。これにより、プラズマトーチ７による溶湯１２の湯面の周縁部への入熱を周縁部において拡散させるとともに、溶湯１２の湯面の中央部に向かって拡散させることができる。
　また、鋳型２を側方から見たモデル図である図２５に示すように、電磁コイルを鋳型２の軸方向から傾斜させて設けることで、鋳型２の周方向に旋回する溶湯１２の流れに加えて、鋳型２の軸方向に沿った流れを溶湯１２に生じさせることができる。即ち、図２１、図２２に示したような、鋳型２の周方向に旋回する溶湯１２の流れと、図２３Ａ，２３Ｂ、図２４Ａ，２４Ｂに示したような、溶湯１２の中央部を流れる対流とを生じさせることができる。これにより、プラズマトーチ７による溶湯１２の湯面の周縁部への入熱を鋳型２の周方向に拡散させるとともに、溶湯１２の湯面の中央部に向かって拡散させることができる。
　また、鋳型２を上方から見たモデル図である図２６に示すように、４つの電磁コイルの撹拌力に強弱をつけるように制御することで、溶湯１２の湯面の中央部に向かう流れを溶湯１２の少なくとも湯面に生じさせることができる。これにより、プラズマトーチ７による溶湯１２の湯面の周縁部への入熱を周縁部において拡散させるとともに、溶湯１２の湯面の中央部に向かって拡散させることができる。なお、これら電磁コイルの数は４つに限定されず、また、電磁コイル同士の間隔は等間隔であっても不等間隔であってもよい。
　そして、電磁撹拌により、溶湯プールの形状も大きく変化する。よって、コントローラ９で電磁撹拌パターンを適正に制御することで、溶湯プールの深さを低減させたり、溶湯プールの形状を鍋底形にしたりすることができる。ここで、鍋底形は、後述するように、鋳塊の鋳肌品質を向上させ、成分偏析を低減させるのに望ましい形状である。
（流動凝固計算）
　次に、本実施形態に係る連続鋳造装置１を用いて、丸型インゴット１１を連続鋳造したときの流動凝固計算を行った。丸型インゴット１１の材料は、Ｔｉ－６Ａｌ－４Ｖとした。また、鋳型２のサイズ（即ち、溶湯１２の湯面の直径）は、φ１２００ｍｍとした。また、原料の溶解量は、１．３ｔｏｎ／ｈｏｕｒとした。
　さらに、鋳型２を上方から見たときのプラズマトーチの移動パターンを示す説明図である図２７に示すように、出力１０００ｋＷの２本のプラズマトーチ７ａ，７ｂを、溶湯１２の湯面の周縁部の上方において、トーチ間距離が常に１０５０ｍｍとなるようにして、鋳型２の中心に対して点対称となるように往復移動させた。このとき、プラズマトーチ７ａ，７ｂの移動速度を５０ｍｍ／ｓｅｃ、周期を約６６ｓｅｃとした。
　また、３種の電磁撹拌パターンを想定した体積力を溶湯１２に付与した。このとき、溶湯１２の湯面の周縁部で１０００Ｎ／ｍ３ 程度の撹拌力となるように、体積力を溶湯１２に付与した。
　まず、鋳型２を上方から見たときの溶湯の流れを示す説明図である図２８に示すように、鋳型２の周方向に等間隔で設けた４つの電磁コイルで、鋳型２の周方向に旋回する流れを溶湯１２の少なくとも湯面に生じさせた場合について、流動凝固計算を行った。
　溶湯１２の湯面の温度分布を示す平面分布図を図２９に示す。プラズマトーチ７ａ，７ｂによる入熱が鋳型２の周方向に拡散していることがわかる。また、溶湯１２の湯面の流速ベクトルを示す平面分布図を図３０に示す。溶湯１２の湯面の周縁部において、流速は４５０ｍｍ／ｓｅｃであった。また、電磁撹拌を行わない場合の溶湯プールの断面を示す説明図を図３１に示す。これに対し、電磁撹拌を行った場合の溶湯プールの断面を示す説明図を図３２に示す。溶湯１２の湯面の中央部が凝固していることがわかる。
　丸型インゴット１１の表面の通過熱量と丸型インゴット１１の表面温度との関係を示すグラフを図３３に示す。電磁撹拌により、丸型インゴット１１の表面温度は目標範囲にほぼ収まることがわかる。
　次に、鋳型２を上方から見たときの溶湯の流れを示す説明図である図３４に示すように、鋳型２の周方向に等間隔で設けた４つの電磁コイルで、溶湯１２の湯面の周縁部を通って鋳型２の周方向に旋回し、且つ、互いに逆方向に旋回する一対の流れを溶湯１２の少なくとも湯面に生じさせた場合について、流動凝固計算を行った。溶湯プール内での溶湯１２の流れを示す説明図を図３５に示す。溶湯１２の湯面の中央部に向かう流れが生じていることがわかる。また、この電磁撹拌を行ったときの溶湯プールの断面を示す説明図を図３６に示す。溶湯１２の湯面の中央部の凝固が回避されていることがわかる。
　次に、鋳型２を側方から見たときの溶湯の流れを示す説明図である図３７に示すように、鋳型２の軸方向に沿って設けた電磁コイルで、溶湯１２の湯面の周縁部において、鋳型２の壁面に沿って上昇する流れを溶湯１２に生じさせた場合について、流動凝固計算を行った。溶湯プール内での溶湯の流速ベクトルを示す説明図を図３８に示す。溶湯１２の湯面の中央部に向かう流れが生じていることがわかる。また、電磁撹拌を行ったときの溶湯プールの断面を示す説明図を図３９に示す。溶湯１２の湯面の中央部の凝固が回避されていることがわかる。
　次に、図１２に示した移動パターンでプラズマトーチ７ａ，７ｂを移動させるとともに、図２８に示すパターンで電磁撹拌を行った場合について、流動凝固計算を行った。ここで、図１２に示す内周部円弧の半径ｒ１を２００ｍｍ、外周部円弧の半径ｒ２を５２５ｍｍとした。また、各プラズマトーチ７ａ，７ｂは、その移動方向をＡ→Ｂ→Ｃ→Ｄ→Ｅ→Ｆとし、移動速度を５０ｍｍ／ｓｅｃとした。また、各プラズマトーチ７ａ，７ｂの出力は、内周部円弧移動時と外周部円弧移動時とでそれぞれ１０００ｋＷとした。即ち、ここでは傾斜加熱を行っていない。
　また、図２８に示すように、鋳型２の周方向に等間隔で設けた４つの電磁コイルで、溶湯１２の湯面の周縁部において、鋳型２の周方向に旋回する流れを溶湯１２の少なくとも湯面に生じさせた。
　このときの溶湯プールの断面を示す説明図を図４０に示す。電磁撹拌を行わない場合、図３１に示すように溶湯プールの形状は放物形である。この放物形は、凝固シェルの厚みが鉛直下方向に向かって増加する傾向を示しており、プール底部が狭い形状である。電磁撹拌により、図４０に示すように、溶湯プールの形状は鍋底形に変化した。この鍋底形は、プール底部において凝固界面が径方向外方に膨らんだ形状であり、鋳塊の鋳肌品質を向上させ、成分偏析を低減させるのに望ましい形状である。
（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鋳塊の連続鋳造装置１によると、電磁撹拌によって、溶湯１２の湯面の周縁部において、鋳型２の壁面に平行する流れを溶湯１２の少なくとも湯面に生じさせる。これにより、溶湯１２の湯面の周縁部において、プラズマトーチ７による溶湯１２の湯面への入熱を鋳型２の壁面に沿って拡散させることができる。これにより、溶湯１２の湯面の周縁部が均熱化されるので、入抜熱バランスの変動幅を狭くすることができる。また、電磁撹拌で、プラズマトーチ７による入熱を拡散させることで、溶湯１２の湯面への総入熱量を小さくすることができる。これにより、溶湯プールの中心深さを浅くすることができるので、成分偏析を低減させることができる。よって、鋳肌の状態が良好な丸型インゴット１１を鋳造することができる。
　また、電磁撹拌によって、溶湯１２の湯面の周縁部において、鋳型２の周方向に旋回する流れを溶湯１２の少なくとも湯面に生じさせる。これにより、プラズマトーチ７による溶湯１２の湯面の周縁部への入熱を鋳型２の周方向に拡散させることができる。よって、溶湯１２の湯面の周縁部を好適に均熱化することができる。
　また、電磁撹拌によって、溶湯１２の湯面の周縁部を通って鋳型２の周方向に旋回し、且つ、互いに逆方向に旋回する一対の流れを溶湯１２の少なくとも湯面に生じさせることで、溶湯１２の湯面の中央部に向かう流れを溶湯１２の少なくとも湯面に生じさせる。これにより、プラズマトーチ７による溶湯１２の湯面の周縁部への入熱を鋳型２の周方向に拡散させるとともに、溶湯１２の湯面の中央部に向かって拡散させることができる。その結果、溶湯１２の湯面の周縁部を好適に均熱化することができる。また、溶湯１２の湯面の中央部付近が温められるので、溶湯１２の湯面の中央部付近が凝固するのを回避することができる。
　また、電磁撹拌によって、溶湯１２の湯面の周縁部において、鋳型２の壁面に沿って上昇または下降する流れを溶湯１２に生じさせることで、溶湯１２の湯面の中央部に向かう流れを溶湯１２に生じさせる。これにより、プラズマトーチ７による溶湯１２の湯面の周縁部への入熱を周縁部において拡散させるとともに、溶湯１２の湯面の中央部に向かって拡散させることができる。その結果、溶湯１２の湯面の周縁部を好適に均熱化することができる。また、溶湯１２の湯面の中央部付近が温められるので、溶湯１２の湯面の中央部付近が凝固するのを回避することができる。
（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。
　本出願は２０１４年２月２４日出願の日本国特許出願（特願２０１４－３２７１８）に基づくものであり、その内容はここに参照として取り込まれる。
１　連続鋳造装置
２　鋳型
５　プラズマトーチ
７，７ａ，７ｂ　プラズマトーチ
８　電磁撹拌装置
９　コントローラ
１１　丸型インゴット（鋳塊）
１２　溶湯

Claims (4)

  1. 　チタンまたはチタン合金を溶解させた溶湯を断面円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鋳塊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、交流電流による電磁撹拌によって、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、
    　前記電磁撹拌装置により、前記溶湯の湯面の周縁部において、前記鋳型の壁面に平行する流れを、前記溶湯の少なくとも湯面に生じさせることを特徴とするチタンまたはチタン合金からなる鋳塊の連続鋳造装置。
  2. 　前記電磁撹拌装置により、前記溶湯の湯面の周縁部において、前記鋳型の周方向に旋回する流れを、前記溶湯の少なくとも湯面に生じさせることを特徴とする請求項１に記載のチタンまたはチタン合金からなる鋳塊の連続鋳造装置。
  3. 　前記電磁撹拌装置により、前記溶湯の湯面の周縁部を通って前記鋳型の周方向に旋回し、且つ、互いに逆方向に旋回する一対の流れを前記溶湯の少なくとも湯面に生じさせることで、前記溶湯の湯面の中央部に向かう流れを前記溶湯の少なくとも湯面に生じさせることを特徴とする請求項１に記載のチタンまたはチタン合金からなる鋳塊の連続鋳造装置。
  4. 　前記電磁撹拌装置により、前記溶湯の湯面の周縁部において、前記鋳型の壁面に沿って上昇または下降する流れを前記溶湯に生じさせることで、前記溶湯の湯面の中央部に向かう流れを前記溶湯に生じさせることを特徴とする請求項１～３のいずれか１項に記載のチタンまたはチタン合金からなる鋳塊の連続鋳造装置。
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