非晶質、超微結晶質、及び微結晶質金属スラブまたは他形状金属の鋳造のための低温・急速凝固・連続鋳造法及び装置
【課題】非晶質、超微結晶質、微結晶質及び微粒子から成る金属スラブあるいは他形状金属の鋳造に用いられるＬＲＣ法および装置を提供する。
【解決手段】作業室は−１９０℃、１バールに維持され、−１９０℃、１．８７７バールの液体窒素を冷却源として用いる。液体窒素は液体窒素エゼクタ５によって牽引バー７の表面上へ噴射量ｖ及び噴射速度ｋで噴射される。噴射された液体窒素は断面ｃにおいて鋳造ブランクと接触する。この方法には超薄膜噴射技術が採用され、前記薄膜の厚さは２ｍｍ、液体窒素の噴射速度は３０ｍ／ｓとする。時間間隔△τの間に、種々冷却速度に対応して、連続鋳造速度ｕで作動する誘導牽引装置によって高温鋳造型４の取出し口から金属が長さ△ｍ分引き出され、噴射された液体窒素の熱吸収及びガス化作用の下で、溶融金属は凝固し、さらに急速に冷却されて非晶質、超微結晶質、あるいは微結晶質金属構造を生成する。
【解決手段】作業室は−１９０℃、１バールに維持され、−１９０℃、１．８７７バールの液体窒素を冷却源として用いる。液体窒素は液体窒素エゼクタ５によって牽引バー７の表面上へ噴射量ｖ及び噴射速度ｋで噴射される。噴射された液体窒素は断面ｃにおいて鋳造ブランクと接触する。この方法には超薄膜噴射技術が採用され、前記薄膜の厚さは２ｍｍ、液体窒素の噴射速度は３０ｍ／ｓとする。時間間隔△τの間に、種々冷却速度に対応して、連続鋳造速度ｕで作動する誘導牽引装置によって高温鋳造型４の取出し口から金属が長さ△ｍ分引き出され、噴射された液体窒素の熱吸収及びガス化作用の下で、溶融金属は凝固し、さらに急速に冷却されて非晶質、超微結晶質、あるいは微結晶質金属構造を生成する。
【発明の詳細な説明】
【技術分野】
【０００１】
本発明は急速凝固技術、低温作業室技術、低温液体窒素高速噴射及び超薄液膜噴射、及び連続鋳造技術を用いた鉄合金及び非鉄合金の非晶質、超微結晶質質あるいは微結晶質構造の製造に関する。
【背景技術】
【０００２】
非晶質金属の引張り強度は一般金属の引張り強度よりも強く、また金属フィラメントの引張り強度に比べて若干劣る。直径１．６μｍの鉄フィラメントの引張り強度は１３４００Ｍｐａに達し、この強度は工業用純鉄の引張り強度の４０倍以上に相当する。現在、最も強度の高い非晶質金属はＦｅ８０Ｂ２０であり、その強度は３６３０Ｍｐａに達する。高強度性に加えて、非晶質金属には高強靭性、超伝導性、耐薬品腐食性等の特別な物理特性も備わっている。しかしながら、通常条件下において、非晶質金属のヤング率及び剪断弾性率は結晶質金属のそれらよりも約３０〜４０％低く、またモザム比は高く約０．４である。非晶質金属の引張り強度は温度に極めて依存している。非晶質転移温度Ｔｇに近い温度においては明らかな軟化現象が発現する。液状のＡｌ−Ｃｕ合金を強い冷却ベース上へ撒き散らしたときの該合金の冷却速度は１０６℃／Ｓに達する。凝固後、得られた合金粒子の直径は１μｍ未満であり、引張り強度は通常の鋳造方法によって得られる合金の引張り強度よりも６倍以上高い。微粒子の幅は１〜１０μｍであり、微粒子中に極めて緻密な微細構造が生じ、微粒子の機械的特性が大幅に向上される。(1)(2)(3)
急速凝固法を用いて種類の異なる鉄金属及び非鉄金属の非晶質、超微結晶質及び微結晶質金属スラブあるいは他形状金属が製造できることは、民間、軍事、航空宇宙産業において明らかに重要なことである。しかしながら、現在この方法を用いて製造を行っている鉄及び非鉄メーカーはない。その主たる理由を以下に述べる。
冷却源が十分強力でない。一般的に冷却源としての作用媒体は空気あるいは水であり、また作用温度は大気温である。
連続鋳造及び方向凝固を用いる方法の場合、溶融金属の温度を液体から固体へ相変化する部分においてのみ急速に降下させることが可能である。凝固後は低速冷却が用いられる。そのため、金属の温度は凝固後もなお高い。鋳造中に金属寸法が増大する場合、熱伝達に対する熱抵抗が増加するため熱消失が困難となる。
【先行技術文献】
【特許文献】
【０００３】
【特許文献１】Yue Zhu, 急速凝固技術及び材料、Beijing, National Defence Industry Press, 1993. 11: 3-8, 22
【特許文献２】Zhou Yao He, Hu Zhuang Qi, 凝固技術、Beijing, Machinery Industry Press, 1998. 10: 227-224
【特許文献３】Cui Zhong Qi, 金属板技術及び熱処理、Beijing, Machinery Industry Press, 54-55
【特許文献４】Wen Bin, 低温の応用エンジニアリング、Beijing, Weaponry Industry Press, 1992.6
【特許文献５】W.R. Gambill ら、CEP Symp. Ser., 57(32); 127-137 (1961); R. Viskanta, Nuclea Eng. Sci., 10; 202 (1961)
【特許文献６】Wang Bu Xuan, 熱伝達及び大量移動のエンジニアリング（上下巻の下巻）、Beijing: Science press, 1998.9: 173
【特許文献７】Turkdogan, E.T., 鉄製造とスチール製造、1985.5: 79-86
【特許文献８】Cai Kai Ke, Pan Yu Chun, Zhao Jia Gui, 連続スチール鋳造に関する５００の疑問、Beijing,: Metallurgical Industry Press, 1997.10: 208
【特許文献９】角田他、日本金属学会誌、44 (1980) 94
【特許文献１０】N.B. Vargaftik, 液体と気体の熱物理的特性、第５章、E. d.Hohn willey & son, Inc., 1975
【発明の開示】
【発明が解決しようとする課題】
【０００４】
本発明は「非晶質、超微結晶質及び微結晶質金属スラブあるいは他形状金属の鋳造のためのＬＲＣ法、及び装置」を提供することを目的とする。
ここで、Ｌは「低温」を意味し、「Ｌ」は「低温」の頭文字である。
Ｒは急速凝固を意味し、「Ｒ」は「急速凝固」の頭文字である。
Ｃは連続鋳造を意味し、「Ｃ」は「連続鋳造」の頭文字である。
【課題を解決するための手段】
【０００５】
前記装置とは連続鋳造装置及びそのシステムである。Ｌ、Ｒ、Ｃ法及び連続鋳造システムを用いて製造される製品は、非晶質、超微結晶質、微結晶質あるいは微粒子状の金属スラブあるいは他形状金属である。言い換えれば、連続鋳造システムを用いた低温急速凝固法により、非晶質、超微結晶質、微結晶質あるいは微粒子から成る鉄金属及び非鉄金属の金属スラブあるいは他形状金属を種々品質及び規格に合わせて製造することが可能である。
【０００６】
非晶質、微結晶質、微粒子から成る金属構造を生成するための限界冷却速度Ｖｋは金属の種類及び化学組成によって異なる。
【０００７】
溶融金属を凝固し、及び冷却速度Ｖｋ（Ｖｋ≧１０７℃／Ｓ）で冷却することにより凝固後に非晶質金属を得ることが可能である。溶融金属の凝固中に放出される潜熱Ｌはゼロである。
【０００８】
溶融金属を凝固し、１０４℃／Ｓ〜１０６℃／Ｓの範囲内の冷却速度Ｖｋで冷却することにより凝固後に微結晶質金属を得ることが可能である。この場合、溶融金属の凝固中に放出される潜熱Ｌはゼロではない。
【０００９】
溶融金属を凝固し、冷却速度（Ｖｋ）１０４℃／Ｓで冷却することにより、凝固後に微粒子金属を得ることが可能である。この場合、溶融金属の凝固中に放出される潜熱Ｌはゼロではない。
【００１０】
分析を容易にするため、金属の種類及び組成が決められた後、非晶質、微結晶質あるいは微粒子構造の金属を得るために用いる金属冷却速度Ｖｋの範囲に従って製造パラメータが算定される。製造試験後に、得られた結果に従ってこの製造パラメータを変更することが可能である。
【００１１】
溶融金属を凝固し、冷却速度（Ｖｋ）１０７℃／Ｓ又は１０６℃／Ｓでそれぞれ冷却することにより、凝固後に非晶質構造金属及び微結晶質構造金属をそれぞれ得ることが可能である。溶融金属を１０６℃／Ｓ〜１０７℃／Ｓの範囲内の冷却速度Ｖｋで凝固冷却することにより、非晶質金属構造と微結晶質金属構造の中間の新たな金属構造が得られる。この新たな金属構造は、本願においては発明者によって超微結晶質金属構造と命名されている。この新たな金属構造の推定引張り強度は微結晶質金属構造の引張り強度よりも高い筈であり、また冷却速度Ｖｋを速めれば非晶質金属の引張り強度に接近する筈である。しかしながら、この新たな金属構造のヤング率、剪断弾性率及びモザム比νは微結晶質金属構造のそれら数値に近接した数値であるべきである。この新たな金属構造の引張り強度は温度に対して非依存的である。超微結晶質構造をもつ金属スラブあるいは他形状金属は新規であり、またより理想的な金属スラブあるいは他形状金属として期待される。本発明は新製品の開発のためさらに実験及び研究を行ってその新規性及び理想的特性を確認するものである。
【００１２】
ＬＲＣ法および連続鋳造システムを用いて非晶質、超微結晶質、微結晶質及び微粒子から成る金属スラブあるいは他形状金属を鋳造する原理は以下の通りである。金属スラブを例に上げてより明瞭に説明する。異なる種類の鉄金属及び非鉄金属、規格の異なる金属スラブ、及び非晶質、超微結晶質、微結晶質、及び微粒子構造を製造するための異なる要件に従って、本発明は重要な製造パラメータのすべてを決定する完全な計算方法、公式及びプログラムを提供する。本発明ではさらにこれらのパラメータを用いて連続鋳造システムを設計及び作製して上記金属スラブを製造する方法が提供される。ＬＲＣ法及びその連続鋳造システムを用いて非晶質、超微結晶質、微結晶質及び微粒子から成る金属スラブあるいは他形状金属を鋳造する場合、図１及び図２に示された熱鋳造型（４）の取出し口の断面形状及び寸法を所望の金属スラブあるいは他形状金属のそれらと同一にすれば、それら所望の金属スラブあるいは他形状金属を製造することが可能である。製造パラメータは、金属スラブあるいは他形状金属の計算方法、公式及び計算プログラムに従って決定可能である。
【００１３】
図１は非晶質、超微結晶質、微結晶質、及び微粒子から成る金属スラブあるいは他形状金属の鋳造に用いられるＬＲＣ法及びその連続鋳造システムの概略図である。低温低圧な気密作業室（８）の大きさは、金属スラブあるいは他形状金属の規格、及び該作業室内の器具及び装置に従って決定される。まず、３成分混合物冷却サイクルを備える低温冷却装置にスイッチを入れて室温を−１４０℃まで降下させ、次いで液体窒素噴射装置（５）を含まない他の液体窒素噴射装置（図１に図示せず）を用いて適量の液体窒素を噴射させて室温をさらに−１９０℃まで降下させ、室温を維持するとともに作業室圧力Ｐを１バールよりやや高く維持する。高温鋳造型の取出し口断面の形状及び寸法は製造される金属スラブあるいは他形状金属の断面の形状及び寸法に依存して決められる。溶融金属はターンテーブル（１）上の鋳造杓を用いて連続的に中央杓（２）中へ注入される。溶融金属（３）は図示されたレベルに保たれる。
【００１４】
図２は溶融金属の急速凝固及び高温鋳造型の取出口における冷却工程を示した概略図である。電気ヒーター（９）によって高温鋳造型が加熱されるため、溶融金属と接する高温鋳造型内面の温度は溶融金属の液温より若干高くなる。その結果、溶融金属が高温鋳造型の内面上で凝固することはない。ＬＲＣ法を用いて非晶質、超微結晶質、微結晶質及び微粒子の金属スラブの連続鋳造を開始する場合、まずしなければならないことは液体窒素噴射装置（５）にスイッチを入れ、一定量の液体窒素を−１９０℃に設定された牽引バー（金属スラブ）（７）に対して連続噴射することである。図２に示すように、噴射される液体窒素が金属スラブと接触する位置は高温鋳造型の取出し口の断面Ｃに設定される。次いで図１に示す誘導牽引装置（６）が直ちに始動され、牽引バー（７）が図１に示すように連続鋳造速度ｕで左へ牽引される。長さ△ｍの薄い金属微小片が時間間隔△τ中に引き出される。非晶質、超微結晶質、微結晶質及び微粒子金属スラブを連続鋳造するためには、長さ△ｍの微小片中の溶融金属が凝固され、この全工程において同一冷却速度Ｖｋで最終温度ｔ２になるまで初温度ｔ１で冷却される。非晶質、超微結晶質、微結晶質及び微粒子金属構造に用いられるＶｋはそれぞれ１０７℃／Ｓ、１０６℃／Ｓ〜１０７℃／Ｓ、１０４℃／Ｓ〜１０６℃／Ｓ、１０４℃／Ｓである。
ここで、
ｔ１は溶融金属の初期凝固温度℃を表し、
ｔ２は最終冷却温度℃、ｔ２＝−１９０℃を表す。
【００１５】
前記種々冷却速度Ｖｋ、及び長さ△ｍ内の溶融金属について、初温度ｔ１から最終温度ｔ２まで冷却するために要する時間間隔△τは下記式から計算可能である。
△τ＝△ｔ／Ｖｋ ｓ （１）
式中、△ｔ＝ｔ１−ｔ２
【００１６】
各符号の意味は先述した通りである。
【００１７】
０．２３Ｃ低炭素鋼の場合、ｔ１は１５５０℃、ｔ２は−１９０℃である。非晶質、超微結晶質、微結晶質及び微粒子金属構造の連続鋳造における急速凝固及び冷却に必要な時間間隔△τを計算し、その結果を表１に示す。
【００１８】
【表１】
【００１９】
長さ△ｍを引き出すのに要する時間間隔△τが長さ△ｍの溶融金属を急速凝固及び冷却して非晶質、超微結晶質、微結晶質及び微粒子金属構造を生成する時間間隔△τと同じであり、同時にガス化法を用いて熱を吸収する時間間隔△τと同じであるならば、急速凝固及び初期温度ｔ１から最終温度ｔ２までの冷却中に長さ△ｍの溶融金属によって生成されるすべての熱が噴射された液体窒素によって吸収され、長さ△ｍの溶融金属は急速に凝固及び冷却され、薄金属微小片中に非晶質、超微結晶質、微結晶質及び微粒子構造が形成される。図２に示した長さ△ｍの部分において、断面Ａの右側には溶融金属があり、断面ｂ−ｃは高温鋳造型の取出し口を残して完全に凝固している金属の微小片である。表１から、０．２３Ｃ炭素鋼の非晶質構造を形成する急速凝固に要する時間間隔△τは僅かに１．７４×１０−４Ｓであり、また微粒子金属構造の形成に要する時間間隔△τも僅かに１．７４×１０１Ｓである。このように短い時間間隔△τにおいて連続鋳造される長さ△ｍは全くの最小値である。下記計算から、０．２３Ｃ非晶質炭素鋼に関する△ｍは僅か０．０３ｍｍであり、超微結晶質炭素鋼に関する△ｍは０．０３ｍｍ〜０．０９ｍｍの範囲内であり、微結晶質炭素鋼に関する△ｍは０．０９ｍｍ〜０．３ｍｍの範囲内であり、微粒子炭素鋼に関する△ｍは０．９ｍｍであることが示される。平面スラブの熱伝導理論によれば、長さ及び幅が厚さの１０倍を超えている場合、その熱伝導はエンジニアリングにおける１次元安定状態熱伝導であると考えることができる。すなわち、ＬＲＣ法を用い０．２３Ｃ非晶質スチールスラブを連続鋳造する場合において切片のすべての寸法が０．３ｍｍ以上であれば、またＬＲＣ法を用いて０．２３Ｃ超微結晶質スチールスラブを連続鋳造する場合において切片のすべての寸法が０．３ｍｍ〜０．９ｍｍ以上であれば、さらにＬＲＣ法を用いて０．２３Ｃ微結晶質スチールスラブを連続鋳造する場合において切片のすべての寸法が０．９ｍｍ〜３ｍｍ以上であれば、断面Ａと断面Ｃ間の熱伝導は１次元安定状態熱伝導であると考えることができる。断面ａ、断面ｂ、断面ｃ、及びそれら断面に対して平行な他の切片はいずれも等温面となる。
【００２０】
図３は急速凝固及び高温鋳造型取出し口における溶融金属の冷却中における温度分布を示した図である。縦軸は温度（℃）、横軸は距離（Ｘｍｍ）である。噴射された液体窒素のガス化によって生ずる強力な冷却作用の下で、断面ａ上における溶融金属の温度は溶融金属の液相線温度である初期凝固温度ｔ１まで降下する。断面ｂ上における溶融金属の温度は該溶融金属の固相線温度である凝固温度ｔｓまで降下する。断面ｂは高温鋳造型の取出し口に配置される。この位置は液体窒素エゼクタ（５）の始動と誘導牽引装置（６）の始動の時間差を変えることによって調整可能である。断面ａと断面ｂの間にある長さ△Ｌの切片は液体と固体が共存する部分であり、断面ｂと断面ｃの間にある切片は固体状態にある部分である。断面ｃにおける金属温度は凝固最終温度ｔ２、すなわち−１９０℃である。長さ△ｍの切片全体における熱伝導過程は１次元安定状態熱伝導であるので、断面ａと断面ｃの間における溶融金属の温度分布は図３に示すように直線性を有する筈である。断面ｂが金属の固体液体状態の界面であることが理解できる。金属は断面ｂ上で凝固すると同時に直ちに引き出される。新たな溶融金属が断面ｂ上で連続的に凝固するので、非晶質、超微結晶質、微結晶質及び微粒子金属スラブを連続鋳造することが可能である。凝固した金属と高温鋳造型との接触はない。それらは溶融金属の界面張力によって互いに保持されるため、固体金属と高温鋳造型との摩擦は生じない。これにより、表面の滑らかな金属スラブの鋳造が可能とされている。他方、ＬＲＣ法を用いて非晶質、超微結晶質、微結晶質及び微粒子金属スラブを鋳造する工程が安定かつ連続的に進行し、鋳造される金属スラブの長さも継続的に増加する。しかしながら、断面ｃの位置及び温度に変化はなくｔ２は−１９０℃のままである。それゆえ固体金属の耐熱性の増大はなく、急速凝固及び冷却処理に対する影響は生じないため、溶融金属及び長さ△ｍの固体金属の冷却速度Ｖｋは始めから終わりまで変化のないまま保持される。さらに、説明を容易にするため、図２及び図３に示した長さ△ｍは図示するための表示であって拡大されている。熱吸収後に噴射された液体窒素のガス化によって生ずる窒素ガスをすべて作業室から素早く放出するため、液体窒素エゼクタ（５）に対向する左方に強力な排気装置を設置すべきである（図１及び図２に図示せず）。これにより、作業室内温度を−１９０℃に安定して保持し、圧力を１パール以上の一定圧に保持することが確保される。
【図面の簡単な説明】
【００２１】
【図１】非晶質、超微結晶質、微結晶質及び微粒子から成る金属スラブあるいは他形状金属の鋳造に用いられるＬＲＣ法および連続鋳造システムの概略図である。
【図２】溶融金属の急速凝固及び高温鋳造型取出し口における冷却処理の原理を説明するための図である。
【図３】急速凝固及び高温鋳造型取出し口における溶融金属の冷却中における温度分布を説明するための図である。
【図４】ＬＲＣ法及びその連続鋳造システムを用いて、上向き取出し口を備える高温鋳造型を介して非晶質、超微結晶質、微結晶質及び微粒子金属スラブあるいは他形状金属を鋳造する原理を説明するための図である。
【発明を実施するための形態】
【００２２】
１．ＬＲＣ法及び該方法による連続鋳造システムの製造パラメータ計算式の決定
１）冷却速度Ｖｋの決定
非晶質、超微結晶質、微結晶質及び微粒子金属スラブの製造から冷却速度Ｖｋを決めることに関しては上記参照。
２）急速凝固と冷却間の時間間隔の算定
前記参照。
△τ＝△ｔ／Ｖｋ ｓ （１）
３）時間間隔△τにおいて連続鋳造される長さ△ｍの決定
断面ａと断面ｃ間の熱伝導は１次元安定状態熱伝導であるため、断面ａと断面ｂ間の熱伝導は下記式から算出される。
Ｑ１＝λｃｐＡ(△ｔ／△ｍ) ｗ （２）
式中、
λｃｐは平均熱伝導率（Ｗ／ｍ．℃［付表1］）、
Ａは熱伝導方向に対して垂直な断面積（ｍ２）、
△ｔは断面ａと断面ｃ間の温度差（△ｔ＝ｔ１−ｔ２）、及び
△ｍは断面ａと断面ｃ間の距離（ｍ）を表す。
【００２３】
非晶質を得る際の冷却速度Ｖｋに対応する時間間隔△τにおいて、断面ａから断面ｃへの熱伝導量は△Ｑ１である。
△Ｑ１＝Ｑ１△τ ＫＪ
式（１）の△τを上記式へ置き換えると、
△Ｑ１＝Ｑ１（△ｔ／Ｖｋ） ＫＪ （３）
が導かれる。
【００２４】
図２には断面ａから断面ｃへ伝導される熱量△Ｑ１と、スラブ上面あるいは下面へ伝導される熱量△Ｑ１／２が示されている。スラブ上面及び下面へ噴射された液体窒素が非晶質を得る際の冷却速度Ｖｋに対応する時間間隔△τ中のガス化を介して熱量△Ｑ１を吸収できれば、長さ△ｍと厚さＥの非晶質金属スラブそれぞれを鋳造することが可能である。長さが△ｍである超微結晶質、微結晶質あるいは微粒子金属スラブも同じ原理に従って鋳造可能である。△Ｑ１は時間間隔△τ中のガス化を介して噴射液低窒素によって吸収される熱量であり、従って△Ｑ１は時間間隔△τ中に噴射される液体窒素量を算出するための基礎となる。
【００２５】
同じ時間間隔△τにおいて、断面ａ中の溶融金属は断面ｃへ移動し、そこで金属冷却は終了される。長さ△ｍ、厚さＥの溶融金属中の内部熱エネルギーは、
△Ｑ２＝Ａ△ｍρｃｐ（Ｃｃｐ△ｔ＋Ｌ） ＫＪ （４）
から算出される。
式中、
Ａは熱伝導方向に対して垂直な断面積（ｍ２）
Ａ＝Ｂ×Ｅ
Ｂは金属スラブの幅（ｍ）
Ｅは金属スラブの厚さ（ｍ）
△ｍは時間間隔△τ中に連続鋳造される厚さＥの金属の長さ、すなわち断面ａと断面ｃ間の距離（ｍ）、
ρｃｐは金属の平均密度（ｇ／ｃｍ３[付表1]）、
Ｃｃｐは平均比熱（ＫＪ／Ｋｇ℃[付表1]）、
△ｔは断面ａと断面ｃ間の温度差、△ｔ＝ｔ１−ｔ２（℃）
Ｌは金属潜熱（ＫＪ／Ｋｇ）を表す。
非晶質金属については、Ｖｋ≧１０７℃／Ｓ， Ｌ＝０
△Ｑ２＝ＢＥ△ｍρｃｐＣｃｐ△ｔ ＫＪ （５）から算出され、
超微結晶質、微結晶質及び微粒子金属構造については、
△Ｑ２＝ＢＥ△ｍρｃｐ（Ｃｃｐ△ｔ＋Ｌ） ＫＪ （６）から算出される。
【００２６】
△Ｑ１＞△Ｑ２であれば、噴射された液体窒素によって吸収される熱は長さ△ｍ、厚さＥの溶融金属中の内部熱エネルギー以上となる。図２に示すように、中央杓中、高温鋳造型の取出し口における断面ａの右側上にある溶融金属の熱は、長さ△ｍの溶融金属の内部熱エネルギーの不足を補うために断面ｃへ伝導される。その結果、断面ｂは徐々に右へ移動し、最終的に高温鋳造型（４）の取出し口は凝固した金属で充満し、これによって連続鋳造が停止される。この問題を解決するための方策は２つある。その一つは連続鋳造速度ｕ及び△ｍを増大させて、△Ｑ１＝△Ｑ２となるまで△Ｑ１を減じ、かつ△Ｑ２を増加させる方法である。しかしながらこの方法では牽引装置（６）に限界がある。別の方法は電気ヒーター（９）の出力を上げて△Ｑ２の熱量不足を補う方法である。しかしながら、この方法ではさらにエネルギーが要求されるため明らかに経済的でない。
【００２７】
△Ｑ１＜△Ｑ２であれば、長さ△ｍ、厚さＥの溶融金属中の内部熱エネルギーは噴射された液体窒素によって吸収される熱よりも大きく、内部熱エネルギーの一部は長さ△ｍの溶融金属中に残り、急速凝固及び冷却工程に影響が及ぶ可能性がある。急速凝固及び冷却に期待通りの結果を得るためには、連続鋳造速度ｕ及び長さ△ｍを減じて△Ｑ１＝△Ｑ２となるまで△Ｑ１を増加させ、かつ△Ｑ２を減少させなければならない。
【００２８】
△Ｑ１＝△Ｑ２であれば、冷却速度Ｖｋに対応した時間間隔△τ中における非晶質金属の製造中に断面ａから断面ｃへ伝導される熱量△Ｑ１が噴射された液体窒素によって取り去られてしまう。Ｑ１は、まさに長さ△ｍ、厚さＥの溶融金属中の内部熱エネルギー△Ｑ２のすべてである。それゆえ、長さ△ｍの溶融金属は急速に凝固し、所定の冷却速度Ｖｋで冷却され、所望の非晶質金属スラブが製造される。同様に超微結晶質、微結晶質、あるいは微粒子金属の製造では、冷却速度Ｖｋに対応する時間間隔△τ中の吸収熱量が△Ｑ１＝△Ｑ２であると、長さ△ｍ、厚さＥの溶融金属から所望の超微結晶質、微結晶質、あるいは微粒子金属スラブが生成される。
【００２９】
△Ｑ１＝△Ｑ２として、式（３）中の△Ｑ１と式（４）中の△Ｑ２を置き換える。
λｃｐＡ（△ｔ／△ｍ）△τ＝Ａ△ｍρｃｐ（Ｃｃｐ△ｔ＋Ｌ）
△ｍ＝√（λ cp△ t △τ／p cp（C cp△ t ＋L）） mm ( 7 )
非晶質金属の場合、Ｌ＝０
△ｍ＝√（λ cp △τ ／ ρ cp C cp） mm ( 8 )
△ｍ＝√（α cp △ τ）
式中、αｃｐは金属の平均熱伝導率を表す。
αｃｐ＝λｃｐ／ρｃｐＣｃｐ ｍ２／ｓ
超微結晶質、微結晶質、あるいは微粒子金属構造については、△τ＝△ｔ／Ｖｋを式（７）へ置き換える。
△ｍ＝√（λ cp／ ρcp (Ccp△ｔ＋Ｌ)Vｋ）・△ｔ ｍｍ （９）
【００３０】
式（６）、（７）及び（８）は△ｍがλｃｐ、ρｃｐ、Ｃｃｐ、Ｌ、△ｔ及び△τ等のパラメータに依存することを示している。ここでλｃｐ、ρｃｐ、Ｃｃｐ及びＬはすべて金属の物理的パラメータであり、また△ｔは△ｔ＝ｔ１−ｔ２であって、ｔ１は初期凝固温度、ｔ２は冷却最終温度、すなわち一定温度としての−１９０℃である。従って△ｔも金属の物理的パラメータと考えることができる。これらのパラメータは金属スラブの組成が決まれば決定可能である。他方、△τは製造されるスラブの金属構造に依存する。例えば、非晶質金属構造のスラブを製造することに決めた場合、冷却速度Ｖｋは１０７℃／Ｓに等しいので、Ｖｋが決まる。これは、製造される金属の組成と構造が決まれば△τが決まることを示している。また、△ｍは２つの因子に依存することが理解できる。一つは金属の種類及び組成であり、もう一つは要求される金属構造である。
【００３１】
４）連続鋳造速度ｕの算定
非晶質、超微結晶質、微結晶質及び微粒子金属構造については、下記式より連続鋳造速度ｕを得ることができる。
ｕ＝△ｍ／△τ （ｍ／ｓ） （１０）
【００３２】
５）噴射される液体窒素量の算定
非晶質、超微結晶質、微結晶質、あるいは微粒子金属構造から成るスラブを製造するためには、要求される金属構造に対応する時間間隔△τ内において、噴射された△Ｖ量の液体窒素のガス化によって、厚さＥ及び長さ△ｍの溶融金属の内部熱エネルギー△Ｑ２のすべてが吸収できなければならない。時間間隔△τ中に噴射された液体窒素量△Ｖは下記式から算定することができる。
△Ｖ＝（△Ｑ２／ｒ）Ｖ‘ ｄｍ３ （１１）
式中、
△Ｖは時間間隔△τ中に噴射された液体窒素量（ｄｍ３）、
ｒは液体窒素の潜熱、すなわち、圧力１．８７７バール、温度−１９０℃の条件下で吸収された液体窒素１Ｋｇがガス化するときに発する熱エネルギー（ＫＪ／Ｋｇ）、
Ｖ‘は液体窒素の比体積、すなわち、圧力１．８７７バール、温度−１９０℃の条件下における液体窒素１Ｋｇの体積（ｄｍ３／Ｋｇ[付表2]）、及び
△Ｑ２は、時間間隔△τにおける厚さＥ、長さ△ｍの溶融金属中の内部エネルギー（ＫＪ）、すなわち断面ａから断面ｃへ伝導される熱量△Ｑ１を表す。
非晶質金属については、△Ｑ２は式（５）から算定可能である。
超微結晶質、微結晶質、あるいは微粒子金属については、△Ｑ２は式（６）から算定可能である。ｒ及びＶ‘の値は付表２から見出し得る。ｒ及びＶ’を用いて式（１１）から△Ｖを算出することができる。△Ｖが決まれば、噴射された液体窒素量Ｖを下記式によって算定可能である。
Ｖ＝（△Ｖ／△τ）・６０ ｄｍ３／分 （１２）
式中、Ｖは噴射された液体窒素量を表す。
【００３３】
６）噴射液体窒素層の厚さｈの算定
金属スラブの上面あるいは底面上の噴射液体窒素層の厚さは下記式により算定可能である。
ｈ＝△Ｖ／２ＢＫ△τ ｍｍ （１３）
式中、ｈは噴射液体窒素層の厚さ（ｍｍ）、
Ｋは液体窒素の噴射速度（ｍ／ｓ）、
Ｂは前記上面及び下面の幅と２つの側面の変換厚（ｍｍ）の和を表し、
△Ｖと△τは前記と同様である。
【００３４】
７）噴射された液体窒素の容積Ｖのガス化によって生成されるガスの容積Ｖｇの算定
△Ｑ２及びｒ等のパラメータが決まったら、Ｖｇは下記式より算定可能である。
Ｖｇ＝（△Ｑ２／ｒ）Ｖ“（６０／△τ） ｄｍ３／分 （１４）
式中、
Ｖｇは、圧力１．８７７パール、温度−１９０℃の条件下で噴射された液体窒素の容積Ｖのガス化によって生ずる窒素ガス容積（ｄｍ３／分）、
ｖ“は、圧力１．８７７パール、温度−１９０℃の条件下で液体窒素１ｋＧがガス化することによって生ずる窒素ガスの容積（ｄｍ３／ｋＧ[付表2]）、
△Ｑ２及び△τは前記と同様である。
算定されたＶｇを用いて強力排気装置のスループットを設計することが可能である。
【００３５】
２．金属スラブ内における熱伝導
図２に示すように、急速凝固及び冷却工程において、熱量△Ｑ１は金属スラブの中心からその表面へ伝導され、次いでスラブ表面へ噴射された液体窒素のガス化によってその表面から取り去られなければならない。しかしながら、熱量をスラブの中心からその表面へ素早く伝導できるかが問題となる。それが可能であれば、スラブ表面へ液体窒素を噴射することによって熱量を完全に取り去ることが可能である。スラブ中心からその表面への熱伝導速度が制限要因となっていることは明らかである。
【００３６】
断面ａ及び断面ｃの間及びそれらに平行なすべての断面ａ−ｃは等温面であり、また断面ｃの左にあるすべての断面も温度−１９０℃の等温面である。スラブ内部の熱量のこれら等温面を介したスラブ表面への伝導は下記熱伝導式に従って行われる。
△ｔ＝ＱＲλ
式中、
Ｑは等温面を通しての熱伝導量（Ｗ）を表し、その数値は断面ａ−ｃの熱伝導量に依存する。
△ｔは等温面間における熱伝導の温度差（℃）を表す。
Ｒλは等温面における熱伝導に対する熱抵抗（℃／Ｗ）を表す。
【００３７】
等温面には温度差がないため、△ｔ＝０である。熱伝導量Ｑは△Ｑ２に依存する。すなわち、Ｑは噴射される液体窒素量に依存する。従って、
Ｑ≠０であり、Ｒλは０でなければならないのでＲλ＝０である。
【００３８】
Ｒλ＝０は、熱がスラブ内部から表面へ等温面を通って伝導する時にその熱伝導に熱抵抗がないことを意味している。断面ｃの左の金属は温度−１９０℃の等温面であり、内部の熱のスラブ表面へのいかなる方向への伝導にも熱抵抗は全くない。それゆえ、断面ｃの左方においては、スラブ内部の熱のスラブ表面への伝導に際して、スラブ表面へ噴射された液体窒素による熱吸収の影響を受けることなく、熱をスラブ表面へ素早く完全に伝導させることが可能である。
【００３９】
３．ＬＲＣ法及び該方法による連続鋳造システムにおける液体窒素の利用
液体窒素は無色、透明、かつ流れ易い液体であり、流体としての一般的性質を備えている。液体窒素噴射装置において、その圧力ｐ及び流速Ｖを一般的方法を用いて制御することが可能である。液体窒素がその境界状態に近づくと、その物理的性質、特に比熱Ｃｐ及び熱伝導率λに異常な変化が起こる。しかしながら、急速凝固及び冷却工程においては、噴射液体窒素はその境界部分において作用しない。従って、境界状態においてその物理的性質の異常な変化を考慮する必要はない。液体窒素の標準沸点（ｔｂｏｉｌ）は、圧力ｐ＝１．０１３バール[付表2]において−１９５．８１℃である。
【００４０】
別の検討において、炭素鋼を液体窒素中で直接攪拌して急冷させた場合、その硬度は炭素鋼を水中で急冷させた場合よりも遥かに低くなる[4]。この現象は、赤熱した部分を大形容器中の液体窒素中へ入れると、液体窒素が熱を吸収して急速にガス化することを示している。大形容器中で生成した窒素ガスはその赤熱部分を取り囲んで該部分と液体窒素を分離させる窒素ガス層を形成する。このガス層は熱を伝導せず、前記赤熱部分に対する断熱層となる。その結果、熱が十分に放散されず、冷却速度が低下し、液体窒素中で急冷された炭素鋼の硬度は、水中で急冷された炭素鋼の硬度よりも大幅に低下する。
【００４１】
圧力ｐ１バール下において、大形容器中に水を入れ、沸騰が始まるまで加熱してから該水中における温度分布を測定する。加熱面に直近の２〜５ｍｍの薄い水層中において、温度は約１００．６℃から１０９．１℃まで急激に上昇する。急激な温度変化によって、容器壁付近の水中に広い温度勾配が生ずる。しかしながら、前記薄層の外側の水温は大きくは変化しない。前記容器壁付近に生じた広い温度勾配によって、水の沸騰熱伝達係数ａｃは水の対流熱伝達係数よりも遥かに高くなる。このことにより、加熱面から水への熱伝達及び水の蒸発は主に前記２〜５ｍｍの薄い水層において起こり、前記薄い水層の外側の水はこれに殆ど関与しないという重要な結論が導き出される。さらに、前記加熱面付近の薄い水層中に広い温度勾配が生ずる特性はあらゆる他の沸騰過程にも存在することが見出されている。液深が２〜５ｍｍを超えない浅いプール、液厚が２〜５ｍｍ以内の流れ沸騰等による加熱方法が利用され始めている。これらいずれの方法によっても壁に近接してさらに大きな温度勾配が生成される。このような低水位液中での沸騰は液膜沸騰と呼ばれる。薄い液膜による流れ沸騰の場合、液流速度が働くため壁に近接した温度勾配はさらに大きくなり、この種の薄い液膜による流れ沸騰の熱伝達能はさらに高くなる。高流速効果を利用すべく、３０ｍ／秒の高流速で直径５ｍｍの円筒管へ水を流す検討が行われ、ｑｗ＝１．７３×１０８Ｗ／ｍ２の結果が得られている[5]。
【００４２】
上記データに関する分析に基づいて、ＬＲＣ法では高噴射速度と極めて薄い膜を用いた噴射熱伝達技術が用いられる。ここで下記式が与えられる。
ｈ＝△Ｖ／２ＢＫ△τ ｍｍ （１３）
式中の符号の意味は前記と同様である。
【００４３】
△τ及び△Ｖを決定した後、液体窒素の噴射速度Ｋを３０ｍ／ｓあるいはそれ以上まで高め、噴射された液体窒素層の厚さｈを２〜３ｍｍ以内、あるいはさらに１〜２ｍｍ以内に保持することにより高噴射速度及び極めて薄い液膜噴射技術を実現することが可能である。
【００４４】
図２に示した液体窒素エゼクタ（５）の噴射口における噴射液体窒素及び作業室（８）に関するパラメータは下記のとおりである。
ｐ：液体窒素の噴射圧、ｐ＝１．８８７バール
ｔ：液体窒素の温度、ｔ＝−１９０℃
Ｋｍａｘ：液体窒素の最大噴射速度、Ｋｍａｘ＝３０ｍ／ｓ
ｈ：噴射された液体窒素層の厚さ、ｈ＝２〜３ｍｍまたは１〜２ｍｍ
ｐｂ：作業室の室内圧、ｐｂ＝１バール
ｔｂ：作業室の温度、ｔｂ＝−１９０℃
【００４５】
液体窒素は２〜３ｍｍまたは１〜２ｍｍの高さをもつエゼクタ（５）‘の噴射口から作業室内の空間全体へ噴射される。液体窒素のジェット流は非常に希薄であり、その速度は極めて速く、ジェットビームが短間隔後方のスラブへ達すると、端部から中心に至るジェットビームの断面全体の圧力は１．８８７バールから１バールへ急速に降下する。この圧力においては、液体窒素の飽和温度はその沸騰温度ｔｂｏｉｌ（ｔｂｏｉｌ＝−１９５．８１℃）でもある（付表２）。しかしながら、噴射された液体窒素の温度は沸騰温度よりも高いｔ＝−１９０℃のままである。従って液体窒素は沸騰状態にある。熱をその中へ伝達すれば、液体窒素を急速にガス化させることが可能である。ガス化速度は液体窒素温度と沸点との温度差と相関関係にある。この場合、この温度差は５．７５℃である。温度差がさらに増大すれば、液体窒素のガス化速度はさらに高くなる。
【００４６】
前記噴射液体窒素の圧力が１．８８７バールから１バールへ降下した時、液体窒素の温度は圧力１バールで飽和温度（沸点温度）よりも猶高い。これは容積沸騰の物理的条件に従ったものである。熱供給が十分である限り、噴射された液体窒素層全体に等相ガス化が起こる。当然のこととして、噴射液体窒素を分離する窒素ガス層は生じない。
【００４７】
液体窒素の流速は３０ｍ／ｓまでひき上げられて設定され、及び噴射された液体窒素層の厚さは２〜３ｍｍ、さらには１〜２ｍｍに制御される。これは、壁に近接して極めて高い温度勾配を示す薄層に必ずなるように速い流速で薄層を形成することを目的とするためである。このようにして、液体窒素の薄層全体は壁に近接した極めて高い温度勾配中に含まれ、強力な熱伝達の一翼を担う。さらに、流速を高めることにより熱伝達能がさらに増大し、薄層中のすべての液体窒素による熱吸収及びガス化が引き起こされる。ガス化中に生じた蒸気は排気装置によって迅速に取り除かれるので、金属スラブの底面であっても噴射された液体窒素を分離させる窒素ガス層は存在しない。噴射された液体窒素からの急速なガス化及び冷却による効果は上面と底面のいずれにおいても同様に得られることが理解されよう。壁近接部分の温度及び熱伝達の強さのいずれも金属スラブ表面の温度によって影響を受ける。
【００４８】
上記分析より、ＬＲＣ法及びその連続鋳造システムにおいては、高速噴射及び極めて薄い液膜噴射技術を用いることにより、金属スラブ表面上において噴射された液体窒素を分離させる窒素層を形成することなく、熱吸収及びガス化を通して噴射された液体窒素によって要求された時間間隔△τ中に熱量△Ｑが取り除かれることが理解されよう。
【００４９】
４．噴射液体窒素と金属スラブ間での熱交換
図２に示すようにＬＲＣ連続鋳造システムによる鋳造が開始されると、噴射された液体窒素は断面ｃにおいて金属スラブと接触するようになる。鋳造初期段階においては、金属スラブの温度及び噴射された液体温度の温度はいずれも−１９０℃である。それゆえ、時間間隔△τの開始時点では液体窒素と金属スラブ間には熱交換は起こらない。しかしながら、時間間隔△τにおいて極めて短期間後に熱量の少量△Ｑ１／２が接触部分においてスラブ表面へ伝達される。スラブ表面の温度は直ぐに急速に上昇するため、液体窒素とスラブ表面間に温度差が生ずる。液体窒素はスラブ表面との熱交換を開始し、その熱をガス化を通して取り除くのでスラブ表面の温度は直ぐに−１９０℃へと降下する。さらに極めて短い時間間隔中に、前記接触部分へ噴射された液体窒素のガス化によって生じた窒素ガスのすべては強力排気装置によって作業室（８）から取り除かれる。前記時間間隔△τのうちの極めて短期間に続く別の極めて短期間において、金属スラブは左方へ極めて短い距離だけ移動する。次いで液体窒素がスラブ表面の新たな部分上へ新たに噴射される。液体窒素とスラブ間の熱交換は上記工程において反復される。時間間隔△τ後、噴射された液体窒素によって最終的に熱量△Ｑ１／２が取り除かれる。金属スラブには上面と底面があることから、噴射された液体窒素によって最終的には熱量△Ｑ１のすべてが取り除かれる。急速凝固及び冷却は予定通り進行し、最終的に非晶質、超微結晶質、微結晶質及び微粒子金属構造が生成される。
【００５０】
液体窒素と金属スラブ間の熱交換の実際の状態は上述したものとは少し異なっており、スラブの最終冷却終了温度は−１９０℃よりも１０〜２０℃高い。すなわちｔ２＝−１８０℃〜−１７０℃である。しかしながら、このことは非晶質、超微結晶質、微結晶質及び微粒子金属構造から成る金属スラブの製造には影響しない。金属スラブの最終温度は−１９０℃のままである。
【００５１】
また、作業室（８）の作業圧は、強力排気装置を用いてｐｂ＝１バールの一定値に維持されなければならない。作業温度ｔｂは試験製造の結果を見て−１９０℃に調整可能である。
【００５２】
５．最大厚Ｅｍａｘをもつ非晶質、超微結晶質、微結晶質及び微粒子金属スラブの鋳造における製造パラメータの計算式
ここでの目的は幅Ｂが１ｍの金属スラブの製造である。
噴射された液体窒素の厚さｈは２ｍｍに決められ、一定に保たれる。壁に近接した極めて高い温度勾配と噴射された液体窒素の減圧によって起こる等相ガス化の両作用の下で、厚さｈが２ｍｍの噴射液体窒素層のすべてが熱を吸収しガス化することによって非晶質、超微結晶質、微結晶質及び微粒子金属スラブを製造することが可能である。厚さｈが２ｍｍより厚ければ、要求された金属構造をもつスラブの鋳造ができなくなる可能性がある。ｈが２ｍｍに一定に保たれれば、液体窒素エゼクタ（５）の噴射ノズルを変える必要がなく、取り付けられたサイズのまま使用可能である。
【００５３】
液体窒素の最大噴射速度ＫｍａｘはＫｍａｘ＝３０ｍ／ｓと決められる。幅Ｂ＝１ｍ、ｈ＝２ｍｍ、Ｋｍａｘ＝３０ｍ／ｓである時、液体窒素エゼクタ（５）から噴射される液体窒素最大量はＶｍａｘである。この量の液体窒素の存在下で、最大厚Ｅｍａｘの非晶質、超微結晶質、微結晶質あるいは微粒子金属スラブを連続鋳造することが可能である。
計算の詳細について以下に示す。
【００５４】
１）冷却速度の算定
非晶質、超微結晶質、微結晶質あるいは微粒子金属構造のいずれが要求されるかによってそれぞれ異なる冷却速度Ｖｋが算定される。
２）急速凝固及び冷却の時間間隔△τの算定
△τは下記式（１）から求められる。
△τ＝△ｔ／Ｖｋ （ｓ） （１）
３）時間間隔△τにおける鋳造スラブ長△ｍの算定
非晶質金属構造に関し、△ｍは下記式（８）から求められる。
△ｍ＝√（λcp△τ/ρcpCcp） mm (8)
超微結晶質、微結晶質及び微粒子金属構造に関し、△ｍは下記式（９）から求められる。
△ｍ＝√（λcp／ρcp(Ccp△ｔ＋Ｌ)Vk）・△ｔ ｍｍ （９）
４）連続鋳造速度ｕの算定
ｕは下記式（１０）から求められる。
ｕ＝△ｍ／△τ ｍ／ｓ （１０）
パラメータＶｋ、△τ、△ｍ、及びｕは、金属の熱物理的特性及び非晶質、超微結晶質、微結晶質及び微粒子金属構造の相違にのみ依存する。これらパラメータは金属スラブの厚さとは無関係である。金属の種類及び組成と、所望される金属構造が決まれば、パラメータＶｋ、△τ、△ｍ、及びｕの数値も決まる。金属スラブの厚さを変えてもこれらパラメータの数値に影響はない。
５）△Ｖｍａｘの算定
液体窒素の最大噴射速度Ｋｍａｘが３０ｍ／ｓである場合、噴射液体窒素層の厚さｈは２ｍｍ、また金属スラブの幅Ｂは１ｍに一定に保たれ、時間間隔△τ中に液体窒素エゼクタ（５）によって噴射される液体窒素容積が△Ｖｍａｘである。この噴射液体窒素量は時間間隔△τにおいて噴射される液体窒素の最大量である。△Ｖｍａｘは式（１３）から算出可能であり、式（１３）の△Ｖを△Ｖｍａｘへ置き換えて式（１５）を得、この式（１５）から求めることが可能である。
△Ｖｍａｘ＝２ＢＫｍａｘ・△τ・ｈ ｄｍ３ （１５）
６）△Ｑ２ｍａｘの算定
△Ｑ２ｍａｘは完全なガス化が行われる間に液体窒素の最大噴射量△Ｖｍａｘによって吸収される熱量である。式（１１）の△Ｖ及び△Ｑを△Ｖｍａｘと△Ｑ２ｍａｘにそれぞれ置き換えて式（１６）を得、この式（１６）から△Ｑ２ｍａｘを算出することが可能である。
△Ｑ２ｍａｘ＝△Ｖｍａｘｒ／Ｖ‘ ＫＪ （１６）
７）非晶質、超微結晶質、微結晶質あるいは微粒子金属スラブの最大厚Ｅｍａｘの算定
Ｑ２ｍａｘは完全なガス化が行われる期間における液体窒素の最大噴射容積△Ｖｍａｘであると同時に、長さ△ｍの非晶質、超微結晶質、微結晶質あるいは微粒子金属スラブの溶融金属中に含まれる内部熱エネルギーである。従って、最大厚Ｅｍａｘは下記式から算出可能である。
非晶質金属スラブに関し、式（５）の△Ｑ２及びＥを△Ｑ２ｍａｘとＥｍａｘにそれぞれ置き換えて式（１７）を得、この式（１７）からＥｍａｘの数値を算出することが可能である。
Ｅｍａｘ＝△Ｑ２ｍａｘ／Ｂ△ｍρｃｐＣｃｐ△ｔ ｍｍ （１７）
超微結晶質、微結晶質あるいは微粒子金属スラブに関し、式（６）の△Ｑ２及びＥｍａｘを△Ｑ２ｍａｘとＥにそれぞれ置き換えて式（１８）を得、この式（１８）からＥｍａｘを算出することが可能である。
Ｅｍａｘ＝△Ｑ２ｍａｘ／Ｂ△ｍρｃｐ（Ｃｃｐ△ｔ＋Ｌ） ｍｍ （１８）
８）Ｖｍａｘの算定
式（１２）のＶ及び△Ｖを△Ｑ２ｍａｘとＥｍａｘにそれぞれ置き換えて式（１９）を得、この式（１９）からＶｍａｘの数値を算出することができる。
Ｖｍａｘ＝△Ｖｍａｘ／△τ・６０ ｄｍ３ （１９）
式（１５）を上記式へ置き換えれば、
Ｖｍａｘ＝１２０ＢＫｍａｘｈ ｄｍ３／分 （１９）‘
となり、この場合Ｂ、Ｅｍａｘ及びｈが一定であればＥｍａｘも一定である。
９）Ｖｇｍａｘの算定
式（１４）のＶｇ及び△Ｑ２をＶｇｍａｘと△Ｑ２ｍａｘにそれぞれ置き換えて式（２０）を得、この式（２０）からＶｇｍａｘの数値を算出することができる。
Ｖｇｍａｘ＝（△Ｑ２ｍａｘ／ｒ）Ｖ“（６０／△τ） ｄｍ３／分 （２０）
△Ｑ２ｍａｘの計算式を上記式へ置き換えれば、
Ｖｇｍａｘ＝１２０ＢＫｍａｘｈ／Ｖ‘・Ｖ“ ｄｍ３／分 （２０）’
Ｖ‘及びＶ“は液体窒素の熱物理的特性のパラメータである。これらのパラメータは温度ｔに伴って変化する。液体窒素の温度ｔが−１９０℃であると、Ｖ’及びＶ”も決まる。Ｂ、Ｋｍａｘ及びｈが一定であれば、Ｖｍａｘも一定である。
【００５５】
６．厚さＥの非晶質、超微結晶質、微結晶質及び微粒子金属スラブ鋳造のための製造パラメータ計算式
前述したようにパラメータＶｋ、△τ、△ｍ、及びｕは金属スラブの厚さとは無関係である。これらの数値は最大厚がＥｍａｘである非晶質、超微結晶質、微結晶質及び微粒子金属スラブの鋳造における数値と同一である。しかしながら、熱量に依存するパラメータ△Ｖ、△Ｑ２、Ｖ、Ｖｇは長さ△ｍのスラブの厚さ、溶融金属量及び内部熱エネルギーと共にＥｍａｘからＥへ減少する。これら数値の計算式は下記の通りである。
１）比例係数Ｘの算出
Ｘ＝Ｅｍａｘ／Ｅ （２１）
式中、
Ｅｍａｘは非晶質、超微結晶質、微結晶質あるいは微粒子金属スラブの最大厚（ｍｍ）、
Ｅは非晶質、超微結晶質、微結晶質あるいは微粒子金属スラブの厚さ（ｍｍ）、及び
Ｘは比例係数を表す。
２）△Ｑ２、△Ｖ、Ｖ及びＶｇの算定
長さ△ｍの溶融金属中の内部熱エネルギーは金属スラブの厚さに直接比例するため、下記式が成り立つ。
Ｘ＝△Ｑ２ｍａｘ／△Ｑ２＝△Ｖｍａｘ／△Ｖ＝Ｖｍａｘ／Ｖ
＝Ｖｇｍａｘ／Ｖｇ （２２）
３）液体窒素の噴射速度Ｋの算定
液体窒素層の厚さが２ｍｍに一定に保たれるならば、噴射される液体窒素量がＶｍａｘからＶへ減少すると液体窒素の噴射速度はＫｍａｘからＫへと降下する。このようなＫｍａｘとＫとの関係から式（２３）が成り立つ。
Ｘ＝Ｋｍａｘ／Ｋ （２３）
上記式は、比例係数式（２１）、（２２）及び（２３）を用いることによって、厚さＥの非晶質、超微結晶質、微結晶質及び微粒子金属スラブの製造パラメータをＥｍａｘに関するパラメータを用いて算出できることを示している。
これら式に従って、種々金属種及び非晶質、超微結晶質、微結晶質あるいは微粒子金属スラブの厚さに関する製造パラメータが算出可能である。計算結果を試験製造及び設計、さらにＬＲＣ法連続鋳造システムの製造に利用して所望のスラブを製造することが可能である。
前記計算式を用いて製造パラメータの決定方法、及びＬＲＣ法及びその連続鋳造システムを通して非晶質、超微結晶質、微結晶質及び微粒子金属スラブを鋳造するための製造構成方法を説明するため、幅Ｂが１ｍの０．２３Ｃスチールスラブ及び幅Ｂが１ｍのアルミニウムスラブをそれぞれ鉄金属及び非鉄金属の例として用いて前記式をどのように適用して製造パラメータ及び製造構成方法を決めるかについて説明する。
【００５６】
７．ＬＲＣ法及びその連続鋳造システムを用いた非晶質、超微結晶質、微結晶質及び微粒子金属スラブの鋳造、及び製造パラメータの決定
０．２３Ｃスチールスラブの重要パラメータ及び熱パラメータは下記の通りである。
Ｂ：スチールスラブの幅、Ｂ＝１ｍ
Ｅ：スチールスラブの厚さ、Ｅ＝Ｘｍ
Ｌ：潜熱、Ｌ＝３１０ＫＪ／Ｋｇ
λｃｐ：平均熱伝導率、λｃｐ＝３６．５×１０−３ＫＪ／ｍ・℃ｓ［付表２］
ρｃｐ：平均密度、ρｃｐ＝７．８６×１０３Ｋｇ／ｍ３［付表１］
Ｃｃｐ：平均比熱、Ｃｃｐ＝０．８２２ＫＪ／Ｋｇ℃［付表１］
ｔ１：初期凝固温度、ｔ１＝１５５０℃
ｔ２：終了凝固冷却温度、ｔ２＝−１９０℃
液体窒素の熱パラメータは下記表に示す通りである［付表２］。
【００５７】
【表２】
【００５８】
上記表中、
ｔは液体窒素の温度（℃）、すなわち、ｔ＝−１９０℃を表し、
ｐは液体窒素のｔ＝−１９０℃における圧力（バール）、すなわちｐ＝１．８７７バールを表し、
Ｖ‘は液体窒素１Ｋｇのｔ＝−１９０℃及びｐ＝１．８７７バールにおける容積（ｄｍ３／Ｋｇ）を表し、
Ｖ“は窒素ガス１Ｋｇのｔ＝−１９０℃及びｐ＝１．８７７バールにおける容積（ｄｍ３／Ｋｇ）を表し、及び
ｒはｔ＝−１９０℃及びｐ＝１．８７７バールにおける潜熱、すなわち液体窒素１Ｋｇがｔ＝−１９０℃及びｐ＝１．８７７バールにおいてガス化される時に吸収される熱量（ＫＪ／Ｋｇ）を表す。
【００５９】
１）ＬＲＣ法及び該方法による連続鋳造システムを用いた０．２３Ｃ非晶質スチールスラブの鋳造及び製造パラメータの算定
１．１）ＬＲＣ法及び該方法による連続鋳造システムを用いた厚さＥｍａｘの０．２３Ｃ非晶質スチールスラブの鋳造及び製造パラメータの算定
（１）０．２３Ｃ非晶質スラブの凝固冷却工程全体における冷却速度Ｖｋの算定
Ｖｋは１０７℃／ｓとする。
（２）△τの算定
Ｖｋ、ｔ１、ｔ２に関するデータを式（１）へ置き換えることにより、
△τ＝（ｔ１−ｔ２）／Ｖｋ＝１５５０−（−１９０）／１０７
＝１．７４×１０−４Ｓ
（３）△ｍの算定
非晶質スチールスラブに関し、△ｍは下記式（８）から求められる。
△ｍ＝√（（λcp／ρcpCcp）△τ）
＝√（（３６．５×１０―３／７．８６×１０３×０．８２２）×１．７４×１０−４）
＝０．０３１３５ｍｍ
（４）ｕの算出
ｕは式（１０）から算出される。
ｕ＝△ｍ／△τ＝０．０３１３５／１．７４×１０−４＝１０．８１ｍ／分
（５）△Ｖｍａｘの算定
Ｖｍａｘは式（１５）から算出される。
Ｋｍａｘ＝３０ｍ／ｓとすると、
△Ｖｍａｘ＝２ＢＫｍａｘ△τｈ
＝２×１×１０３×３０×１０３×１．７４×１０−４×２
＝０．０２０８８ｄｍ３
（６）△Ｑ２ｍａｘの算定
△Ｑ２ｍａｘは式（１６）から算出される。
△Ｑ２ｍａｘ＝△Ｖｍａｘｒ／Ｖ‘
＝０．０２０８８×１９０．７／１．２８１＝３．１０８４ＫＪ
（７）Ｅｍａｘの算出
Ｅｍａｘは式（１７）から算出される。
Ｅｍａｘ＝△Ｑ２ｍａｘ／Ｂ△ｍρｃｐＣｃｐ△ｔ
＝３．１０８４／１００×０．００３１３５×７．８×１０−３×０．８２２×１７４０＝８．９ｍｍ
（８）Ｖｍａｘの算出
Ｖｍａｘは式（１９）‘から算出される。
Ｖｍａｘ＝１２０ＢＫｍａｘｈ
＝１２０×１×１０３×３０×１０３×２＝７２００ｄｍ３／分
（９）Ｖｇｍａｘの算出
Ｖｇｍａｘは式（２０）‘から算出される。
Ｖｇｍａｘ＝（１２０ＢＫｍａｘｈ／Ｖ‘）×Ｖ“
＝（１２０×１×１０３×３０×１０３×２／１．２８１）×１２２．３
＝６８７４００．５ｄｍ３／分
【００６０】
上記計算は、液体窒素エゼクタ（５）中の液体窒素が高温鋳造型（４）の取出し口において０．２３Ｃスチールスラブへ厚さｈが２ｍｍとなるように最大噴射速度Ｋｍａｘ＝３０ｍ／ｓ及び最大噴射量Ｖｍａｘ＝７２００ｄｍ３／分で噴射される場合、誘導牽引装置（６）がスラブを連続鋳造速度ｕ＝１０．８１ｍ／分で引き出して高温鋳造型（４）の取出し口から離脱させることを示している。ＬＲＣ法及びそれによる連続鋳造システムにより、温度ｔ１＝１５５０℃、断面積１０００×８．９ｍｍ２、及び長さ△ｍ＝０．０３１３５ｍｍの溶融金属を凝固させ及び冷却速度Ｖｋ＝１０７℃／ｓで冷却させて最終的に最大厚Ｅｍａｘ＝８．９ｍｍ及び幅Ｂ＝１０００ｍｍの０．２３Ｃ非晶質スチールスラブを連続鋳造することが可能である。
【００６１】
１．２）ＬＲＣ法及び該方法による連続鋳造システムを用いた厚さＥの０．２３Ｃスチールスラブの鋳造及び製造パラメータの決定
（１）Ｅ＝５ｍｍとする。Ｅ＝５ｍｍに対応するパラメータＶｋ、△τ、△ｍ、ｕの数値はＥ＝８．９ｍｍに対応する上記パラメータ数値と同一である。すなわち、Ｖｋ＝１０７℃／ｓ、△τ＝１．７４×１０−４ｓ、△ｍ＝０．０３１３５ｍｍ、ｕ＝１０．８１ｍ／分である。
（２）Ｘの算出
Ｘは式（２１）から算出される。
Ｘ＝Ｅｍａｘ／Ｅ＝８．９／５＝１．７８
（３）△Ｖの算出
△Ｖは式（２２）から算出される。
△Ｖ＝Ｖｍａｘ／Ｖ＝０．０２０８８／１．７８＝０．０１１７３ｄｍ３
（４）△Ｑ２の算出
△Ｑ２は式（２２）から算出される。
△Ｑ２＝△Ｑ２ｍａｘ／Ｘ＝３．１０８４／１．７８＝１．７４６ＫＪ
（５）Ｖの算出
Ｖは式（２２）から算出される。
Ｖ＝Ｖｍａｘ／Ｘ＝７２００／１．７８＝４０４４．９ｄｍ３／分
（６）Ｖｇの算出
Ｖｇは式（２２）から算出される。
Ｖｇ＝Ｖｇｍａｘ／Ｘ＝６８７４００．５／１．７８
＝３８６１８０．１ｄｍ３／分
（７）Ｋの算出
Ｋは式（２３）から算出される。
Ｋ＝Ｋｍａｘ／Ｘ＝３０／１．７８＝１６．９ｍ／ｓ
【００６２】
上記計算は、連続鋳造速度が０．１８ｍ／分に固定され、また噴射される液体窒素層の厚さが２ｍｍに固定される場合、液体窒素の噴射量がｖ＝４０４４．９ｄｍ３／分に低下し、それに対応する液体窒素の噴射速度もｋ＝１６．９ｍ／ｓに降下することを示している。この場合では、厚さＥ＝５ｍｍの０．２３Ｃ非晶質スチールスラブが連続鋳造される。
【００６３】
２）ＬＲＣ法及び該方法による連続鋳造システムを用いた０．２３Ｃ超微結晶質スチールスラブの鋳造及び製造パラメータの算定
０．２３Ｃ超微結晶質スチールスラブの連続鋳造に関する検討において、最大厚Ｅｍａｘあるいは他の厚さＥをもつスラブ製造のための製造パラメータが種々冷却速度Ｖｋにおいて調べられた。冷却速度としては、２×１０６℃／ｓ、４×１０６℃／ｓ、６×１０６℃／ｓ、及び８×１０６℃／ｓをそれぞれ組み合せて用いた。
【００６４】
２．１）ＬＲＣ法及び該方法による連続鋳造システムを用いて冷却速度Ｖｋ＝２×１０６℃／ｓで０．２３Ｃ超微結晶質スチールスラブを鋳造する場合の最大厚Ｅｍａｘの算定、及び製造パラメータの決定
ここでＫｍａｘ＝３０ｍ／ｓ、ｈ＝２ｍｍ、及びＶｋ＝２×１０６℃／ｓに一定に維持する。
（１）△τの算出
△τは式（１）から算出される。
△τ＝ｔ１−ｔ２／Ｖｋ＝１５５０−（−１９０）／２×１０６
＝８．７×１０−４ｓ
（２）△ｍの算出
超微結晶質スチールスラブに関しては、凝固過程において潜熱が存在し、△ｍは式（９）から算出される。
△ｍ＝√（λcp/ρcp△t+L)Vk）・△t
＝√[36.5×10-3/7.86×103(0.822×1740+310)×２×１０６]×１７４０＝０．０６３６ｍｍ
（３）ｕの算出
ｕは式（１０）から算出される。
ｕ＝△ｍ／△τ＝０．０６３６／８．７×１０−４＝４．３９ｍ／分
（４）△Ｖｍａｘの算出
△Ｖｍａｘは式（１５）から算出される。
△Ｖｍａｘ＝２ＢＫｍａｘ△τｈ
＝２×１×１０３×３０×１０３×８．７×１０−４×２＝０．１０４４ｄｍ３
（５）△Ｑ２ｍａｘの算出
△Ｑ２ｍａｘは式（１６）から算出される。
△Ｑ２ｍａｘ＝△Ｖｍａｘｒ／Ｖ‘
＝０．１０４４×１９０．７／１．２８１＝１５．５５ＫＪ
（６）Ｅｍａｘの算出
超微結晶質スチールスラブに関し、Ｅｍａｘは式（１８）から算出される。
Ｅｍａｘ＝△Ｑ２ｍａｘ／Ｂ△ｍρｃｐ（Ｃｃｐ△ｔ＋Ｌ）
＝１５．５５／１００×０．００６３６×７．８
×１０−３（０．８２２×１７４０＋３１０）＝１８ｍｍ
（７）Ｖｍａｘの算出
Ｖｍａｘは式（１９）‘から算出される。
Ｖｍａｘ＝１２０ＢＫｍａｘｈ
＝１２０×１×１０３×３０×１０３×２＝７２００ｄｍ３／分
（８）Ｖｇｍａｘの算出
Ｖｇｍａｘは式（２０）‘から算出される。
Ｎｇｍａｘ＝（１２０ＢＫｍａｘｈ／Ｖ‘）Ｖ“
＝（１２０×１×１０３×３０×１０３×２／１．２８１）×１２２．３
＝６８７４００．５ｄｍ３／分
【００６５】
２．２）ＬＲＣ法及び該方法による連続鋳造システムを用いた冷却速度Ｖｋ＝２×１０６℃／ｓで厚さＥをもつ超微結晶質スチールスラブの鋳造、及び製造パラメータの決定
（１）Ｅ＝１５ｍｍとする。Ｅ＝１５ｍｍに対応するパラメータＶｋ、△τ、△ｍ及びｕの数値は、Ｅ＝１８ｍｍに対応するそれらパラメータ数値と同一である。すなわち、Ｖｋ＝２×１０６℃／ｓ、△τ＝８．７×１０−４ｓ、△ｍ＝０．０６３６ｍｍ、ｕ＝４．３９ｍ／分である。
（２）Ｘの算出
Ｘは式（２１）から算出される。
Ｘ＝Ｅｍａｘ／Ｅ＝１８／１５＝１．２
（３）△Ｖの算出
△Ｖは式（２２）から算出される。
△Ｖ＝Ｖｍａｘ／Ｘ＝０．１０４４／１．２＝０．０８７ｄｍ３
（４）△Ｑ２の算出
△Ｑ２は式（２２）から算出される。
△Ｑ２＝△Ｑ２ｍａｘ／Ｘ＝１５．５５／１．２＝１２．９６ＫＪ
（５）Ｖの算出
Ｖは式（２２）から算出される。
Ｖ＝Ｖｍａｘ／Ｘ＝７２００／１．２＝６０００ｄｍ３／分
（６）Ｖｇの算出
Ｖｇは式（２２）から算出される。
Ｖｇ＝Ｖｇｍａｘ／Ｘ＝６８７４００．５／１．２
＝５７２８３３．８ｄｍ３／分
（７）Ｋの算出
Ｋは式（２３）から算出される。
Ｋ＝Ｋｍａｘ／Ｘ＝３０／１．２＝２５ｍ／ｓ
【００６６】
他の冷却速度Ｖｋの組合せにおいて最大厚Ｅｍａｘあるいは他の厚さＥをもつ０．２３Ｃ超微結晶質スチールスラブを製造するための製造パラメータの計算に用いられる式（パラメータ）は冷却速度Ｖｋ＝２×１０６℃／ｓにおけるそれら式（パラメータ）と同一である。計算結果は表３、表４、表５、表６、表７及び表８に示した通りである。計算方法は前記と同様である。
【００６７】
３）ＬＲＣ法及び該方法による連続鋳造システムを用いた最大厚Ｅｍａｘあるいは他の厚さＥの０．２３Ｃ微結晶質スチールスラブの鋳造、及び製造パラメータの決定
微結晶質構造に用いる冷却速度Ｖｋの範囲はＶｋ≧１０４℃／ｓ〜１０６℃／ｓである。凝固及び冷却において冷却速度Ｖｋ＝１０６℃／ｓで連続鋳造されるスチールスラブを微結晶質スチールスラブＡと呼ぶ。また、凝固及び冷却において冷却速度Ｖｋ＝１０５℃／ｓで連続鋳造されるスチールスラブを微結晶質スチールスラブＢと呼ぶ。最大厚Ｅｍａｘあるいは他の厚さＥをもつ微結晶質スチールスラブＡ及び微結晶質スチールスラブＢを連続鋳造するために用いられるＬＲＣ法及び該方法による連続鋳造とステムの製造パラメータを算定する。計算プログラム及び計算式は超微結晶質スチールスラブに関するそれらと同様に適用される。関連製造パラメータは表３、表４、表５、表６、表７及び表８に示された通りである。なお、計算方法は前記と同様である。
【００６８】
４）ＬＲＣ法及び該方法による連続鋳造システムを用いた最大厚Ｅｍａｘあるいは他の厚さＥの０．２３Ｃ微粒子スチールスラブの鋳造、及び製造パラメータの決定
微粒子構造に用いる冷却速度Ｖｋの範囲はＶｋ≦１０４℃／ｓである。関連製造パラメータは表３、表４、表５、表６、表７及び表８に示された通りである。なお、計算方法は前記と同様である。
【００６９】
【表３】
【００７０】
【表４】
【００７１】
【表５】
【００７２】
【表６】
【００７３】
【表７】
【００７４】
【表８】
【００７５】
表３には、０．２３Ｃ非晶質、超微結晶質、微結晶質及び微粒子スチールスラブを連続鋳造するための最大厚Ｅｍａｘ及びそれに対応する製造パラメータが与えられている。表4〜８には、厚さＥが２０ｍｍ、１５ｍｍ、１０ｍｍ、５ｍｍ及び１ｍｍである場合の、それぞれに対応する０．２３Ｃ非晶質、超微結晶質、微結晶質及び微粒子スチールスラブの製造パラメータが与えられている。上記厚さ範囲における対応製造パラメータはこれら表を参照することによって決定可能である。
【００７６】
微結晶質スチールスラブＢに関しては、△ｍ＝０．２８４ｍｍであるため、もし該スチールスラブの厚さが２．８４ｍｍ未満（△ｍ＞Ｅ／１０）であれば、このスラブは１次元安定状態熱伝導に関する条件に適合しない。同様に△ｍ＝０．８９９ｍｍの微粒子スチールスラブについても、スチールスラブの厚さが９ｍｍ未満であれば同じく１次元安定状態熱伝導に関する条件に適合しない。すなわち、表８に示された微結晶質Ｂに関するデータ及び表７に示された微粒子に関するデータは使用不可である。
【００７７】
表３〜８に示した製造パラメータ要求に適合させるため、ＬＲＣ法による連続鋳造装置の噴射装置には下記特徴が備えられていなければならない。
Ｅ＝１ｍｍ〜８．９ｍｍの０．２３Ｃ非晶質スチールスラブの場合、噴射される液体窒素量は８０９ｄｍ３／分〜７２００ｄｍ３／分の範囲内で調節可能でなければならず、また液体窒素の噴射速度は３．３７ｍ／ｓ〜３０ｍ／ｓの範囲内で調節可能でなければならない。
Ｅ＝１ｍｍ〜１８ｍｍの０．２３Ｃ超微結晶質スチールスラブの場合、噴射される液体窒素量は４００ｄｍ３／分〜７２００ｄｍ３／分の範囲内で調節可能でなければならず、また液体窒素の噴射速度は１．７ｍ／ｓ〜３０ｍ／ｓの範囲内で調節可能でなければならない。
Ｅ＝１ｍｍ〜２５．５ｍｍの０．２３Ｃ微結晶質スチールスラブＡの場合、噴射される液体窒素量は２８２．４ｄｍ３／分〜７２００ｄｍ３／分の範囲内で調節可能でなければならず、また液体窒素の噴射速度は１．１８ｍ／ｓ〜３０ｍ／ｓの範囲内で調節可能でなければならない。
Ｅ＝１ｍｍ〜８０．６ｍｍの０．２３Ｃ微結晶質スチールスラブＢの場合、噴射される液体窒素量は８９．３ｄｍ３／分〜７２００ｄｍ３／分の範囲内で調節可能でなければならず、また液体窒素の噴射速度は０．３７ｍ／ｓ〜３０ｍ／ｓの範囲内で調節可能でなければならない。
Ｅ＝１ｍｍ〜２５５ｍｍの０．２３Ｃ微粒子スチールスラブの場合、噴射される液体窒素量は２８．２ｄｍ３／分〜７２００ｄｍ３／分の範囲内で調節可能でなければならず、また液体窒素の噴射速度は０．１２ｍ／ｓ〜３０ｍ／ｓの範囲内で調節可能でなければならない。
【００７８】
８．ＬＲＣ法及び該方法による連続鋳造システムを用いた非晶質、超微結晶質、微結晶質及び微粒子アルミニウムスラブの鋳造、及び製造パラメータの決定
アルミニウムスラブの重要パラメータ及び熱パラメータは下記のとおりである。
Ｂ：アルミニウムスラブの幅、Ｂ＝１ｍ
Ｅ：アルミニウムスラブの厚さ、Ｅ＝Ｘｍ
Ｌ：潜熱、Ｌ＝３９７．６７ＫＪ／Ｋｇ
λｃｐ：平均熱伝導率、λｃｐ＝２５６．８×１０−３ＫＪ／ｍ・℃ｓ［付表１］
ρｃｐ：平均密度、ρｃｐ＝２．５９１×１０３Ｋｇ／ｍ３［付表１］
Ｃｃｐ：平均比熱、Ｃｃｐ＝１．０８５ＫＪ／Ｋｇ℃［付表１］
ｔ１：初期凝固温度、ｔ１＝７５０℃
ｔ２：凝固冷却終了温度、ｔ２＝−１９０℃
【００７９】
冷却源に関する条件は０．２３Ｃスチールスラブの連続鋳造において用いられる条件と同一である。液体窒素に関する熱パラメータは表２に示す通りである。
１）ＬＲＣ法及び該方法による連続鋳造システムを用いた非晶質アルミニウムスラブの鋳造、及び製造パラメータの決定
１．１）ＬＲＣ法及び該方法による連続鋳造システムを用いた最大厚Ｅｍａｘの非晶質アルミニウムスラブの鋳造、及び製造パラメータの決定
（１）アルミニウムスラブの凝固冷却工程全体における冷却速度Ｖｋの算定
Ｖｋは１０７℃／ｓに設定する。
（２）△τの算出
△τは式（１）から算出される。
△τ＝ｔ１−ｔ２／Ｖｋ＝７５０−（−１９０）／１０７
＝９．４×１０−５ｓ
（３）△ｍの算出
△ｍは式（８）から算出される。
△ｍ＝√（λｃｐ／ρｃｐＣｃｐ）・△τ
＝√（２５６．８×１０―３／２．５９１×１０３×１．０８５）×９．４×１０−５＝０．０９３ｍｍ
（４）ｕの算出
ｕは式（１０）から算出される。
ｕ＝△ｍ／△τ＝０．０９３／９．４×１０−５＝５９．１５ｍ／分
（５）△Ｖｍａｘの算出
△Ｖｍａｘは式（１５）から算出される。
Ｋｍａｘ＝３０ｍ／ｓに設定する。
△Ｖｍａｘ＝２ＢＫｍａｘ△τｈ
＝２×１×１０３×３０×１０３×９．４×１０−５×２＝０．０１１２８ｄｍ３
（６）△Ｑ２ｍａｘの算出
△Ｑ２ｍａｘは式（１６）から算出される。
△Ｑ２ｍａｘ＝△Ｖｍａｘｒ／Ｖ‘
＝０．０１１２８×１９０．７／１．２８１＝１．６７９ＫＪ
（７）Ｅｍａｘの算出
Ｅｍａｘは式（１７）から算出される。
＝１．６７９／１００×０．００９３×２．５９１×１０−３×１．０８５×９４０＝６．８ｍｍ
（８）Ｖｍａｘの算出
Ｖｍａｘは式（１９）‘から算出される。
Ｖｍａｘ＝１２０ＢＫｍａｘｈ
＝１２０×１×１０３×３０×１０３×２＝７２００ｄｍ３／分
（９）Ｖｇｍａｘの算出
Ｖｇｍａｘは式（２０）‘から算出される。
Ｖｇｍａｘ＝（１２０ＢＫｍａｘｈ／Ｖ‘）Ｖ“
＝（１２０×１×１０３×３０×１０３×２／１．２８１）×１２２．３
＝６８７４００．５ｄｍ３／分
【００８０】
１．２）ＬＲＣ法及び該方法による連続鋳造システムを用いた厚さＥの非晶質アルミニウムスラブの鋳造、及び製造パラメータの決定
（１）Ｅ＝５ｍｍとする。Ｅ＝５ｍｍに対応するＶｋ、△τ、△ｍ及びｕの数値は、Ｅｍａｘ＝６．８ｍｍに対応するそれらパラメータ数値と同一である。すなわち、Ｖｋ＝１０７℃／ｓ、△τ＝９．４×１０−５ｓ、△ｍ＝０．０９３ｍｍ、ｕ＝５９．１５ｍ／分である。
（２）Ｘの算出
Ｘは式（２１）から算出される。
Ｘ＝Ｅｍａｘ／Ｅ＝６．８／５＝１．３６
（３）△Ｖの算出
△Ｖは式（２２）から算出される。
△Ｖ＝△Ｖｍａｘ／Ｘ＝０．０１２８／１．３６＝０．００８３ｄｍ３
（４）△Ｑ２の算出
△Ｑ２は式（２２）から算出される。
△Ｑ２＝△Ｑ２ｍａｘ／Ｘ＝１．６７９／１．３６＝１．２４ＫＪ
（５）Ｖの算出
Ｖは式（２２）から算出される。
Ｖ＝Ｖｍａｘ／Ｘ＝７２００／１．３６＝５２９４．１ｄｍ３／分
（６）Ｖｇの算出
Ｖｇは式（２２）から算出される。
Ｖｇ＝Ｖｇｍａｘ／Ｘ＝６８７４００．５／１．３６
＝５０５４４１．５ｄｍ3／分
（７）Ｋの算出
Ｋは式（２３）から算出される。
Ｋ＝Ｋｍａｘ／Ｘ＝３０／１．３６＝２２．１ｍ／ｓ
【００８１】
０．２３Ｃ非晶質スチールスラブの連続鋳造に用いられるＬＲＣ法の製造パラメータとアルミニウムスラブの連続鋳造に用いられるそれらパラメータとを比較すると、液体窒素の製造パラメータが同一（Ｖｍａｘ＝７２００ｄｍ３／分、Ｋｍａｘ＝３０ｍ／ｓ、ｈ＝２ｍｍ）である場合、０．２３Ｃ非晶質スチールスラブの最大厚Ｅｍａｘが８．９ｍｍであるのに対して、他方非晶質アルミニウムスラブの最大厚Ｅｍａｘが６．８ｍｍであることが分かる。スチールスラブのＥｍａｘはアルミニウムスラブのＥｍａｘよりも１．３倍厚い。非晶質スチールスラブの鋳造速度ｕは１０．８１ｍ／分にあるのに対して、非晶質アルミニウムスラブの鋳造速度ｕは５９．１５ｍ／分である。すなわち、１2分間で、厚さ８．９ｍｍの０．２３Ｃ非晶質スチールスラブの場合１０．８１ｍ鋳造できるのに対して、厚さ６．８ｍｍの非晶質アルミニウムスラブの場合には５９．１５ｍ鋳造可能である。この相違の主たる理由は、これら２種のスラブの△ｍ値が異なるためである。非晶質金属構造の△ｍ値は式（８）によって決まる。
△ｍ＝√（αcp△τ） （８）
式中、αｃｐは金属の平均熱拡散係数であり、下記式から求められる。
αｃｐ＝λｃｐ／ρｃｐＣｃｐ ｍ２／ｓ
【００８２】
ＬＲＣ法を用いて金属スラブを連続鋳造する場合、一定金属のλｃｐが大きく、かつρｃｐＣｃｐが小さければ、該金属によって伝達される熱量が大きくなり、また蓄積される熱量が小さくなることから、該金属の△ｍ値が増大される。図２に示した断面ａ〜ｃを通って伝達される熱量は△Ｑ１であり、下記式で表わされる。
△Ｑ１＝λｃｐＡ（△ｔ／△ｍ）・△τ
【００８３】
λｃｐが増加すると△Ｑ１の数値も増加する。△Ｑ１＝△Ｑ２を維持するためには△Ｑ２の数値も増加しなければならない。△Ｑ２は長さ△ｍの溶融金属中の内部熱量である。
△Ｑ２＝ＢＥ△ｍρｃｐＣｃｐ△ｔ
【００８４】
アルミニウムのρｃｐＣｃｐはさらに小さい。それゆえ、△Ｑ２の数値が増加すれば、△ｍの数値も増加させなければならない。△ｍの数値が増加すれば△Ｑ２は増加するが、△Ｑ１は減少する。△ｍが△Ｑ１＝△Ｑ２となる一定値まで増加すると△ｍの数値が決まる。
【００８５】
この計算に従えば、０．２３Ｃスチールについてはαｃｐ＝０．０２０３ｍ２／ｈ及び△τ＝１．７４×１０−４ｓであり、またアルミニウムについてはαｃｐ＝０．３２９ｍ２／ｈ及び△τ＝９．４×１０−５ｓである。αｃｐと△τを組み合わせることにより、非晶質アルミニウムについて△ｍ＝０．０９３ｍｍとなり、また０．２３Ｃスチールについて△ｍ＝０．０３１３５ｍｍとなる。これら２つの△ｍ間には３倍の相違がある。アルミニウムのより大きな△ｍによって連続鋳造速度ｕは５９．１５ｍ／分まで増加する。図１に示した誘導牽引装置（６）の牽引速度が５９．１５ｍ／分に達することが要求されるだけでなく、全く変動のない安定な移動が要求されるため、装置の設定に一定程度の困難性が生ずる。
【００８６】
２）ＬＲＣ法及び該方法による連続鋳造システムを用いた超微結晶質アルミニウムスラブの鋳造、及び製造パラメータの決定
超微結晶質アルミニウムスラブに用いられる冷却速度の組み合わせは、２×１０６℃／ｓ、４×１０６℃／ｓ、６×１０６℃／ｓ及び８×１０６℃／ｓの各組み合わせである。
２．１）ＬＲＣ法及び該方法による連続鋳造システムを用いて冷却速度Ｖｋ＝２×１０６℃／ｓで超微結晶質アルミニウムスラブを鋳造する場合の最大厚Ｅｍａｘの算定、及び製造パラメータの決定
Ｋｍａｘを３０ｍ／ｓとし、高さｈを２ｍｍに一定に保持する。
（１）△τの算出
△τは式（１）から算出される。
△τ＝（ｔ１−ｔ２）／Ｖｋ
＝７５０−（−１９０）／２×１０６＝４．７×１０−４ｓ
（２）△ｍの算出
超微結晶質アルミニウムの場合、凝固過程において潜熱が放出される。△ｍは式（９）から算出される。
△ｍ＝√（λcp／ρcp(Ccp△ｔ＋Ｌ)Vk）・△ｔ
＝√（２５６．８×１０−３／２．５９１×１０３（１．０８５×９４０＋
３９７．６７）×２×１０６）×９４０＝０．１７６ｍｍ
（３）ｕの算出
ｕは式（１０）から算出される。
ｕ＝△ｍ／△τ＝０．１７６／４．７×１０−４＝２２．５ｍ／分
（４）△Ｖｍａｘの算出
△Ｖｍａｘは式（１５）から算出される。
△Ｖｍａｘ＝２ＢＫｍａｘ△τｈ
＝２×１×１０３×３０×１０３×４．７×１０−４×２＝０．０５６４ｄｍ３
（５）△Ｑ２ｍａｘの算出
△Ｑ２ｍａｘは式（１６）から算出される。
△Ｑ２ｍａｘ＝△Ｖｍａｘｒ／Ｖ‘
＝０．０５６４×１９０．７／１．２８１＝８．４ＫＪ
（６）Ｅｍａｘの算出
超微結晶質アルミニウムスラブに関し、Ｅｍａｘは式（１８）から算出される。
Ｅｍａｘ＝△Ｑ２ｍａｘ／Ｂ△ｍρｃｐ（Ｃｃｐ△ｔ＋Ｌ）
＝８．４／１００×０．０１７６×２．５９１×１０−３×（１．０８５×９４０＋３９７．６７）＝１３ｍｍ
（７）Ｖｍａｘの算出
Ｖｍａｘは式（１９）‘から算出される。
Ｖｍａｘ＝１２０ＢＫｍａｘｈ
＝１２０×１×１０３×３０×１０３×２＝７２００ｄｍ３／分
（８）Ｖｇｍａｘの算出
Ｖｇｍａｘは式（２０）‘から算出される。
Ｖｇｍａｘ＝（１２０ＢＫｍａｘｈ／Ｖ‘）Ｖ“
＝（１２０×１×１０３×３０×１０３×２／１．２８１）×１２２．３
＝６８７４００．５ｄｍ３／分
【００８７】
冷却速度Ｖｋ＝２×１０６℃／ｓを用いて他の厚さＥをもつ超微結晶質アルミニウムスラブを製造する場合の製造パラメータを算定する。また、冷却速度Ｖｋ＝４×１０６℃／ｓ、６×１０６℃／ｓ、あるいは８×１０６℃／ｓを用いて最大厚あるいは他の厚さＥをもつ超微結晶質アルミニウムスラブを製造する場合の製造パラメータを算定する。また、冷却速度Ｖｋ＝１０６℃／ｓ、１０５℃／ｓ、あるいは１０４℃／ｓを用いて最大厚あるいは他の厚さＥをもつ微結晶質Ａ、微結晶質Ｂあるいは微粒子アルミニウムスラブを製造する場合の製造パラメータを算定する。上記すべての計算結果を表９、表１０、表１１、表１２、表１３、及び表１４に列記する。なお、計算方法は前記と同様であるのでここでは説明を省く。
【００８８】
【表９】
【００８９】
【表１０】
【００９０】
【表１１】
【００９１】
【表１２】
【００９２】
【表１３】
【００９３】
【表１４】
【００９４】
表９には非晶質、超微結晶質、微結晶質及び微粒子アルミニウムスラブ鋳造のための最大厚Ｅｍａｘ及びそれに対応する製造パラメータが与えられている。表１０〜１４には、厚さＥがそれぞれＥ＝２０ｍｍ、１５ｍｍ、１０ｍｍ、５ｍｍ及び１ｍｍである非晶質、超微結晶質、微結晶質及び微粒子アルミニウムスラブを連続鋳造する場合の対応製造パラメータが与えられている。厚さがこれら範囲を越える場合には、これら表を参照して対応パラメータを決めることが可能である。
【００９５】
超微結晶質アルミニウムスラブに関して、冷却速度Ｖｋは２×１０６℃／ｓ〜６×１０６℃／ｓの範囲内であり、また△ｍは０．１７６ｍｍ〜０．１０２ｍｍの範囲内である。アルミニウムスラブの厚さが１．７６ｍｍ〜１．０２ｍｍ未満であれば、△ｍ＞Ｅ／１０となり、この場合には１次元安定状態熱伝導の要求を満たすことができない。微結晶質Ａアルミニウムスラブの場合△ｍ＝０．２４９ｍｍである。従ってアルミニウムスラブの厚さが２．５ｍｍ未満であれば１次元安定状態熱伝導に関する要求を満たすことができない。また微結晶質Ｂアルミニウムスラブの場合△ｍ＝０．７８６ｍｍである。従ってアルミニウムスラブの厚さが７．８６ｍｍ未満であれば１次元安定状態熱伝導に関する要求を満たすことができない。微粒子アルミニウムスラブの場合は△ｍ＝２．４９ｍｍであるので、アルミニウムスラブの厚さは２５ｍｍ以上でなければ１次元安定状態熱伝導に関する要求を満たすことができない。
【００９６】
表９〜１４には、液体窒素噴射量Ｖ及び噴射速度ＫにおけるＬＲＣ法及び該方法による連続鋳造システムの調整範囲に関するデータも与えられている。
【００９７】
図２に示した高温鋳造型の取出し口に断面ｂを保持するためには、誘導牽引装置（６）及び液体窒素エゼクタ（５）の設計に際して、断面ｂが高温鋳造型取出し口の右に位置することを確保できるように、断面ｂの実際位置によって連続鋳造速度ｕ及び液体窒素噴射量Ｖを微調整すべく考慮しなければならない。液体窒素の噴射が形状化された金属（スラブ）（７）と接触する断面ｃについては、液体窒素の噴射が断面ｃ上において形状化された金属（スラブ）と接触するように、図２に示したノズル構造を修正しなければならない。
【００９８】
ＬＲＣ法及び該方法による連続鋳造システムの用途は多様である。これら方法及びシステムにより、非晶質、超微結晶質、微結晶質及び微粒子金属スラブあるいは他形状金属をあらゆる型および規格に連続鋳造することが可能である。このような金属にはスチール、アルミニウム、銅、チタン等の鉄金属及び非鉄金属も含まれる。作業原則及び製造パラメータを決定するために、０．２３Ｃスチール及びアルミニウムから成る非晶質、超微結晶質、微結晶質及び微粒子金属スラブの連続鋳造に関する前記計算を参照することが可能である。
【００９９】
図４に、上側に取出し口をもつ高温鋳造型を用いた非晶質、超微結晶質、微結晶質及び微粒子構造から成る金属スラブあるいは他の形状の金属の鋳造原理を示す。この態様は代替例として設計された例であるので、本願では詳細な説明は省略する。
【０１００】
ＬＲＣ法及び該方法による連続鋳造システムを用いて非晶質、超微結晶質、微結晶質及び微粒子金属スラブあるいは他の形状の金属を鋳造することにより以下のような経済的利益が得られる。
【０１０１】
現在まで、非晶質、超微結晶質、微結晶質及び微粒子構造から成る鉄金属及び非鉄金属スラブあるいは他形状金属を製造することが可能な工場あるいは企業はない。しかしながら、本発明によればこのような金属の製造が可能である。ＬＲＣ法及び該方法による連続鋳造システムはその優れた特徴と妥当な価格から関連世界市場へ普及されるであろう。
【０１０２】
ＬＲＣ法の原理及び図１及び図２に示した重要パラメータに従って設計及び建造されたＬＲＣ法装置及び該方法による連続鋳造装置製造ラインのすべてを組み合わることにより国際市場において支配的優位性を得るであろう。
【０１０３】
ＬＲＣ法及びそれによる連続鋳造装置を用いて非晶質、超微結晶質、微結晶質及び微粒子金属スラブあるいは他形状の鉄金属及び非鉄金属を連続鋳造する巨大コングロマリットとしては、基本的なものとして鉱業及び精錬所の他、精錬プラント、空気液化及び分離プラント、及びＬＲＣ法連続鋳造プラントがある。旧形態の鉄及びスチールコングロマリットには画期的な変化が起こるであろう。
【０１０４】
以上述べたように、本発明によって得られる経済的利益は想像を遥かに越えるものである。
【０１０５】
【表１５】
【０１０６】
【表１６】
異なる温度における一般的非鉄金属の熱物理的特性
アルミニウム Ａｌ
【０１０７】
金属の熱物理的特性平均値の算定
鉄金属及び非鉄金属の熱物理的特性データは温度によって変動する。製造パメータを算定する場合、工程において熱物理的特性平均値が採用される。しかしながら、金属の熱物理的特性及び温度データに含まれる温度範囲は現状では常態温度だけである。０℃以下での熱物理的特性に関するデータはない。便宜上、低温における熱特製データとして０℃における熱特製データが採用されている。しかしながら、このようにして得られた熱特製平均値は実際の数値よりも高くなる傾向がある。そのため、熱物理的特性平均値を用いて得られた製造パラメータも実際の数値より高くなる。正当な製造パラメータは製造試験を通して決められるべきである。
【０１０８】
０．２３Ｃスチールの熱物理的特性平均値の決定
平均比熱Ｃｃｐの決定
表１５から得られた０．２３Ｃスチールの温度と比熱の関係に関するデータを表１７に示す。
【表１７】
【０１０９】
表１７から、７５０℃以下の温度においては、比熱は温度の低下に伴って低下することが分かる。０℃以下のすべての比熱データには０℃における比熱データ、すなわち０．４６９ＫＪ／Ｋｇ・Ｋが用いられる。この数値は実際の比熱よりも高い。
【０１１０】
急速凝固冷却の過程においては、非晶質金属の転移温度Ｔｇ及び融点Ｔｍｅｌｔ間にはＴｇ／Ｔｍｅｌｔ＞０．５［１］の関係が成り立つ。
【０１１１】
０．２３Ｃ溶融スチールの温度が急速に降下する１５５０℃〜７５０℃の温度範囲は非晶質転移が起こる温度範囲である。表１７に示したｔ・ｃ間の関係データから、上記温度範囲において計算される比熱平均値が実際の数値より高いことが理解される。この比熱平均値を温度が１５５０℃から７５０℃へ降下する全過程における比熱平均値とすれば実際のそれより高くなるが、信頼できる数値である。
【０１１２】
１３３０℃〜１５５０℃の温度範囲における比熱平均値
溶融スチールの比熱値Ｃ１をこの温度範囲における比熱平均値とする。
ＣＬ＝０．８４ＫＪ／Ｋｇ・℃［８］
１３００℃〜７５０℃における比熱平均値Ｃｃｐ１を算出する。
Ｃｃｐ１＝（０．６８６＋０．６６１＋０．６４４＋０．６４４＋０．６４４＋０．９５４＋１．４３１）／７＝０．８０３１ＫＪ／Ｋｇ・℃
１５５０℃〜７５０℃における比熱平均値Ｃｃｐ１を算出する。
Ｃｃｐ１＝（ＣＬ＋Ｃｃｐ１）／２
＝（０．８４＋０．８０３１）／２＝０．８２２ＫＪ／Ｋｇ・℃
０．２３Ｃスチールの比熱平均値Ｃｃｐを、Ｃｃｐ＝０．８２２ＫＪ／Ｋｇ・℃とする。
【０１１３】
平均熱伝導率λｃｐの算定
【表１８】
【０１１４】
０．２３Ｃの熱伝導率平均値λｃｐを３６．５×１０−３ＫＪ／ｍ．ｓ．℃とする。温度範囲７５０℃〜１２００℃における数値λから、λｃｐ＝３６．５ＫＪ／ｍ．ｓ．℃は実際値より高いことが理解される。この数値を用いて熱伝達量および噴射液体窒素量を計算すると実際値より高く、信頼できる数値である。
【０１１５】
アルミニウムの熱物理的特性平均値の算定
平均比熱Ｃｃｐの決定
【表１９】
【０１１６】
平均熱伝導率λｃｐの算定
【表２０】
【０１１７】
平均密度ρｃｐの算定
【表２１】
【０１１８】
アルミニウム合金、銅合金、チタン合金等の他の非鉄金属の熱物理的特性については関連手引書に記載されているので本願では繰り返し説明しない。
【０１１９】
【表２２】
【技術分野】
【０００１】
本発明は急速凝固技術、低温作業室技術、低温液体窒素高速噴射及び超薄液膜噴射、及び連続鋳造技術を用いた鉄合金及び非鉄合金の非晶質、超微結晶質質あるいは微結晶質構造の製造に関する。
【背景技術】
【０００２】
非晶質金属の引張り強度は一般金属の引張り強度よりも強く、また金属フィラメントの引張り強度に比べて若干劣る。直径１．６μｍの鉄フィラメントの引張り強度は１３４００Ｍｐａに達し、この強度は工業用純鉄の引張り強度の４０倍以上に相当する。現在、最も強度の高い非晶質金属はＦｅ８０Ｂ２０であり、その強度は３６３０Ｍｐａに達する。高強度性に加えて、非晶質金属には高強靭性、超伝導性、耐薬品腐食性等の特別な物理特性も備わっている。しかしながら、通常条件下において、非晶質金属のヤング率及び剪断弾性率は結晶質金属のそれらよりも約３０〜４０％低く、またモザム比は高く約０．４である。非晶質金属の引張り強度は温度に極めて依存している。非晶質転移温度Ｔｇに近い温度においては明らかな軟化現象が発現する。液状のＡｌ−Ｃｕ合金を強い冷却ベース上へ撒き散らしたときの該合金の冷却速度は１０６℃／Ｓに達する。凝固後、得られた合金粒子の直径は１μｍ未満であり、引張り強度は通常の鋳造方法によって得られる合金の引張り強度よりも６倍以上高い。微粒子の幅は１〜１０μｍであり、微粒子中に極めて緻密な微細構造が生じ、微粒子の機械的特性が大幅に向上される。(1)(2)(3)
急速凝固法を用いて種類の異なる鉄金属及び非鉄金属の非晶質、超微結晶質及び微結晶質金属スラブあるいは他形状金属が製造できることは、民間、軍事、航空宇宙産業において明らかに重要なことである。しかしながら、現在この方法を用いて製造を行っている鉄及び非鉄メーカーはない。その主たる理由を以下に述べる。
冷却源が十分強力でない。一般的に冷却源としての作用媒体は空気あるいは水であり、また作用温度は大気温である。
連続鋳造及び方向凝固を用いる方法の場合、溶融金属の温度を液体から固体へ相変化する部分においてのみ急速に降下させることが可能である。凝固後は低速冷却が用いられる。そのため、金属の温度は凝固後もなお高い。鋳造中に金属寸法が増大する場合、熱伝達に対する熱抵抗が増加するため熱消失が困難となる。
【先行技術文献】
【特許文献】
【０００３】
【特許文献１】Yue Zhu, 急速凝固技術及び材料、Beijing, National Defence Industry Press, 1993. 11: 3-8, 22
【特許文献２】Zhou Yao He, Hu Zhuang Qi, 凝固技術、Beijing, Machinery Industry Press, 1998. 10: 227-224
【特許文献３】Cui Zhong Qi, 金属板技術及び熱処理、Beijing, Machinery Industry Press, 54-55
【特許文献４】Wen Bin, 低温の応用エンジニアリング、Beijing, Weaponry Industry Press, 1992.6
【特許文献５】W.R. Gambill ら、CEP Symp. Ser., 57(32); 127-137 (1961); R. Viskanta, Nuclea Eng. Sci., 10; 202 (1961)
【特許文献６】Wang Bu Xuan, 熱伝達及び大量移動のエンジニアリング（上下巻の下巻）、Beijing: Science press, 1998.9: 173
【特許文献７】Turkdogan, E.T., 鉄製造とスチール製造、1985.5: 79-86
【特許文献８】Cai Kai Ke, Pan Yu Chun, Zhao Jia Gui, 連続スチール鋳造に関する５００の疑問、Beijing,: Metallurgical Industry Press, 1997.10: 208
【特許文献９】角田他、日本金属学会誌、44 (1980) 94
【特許文献１０】N.B. Vargaftik, 液体と気体の熱物理的特性、第５章、E. d.Hohn willey & son, Inc., 1975
【発明の開示】
【発明が解決しようとする課題】
【０００４】
本発明は「非晶質、超微結晶質及び微結晶質金属スラブあるいは他形状金属の鋳造のためのＬＲＣ法、及び装置」を提供することを目的とする。
ここで、Ｌは「低温」を意味し、「Ｌ」は「低温」の頭文字である。
Ｒは急速凝固を意味し、「Ｒ」は「急速凝固」の頭文字である。
Ｃは連続鋳造を意味し、「Ｃ」は「連続鋳造」の頭文字である。
【課題を解決するための手段】
【０００５】
前記装置とは連続鋳造装置及びそのシステムである。Ｌ、Ｒ、Ｃ法及び連続鋳造システムを用いて製造される製品は、非晶質、超微結晶質、微結晶質あるいは微粒子状の金属スラブあるいは他形状金属である。言い換えれば、連続鋳造システムを用いた低温急速凝固法により、非晶質、超微結晶質、微結晶質あるいは微粒子から成る鉄金属及び非鉄金属の金属スラブあるいは他形状金属を種々品質及び規格に合わせて製造することが可能である。
【０００６】
非晶質、微結晶質、微粒子から成る金属構造を生成するための限界冷却速度Ｖｋは金属の種類及び化学組成によって異なる。
【０００７】
溶融金属を凝固し、及び冷却速度Ｖｋ（Ｖｋ≧１０７℃／Ｓ）で冷却することにより凝固後に非晶質金属を得ることが可能である。溶融金属の凝固中に放出される潜熱Ｌはゼロである。
【０００８】
溶融金属を凝固し、１０４℃／Ｓ〜１０６℃／Ｓの範囲内の冷却速度Ｖｋで冷却することにより凝固後に微結晶質金属を得ることが可能である。この場合、溶融金属の凝固中に放出される潜熱Ｌはゼロではない。
【０００９】
溶融金属を凝固し、冷却速度（Ｖｋ）１０４℃／Ｓで冷却することにより、凝固後に微粒子金属を得ることが可能である。この場合、溶融金属の凝固中に放出される潜熱Ｌはゼロではない。
【００１０】
分析を容易にするため、金属の種類及び組成が決められた後、非晶質、微結晶質あるいは微粒子構造の金属を得るために用いる金属冷却速度Ｖｋの範囲に従って製造パラメータが算定される。製造試験後に、得られた結果に従ってこの製造パラメータを変更することが可能である。
【００１１】
溶融金属を凝固し、冷却速度（Ｖｋ）１０７℃／Ｓ又は１０６℃／Ｓでそれぞれ冷却することにより、凝固後に非晶質構造金属及び微結晶質構造金属をそれぞれ得ることが可能である。溶融金属を１０６℃／Ｓ〜１０７℃／Ｓの範囲内の冷却速度Ｖｋで凝固冷却することにより、非晶質金属構造と微結晶質金属構造の中間の新たな金属構造が得られる。この新たな金属構造は、本願においては発明者によって超微結晶質金属構造と命名されている。この新たな金属構造の推定引張り強度は微結晶質金属構造の引張り強度よりも高い筈であり、また冷却速度Ｖｋを速めれば非晶質金属の引張り強度に接近する筈である。しかしながら、この新たな金属構造のヤング率、剪断弾性率及びモザム比νは微結晶質金属構造のそれら数値に近接した数値であるべきである。この新たな金属構造の引張り強度は温度に対して非依存的である。超微結晶質構造をもつ金属スラブあるいは他形状金属は新規であり、またより理想的な金属スラブあるいは他形状金属として期待される。本発明は新製品の開発のためさらに実験及び研究を行ってその新規性及び理想的特性を確認するものである。
【００１２】
ＬＲＣ法および連続鋳造システムを用いて非晶質、超微結晶質、微結晶質及び微粒子から成る金属スラブあるいは他形状金属を鋳造する原理は以下の通りである。金属スラブを例に上げてより明瞭に説明する。異なる種類の鉄金属及び非鉄金属、規格の異なる金属スラブ、及び非晶質、超微結晶質、微結晶質、及び微粒子構造を製造するための異なる要件に従って、本発明は重要な製造パラメータのすべてを決定する完全な計算方法、公式及びプログラムを提供する。本発明ではさらにこれらのパラメータを用いて連続鋳造システムを設計及び作製して上記金属スラブを製造する方法が提供される。ＬＲＣ法及びその連続鋳造システムを用いて非晶質、超微結晶質、微結晶質及び微粒子から成る金属スラブあるいは他形状金属を鋳造する場合、図１及び図２に示された熱鋳造型（４）の取出し口の断面形状及び寸法を所望の金属スラブあるいは他形状金属のそれらと同一にすれば、それら所望の金属スラブあるいは他形状金属を製造することが可能である。製造パラメータは、金属スラブあるいは他形状金属の計算方法、公式及び計算プログラムに従って決定可能である。
【００１３】
図１は非晶質、超微結晶質、微結晶質、及び微粒子から成る金属スラブあるいは他形状金属の鋳造に用いられるＬＲＣ法及びその連続鋳造システムの概略図である。低温低圧な気密作業室（８）の大きさは、金属スラブあるいは他形状金属の規格、及び該作業室内の器具及び装置に従って決定される。まず、３成分混合物冷却サイクルを備える低温冷却装置にスイッチを入れて室温を−１４０℃まで降下させ、次いで液体窒素噴射装置（５）を含まない他の液体窒素噴射装置（図１に図示せず）を用いて適量の液体窒素を噴射させて室温をさらに−１９０℃まで降下させ、室温を維持するとともに作業室圧力Ｐを１バールよりやや高く維持する。高温鋳造型の取出し口断面の形状及び寸法は製造される金属スラブあるいは他形状金属の断面の形状及び寸法に依存して決められる。溶融金属はターンテーブル（１）上の鋳造杓を用いて連続的に中央杓（２）中へ注入される。溶融金属（３）は図示されたレベルに保たれる。
【００１４】
図２は溶融金属の急速凝固及び高温鋳造型の取出口における冷却工程を示した概略図である。電気ヒーター（９）によって高温鋳造型が加熱されるため、溶融金属と接する高温鋳造型内面の温度は溶融金属の液温より若干高くなる。その結果、溶融金属が高温鋳造型の内面上で凝固することはない。ＬＲＣ法を用いて非晶質、超微結晶質、微結晶質及び微粒子の金属スラブの連続鋳造を開始する場合、まずしなければならないことは液体窒素噴射装置（５）にスイッチを入れ、一定量の液体窒素を−１９０℃に設定された牽引バー（金属スラブ）（７）に対して連続噴射することである。図２に示すように、噴射される液体窒素が金属スラブと接触する位置は高温鋳造型の取出し口の断面Ｃに設定される。次いで図１に示す誘導牽引装置（６）が直ちに始動され、牽引バー（７）が図１に示すように連続鋳造速度ｕで左へ牽引される。長さ△ｍの薄い金属微小片が時間間隔△τ中に引き出される。非晶質、超微結晶質、微結晶質及び微粒子金属スラブを連続鋳造するためには、長さ△ｍの微小片中の溶融金属が凝固され、この全工程において同一冷却速度Ｖｋで最終温度ｔ２になるまで初温度ｔ１で冷却される。非晶質、超微結晶質、微結晶質及び微粒子金属構造に用いられるＶｋはそれぞれ１０７℃／Ｓ、１０６℃／Ｓ〜１０７℃／Ｓ、１０４℃／Ｓ〜１０６℃／Ｓ、１０４℃／Ｓである。
ここで、
ｔ１は溶融金属の初期凝固温度℃を表し、
ｔ２は最終冷却温度℃、ｔ２＝−１９０℃を表す。
【００１５】
前記種々冷却速度Ｖｋ、及び長さ△ｍ内の溶融金属について、初温度ｔ１から最終温度ｔ２まで冷却するために要する時間間隔△τは下記式から計算可能である。
△τ＝△ｔ／Ｖｋ ｓ （１）
式中、△ｔ＝ｔ１−ｔ２
【００１６】
各符号の意味は先述した通りである。
【００１７】
０．２３Ｃ低炭素鋼の場合、ｔ１は１５５０℃、ｔ２は−１９０℃である。非晶質、超微結晶質、微結晶質及び微粒子金属構造の連続鋳造における急速凝固及び冷却に必要な時間間隔△τを計算し、その結果を表１に示す。
【００１８】
【表１】
【００１９】
長さ△ｍを引き出すのに要する時間間隔△τが長さ△ｍの溶融金属を急速凝固及び冷却して非晶質、超微結晶質、微結晶質及び微粒子金属構造を生成する時間間隔△τと同じであり、同時にガス化法を用いて熱を吸収する時間間隔△τと同じであるならば、急速凝固及び初期温度ｔ１から最終温度ｔ２までの冷却中に長さ△ｍの溶融金属によって生成されるすべての熱が噴射された液体窒素によって吸収され、長さ△ｍの溶融金属は急速に凝固及び冷却され、薄金属微小片中に非晶質、超微結晶質、微結晶質及び微粒子構造が形成される。図２に示した長さ△ｍの部分において、断面Ａの右側には溶融金属があり、断面ｂ−ｃは高温鋳造型の取出し口を残して完全に凝固している金属の微小片である。表１から、０．２３Ｃ炭素鋼の非晶質構造を形成する急速凝固に要する時間間隔△τは僅かに１．７４×１０−４Ｓであり、また微粒子金属構造の形成に要する時間間隔△τも僅かに１．７４×１０１Ｓである。このように短い時間間隔△τにおいて連続鋳造される長さ△ｍは全くの最小値である。下記計算から、０．２３Ｃ非晶質炭素鋼に関する△ｍは僅か０．０３ｍｍであり、超微結晶質炭素鋼に関する△ｍは０．０３ｍｍ〜０．０９ｍｍの範囲内であり、微結晶質炭素鋼に関する△ｍは０．０９ｍｍ〜０．３ｍｍの範囲内であり、微粒子炭素鋼に関する△ｍは０．９ｍｍであることが示される。平面スラブの熱伝導理論によれば、長さ及び幅が厚さの１０倍を超えている場合、その熱伝導はエンジニアリングにおける１次元安定状態熱伝導であると考えることができる。すなわち、ＬＲＣ法を用い０．２３Ｃ非晶質スチールスラブを連続鋳造する場合において切片のすべての寸法が０．３ｍｍ以上であれば、またＬＲＣ法を用いて０．２３Ｃ超微結晶質スチールスラブを連続鋳造する場合において切片のすべての寸法が０．３ｍｍ〜０．９ｍｍ以上であれば、さらにＬＲＣ法を用いて０．２３Ｃ微結晶質スチールスラブを連続鋳造する場合において切片のすべての寸法が０．９ｍｍ〜３ｍｍ以上であれば、断面Ａと断面Ｃ間の熱伝導は１次元安定状態熱伝導であると考えることができる。断面ａ、断面ｂ、断面ｃ、及びそれら断面に対して平行な他の切片はいずれも等温面となる。
【００２０】
図３は急速凝固及び高温鋳造型取出し口における溶融金属の冷却中における温度分布を示した図である。縦軸は温度（℃）、横軸は距離（Ｘｍｍ）である。噴射された液体窒素のガス化によって生ずる強力な冷却作用の下で、断面ａ上における溶融金属の温度は溶融金属の液相線温度である初期凝固温度ｔ１まで降下する。断面ｂ上における溶融金属の温度は該溶融金属の固相線温度である凝固温度ｔｓまで降下する。断面ｂは高温鋳造型の取出し口に配置される。この位置は液体窒素エゼクタ（５）の始動と誘導牽引装置（６）の始動の時間差を変えることによって調整可能である。断面ａと断面ｂの間にある長さ△Ｌの切片は液体と固体が共存する部分であり、断面ｂと断面ｃの間にある切片は固体状態にある部分である。断面ｃにおける金属温度は凝固最終温度ｔ２、すなわち−１９０℃である。長さ△ｍの切片全体における熱伝導過程は１次元安定状態熱伝導であるので、断面ａと断面ｃの間における溶融金属の温度分布は図３に示すように直線性を有する筈である。断面ｂが金属の固体液体状態の界面であることが理解できる。金属は断面ｂ上で凝固すると同時に直ちに引き出される。新たな溶融金属が断面ｂ上で連続的に凝固するので、非晶質、超微結晶質、微結晶質及び微粒子金属スラブを連続鋳造することが可能である。凝固した金属と高温鋳造型との接触はない。それらは溶融金属の界面張力によって互いに保持されるため、固体金属と高温鋳造型との摩擦は生じない。これにより、表面の滑らかな金属スラブの鋳造が可能とされている。他方、ＬＲＣ法を用いて非晶質、超微結晶質、微結晶質及び微粒子金属スラブを鋳造する工程が安定かつ連続的に進行し、鋳造される金属スラブの長さも継続的に増加する。しかしながら、断面ｃの位置及び温度に変化はなくｔ２は−１９０℃のままである。それゆえ固体金属の耐熱性の増大はなく、急速凝固及び冷却処理に対する影響は生じないため、溶融金属及び長さ△ｍの固体金属の冷却速度Ｖｋは始めから終わりまで変化のないまま保持される。さらに、説明を容易にするため、図２及び図３に示した長さ△ｍは図示するための表示であって拡大されている。熱吸収後に噴射された液体窒素のガス化によって生ずる窒素ガスをすべて作業室から素早く放出するため、液体窒素エゼクタ（５）に対向する左方に強力な排気装置を設置すべきである（図１及び図２に図示せず）。これにより、作業室内温度を−１９０℃に安定して保持し、圧力を１パール以上の一定圧に保持することが確保される。
【図面の簡単な説明】
【００２１】
【図１】非晶質、超微結晶質、微結晶質及び微粒子から成る金属スラブあるいは他形状金属の鋳造に用いられるＬＲＣ法および連続鋳造システムの概略図である。
【図２】溶融金属の急速凝固及び高温鋳造型取出し口における冷却処理の原理を説明するための図である。
【図３】急速凝固及び高温鋳造型取出し口における溶融金属の冷却中における温度分布を説明するための図である。
【図４】ＬＲＣ法及びその連続鋳造システムを用いて、上向き取出し口を備える高温鋳造型を介して非晶質、超微結晶質、微結晶質及び微粒子金属スラブあるいは他形状金属を鋳造する原理を説明するための図である。
【発明を実施するための形態】
【００２２】
１．ＬＲＣ法及び該方法による連続鋳造システムの製造パラメータ計算式の決定
１）冷却速度Ｖｋの決定
非晶質、超微結晶質、微結晶質及び微粒子金属スラブの製造から冷却速度Ｖｋを決めることに関しては上記参照。
２）急速凝固と冷却間の時間間隔の算定
前記参照。
△τ＝△ｔ／Ｖｋ ｓ （１）
３）時間間隔△τにおいて連続鋳造される長さ△ｍの決定
断面ａと断面ｃ間の熱伝導は１次元安定状態熱伝導であるため、断面ａと断面ｂ間の熱伝導は下記式から算出される。
Ｑ１＝λｃｐＡ(△ｔ／△ｍ) ｗ （２）
式中、
λｃｐは平均熱伝導率（Ｗ／ｍ．℃［付表1］）、
Ａは熱伝導方向に対して垂直な断面積（ｍ２）、
△ｔは断面ａと断面ｃ間の温度差（△ｔ＝ｔ１−ｔ２）、及び
△ｍは断面ａと断面ｃ間の距離（ｍ）を表す。
【００２３】
非晶質を得る際の冷却速度Ｖｋに対応する時間間隔△τにおいて、断面ａから断面ｃへの熱伝導量は△Ｑ１である。
△Ｑ１＝Ｑ１△τ ＫＪ
式（１）の△τを上記式へ置き換えると、
△Ｑ１＝Ｑ１（△ｔ／Ｖｋ） ＫＪ （３）
が導かれる。
【００２４】
図２には断面ａから断面ｃへ伝導される熱量△Ｑ１と、スラブ上面あるいは下面へ伝導される熱量△Ｑ１／２が示されている。スラブ上面及び下面へ噴射された液体窒素が非晶質を得る際の冷却速度Ｖｋに対応する時間間隔△τ中のガス化を介して熱量△Ｑ１を吸収できれば、長さ△ｍと厚さＥの非晶質金属スラブそれぞれを鋳造することが可能である。長さが△ｍである超微結晶質、微結晶質あるいは微粒子金属スラブも同じ原理に従って鋳造可能である。△Ｑ１は時間間隔△τ中のガス化を介して噴射液低窒素によって吸収される熱量であり、従って△Ｑ１は時間間隔△τ中に噴射される液体窒素量を算出するための基礎となる。
【００２５】
同じ時間間隔△τにおいて、断面ａ中の溶融金属は断面ｃへ移動し、そこで金属冷却は終了される。長さ△ｍ、厚さＥの溶融金属中の内部熱エネルギーは、
△Ｑ２＝Ａ△ｍρｃｐ（Ｃｃｐ△ｔ＋Ｌ） ＫＪ （４）
から算出される。
式中、
Ａは熱伝導方向に対して垂直な断面積（ｍ２）
Ａ＝Ｂ×Ｅ
Ｂは金属スラブの幅（ｍ）
Ｅは金属スラブの厚さ（ｍ）
△ｍは時間間隔△τ中に連続鋳造される厚さＥの金属の長さ、すなわち断面ａと断面ｃ間の距離（ｍ）、
ρｃｐは金属の平均密度（ｇ／ｃｍ３[付表1]）、
Ｃｃｐは平均比熱（ＫＪ／Ｋｇ℃[付表1]）、
△ｔは断面ａと断面ｃ間の温度差、△ｔ＝ｔ１−ｔ２（℃）
Ｌは金属潜熱（ＫＪ／Ｋｇ）を表す。
非晶質金属については、Ｖｋ≧１０７℃／Ｓ， Ｌ＝０
△Ｑ２＝ＢＥ△ｍρｃｐＣｃｐ△ｔ ＫＪ （５）から算出され、
超微結晶質、微結晶質及び微粒子金属構造については、
△Ｑ２＝ＢＥ△ｍρｃｐ（Ｃｃｐ△ｔ＋Ｌ） ＫＪ （６）から算出される。
【００２６】
△Ｑ１＞△Ｑ２であれば、噴射された液体窒素によって吸収される熱は長さ△ｍ、厚さＥの溶融金属中の内部熱エネルギー以上となる。図２に示すように、中央杓中、高温鋳造型の取出し口における断面ａの右側上にある溶融金属の熱は、長さ△ｍの溶融金属の内部熱エネルギーの不足を補うために断面ｃへ伝導される。その結果、断面ｂは徐々に右へ移動し、最終的に高温鋳造型（４）の取出し口は凝固した金属で充満し、これによって連続鋳造が停止される。この問題を解決するための方策は２つある。その一つは連続鋳造速度ｕ及び△ｍを増大させて、△Ｑ１＝△Ｑ２となるまで△Ｑ１を減じ、かつ△Ｑ２を増加させる方法である。しかしながらこの方法では牽引装置（６）に限界がある。別の方法は電気ヒーター（９）の出力を上げて△Ｑ２の熱量不足を補う方法である。しかしながら、この方法ではさらにエネルギーが要求されるため明らかに経済的でない。
【００２７】
△Ｑ１＜△Ｑ２であれば、長さ△ｍ、厚さＥの溶融金属中の内部熱エネルギーは噴射された液体窒素によって吸収される熱よりも大きく、内部熱エネルギーの一部は長さ△ｍの溶融金属中に残り、急速凝固及び冷却工程に影響が及ぶ可能性がある。急速凝固及び冷却に期待通りの結果を得るためには、連続鋳造速度ｕ及び長さ△ｍを減じて△Ｑ１＝△Ｑ２となるまで△Ｑ１を増加させ、かつ△Ｑ２を減少させなければならない。
【００２８】
△Ｑ１＝△Ｑ２であれば、冷却速度Ｖｋに対応した時間間隔△τ中における非晶質金属の製造中に断面ａから断面ｃへ伝導される熱量△Ｑ１が噴射された液体窒素によって取り去られてしまう。Ｑ１は、まさに長さ△ｍ、厚さＥの溶融金属中の内部熱エネルギー△Ｑ２のすべてである。それゆえ、長さ△ｍの溶融金属は急速に凝固し、所定の冷却速度Ｖｋで冷却され、所望の非晶質金属スラブが製造される。同様に超微結晶質、微結晶質、あるいは微粒子金属の製造では、冷却速度Ｖｋに対応する時間間隔△τ中の吸収熱量が△Ｑ１＝△Ｑ２であると、長さ△ｍ、厚さＥの溶融金属から所望の超微結晶質、微結晶質、あるいは微粒子金属スラブが生成される。
【００２９】
△Ｑ１＝△Ｑ２として、式（３）中の△Ｑ１と式（４）中の△Ｑ２を置き換える。
λｃｐＡ（△ｔ／△ｍ）△τ＝Ａ△ｍρｃｐ（Ｃｃｐ△ｔ＋Ｌ）
△ｍ＝√（λ cp△ t △τ／p cp（C cp△ t ＋L）） mm ( 7 )
非晶質金属の場合、Ｌ＝０
△ｍ＝√（λ cp △τ ／ ρ cp C cp） mm ( 8 )
△ｍ＝√（α cp △ τ）
式中、αｃｐは金属の平均熱伝導率を表す。
αｃｐ＝λｃｐ／ρｃｐＣｃｐ ｍ２／ｓ
超微結晶質、微結晶質、あるいは微粒子金属構造については、△τ＝△ｔ／Ｖｋを式（７）へ置き換える。
△ｍ＝√（λ cp／ ρcp (Ccp△ｔ＋Ｌ)Vｋ）・△ｔ ｍｍ （９）
【００３０】
式（６）、（７）及び（８）は△ｍがλｃｐ、ρｃｐ、Ｃｃｐ、Ｌ、△ｔ及び△τ等のパラメータに依存することを示している。ここでλｃｐ、ρｃｐ、Ｃｃｐ及びＬはすべて金属の物理的パラメータであり、また△ｔは△ｔ＝ｔ１−ｔ２であって、ｔ１は初期凝固温度、ｔ２は冷却最終温度、すなわち一定温度としての−１９０℃である。従って△ｔも金属の物理的パラメータと考えることができる。これらのパラメータは金属スラブの組成が決まれば決定可能である。他方、△τは製造されるスラブの金属構造に依存する。例えば、非晶質金属構造のスラブを製造することに決めた場合、冷却速度Ｖｋは１０７℃／Ｓに等しいので、Ｖｋが決まる。これは、製造される金属の組成と構造が決まれば△τが決まることを示している。また、△ｍは２つの因子に依存することが理解できる。一つは金属の種類及び組成であり、もう一つは要求される金属構造である。
【００３１】
４）連続鋳造速度ｕの算定
非晶質、超微結晶質、微結晶質及び微粒子金属構造については、下記式より連続鋳造速度ｕを得ることができる。
ｕ＝△ｍ／△τ （ｍ／ｓ） （１０）
【００３２】
５）噴射される液体窒素量の算定
非晶質、超微結晶質、微結晶質、あるいは微粒子金属構造から成るスラブを製造するためには、要求される金属構造に対応する時間間隔△τ内において、噴射された△Ｖ量の液体窒素のガス化によって、厚さＥ及び長さ△ｍの溶融金属の内部熱エネルギー△Ｑ２のすべてが吸収できなければならない。時間間隔△τ中に噴射された液体窒素量△Ｖは下記式から算定することができる。
△Ｖ＝（△Ｑ２／ｒ）Ｖ‘ ｄｍ３ （１１）
式中、
△Ｖは時間間隔△τ中に噴射された液体窒素量（ｄｍ３）、
ｒは液体窒素の潜熱、すなわち、圧力１．８７７バール、温度−１９０℃の条件下で吸収された液体窒素１Ｋｇがガス化するときに発する熱エネルギー（ＫＪ／Ｋｇ）、
Ｖ‘は液体窒素の比体積、すなわち、圧力１．８７７バール、温度−１９０℃の条件下における液体窒素１Ｋｇの体積（ｄｍ３／Ｋｇ[付表2]）、及び
△Ｑ２は、時間間隔△τにおける厚さＥ、長さ△ｍの溶融金属中の内部エネルギー（ＫＪ）、すなわち断面ａから断面ｃへ伝導される熱量△Ｑ１を表す。
非晶質金属については、△Ｑ２は式（５）から算定可能である。
超微結晶質、微結晶質、あるいは微粒子金属については、△Ｑ２は式（６）から算定可能である。ｒ及びＶ‘の値は付表２から見出し得る。ｒ及びＶ’を用いて式（１１）から△Ｖを算出することができる。△Ｖが決まれば、噴射された液体窒素量Ｖを下記式によって算定可能である。
Ｖ＝（△Ｖ／△τ）・６０ ｄｍ３／分 （１２）
式中、Ｖは噴射された液体窒素量を表す。
【００３３】
６）噴射液体窒素層の厚さｈの算定
金属スラブの上面あるいは底面上の噴射液体窒素層の厚さは下記式により算定可能である。
ｈ＝△Ｖ／２ＢＫ△τ ｍｍ （１３）
式中、ｈは噴射液体窒素層の厚さ（ｍｍ）、
Ｋは液体窒素の噴射速度（ｍ／ｓ）、
Ｂは前記上面及び下面の幅と２つの側面の変換厚（ｍｍ）の和を表し、
△Ｖと△τは前記と同様である。
【００３４】
７）噴射された液体窒素の容積Ｖのガス化によって生成されるガスの容積Ｖｇの算定
△Ｑ２及びｒ等のパラメータが決まったら、Ｖｇは下記式より算定可能である。
Ｖｇ＝（△Ｑ２／ｒ）Ｖ“（６０／△τ） ｄｍ３／分 （１４）
式中、
Ｖｇは、圧力１．８７７パール、温度−１９０℃の条件下で噴射された液体窒素の容積Ｖのガス化によって生ずる窒素ガス容積（ｄｍ３／分）、
ｖ“は、圧力１．８７７パール、温度−１９０℃の条件下で液体窒素１ｋＧがガス化することによって生ずる窒素ガスの容積（ｄｍ３／ｋＧ[付表2]）、
△Ｑ２及び△τは前記と同様である。
算定されたＶｇを用いて強力排気装置のスループットを設計することが可能である。
【００３５】
２．金属スラブ内における熱伝導
図２に示すように、急速凝固及び冷却工程において、熱量△Ｑ１は金属スラブの中心からその表面へ伝導され、次いでスラブ表面へ噴射された液体窒素のガス化によってその表面から取り去られなければならない。しかしながら、熱量をスラブの中心からその表面へ素早く伝導できるかが問題となる。それが可能であれば、スラブ表面へ液体窒素を噴射することによって熱量を完全に取り去ることが可能である。スラブ中心からその表面への熱伝導速度が制限要因となっていることは明らかである。
【００３６】
断面ａ及び断面ｃの間及びそれらに平行なすべての断面ａ−ｃは等温面であり、また断面ｃの左にあるすべての断面も温度−１９０℃の等温面である。スラブ内部の熱量のこれら等温面を介したスラブ表面への伝導は下記熱伝導式に従って行われる。
△ｔ＝ＱＲλ
式中、
Ｑは等温面を通しての熱伝導量（Ｗ）を表し、その数値は断面ａ−ｃの熱伝導量に依存する。
△ｔは等温面間における熱伝導の温度差（℃）を表す。
Ｒλは等温面における熱伝導に対する熱抵抗（℃／Ｗ）を表す。
【００３７】
等温面には温度差がないため、△ｔ＝０である。熱伝導量Ｑは△Ｑ２に依存する。すなわち、Ｑは噴射される液体窒素量に依存する。従って、
Ｑ≠０であり、Ｒλは０でなければならないのでＲλ＝０である。
【００３８】
Ｒλ＝０は、熱がスラブ内部から表面へ等温面を通って伝導する時にその熱伝導に熱抵抗がないことを意味している。断面ｃの左の金属は温度−１９０℃の等温面であり、内部の熱のスラブ表面へのいかなる方向への伝導にも熱抵抗は全くない。それゆえ、断面ｃの左方においては、スラブ内部の熱のスラブ表面への伝導に際して、スラブ表面へ噴射された液体窒素による熱吸収の影響を受けることなく、熱をスラブ表面へ素早く完全に伝導させることが可能である。
【００３９】
３．ＬＲＣ法及び該方法による連続鋳造システムにおける液体窒素の利用
液体窒素は無色、透明、かつ流れ易い液体であり、流体としての一般的性質を備えている。液体窒素噴射装置において、その圧力ｐ及び流速Ｖを一般的方法を用いて制御することが可能である。液体窒素がその境界状態に近づくと、その物理的性質、特に比熱Ｃｐ及び熱伝導率λに異常な変化が起こる。しかしながら、急速凝固及び冷却工程においては、噴射液体窒素はその境界部分において作用しない。従って、境界状態においてその物理的性質の異常な変化を考慮する必要はない。液体窒素の標準沸点（ｔｂｏｉｌ）は、圧力ｐ＝１．０１３バール[付表2]において−１９５．８１℃である。
【００４０】
別の検討において、炭素鋼を液体窒素中で直接攪拌して急冷させた場合、その硬度は炭素鋼を水中で急冷させた場合よりも遥かに低くなる[4]。この現象は、赤熱した部分を大形容器中の液体窒素中へ入れると、液体窒素が熱を吸収して急速にガス化することを示している。大形容器中で生成した窒素ガスはその赤熱部分を取り囲んで該部分と液体窒素を分離させる窒素ガス層を形成する。このガス層は熱を伝導せず、前記赤熱部分に対する断熱層となる。その結果、熱が十分に放散されず、冷却速度が低下し、液体窒素中で急冷された炭素鋼の硬度は、水中で急冷された炭素鋼の硬度よりも大幅に低下する。
【００４１】
圧力ｐ１バール下において、大形容器中に水を入れ、沸騰が始まるまで加熱してから該水中における温度分布を測定する。加熱面に直近の２〜５ｍｍの薄い水層中において、温度は約１００．６℃から１０９．１℃まで急激に上昇する。急激な温度変化によって、容器壁付近の水中に広い温度勾配が生ずる。しかしながら、前記薄層の外側の水温は大きくは変化しない。前記容器壁付近に生じた広い温度勾配によって、水の沸騰熱伝達係数ａｃは水の対流熱伝達係数よりも遥かに高くなる。このことにより、加熱面から水への熱伝達及び水の蒸発は主に前記２〜５ｍｍの薄い水層において起こり、前記薄い水層の外側の水はこれに殆ど関与しないという重要な結論が導き出される。さらに、前記加熱面付近の薄い水層中に広い温度勾配が生ずる特性はあらゆる他の沸騰過程にも存在することが見出されている。液深が２〜５ｍｍを超えない浅いプール、液厚が２〜５ｍｍ以内の流れ沸騰等による加熱方法が利用され始めている。これらいずれの方法によっても壁に近接してさらに大きな温度勾配が生成される。このような低水位液中での沸騰は液膜沸騰と呼ばれる。薄い液膜による流れ沸騰の場合、液流速度が働くため壁に近接した温度勾配はさらに大きくなり、この種の薄い液膜による流れ沸騰の熱伝達能はさらに高くなる。高流速効果を利用すべく、３０ｍ／秒の高流速で直径５ｍｍの円筒管へ水を流す検討が行われ、ｑｗ＝１．７３×１０８Ｗ／ｍ２の結果が得られている[5]。
【００４２】
上記データに関する分析に基づいて、ＬＲＣ法では高噴射速度と極めて薄い膜を用いた噴射熱伝達技術が用いられる。ここで下記式が与えられる。
ｈ＝△Ｖ／２ＢＫ△τ ｍｍ （１３）
式中の符号の意味は前記と同様である。
【００４３】
△τ及び△Ｖを決定した後、液体窒素の噴射速度Ｋを３０ｍ／ｓあるいはそれ以上まで高め、噴射された液体窒素層の厚さｈを２〜３ｍｍ以内、あるいはさらに１〜２ｍｍ以内に保持することにより高噴射速度及び極めて薄い液膜噴射技術を実現することが可能である。
【００４４】
図２に示した液体窒素エゼクタ（５）の噴射口における噴射液体窒素及び作業室（８）に関するパラメータは下記のとおりである。
ｐ：液体窒素の噴射圧、ｐ＝１．８８７バール
ｔ：液体窒素の温度、ｔ＝−１９０℃
Ｋｍａｘ：液体窒素の最大噴射速度、Ｋｍａｘ＝３０ｍ／ｓ
ｈ：噴射された液体窒素層の厚さ、ｈ＝２〜３ｍｍまたは１〜２ｍｍ
ｐｂ：作業室の室内圧、ｐｂ＝１バール
ｔｂ：作業室の温度、ｔｂ＝−１９０℃
【００４５】
液体窒素は２〜３ｍｍまたは１〜２ｍｍの高さをもつエゼクタ（５）‘の噴射口から作業室内の空間全体へ噴射される。液体窒素のジェット流は非常に希薄であり、その速度は極めて速く、ジェットビームが短間隔後方のスラブへ達すると、端部から中心に至るジェットビームの断面全体の圧力は１．８８７バールから１バールへ急速に降下する。この圧力においては、液体窒素の飽和温度はその沸騰温度ｔｂｏｉｌ（ｔｂｏｉｌ＝−１９５．８１℃）でもある（付表２）。しかしながら、噴射された液体窒素の温度は沸騰温度よりも高いｔ＝−１９０℃のままである。従って液体窒素は沸騰状態にある。熱をその中へ伝達すれば、液体窒素を急速にガス化させることが可能である。ガス化速度は液体窒素温度と沸点との温度差と相関関係にある。この場合、この温度差は５．７５℃である。温度差がさらに増大すれば、液体窒素のガス化速度はさらに高くなる。
【００４６】
前記噴射液体窒素の圧力が１．８８７バールから１バールへ降下した時、液体窒素の温度は圧力１バールで飽和温度（沸点温度）よりも猶高い。これは容積沸騰の物理的条件に従ったものである。熱供給が十分である限り、噴射された液体窒素層全体に等相ガス化が起こる。当然のこととして、噴射液体窒素を分離する窒素ガス層は生じない。
【００４７】
液体窒素の流速は３０ｍ／ｓまでひき上げられて設定され、及び噴射された液体窒素層の厚さは２〜３ｍｍ、さらには１〜２ｍｍに制御される。これは、壁に近接して極めて高い温度勾配を示す薄層に必ずなるように速い流速で薄層を形成することを目的とするためである。このようにして、液体窒素の薄層全体は壁に近接した極めて高い温度勾配中に含まれ、強力な熱伝達の一翼を担う。さらに、流速を高めることにより熱伝達能がさらに増大し、薄層中のすべての液体窒素による熱吸収及びガス化が引き起こされる。ガス化中に生じた蒸気は排気装置によって迅速に取り除かれるので、金属スラブの底面であっても噴射された液体窒素を分離させる窒素ガス層は存在しない。噴射された液体窒素からの急速なガス化及び冷却による効果は上面と底面のいずれにおいても同様に得られることが理解されよう。壁近接部分の温度及び熱伝達の強さのいずれも金属スラブ表面の温度によって影響を受ける。
【００４８】
上記分析より、ＬＲＣ法及びその連続鋳造システムにおいては、高速噴射及び極めて薄い液膜噴射技術を用いることにより、金属スラブ表面上において噴射された液体窒素を分離させる窒素層を形成することなく、熱吸収及びガス化を通して噴射された液体窒素によって要求された時間間隔△τ中に熱量△Ｑが取り除かれることが理解されよう。
【００４９】
４．噴射液体窒素と金属スラブ間での熱交換
図２に示すようにＬＲＣ連続鋳造システムによる鋳造が開始されると、噴射された液体窒素は断面ｃにおいて金属スラブと接触するようになる。鋳造初期段階においては、金属スラブの温度及び噴射された液体温度の温度はいずれも−１９０℃である。それゆえ、時間間隔△τの開始時点では液体窒素と金属スラブ間には熱交換は起こらない。しかしながら、時間間隔△τにおいて極めて短期間後に熱量の少量△Ｑ１／２が接触部分においてスラブ表面へ伝達される。スラブ表面の温度は直ぐに急速に上昇するため、液体窒素とスラブ表面間に温度差が生ずる。液体窒素はスラブ表面との熱交換を開始し、その熱をガス化を通して取り除くのでスラブ表面の温度は直ぐに−１９０℃へと降下する。さらに極めて短い時間間隔中に、前記接触部分へ噴射された液体窒素のガス化によって生じた窒素ガスのすべては強力排気装置によって作業室（８）から取り除かれる。前記時間間隔△τのうちの極めて短期間に続く別の極めて短期間において、金属スラブは左方へ極めて短い距離だけ移動する。次いで液体窒素がスラブ表面の新たな部分上へ新たに噴射される。液体窒素とスラブ間の熱交換は上記工程において反復される。時間間隔△τ後、噴射された液体窒素によって最終的に熱量△Ｑ１／２が取り除かれる。金属スラブには上面と底面があることから、噴射された液体窒素によって最終的には熱量△Ｑ１のすべてが取り除かれる。急速凝固及び冷却は予定通り進行し、最終的に非晶質、超微結晶質、微結晶質及び微粒子金属構造が生成される。
【００５０】
液体窒素と金属スラブ間の熱交換の実際の状態は上述したものとは少し異なっており、スラブの最終冷却終了温度は−１９０℃よりも１０〜２０℃高い。すなわちｔ２＝−１８０℃〜−１７０℃である。しかしながら、このことは非晶質、超微結晶質、微結晶質及び微粒子金属構造から成る金属スラブの製造には影響しない。金属スラブの最終温度は−１９０℃のままである。
【００５１】
また、作業室（８）の作業圧は、強力排気装置を用いてｐｂ＝１バールの一定値に維持されなければならない。作業温度ｔｂは試験製造の結果を見て−１９０℃に調整可能である。
【００５２】
５．最大厚Ｅｍａｘをもつ非晶質、超微結晶質、微結晶質及び微粒子金属スラブの鋳造における製造パラメータの計算式
ここでの目的は幅Ｂが１ｍの金属スラブの製造である。
噴射された液体窒素の厚さｈは２ｍｍに決められ、一定に保たれる。壁に近接した極めて高い温度勾配と噴射された液体窒素の減圧によって起こる等相ガス化の両作用の下で、厚さｈが２ｍｍの噴射液体窒素層のすべてが熱を吸収しガス化することによって非晶質、超微結晶質、微結晶質及び微粒子金属スラブを製造することが可能である。厚さｈが２ｍｍより厚ければ、要求された金属構造をもつスラブの鋳造ができなくなる可能性がある。ｈが２ｍｍに一定に保たれれば、液体窒素エゼクタ（５）の噴射ノズルを変える必要がなく、取り付けられたサイズのまま使用可能である。
【００５３】
液体窒素の最大噴射速度ＫｍａｘはＫｍａｘ＝３０ｍ／ｓと決められる。幅Ｂ＝１ｍ、ｈ＝２ｍｍ、Ｋｍａｘ＝３０ｍ／ｓである時、液体窒素エゼクタ（５）から噴射される液体窒素最大量はＶｍａｘである。この量の液体窒素の存在下で、最大厚Ｅｍａｘの非晶質、超微結晶質、微結晶質あるいは微粒子金属スラブを連続鋳造することが可能である。
計算の詳細について以下に示す。
【００５４】
１）冷却速度の算定
非晶質、超微結晶質、微結晶質あるいは微粒子金属構造のいずれが要求されるかによってそれぞれ異なる冷却速度Ｖｋが算定される。
２）急速凝固及び冷却の時間間隔△τの算定
△τは下記式（１）から求められる。
△τ＝△ｔ／Ｖｋ （ｓ） （１）
３）時間間隔△τにおける鋳造スラブ長△ｍの算定
非晶質金属構造に関し、△ｍは下記式（８）から求められる。
△ｍ＝√（λcp△τ/ρcpCcp） mm (8)
超微結晶質、微結晶質及び微粒子金属構造に関し、△ｍは下記式（９）から求められる。
△ｍ＝√（λcp／ρcp(Ccp△ｔ＋Ｌ)Vk）・△ｔ ｍｍ （９）
４）連続鋳造速度ｕの算定
ｕは下記式（１０）から求められる。
ｕ＝△ｍ／△τ ｍ／ｓ （１０）
パラメータＶｋ、△τ、△ｍ、及びｕは、金属の熱物理的特性及び非晶質、超微結晶質、微結晶質及び微粒子金属構造の相違にのみ依存する。これらパラメータは金属スラブの厚さとは無関係である。金属の種類及び組成と、所望される金属構造が決まれば、パラメータＶｋ、△τ、△ｍ、及びｕの数値も決まる。金属スラブの厚さを変えてもこれらパラメータの数値に影響はない。
５）△Ｖｍａｘの算定
液体窒素の最大噴射速度Ｋｍａｘが３０ｍ／ｓである場合、噴射液体窒素層の厚さｈは２ｍｍ、また金属スラブの幅Ｂは１ｍに一定に保たれ、時間間隔△τ中に液体窒素エゼクタ（５）によって噴射される液体窒素容積が△Ｖｍａｘである。この噴射液体窒素量は時間間隔△τにおいて噴射される液体窒素の最大量である。△Ｖｍａｘは式（１３）から算出可能であり、式（１３）の△Ｖを△Ｖｍａｘへ置き換えて式（１５）を得、この式（１５）から求めることが可能である。
△Ｖｍａｘ＝２ＢＫｍａｘ・△τ・ｈ ｄｍ３ （１５）
６）△Ｑ２ｍａｘの算定
△Ｑ２ｍａｘは完全なガス化が行われる間に液体窒素の最大噴射量△Ｖｍａｘによって吸収される熱量である。式（１１）の△Ｖ及び△Ｑを△Ｖｍａｘと△Ｑ２ｍａｘにそれぞれ置き換えて式（１６）を得、この式（１６）から△Ｑ２ｍａｘを算出することが可能である。
△Ｑ２ｍａｘ＝△Ｖｍａｘｒ／Ｖ‘ ＫＪ （１６）
７）非晶質、超微結晶質、微結晶質あるいは微粒子金属スラブの最大厚Ｅｍａｘの算定
Ｑ２ｍａｘは完全なガス化が行われる期間における液体窒素の最大噴射容積△Ｖｍａｘであると同時に、長さ△ｍの非晶質、超微結晶質、微結晶質あるいは微粒子金属スラブの溶融金属中に含まれる内部熱エネルギーである。従って、最大厚Ｅｍａｘは下記式から算出可能である。
非晶質金属スラブに関し、式（５）の△Ｑ２及びＥを△Ｑ２ｍａｘとＥｍａｘにそれぞれ置き換えて式（１７）を得、この式（１７）からＥｍａｘの数値を算出することが可能である。
Ｅｍａｘ＝△Ｑ２ｍａｘ／Ｂ△ｍρｃｐＣｃｐ△ｔ ｍｍ （１７）
超微結晶質、微結晶質あるいは微粒子金属スラブに関し、式（６）の△Ｑ２及びＥｍａｘを△Ｑ２ｍａｘとＥにそれぞれ置き換えて式（１８）を得、この式（１８）からＥｍａｘを算出することが可能である。
Ｅｍａｘ＝△Ｑ２ｍａｘ／Ｂ△ｍρｃｐ（Ｃｃｐ△ｔ＋Ｌ） ｍｍ （１８）
８）Ｖｍａｘの算定
式（１２）のＶ及び△Ｖを△Ｑ２ｍａｘとＥｍａｘにそれぞれ置き換えて式（１９）を得、この式（１９）からＶｍａｘの数値を算出することができる。
Ｖｍａｘ＝△Ｖｍａｘ／△τ・６０ ｄｍ３ （１９）
式（１５）を上記式へ置き換えれば、
Ｖｍａｘ＝１２０ＢＫｍａｘｈ ｄｍ３／分 （１９）‘
となり、この場合Ｂ、Ｅｍａｘ及びｈが一定であればＥｍａｘも一定である。
９）Ｖｇｍａｘの算定
式（１４）のＶｇ及び△Ｑ２をＶｇｍａｘと△Ｑ２ｍａｘにそれぞれ置き換えて式（２０）を得、この式（２０）からＶｇｍａｘの数値を算出することができる。
Ｖｇｍａｘ＝（△Ｑ２ｍａｘ／ｒ）Ｖ“（６０／△τ） ｄｍ３／分 （２０）
△Ｑ２ｍａｘの計算式を上記式へ置き換えれば、
Ｖｇｍａｘ＝１２０ＢＫｍａｘｈ／Ｖ‘・Ｖ“ ｄｍ３／分 （２０）’
Ｖ‘及びＶ“は液体窒素の熱物理的特性のパラメータである。これらのパラメータは温度ｔに伴って変化する。液体窒素の温度ｔが−１９０℃であると、Ｖ’及びＶ”も決まる。Ｂ、Ｋｍａｘ及びｈが一定であれば、Ｖｍａｘも一定である。
【００５５】
６．厚さＥの非晶質、超微結晶質、微結晶質及び微粒子金属スラブ鋳造のための製造パラメータ計算式
前述したようにパラメータＶｋ、△τ、△ｍ、及びｕは金属スラブの厚さとは無関係である。これらの数値は最大厚がＥｍａｘである非晶質、超微結晶質、微結晶質及び微粒子金属スラブの鋳造における数値と同一である。しかしながら、熱量に依存するパラメータ△Ｖ、△Ｑ２、Ｖ、Ｖｇは長さ△ｍのスラブの厚さ、溶融金属量及び内部熱エネルギーと共にＥｍａｘからＥへ減少する。これら数値の計算式は下記の通りである。
１）比例係数Ｘの算出
Ｘ＝Ｅｍａｘ／Ｅ （２１）
式中、
Ｅｍａｘは非晶質、超微結晶質、微結晶質あるいは微粒子金属スラブの最大厚（ｍｍ）、
Ｅは非晶質、超微結晶質、微結晶質あるいは微粒子金属スラブの厚さ（ｍｍ）、及び
Ｘは比例係数を表す。
２）△Ｑ２、△Ｖ、Ｖ及びＶｇの算定
長さ△ｍの溶融金属中の内部熱エネルギーは金属スラブの厚さに直接比例するため、下記式が成り立つ。
Ｘ＝△Ｑ２ｍａｘ／△Ｑ２＝△Ｖｍａｘ／△Ｖ＝Ｖｍａｘ／Ｖ
＝Ｖｇｍａｘ／Ｖｇ （２２）
３）液体窒素の噴射速度Ｋの算定
液体窒素層の厚さが２ｍｍに一定に保たれるならば、噴射される液体窒素量がＶｍａｘからＶへ減少すると液体窒素の噴射速度はＫｍａｘからＫへと降下する。このようなＫｍａｘとＫとの関係から式（２３）が成り立つ。
Ｘ＝Ｋｍａｘ／Ｋ （２３）
上記式は、比例係数式（２１）、（２２）及び（２３）を用いることによって、厚さＥの非晶質、超微結晶質、微結晶質及び微粒子金属スラブの製造パラメータをＥｍａｘに関するパラメータを用いて算出できることを示している。
これら式に従って、種々金属種及び非晶質、超微結晶質、微結晶質あるいは微粒子金属スラブの厚さに関する製造パラメータが算出可能である。計算結果を試験製造及び設計、さらにＬＲＣ法連続鋳造システムの製造に利用して所望のスラブを製造することが可能である。
前記計算式を用いて製造パラメータの決定方法、及びＬＲＣ法及びその連続鋳造システムを通して非晶質、超微結晶質、微結晶質及び微粒子金属スラブを鋳造するための製造構成方法を説明するため、幅Ｂが１ｍの０．２３Ｃスチールスラブ及び幅Ｂが１ｍのアルミニウムスラブをそれぞれ鉄金属及び非鉄金属の例として用いて前記式をどのように適用して製造パラメータ及び製造構成方法を決めるかについて説明する。
【００５６】
７．ＬＲＣ法及びその連続鋳造システムを用いた非晶質、超微結晶質、微結晶質及び微粒子金属スラブの鋳造、及び製造パラメータの決定
０．２３Ｃスチールスラブの重要パラメータ及び熱パラメータは下記の通りである。
Ｂ：スチールスラブの幅、Ｂ＝１ｍ
Ｅ：スチールスラブの厚さ、Ｅ＝Ｘｍ
Ｌ：潜熱、Ｌ＝３１０ＫＪ／Ｋｇ
λｃｐ：平均熱伝導率、λｃｐ＝３６．５×１０−３ＫＪ／ｍ・℃ｓ［付表２］
ρｃｐ：平均密度、ρｃｐ＝７．８６×１０３Ｋｇ／ｍ３［付表１］
Ｃｃｐ：平均比熱、Ｃｃｐ＝０．８２２ＫＪ／Ｋｇ℃［付表１］
ｔ１：初期凝固温度、ｔ１＝１５５０℃
ｔ２：終了凝固冷却温度、ｔ２＝−１９０℃
液体窒素の熱パラメータは下記表に示す通りである［付表２］。
【００５７】
【表２】
【００５８】
上記表中、
ｔは液体窒素の温度（℃）、すなわち、ｔ＝−１９０℃を表し、
ｐは液体窒素のｔ＝−１９０℃における圧力（バール）、すなわちｐ＝１．８７７バールを表し、
Ｖ‘は液体窒素１Ｋｇのｔ＝−１９０℃及びｐ＝１．８７７バールにおける容積（ｄｍ３／Ｋｇ）を表し、
Ｖ“は窒素ガス１Ｋｇのｔ＝−１９０℃及びｐ＝１．８７７バールにおける容積（ｄｍ３／Ｋｇ）を表し、及び
ｒはｔ＝−１９０℃及びｐ＝１．８７７バールにおける潜熱、すなわち液体窒素１Ｋｇがｔ＝−１９０℃及びｐ＝１．８７７バールにおいてガス化される時に吸収される熱量（ＫＪ／Ｋｇ）を表す。
【００５９】
１）ＬＲＣ法及び該方法による連続鋳造システムを用いた０．２３Ｃ非晶質スチールスラブの鋳造及び製造パラメータの算定
１．１）ＬＲＣ法及び該方法による連続鋳造システムを用いた厚さＥｍａｘの０．２３Ｃ非晶質スチールスラブの鋳造及び製造パラメータの算定
（１）０．２３Ｃ非晶質スラブの凝固冷却工程全体における冷却速度Ｖｋの算定
Ｖｋは１０７℃／ｓとする。
（２）△τの算定
Ｖｋ、ｔ１、ｔ２に関するデータを式（１）へ置き換えることにより、
△τ＝（ｔ１−ｔ２）／Ｖｋ＝１５５０−（−１９０）／１０７
＝１．７４×１０−４Ｓ
（３）△ｍの算定
非晶質スチールスラブに関し、△ｍは下記式（８）から求められる。
△ｍ＝√（（λcp／ρcpCcp）△τ）
＝√（（３６．５×１０―３／７．８６×１０３×０．８２２）×１．７４×１０−４）
＝０．０３１３５ｍｍ
（４）ｕの算出
ｕは式（１０）から算出される。
ｕ＝△ｍ／△τ＝０．０３１３５／１．７４×１０−４＝１０．８１ｍ／分
（５）△Ｖｍａｘの算定
Ｖｍａｘは式（１５）から算出される。
Ｋｍａｘ＝３０ｍ／ｓとすると、
△Ｖｍａｘ＝２ＢＫｍａｘ△τｈ
＝２×１×１０３×３０×１０３×１．７４×１０−４×２
＝０．０２０８８ｄｍ３
（６）△Ｑ２ｍａｘの算定
△Ｑ２ｍａｘは式（１６）から算出される。
△Ｑ２ｍａｘ＝△Ｖｍａｘｒ／Ｖ‘
＝０．０２０８８×１９０．７／１．２８１＝３．１０８４ＫＪ
（７）Ｅｍａｘの算出
Ｅｍａｘは式（１７）から算出される。
Ｅｍａｘ＝△Ｑ２ｍａｘ／Ｂ△ｍρｃｐＣｃｐ△ｔ
＝３．１０８４／１００×０．００３１３５×７．８×１０−３×０．８２２×１７４０＝８．９ｍｍ
（８）Ｖｍａｘの算出
Ｖｍａｘは式（１９）‘から算出される。
Ｖｍａｘ＝１２０ＢＫｍａｘｈ
＝１２０×１×１０３×３０×１０３×２＝７２００ｄｍ３／分
（９）Ｖｇｍａｘの算出
Ｖｇｍａｘは式（２０）‘から算出される。
Ｖｇｍａｘ＝（１２０ＢＫｍａｘｈ／Ｖ‘）×Ｖ“
＝（１２０×１×１０３×３０×１０３×２／１．２８１）×１２２．３
＝６８７４００．５ｄｍ３／分
【００６０】
上記計算は、液体窒素エゼクタ（５）中の液体窒素が高温鋳造型（４）の取出し口において０．２３Ｃスチールスラブへ厚さｈが２ｍｍとなるように最大噴射速度Ｋｍａｘ＝３０ｍ／ｓ及び最大噴射量Ｖｍａｘ＝７２００ｄｍ３／分で噴射される場合、誘導牽引装置（６）がスラブを連続鋳造速度ｕ＝１０．８１ｍ／分で引き出して高温鋳造型（４）の取出し口から離脱させることを示している。ＬＲＣ法及びそれによる連続鋳造システムにより、温度ｔ１＝１５５０℃、断面積１０００×８．９ｍｍ２、及び長さ△ｍ＝０．０３１３５ｍｍの溶融金属を凝固させ及び冷却速度Ｖｋ＝１０７℃／ｓで冷却させて最終的に最大厚Ｅｍａｘ＝８．９ｍｍ及び幅Ｂ＝１０００ｍｍの０．２３Ｃ非晶質スチールスラブを連続鋳造することが可能である。
【００６１】
１．２）ＬＲＣ法及び該方法による連続鋳造システムを用いた厚さＥの０．２３Ｃスチールスラブの鋳造及び製造パラメータの決定
（１）Ｅ＝５ｍｍとする。Ｅ＝５ｍｍに対応するパラメータＶｋ、△τ、△ｍ、ｕの数値はＥ＝８．９ｍｍに対応する上記パラメータ数値と同一である。すなわち、Ｖｋ＝１０７℃／ｓ、△τ＝１．７４×１０−４ｓ、△ｍ＝０．０３１３５ｍｍ、ｕ＝１０．８１ｍ／分である。
（２）Ｘの算出
Ｘは式（２１）から算出される。
Ｘ＝Ｅｍａｘ／Ｅ＝８．９／５＝１．７８
（３）△Ｖの算出
△Ｖは式（２２）から算出される。
△Ｖ＝Ｖｍａｘ／Ｖ＝０．０２０８８／１．７８＝０．０１１７３ｄｍ３
（４）△Ｑ２の算出
△Ｑ２は式（２２）から算出される。
△Ｑ２＝△Ｑ２ｍａｘ／Ｘ＝３．１０８４／１．７８＝１．７４６ＫＪ
（５）Ｖの算出
Ｖは式（２２）から算出される。
Ｖ＝Ｖｍａｘ／Ｘ＝７２００／１．７８＝４０４４．９ｄｍ３／分
（６）Ｖｇの算出
Ｖｇは式（２２）から算出される。
Ｖｇ＝Ｖｇｍａｘ／Ｘ＝６８７４００．５／１．７８
＝３８６１８０．１ｄｍ３／分
（７）Ｋの算出
Ｋは式（２３）から算出される。
Ｋ＝Ｋｍａｘ／Ｘ＝３０／１．７８＝１６．９ｍ／ｓ
【００６２】
上記計算は、連続鋳造速度が０．１８ｍ／分に固定され、また噴射される液体窒素層の厚さが２ｍｍに固定される場合、液体窒素の噴射量がｖ＝４０４４．９ｄｍ３／分に低下し、それに対応する液体窒素の噴射速度もｋ＝１６．９ｍ／ｓに降下することを示している。この場合では、厚さＥ＝５ｍｍの０．２３Ｃ非晶質スチールスラブが連続鋳造される。
【００６３】
２）ＬＲＣ法及び該方法による連続鋳造システムを用いた０．２３Ｃ超微結晶質スチールスラブの鋳造及び製造パラメータの算定
０．２３Ｃ超微結晶質スチールスラブの連続鋳造に関する検討において、最大厚Ｅｍａｘあるいは他の厚さＥをもつスラブ製造のための製造パラメータが種々冷却速度Ｖｋにおいて調べられた。冷却速度としては、２×１０６℃／ｓ、４×１０６℃／ｓ、６×１０６℃／ｓ、及び８×１０６℃／ｓをそれぞれ組み合せて用いた。
【００６４】
２．１）ＬＲＣ法及び該方法による連続鋳造システムを用いて冷却速度Ｖｋ＝２×１０６℃／ｓで０．２３Ｃ超微結晶質スチールスラブを鋳造する場合の最大厚Ｅｍａｘの算定、及び製造パラメータの決定
ここでＫｍａｘ＝３０ｍ／ｓ、ｈ＝２ｍｍ、及びＶｋ＝２×１０６℃／ｓに一定に維持する。
（１）△τの算出
△τは式（１）から算出される。
△τ＝ｔ１−ｔ２／Ｖｋ＝１５５０−（−１９０）／２×１０６
＝８．７×１０−４ｓ
（２）△ｍの算出
超微結晶質スチールスラブに関しては、凝固過程において潜熱が存在し、△ｍは式（９）から算出される。
△ｍ＝√（λcp/ρcp△t+L)Vk）・△t
＝√[36.5×10-3/7.86×103(0.822×1740+310)×２×１０６]×１７４０＝０．０６３６ｍｍ
（３）ｕの算出
ｕは式（１０）から算出される。
ｕ＝△ｍ／△τ＝０．０６３６／８．７×１０−４＝４．３９ｍ／分
（４）△Ｖｍａｘの算出
△Ｖｍａｘは式（１５）から算出される。
△Ｖｍａｘ＝２ＢＫｍａｘ△τｈ
＝２×１×１０３×３０×１０３×８．７×１０−４×２＝０．１０４４ｄｍ３
（５）△Ｑ２ｍａｘの算出
△Ｑ２ｍａｘは式（１６）から算出される。
△Ｑ２ｍａｘ＝△Ｖｍａｘｒ／Ｖ‘
＝０．１０４４×１９０．７／１．２８１＝１５．５５ＫＪ
（６）Ｅｍａｘの算出
超微結晶質スチールスラブに関し、Ｅｍａｘは式（１８）から算出される。
Ｅｍａｘ＝△Ｑ２ｍａｘ／Ｂ△ｍρｃｐ（Ｃｃｐ△ｔ＋Ｌ）
＝１５．５５／１００×０．００６３６×７．８
×１０−３（０．８２２×１７４０＋３１０）＝１８ｍｍ
（７）Ｖｍａｘの算出
Ｖｍａｘは式（１９）‘から算出される。
Ｖｍａｘ＝１２０ＢＫｍａｘｈ
＝１２０×１×１０３×３０×１０３×２＝７２００ｄｍ３／分
（８）Ｖｇｍａｘの算出
Ｖｇｍａｘは式（２０）‘から算出される。
Ｎｇｍａｘ＝（１２０ＢＫｍａｘｈ／Ｖ‘）Ｖ“
＝（１２０×１×１０３×３０×１０３×２／１．２８１）×１２２．３
＝６８７４００．５ｄｍ３／分
【００６５】
２．２）ＬＲＣ法及び該方法による連続鋳造システムを用いた冷却速度Ｖｋ＝２×１０６℃／ｓで厚さＥをもつ超微結晶質スチールスラブの鋳造、及び製造パラメータの決定
（１）Ｅ＝１５ｍｍとする。Ｅ＝１５ｍｍに対応するパラメータＶｋ、△τ、△ｍ及びｕの数値は、Ｅ＝１８ｍｍに対応するそれらパラメータ数値と同一である。すなわち、Ｖｋ＝２×１０６℃／ｓ、△τ＝８．７×１０−４ｓ、△ｍ＝０．０６３６ｍｍ、ｕ＝４．３９ｍ／分である。
（２）Ｘの算出
Ｘは式（２１）から算出される。
Ｘ＝Ｅｍａｘ／Ｅ＝１８／１５＝１．２
（３）△Ｖの算出
△Ｖは式（２２）から算出される。
△Ｖ＝Ｖｍａｘ／Ｘ＝０．１０４４／１．２＝０．０８７ｄｍ３
（４）△Ｑ２の算出
△Ｑ２は式（２２）から算出される。
△Ｑ２＝△Ｑ２ｍａｘ／Ｘ＝１５．５５／１．２＝１２．９６ＫＪ
（５）Ｖの算出
Ｖは式（２２）から算出される。
Ｖ＝Ｖｍａｘ／Ｘ＝７２００／１．２＝６０００ｄｍ３／分
（６）Ｖｇの算出
Ｖｇは式（２２）から算出される。
Ｖｇ＝Ｖｇｍａｘ／Ｘ＝６８７４００．５／１．２
＝５７２８３３．８ｄｍ３／分
（７）Ｋの算出
Ｋは式（２３）から算出される。
Ｋ＝Ｋｍａｘ／Ｘ＝３０／１．２＝２５ｍ／ｓ
【００６６】
他の冷却速度Ｖｋの組合せにおいて最大厚Ｅｍａｘあるいは他の厚さＥをもつ０．２３Ｃ超微結晶質スチールスラブを製造するための製造パラメータの計算に用いられる式（パラメータ）は冷却速度Ｖｋ＝２×１０６℃／ｓにおけるそれら式（パラメータ）と同一である。計算結果は表３、表４、表５、表６、表７及び表８に示した通りである。計算方法は前記と同様である。
【００６７】
３）ＬＲＣ法及び該方法による連続鋳造システムを用いた最大厚Ｅｍａｘあるいは他の厚さＥの０．２３Ｃ微結晶質スチールスラブの鋳造、及び製造パラメータの決定
微結晶質構造に用いる冷却速度Ｖｋの範囲はＶｋ≧１０４℃／ｓ〜１０６℃／ｓである。凝固及び冷却において冷却速度Ｖｋ＝１０６℃／ｓで連続鋳造されるスチールスラブを微結晶質スチールスラブＡと呼ぶ。また、凝固及び冷却において冷却速度Ｖｋ＝１０５℃／ｓで連続鋳造されるスチールスラブを微結晶質スチールスラブＢと呼ぶ。最大厚Ｅｍａｘあるいは他の厚さＥをもつ微結晶質スチールスラブＡ及び微結晶質スチールスラブＢを連続鋳造するために用いられるＬＲＣ法及び該方法による連続鋳造とステムの製造パラメータを算定する。計算プログラム及び計算式は超微結晶質スチールスラブに関するそれらと同様に適用される。関連製造パラメータは表３、表４、表５、表６、表７及び表８に示された通りである。なお、計算方法は前記と同様である。
【００６８】
４）ＬＲＣ法及び該方法による連続鋳造システムを用いた最大厚Ｅｍａｘあるいは他の厚さＥの０．２３Ｃ微粒子スチールスラブの鋳造、及び製造パラメータの決定
微粒子構造に用いる冷却速度Ｖｋの範囲はＶｋ≦１０４℃／ｓである。関連製造パラメータは表３、表４、表５、表６、表７及び表８に示された通りである。なお、計算方法は前記と同様である。
【００６９】
【表３】
【００７０】
【表４】
【００７１】
【表５】
【００７２】
【表６】
【００７３】
【表７】
【００７４】
【表８】
【００７５】
表３には、０．２３Ｃ非晶質、超微結晶質、微結晶質及び微粒子スチールスラブを連続鋳造するための最大厚Ｅｍａｘ及びそれに対応する製造パラメータが与えられている。表4〜８には、厚さＥが２０ｍｍ、１５ｍｍ、１０ｍｍ、５ｍｍ及び１ｍｍである場合の、それぞれに対応する０．２３Ｃ非晶質、超微結晶質、微結晶質及び微粒子スチールスラブの製造パラメータが与えられている。上記厚さ範囲における対応製造パラメータはこれら表を参照することによって決定可能である。
【００７６】
微結晶質スチールスラブＢに関しては、△ｍ＝０．２８４ｍｍであるため、もし該スチールスラブの厚さが２．８４ｍｍ未満（△ｍ＞Ｅ／１０）であれば、このスラブは１次元安定状態熱伝導に関する条件に適合しない。同様に△ｍ＝０．８９９ｍｍの微粒子スチールスラブについても、スチールスラブの厚さが９ｍｍ未満であれば同じく１次元安定状態熱伝導に関する条件に適合しない。すなわち、表８に示された微結晶質Ｂに関するデータ及び表７に示された微粒子に関するデータは使用不可である。
【００７７】
表３〜８に示した製造パラメータ要求に適合させるため、ＬＲＣ法による連続鋳造装置の噴射装置には下記特徴が備えられていなければならない。
Ｅ＝１ｍｍ〜８．９ｍｍの０．２３Ｃ非晶質スチールスラブの場合、噴射される液体窒素量は８０９ｄｍ３／分〜７２００ｄｍ３／分の範囲内で調節可能でなければならず、また液体窒素の噴射速度は３．３７ｍ／ｓ〜３０ｍ／ｓの範囲内で調節可能でなければならない。
Ｅ＝１ｍｍ〜１８ｍｍの０．２３Ｃ超微結晶質スチールスラブの場合、噴射される液体窒素量は４００ｄｍ３／分〜７２００ｄｍ３／分の範囲内で調節可能でなければならず、また液体窒素の噴射速度は１．７ｍ／ｓ〜３０ｍ／ｓの範囲内で調節可能でなければならない。
Ｅ＝１ｍｍ〜２５．５ｍｍの０．２３Ｃ微結晶質スチールスラブＡの場合、噴射される液体窒素量は２８２．４ｄｍ３／分〜７２００ｄｍ３／分の範囲内で調節可能でなければならず、また液体窒素の噴射速度は１．１８ｍ／ｓ〜３０ｍ／ｓの範囲内で調節可能でなければならない。
Ｅ＝１ｍｍ〜８０．６ｍｍの０．２３Ｃ微結晶質スチールスラブＢの場合、噴射される液体窒素量は８９．３ｄｍ３／分〜７２００ｄｍ３／分の範囲内で調節可能でなければならず、また液体窒素の噴射速度は０．３７ｍ／ｓ〜３０ｍ／ｓの範囲内で調節可能でなければならない。
Ｅ＝１ｍｍ〜２５５ｍｍの０．２３Ｃ微粒子スチールスラブの場合、噴射される液体窒素量は２８．２ｄｍ３／分〜７２００ｄｍ３／分の範囲内で調節可能でなければならず、また液体窒素の噴射速度は０．１２ｍ／ｓ〜３０ｍ／ｓの範囲内で調節可能でなければならない。
【００７８】
８．ＬＲＣ法及び該方法による連続鋳造システムを用いた非晶質、超微結晶質、微結晶質及び微粒子アルミニウムスラブの鋳造、及び製造パラメータの決定
アルミニウムスラブの重要パラメータ及び熱パラメータは下記のとおりである。
Ｂ：アルミニウムスラブの幅、Ｂ＝１ｍ
Ｅ：アルミニウムスラブの厚さ、Ｅ＝Ｘｍ
Ｌ：潜熱、Ｌ＝３９７．６７ＫＪ／Ｋｇ
λｃｐ：平均熱伝導率、λｃｐ＝２５６．８×１０−３ＫＪ／ｍ・℃ｓ［付表１］
ρｃｐ：平均密度、ρｃｐ＝２．５９１×１０３Ｋｇ／ｍ３［付表１］
Ｃｃｐ：平均比熱、Ｃｃｐ＝１．０８５ＫＪ／Ｋｇ℃［付表１］
ｔ１：初期凝固温度、ｔ１＝７５０℃
ｔ２：凝固冷却終了温度、ｔ２＝−１９０℃
【００７９】
冷却源に関する条件は０．２３Ｃスチールスラブの連続鋳造において用いられる条件と同一である。液体窒素に関する熱パラメータは表２に示す通りである。
１）ＬＲＣ法及び該方法による連続鋳造システムを用いた非晶質アルミニウムスラブの鋳造、及び製造パラメータの決定
１．１）ＬＲＣ法及び該方法による連続鋳造システムを用いた最大厚Ｅｍａｘの非晶質アルミニウムスラブの鋳造、及び製造パラメータの決定
（１）アルミニウムスラブの凝固冷却工程全体における冷却速度Ｖｋの算定
Ｖｋは１０７℃／ｓに設定する。
（２）△τの算出
△τは式（１）から算出される。
△τ＝ｔ１−ｔ２／Ｖｋ＝７５０−（−１９０）／１０７
＝９．４×１０−５ｓ
（３）△ｍの算出
△ｍは式（８）から算出される。
△ｍ＝√（λｃｐ／ρｃｐＣｃｐ）・△τ
＝√（２５６．８×１０―３／２．５９１×１０３×１．０８５）×９．４×１０−５＝０．０９３ｍｍ
（４）ｕの算出
ｕは式（１０）から算出される。
ｕ＝△ｍ／△τ＝０．０９３／９．４×１０−５＝５９．１５ｍ／分
（５）△Ｖｍａｘの算出
△Ｖｍａｘは式（１５）から算出される。
Ｋｍａｘ＝３０ｍ／ｓに設定する。
△Ｖｍａｘ＝２ＢＫｍａｘ△τｈ
＝２×１×１０３×３０×１０３×９．４×１０−５×２＝０．０１１２８ｄｍ３
（６）△Ｑ２ｍａｘの算出
△Ｑ２ｍａｘは式（１６）から算出される。
△Ｑ２ｍａｘ＝△Ｖｍａｘｒ／Ｖ‘
＝０．０１１２８×１９０．７／１．２８１＝１．６７９ＫＪ
（７）Ｅｍａｘの算出
Ｅｍａｘは式（１７）から算出される。
＝１．６７９／１００×０．００９３×２．５９１×１０−３×１．０８５×９４０＝６．８ｍｍ
（８）Ｖｍａｘの算出
Ｖｍａｘは式（１９）‘から算出される。
Ｖｍａｘ＝１２０ＢＫｍａｘｈ
＝１２０×１×１０３×３０×１０３×２＝７２００ｄｍ３／分
（９）Ｖｇｍａｘの算出
Ｖｇｍａｘは式（２０）‘から算出される。
Ｖｇｍａｘ＝（１２０ＢＫｍａｘｈ／Ｖ‘）Ｖ“
＝（１２０×１×１０３×３０×１０３×２／１．２８１）×１２２．３
＝６８７４００．５ｄｍ３／分
【００８０】
１．２）ＬＲＣ法及び該方法による連続鋳造システムを用いた厚さＥの非晶質アルミニウムスラブの鋳造、及び製造パラメータの決定
（１）Ｅ＝５ｍｍとする。Ｅ＝５ｍｍに対応するＶｋ、△τ、△ｍ及びｕの数値は、Ｅｍａｘ＝６．８ｍｍに対応するそれらパラメータ数値と同一である。すなわち、Ｖｋ＝１０７℃／ｓ、△τ＝９．４×１０−５ｓ、△ｍ＝０．０９３ｍｍ、ｕ＝５９．１５ｍ／分である。
（２）Ｘの算出
Ｘは式（２１）から算出される。
Ｘ＝Ｅｍａｘ／Ｅ＝６．８／５＝１．３６
（３）△Ｖの算出
△Ｖは式（２２）から算出される。
△Ｖ＝△Ｖｍａｘ／Ｘ＝０．０１２８／１．３６＝０．００８３ｄｍ３
（４）△Ｑ２の算出
△Ｑ２は式（２２）から算出される。
△Ｑ２＝△Ｑ２ｍａｘ／Ｘ＝１．６７９／１．３６＝１．２４ＫＪ
（５）Ｖの算出
Ｖは式（２２）から算出される。
Ｖ＝Ｖｍａｘ／Ｘ＝７２００／１．３６＝５２９４．１ｄｍ３／分
（６）Ｖｇの算出
Ｖｇは式（２２）から算出される。
Ｖｇ＝Ｖｇｍａｘ／Ｘ＝６８７４００．５／１．３６
＝５０５４４１．５ｄｍ3／分
（７）Ｋの算出
Ｋは式（２３）から算出される。
Ｋ＝Ｋｍａｘ／Ｘ＝３０／１．３６＝２２．１ｍ／ｓ
【００８１】
０．２３Ｃ非晶質スチールスラブの連続鋳造に用いられるＬＲＣ法の製造パラメータとアルミニウムスラブの連続鋳造に用いられるそれらパラメータとを比較すると、液体窒素の製造パラメータが同一（Ｖｍａｘ＝７２００ｄｍ３／分、Ｋｍａｘ＝３０ｍ／ｓ、ｈ＝２ｍｍ）である場合、０．２３Ｃ非晶質スチールスラブの最大厚Ｅｍａｘが８．９ｍｍであるのに対して、他方非晶質アルミニウムスラブの最大厚Ｅｍａｘが６．８ｍｍであることが分かる。スチールスラブのＥｍａｘはアルミニウムスラブのＥｍａｘよりも１．３倍厚い。非晶質スチールスラブの鋳造速度ｕは１０．８１ｍ／分にあるのに対して、非晶質アルミニウムスラブの鋳造速度ｕは５９．１５ｍ／分である。すなわち、１2分間で、厚さ８．９ｍｍの０．２３Ｃ非晶質スチールスラブの場合１０．８１ｍ鋳造できるのに対して、厚さ６．８ｍｍの非晶質アルミニウムスラブの場合には５９．１５ｍ鋳造可能である。この相違の主たる理由は、これら２種のスラブの△ｍ値が異なるためである。非晶質金属構造の△ｍ値は式（８）によって決まる。
△ｍ＝√（αcp△τ） （８）
式中、αｃｐは金属の平均熱拡散係数であり、下記式から求められる。
αｃｐ＝λｃｐ／ρｃｐＣｃｐ ｍ２／ｓ
【００８２】
ＬＲＣ法を用いて金属スラブを連続鋳造する場合、一定金属のλｃｐが大きく、かつρｃｐＣｃｐが小さければ、該金属によって伝達される熱量が大きくなり、また蓄積される熱量が小さくなることから、該金属の△ｍ値が増大される。図２に示した断面ａ〜ｃを通って伝達される熱量は△Ｑ１であり、下記式で表わされる。
△Ｑ１＝λｃｐＡ（△ｔ／△ｍ）・△τ
【００８３】
λｃｐが増加すると△Ｑ１の数値も増加する。△Ｑ１＝△Ｑ２を維持するためには△Ｑ２の数値も増加しなければならない。△Ｑ２は長さ△ｍの溶融金属中の内部熱量である。
△Ｑ２＝ＢＥ△ｍρｃｐＣｃｐ△ｔ
【００８４】
アルミニウムのρｃｐＣｃｐはさらに小さい。それゆえ、△Ｑ２の数値が増加すれば、△ｍの数値も増加させなければならない。△ｍの数値が増加すれば△Ｑ２は増加するが、△Ｑ１は減少する。△ｍが△Ｑ１＝△Ｑ２となる一定値まで増加すると△ｍの数値が決まる。
【００８５】
この計算に従えば、０．２３Ｃスチールについてはαｃｐ＝０．０２０３ｍ２／ｈ及び△τ＝１．７４×１０−４ｓであり、またアルミニウムについてはαｃｐ＝０．３２９ｍ２／ｈ及び△τ＝９．４×１０−５ｓである。αｃｐと△τを組み合わせることにより、非晶質アルミニウムについて△ｍ＝０．０９３ｍｍとなり、また０．２３Ｃスチールについて△ｍ＝０．０３１３５ｍｍとなる。これら２つの△ｍ間には３倍の相違がある。アルミニウムのより大きな△ｍによって連続鋳造速度ｕは５９．１５ｍ／分まで増加する。図１に示した誘導牽引装置（６）の牽引速度が５９．１５ｍ／分に達することが要求されるだけでなく、全く変動のない安定な移動が要求されるため、装置の設定に一定程度の困難性が生ずる。
【００８６】
２）ＬＲＣ法及び該方法による連続鋳造システムを用いた超微結晶質アルミニウムスラブの鋳造、及び製造パラメータの決定
超微結晶質アルミニウムスラブに用いられる冷却速度の組み合わせは、２×１０６℃／ｓ、４×１０６℃／ｓ、６×１０６℃／ｓ及び８×１０６℃／ｓの各組み合わせである。
２．１）ＬＲＣ法及び該方法による連続鋳造システムを用いて冷却速度Ｖｋ＝２×１０６℃／ｓで超微結晶質アルミニウムスラブを鋳造する場合の最大厚Ｅｍａｘの算定、及び製造パラメータの決定
Ｋｍａｘを３０ｍ／ｓとし、高さｈを２ｍｍに一定に保持する。
（１）△τの算出
△τは式（１）から算出される。
△τ＝（ｔ１−ｔ２）／Ｖｋ
＝７５０−（−１９０）／２×１０６＝４．７×１０−４ｓ
（２）△ｍの算出
超微結晶質アルミニウムの場合、凝固過程において潜熱が放出される。△ｍは式（９）から算出される。
△ｍ＝√（λcp／ρcp(Ccp△ｔ＋Ｌ)Vk）・△ｔ
＝√（２５６．８×１０−３／２．５９１×１０３（１．０８５×９４０＋
３９７．６７）×２×１０６）×９４０＝０．１７６ｍｍ
（３）ｕの算出
ｕは式（１０）から算出される。
ｕ＝△ｍ／△τ＝０．１７６／４．７×１０−４＝２２．５ｍ／分
（４）△Ｖｍａｘの算出
△Ｖｍａｘは式（１５）から算出される。
△Ｖｍａｘ＝２ＢＫｍａｘ△τｈ
＝２×１×１０３×３０×１０３×４．７×１０−４×２＝０．０５６４ｄｍ３
（５）△Ｑ２ｍａｘの算出
△Ｑ２ｍａｘは式（１６）から算出される。
△Ｑ２ｍａｘ＝△Ｖｍａｘｒ／Ｖ‘
＝０．０５６４×１９０．７／１．２８１＝８．４ＫＪ
（６）Ｅｍａｘの算出
超微結晶質アルミニウムスラブに関し、Ｅｍａｘは式（１８）から算出される。
Ｅｍａｘ＝△Ｑ２ｍａｘ／Ｂ△ｍρｃｐ（Ｃｃｐ△ｔ＋Ｌ）
＝８．４／１００×０．０１７６×２．５９１×１０−３×（１．０８５×９４０＋３９７．６７）＝１３ｍｍ
（７）Ｖｍａｘの算出
Ｖｍａｘは式（１９）‘から算出される。
Ｖｍａｘ＝１２０ＢＫｍａｘｈ
＝１２０×１×１０３×３０×１０３×２＝７２００ｄｍ３／分
（８）Ｖｇｍａｘの算出
Ｖｇｍａｘは式（２０）‘から算出される。
Ｖｇｍａｘ＝（１２０ＢＫｍａｘｈ／Ｖ‘）Ｖ“
＝（１２０×１×１０３×３０×１０３×２／１．２８１）×１２２．３
＝６８７４００．５ｄｍ３／分
【００８７】
冷却速度Ｖｋ＝２×１０６℃／ｓを用いて他の厚さＥをもつ超微結晶質アルミニウムスラブを製造する場合の製造パラメータを算定する。また、冷却速度Ｖｋ＝４×１０６℃／ｓ、６×１０６℃／ｓ、あるいは８×１０６℃／ｓを用いて最大厚あるいは他の厚さＥをもつ超微結晶質アルミニウムスラブを製造する場合の製造パラメータを算定する。また、冷却速度Ｖｋ＝１０６℃／ｓ、１０５℃／ｓ、あるいは１０４℃／ｓを用いて最大厚あるいは他の厚さＥをもつ微結晶質Ａ、微結晶質Ｂあるいは微粒子アルミニウムスラブを製造する場合の製造パラメータを算定する。上記すべての計算結果を表９、表１０、表１１、表１２、表１３、及び表１４に列記する。なお、計算方法は前記と同様であるのでここでは説明を省く。
【００８８】
【表９】
【００８９】
【表１０】
【００９０】
【表１１】
【００９１】
【表１２】
【００９２】
【表１３】
【００９３】
【表１４】
【００９４】
表９には非晶質、超微結晶質、微結晶質及び微粒子アルミニウムスラブ鋳造のための最大厚Ｅｍａｘ及びそれに対応する製造パラメータが与えられている。表１０〜１４には、厚さＥがそれぞれＥ＝２０ｍｍ、１５ｍｍ、１０ｍｍ、５ｍｍ及び１ｍｍである非晶質、超微結晶質、微結晶質及び微粒子アルミニウムスラブを連続鋳造する場合の対応製造パラメータが与えられている。厚さがこれら範囲を越える場合には、これら表を参照して対応パラメータを決めることが可能である。
【００９５】
超微結晶質アルミニウムスラブに関して、冷却速度Ｖｋは２×１０６℃／ｓ〜６×１０６℃／ｓの範囲内であり、また△ｍは０．１７６ｍｍ〜０．１０２ｍｍの範囲内である。アルミニウムスラブの厚さが１．７６ｍｍ〜１．０２ｍｍ未満であれば、△ｍ＞Ｅ／１０となり、この場合には１次元安定状態熱伝導の要求を満たすことができない。微結晶質Ａアルミニウムスラブの場合△ｍ＝０．２４９ｍｍである。従ってアルミニウムスラブの厚さが２．５ｍｍ未満であれば１次元安定状態熱伝導に関する要求を満たすことができない。また微結晶質Ｂアルミニウムスラブの場合△ｍ＝０．７８６ｍｍである。従ってアルミニウムスラブの厚さが７．８６ｍｍ未満であれば１次元安定状態熱伝導に関する要求を満たすことができない。微粒子アルミニウムスラブの場合は△ｍ＝２．４９ｍｍであるので、アルミニウムスラブの厚さは２５ｍｍ以上でなければ１次元安定状態熱伝導に関する要求を満たすことができない。
【００９６】
表９〜１４には、液体窒素噴射量Ｖ及び噴射速度ＫにおけるＬＲＣ法及び該方法による連続鋳造システムの調整範囲に関するデータも与えられている。
【００９７】
図２に示した高温鋳造型の取出し口に断面ｂを保持するためには、誘導牽引装置（６）及び液体窒素エゼクタ（５）の設計に際して、断面ｂが高温鋳造型取出し口の右に位置することを確保できるように、断面ｂの実際位置によって連続鋳造速度ｕ及び液体窒素噴射量Ｖを微調整すべく考慮しなければならない。液体窒素の噴射が形状化された金属（スラブ）（７）と接触する断面ｃについては、液体窒素の噴射が断面ｃ上において形状化された金属（スラブ）と接触するように、図２に示したノズル構造を修正しなければならない。
【００９８】
ＬＲＣ法及び該方法による連続鋳造システムの用途は多様である。これら方法及びシステムにより、非晶質、超微結晶質、微結晶質及び微粒子金属スラブあるいは他形状金属をあらゆる型および規格に連続鋳造することが可能である。このような金属にはスチール、アルミニウム、銅、チタン等の鉄金属及び非鉄金属も含まれる。作業原則及び製造パラメータを決定するために、０．２３Ｃスチール及びアルミニウムから成る非晶質、超微結晶質、微結晶質及び微粒子金属スラブの連続鋳造に関する前記計算を参照することが可能である。
【００９９】
図４に、上側に取出し口をもつ高温鋳造型を用いた非晶質、超微結晶質、微結晶質及び微粒子構造から成る金属スラブあるいは他の形状の金属の鋳造原理を示す。この態様は代替例として設計された例であるので、本願では詳細な説明は省略する。
【０１００】
ＬＲＣ法及び該方法による連続鋳造システムを用いて非晶質、超微結晶質、微結晶質及び微粒子金属スラブあるいは他の形状の金属を鋳造することにより以下のような経済的利益が得られる。
【０１０１】
現在まで、非晶質、超微結晶質、微結晶質及び微粒子構造から成る鉄金属及び非鉄金属スラブあるいは他形状金属を製造することが可能な工場あるいは企業はない。しかしながら、本発明によればこのような金属の製造が可能である。ＬＲＣ法及び該方法による連続鋳造システムはその優れた特徴と妥当な価格から関連世界市場へ普及されるであろう。
【０１０２】
ＬＲＣ法の原理及び図１及び図２に示した重要パラメータに従って設計及び建造されたＬＲＣ法装置及び該方法による連続鋳造装置製造ラインのすべてを組み合わることにより国際市場において支配的優位性を得るであろう。
【０１０３】
ＬＲＣ法及びそれによる連続鋳造装置を用いて非晶質、超微結晶質、微結晶質及び微粒子金属スラブあるいは他形状の鉄金属及び非鉄金属を連続鋳造する巨大コングロマリットとしては、基本的なものとして鉱業及び精錬所の他、精錬プラント、空気液化及び分離プラント、及びＬＲＣ法連続鋳造プラントがある。旧形態の鉄及びスチールコングロマリットには画期的な変化が起こるであろう。
【０１０４】
以上述べたように、本発明によって得られる経済的利益は想像を遥かに越えるものである。
【０１０５】
【表１５】
【０１０６】
【表１６】
異なる温度における一般的非鉄金属の熱物理的特性
アルミニウム Ａｌ
【０１０７】
金属の熱物理的特性平均値の算定
鉄金属及び非鉄金属の熱物理的特性データは温度によって変動する。製造パメータを算定する場合、工程において熱物理的特性平均値が採用される。しかしながら、金属の熱物理的特性及び温度データに含まれる温度範囲は現状では常態温度だけである。０℃以下での熱物理的特性に関するデータはない。便宜上、低温における熱特製データとして０℃における熱特製データが採用されている。しかしながら、このようにして得られた熱特製平均値は実際の数値よりも高くなる傾向がある。そのため、熱物理的特性平均値を用いて得られた製造パラメータも実際の数値より高くなる。正当な製造パラメータは製造試験を通して決められるべきである。
【０１０８】
０．２３Ｃスチールの熱物理的特性平均値の決定
平均比熱Ｃｃｐの決定
表１５から得られた０．２３Ｃスチールの温度と比熱の関係に関するデータを表１７に示す。
【表１７】
【０１０９】
表１７から、７５０℃以下の温度においては、比熱は温度の低下に伴って低下することが分かる。０℃以下のすべての比熱データには０℃における比熱データ、すなわち０．４６９ＫＪ／Ｋｇ・Ｋが用いられる。この数値は実際の比熱よりも高い。
【０１１０】
急速凝固冷却の過程においては、非晶質金属の転移温度Ｔｇ及び融点Ｔｍｅｌｔ間にはＴｇ／Ｔｍｅｌｔ＞０．５［１］の関係が成り立つ。
【０１１１】
０．２３Ｃ溶融スチールの温度が急速に降下する１５５０℃〜７５０℃の温度範囲は非晶質転移が起こる温度範囲である。表１７に示したｔ・ｃ間の関係データから、上記温度範囲において計算される比熱平均値が実際の数値より高いことが理解される。この比熱平均値を温度が１５５０℃から７５０℃へ降下する全過程における比熱平均値とすれば実際のそれより高くなるが、信頼できる数値である。
【０１１２】
１３３０℃〜１５５０℃の温度範囲における比熱平均値
溶融スチールの比熱値Ｃ１をこの温度範囲における比熱平均値とする。
ＣＬ＝０．８４ＫＪ／Ｋｇ・℃［８］
１３００℃〜７５０℃における比熱平均値Ｃｃｐ１を算出する。
Ｃｃｐ１＝（０．６８６＋０．６６１＋０．６４４＋０．６４４＋０．６４４＋０．９５４＋１．４３１）／７＝０．８０３１ＫＪ／Ｋｇ・℃
１５５０℃〜７５０℃における比熱平均値Ｃｃｐ１を算出する。
Ｃｃｐ１＝（ＣＬ＋Ｃｃｐ１）／２
＝（０．８４＋０．８０３１）／２＝０．８２２ＫＪ／Ｋｇ・℃
０．２３Ｃスチールの比熱平均値Ｃｃｐを、Ｃｃｐ＝０．８２２ＫＪ／Ｋｇ・℃とする。
【０１１３】
平均熱伝導率λｃｐの算定
【表１８】
【０１１４】
０．２３Ｃの熱伝導率平均値λｃｐを３６．５×１０−３ＫＪ／ｍ．ｓ．℃とする。温度範囲７５０℃〜１２００℃における数値λから、λｃｐ＝３６．５ＫＪ／ｍ．ｓ．℃は実際値より高いことが理解される。この数値を用いて熱伝達量および噴射液体窒素量を計算すると実際値より高く、信頼できる数値である。
【０１１５】
アルミニウムの熱物理的特性平均値の算定
平均比熱Ｃｃｐの決定
【表１９】
【０１１６】
平均熱伝導率λｃｐの算定
【表２０】
【０１１７】
平均密度ρｃｐの算定
【表２１】
【０１１８】
アルミニウム合金、銅合金、チタン合金等の他の非鉄金属の熱物理的特性については関連手引書に記載されているので本願では繰り返し説明しない。
【０１１９】
【表２２】
【特許請求の範囲】
【請求項１】
連続成型システムであって、
i）室温−１９０℃及び室内圧が１バールに維持され、かつ、金属体を切断及び移送する装置を備えた作業室；
ii）可変出力の加熱装置を有する鋳造装置、
前記加熱装置は前記鋳造装置の出口における、又は出口近くの金属を加熱できるものであり；
iii）液体窒素を噴射する装置であって、前記鋳造装置の内側に位置する噴射装置；及び噴射された窒素ガスが金属体と接触する熱鋳造装置の出口を覆っている熱絶縁材料；
iV）連続的な造型の速度の変化を容易にするため、調節され得る噴射液体窒素の量とで溶融金属の固化する位置を調節し得る可動牽引装置；
V）噴射された液体窒素と金属体との接触によりもたらされる窒素ガスを除去する排気システム；
Vi）溶融金属を供給及び注ぎ入れる補助的装置；
からなる連続成型システム。
【請求項１】
連続成型システムであって、
i）室温−１９０℃及び室内圧が１バールに維持され、かつ、金属体を切断及び移送する装置を備えた作業室；
ii）可変出力の加熱装置を有する鋳造装置、
前記加熱装置は前記鋳造装置の出口における、又は出口近くの金属を加熱できるものであり；
iii）液体窒素を噴射する装置であって、前記鋳造装置の内側に位置する噴射装置；及び噴射された窒素ガスが金属体と接触する熱鋳造装置の出口を覆っている熱絶縁材料；
iV）連続的な造型の速度の変化を容易にするため、調節され得る噴射液体窒素の量とで溶融金属の固化する位置を調節し得る可動牽引装置；
V）噴射された液体窒素と金属体との接触によりもたらされる窒素ガスを除去する排気システム；
Vi）溶融金属を供給及び注ぎ入れる補助的装置；
からなる連続成型システム。
【図１】
【図２】
【図３】
【図４】
【図２】
【図３】
【図４】
【公開番号】特開２０１２−２３６２３３（Ｐ２０１２−２３６２３３Ａ）
【公開日】平成２４年１２月６日（２０１２．１２．６）
【国際特許分類】
【出願番号】特願２０１２−１７４５９４（Ｐ２０１２−１７４５９４）
【出願日】平成２４年８月７日（２０１２．８．７）
【分割の表示】特願２００８−５２３０９８（Ｐ２００８−５２３０９８）の分割
【原出願日】平成１７年７月２５日（２００５．７．２５）
【出願人】（５０８０２６１１３）
【Ｆターム（参考）】
【公開日】平成２４年１２月６日（２０１２．１２．６）
【国際特許分類】
【出願日】平成２４年８月７日（２０１２．８．７）
【分割の表示】特願２００８−５２３０９８（Ｐ２００８−５２３０９８）の分割
【原出願日】平成１７年７月２５日（２００５．７．２５）
【出願人】（５０８０２６１１３）
【Ｆターム（参考）】
[ Back to top ]