CN102015157A - 钢的连续铸造方法及使用该方法的电磁搅拌装置 - Google Patents

Abstract

本发明涉及一种钢的连续铸造方法及使用该方法的电磁搅拌装置，在从铸片的轧制位置靠铸造方向上游侧设置电磁搅拌装置而对具有未凝固部的铸片进行轧制的连续铸造中，施加碰撞流形成模具的搅拌和单方向交替流形成模具的搅拌，因此能够沿铸片的宽度方向搅拌偏析成分增稠后的钢液并使其扩散，从而在长时间的铸造操作中能够制造中心偏析特征稳定的铸片。此外，由于使用同一电磁搅拌装置选择性地施加任一种搅拌流动模式，因此对设备成本的减少或维修性的改善有效，能够大范围地对应各种铸造条件。因此，在裂纹敏感性高的高强度钢或极厚制品用的钢种的铸造中，可作为能够在长时间内稳定确保优良的中心偏析特征的连续铸造方法而广泛应用的技术。

Description

钢的连续铸造方法及使用该方法的电磁搅拌装置

技术领域

本发明涉及选择搅拌流动模式对未凝固部的钢液进行电磁搅拌，使用轧辊优选根据钢液的过热度，调整轧制量并轧制具有未凝固部的铸片，从而减少中心偏析的连续铸造方法。进而，涉及在实施该连续铸造方法时，能够在轧制未凝固部时有效地搅拌向铸造方向上游侧排出的增稠钢液的电磁搅拌装置。

背景技术

以往，以改善连续铸造铸片的内部品质为目的，多提出有使用配置在弯曲模具或垂直挠曲模具的连续铸造机内的轧辊，来轧制具有未凝固部的铸片的技术(以下，也称为“未凝固轧制技术”)。本发明者们也在日本专利第4218383号公报(以下，称为“专利文献1”)中提出了使具有未凝固部的铸片凸起后，在连续铸造机中，使轧辊对的下部辊比铸片的下侧轧制线突出而轧制铸片的钢的连续铸造法。

在铸片的未凝固轧制中，C、Mn、P、S等容易偏析的成分的增稠后的钢液(以下，也称为“偏析成分增稠钢液”)通过轧制向液相侧排出，从而改善铸片的厚度方向中心部的成分偏析。

在此种铸片的未凝固轧制技术中，凝壳以沿铸片宽度方向不均匀形成的状态进行轧制时，无法沿铸片的宽度方向均匀地进行轧制。因此，申请人提出有为了凝壳的均匀化而进行钢液的流动控制的方法。具体来说，在日本专利第3275835号公报(以下，称为“专利文献2”)及日本专利第3237177号公报(以下，称为“专利文献3”)中，为了进行焊口端部中的铸片的宽度方向的形状控制，而在凝壳开始形成的铸型内，提出有基于电磁力的钢液的流动控制方法。

专利文献2提出的方法是如下的连续铸造方法：通过对连续铸造铸型的内部施加静磁场，而使轧制位置上的连续铸造铸片的未凝固部的厚度分布沿铸片宽度方向均匀或使铸片宽度方向端部侧小于铸片宽度方向中央部。

专利文献3提出的方法是如下的连续铸造方法：通过利用设置在轧辊对的3～7m上游的电磁搅拌装置的电磁力来控制连续供给到铸型内的溶融金属的流动，而将铸片内的凝固线的形状控制为使扁坯中央部的壳厚减薄，并连续地轧制未凝固铸片而防止中心偏析。

另外，本发明者们以等轴晶的控制为目的，在日本专利第3119203号公报(以下，称为“专利文献4”)、日本特开2005-103604号公报(以下，称为“专利文献5”)及日本特开2005-305517号公报(以下，称为“专利文献6”)中提出了对比轧制位置靠铸造方向上游侧的未凝固钢液进行电磁搅拌的连续铸造方法。

专利文献4中提出的方法是如下的铸片的未凝固轧制方法：在铸型内实施电磁搅拌，进而在铸片的中心固相率为0～0.1的未凝固域中实施未凝固钢液的电磁搅拌，接下来在铸片的中心固相率为0.1～0.4的未凝固域中至少通过一对辊施加未凝固部厚度的50～90％轧制量。

专利文献5中提出的方法是如下的连续铸造方法：在连续铸造机的形成弯曲部或挠曲部的圆弧的切线与水平面所成的角度为30度以上的弯曲部或挠曲部的位置上，对未凝固钢液进行电磁搅拌，并且在比进行电磁搅拌的位置靠下游侧的所述连续铸造机的水平部上配置轧辊，在铸片的中心部固相率为规定的区域中，将轧制量D1与轧制时的未凝固部厚度D2的比调整为0.2至0.6的范围而轧制包含未凝固部的铸片。

专利文献6中提出的技术是对未凝固钢液进行电磁搅拌并对包含该电磁搅拌位置的下游侧的未凝固部的铸片进行轧制的连续铸造方法，涉及在最上游侧的轧辊对的3～7m上游配置电磁搅拌装置，以使等轴晶率成为6％以下的方式对未凝固钢液施加电磁力，并且轧制成包含未凝固部的铸片的未凝固部厚度的40％以上的低碳钢的连续铸造方法及通过该方法铸造出的铸片。

上述的技术是为了将铸片沿宽度方向均等轧制，使偏析成分增稠钢液不停滞地排出，而通过电磁搅拌对存在于排出未凝固部的钢液的通路上的等轴晶的量进行控制的技术，都具有优良的效果。

而且本发明者们对于利用了未凝固轧制及电磁搅拌的连续铸造中的铸片的中心偏析特征的稳定化技术进行反复研究的结果，可知当铸造时间变长时，伴随于此，从轧制位置向上游侧排出的偏析成分增稠钢液产生增稠，从而存在不久之后会在铸片的端部产生高浓度偏析的问题。

图1是示意性地示出上述专利文献2或专利文献5所公开的伴随未凝固轧制的连续铸造中的钢液的流动的图。使用该图，说明作为上述问题而在铸片的端部产生高浓度的偏析的状况。

注入到铸型3内的钢液由从铸型3及其下方的二次冷却喷嘴组(未图示)喷射的喷射液进行冷却，在外侧表面部形成凝壳而成为铸片8。铸片8在其内部具有未凝固部的状态下进行拉制，通过电磁搅拌装置9对未凝固部的钢液施加电磁搅拌后，通过轧辊7沿铸片厚度方向进行轧制。通常，电磁搅拌装置9为了控制等轴晶率而设置在距弯液面9m，沿铸造方向上游侧距轧制位置12m的位置。

上述的电磁搅拌方法是使钢液从铸片8的一方的短边侧朝另一方的短边侧沿单方向流动，并以规定的时间间隔使该流动方向逆转的搅拌方法。以下，将通过该电磁搅拌方法施加的搅拌流动模式称为“单方向交替流形成模具的搅拌”。

如上述图1所示，在单方向交替流形成模具的搅拌的情况下，钢液沿标号X1所示的铸片的长边方向(铸片的宽度方向)流动，该流动碰撞到铸片短边后，形成在铸片短边附近朝向铸造方向上游侧的钢液流(图中的标号f3、f4)、在铸片短边附近朝向铸造方向下游侧的钢液流(图中的标号f1、f2)及伴随于此的钢液流。并且，在规定时间后，铸片宽度方向的钢液的搅拌方向相对于所述标号X1的方向进行逆转。

通常，上述的电磁搅拌装置9由于不以控制等轴晶率和稀释偏析成分增稠钢液为目的，因此设置在从轧制位置离开的位置，例如，设置在沿铸造方向上游侧距轧制位置12m的位置上。因此，在偏析成分增稠钢液中，为了稀释增稠成分，不是施加充分的搅拌力，而是随着铸造时间的经过而偏析成分逐渐在铸片短边附近增稠。

图2是示意性地示出铸片端部的短边附近的成分的增稠部的发生状况的图。该短边附近的增稠部的形成随着连续铸造的操作越经历长时间就越发显著。因此，进而在成分偏析的管理严格的钢种中，难以长时间持续地进行连续铸造，从而存在铸片的成品率下降的问题。

如上所述，未凝固钢液的电磁搅拌技术从以往开始为了减少连续铸造中的中心偏析的产生而进行实施，但存在如下的问题。

即，通过未凝固轧制排出的偏析成分增稠钢液在单方向交替流形成模具的搅拌的作用下，能够使偏析成分产生某种程度分散，但是由于电磁搅拌装置设置在从轧制位置离开的位置，因此该分散稀释作用不充分，容易在铸片的短边附近形成偏析成分的增稠部。形成的增稠部由于连续铸造的操作的时间越长就越明显，因此在长时间的铸造操作中难以制造偏析特征良好的铸片。

发明内容

本发明鉴于此种现有技术的问题而提出，其课题在于，开发一种通过未凝固轧制而对向铸造方向上游侧排出的偏析成分增稠钢液进行适当搅拌的技术，并提供一种根本性地改善偏析成分的稀释搅拌作用，并且在长时间的连续铸造操作下也能够制造偏析特征稳定的铸片的连续铸造方法及该连续铸造方法中使用的电磁搅拌装置。

本发明者们为了解决上述课题，对于通过铸片的轧制能够根本性地改善向未凝固钢液内排出的偏析成分增稠钢液的搅拌方法和在长时间的连续铸造操作中能够制造中心偏析特征稳定的铸片的连续铸造方法反复进行了研究开发。其结果是，能够得到以下的(a)～(e)的见解。

<偏析成分增稠钢液的搅拌位置>

(a)基于单方向交替流形成模具的搅拌的电磁搅拌装置由于通常控制等轴晶率，因此沿铸造方向上游侧设置在距铸片轧制部12m的位置上。根据本发明者们的调查，在此种电磁搅拌装置中，铸片的短边附近的偏析成分的增稠部的稀释效果不充分。为了对其进行改善，还需要在接近铸片的轧制位置的位置上设置电磁搅拌装置。

本发明者们根据未凝固轧制的开放铸片宏观调查，讨论了通过未凝固部的铸片的轧制排出的偏析成分增稠钢液沿上游侧逆流而上的长度。根据该讨论的结果可知，由于偏析成分增稠钢液沿上游侧逆流而上的最大长度为9m左右，因此优选将电磁搅拌装置配置在沿铸造方向上游侧距轧制位置9m以内的位置。

<搅拌流动模式>

(b)向未凝固钢液内排出的偏析成分增稠钢液由于从轧制位置到上游侧广泛分布，因此即使沿铸造方向对其进行搅拌，也会向轧制位置退回，而稀释搅拌偏析成分的作用小。因此，偏析成分增稠钢液在沿铸片宽度方向进行搅拌时有效。

作为铸片宽度方向的搅拌，采用单方向交替流形成模具的搅拌，为了稀释偏析成分增稠钢液而能够设置在适当的位置。这种情况下，在铸型宽度方向的搅拌流的作用下，偏析成分增稠钢液被稀释并到达铸片短边，接下来，分离成朝向沿短边的铸造方向的上游侧和下游侧的流动。

向上游侧的流动与上游的未增稠的钢液混合而被稀释，但是向下游侧的流动向轧制位置退回。因此，搅拌力不充分时，向下游侧的流动的稀释不充分，从而形成偏析成分的增稠部。因此，在采用单方向交替流形成模具的搅拌时，为了抑制偏析成分的增稠部的形成而需要大搅拌力。

再者，为了降低沿铸片短边的钢液的增稠，如后述的图3所示，施加使钢液从铸片的两短边侧分别朝铸片宽度方向中央部流动并使其在铸片宽度方向中央附近相互碰撞的搅拌流动(以下，也称为“碰撞流形成模具的搅拌”)的情况有效。

在该碰撞流形成模具的搅拌中，在铸片短边附近也产生沿铸造方向流动的钢液流，但是作为其重要特征，在铸片宽度方向中央附近也形成有朝向铸造方向上游侧及下游侧的钢液流。因此，碰撞流形成模具的搅拌与单方向交替流形成模具的搅拌相比，通过短边附近的偏析成分增稠钢液的扫出效应，能够减少在端部的偏析成分的增稠部。

另外，由于能够将在单方向交替流形成模具的搅拌中为两个的铸造方向的钢液的上下游在碰撞流形成模具的搅拌中形成为三个，因此即使仅通过单纯计算就可知能够将偏析成分增稠钢液的集聚度减少为2/3。

<电磁搅拌装置的结构及搅拌流动模式的选择>

(c)为了实现上述(b)所记载的碰撞流形成模具的搅拌，如后述的图8或图9所示，适合于使用如下的电磁搅拌装置：在对具有未凝固部的铸片进行轧制的位置的铸造方向上游侧，将铁心的长度方向轴朝向铸片宽度方向配置，在该铁心设置多个绕长度方向轴卷绕外周的励磁绕组，通过对励磁绕组通电二相或三相的交流电流，励磁绕组的电流的相位以与铸片宽度方向中央位置相对应的铁心位置为中心沿铁心的长度方向对称分布。

另一方面，为了对应于各种各样的铸造条件或钢种，需要使用施加碰撞流形成模具的搅拌且也能够选择单方向交替流形成模具的搅拌的电磁搅拌装置。这种情况下，另一方的端部的励磁绕组的电流的相位从端部的励磁绕组以每90度或60度逐渐增加或减少的方式进行分布的情况比较适当。由此，能够在同一电磁搅拌装置中实现碰撞流形成模具的搅拌和单方向交替流形成模具的搅拌。

<基于钢液的过热度的未凝固轧制量的调整>

(d)根据中间包内的钢液的过热度(ΔT)来调整铸片未凝固部的轧制量，可靠地压接凝壳，且使增稠钢液可靠地排出，并且将成分浓度(C)除以平均成分浓度(Co)后的成分偏析比(C/Co)为0.80～1.20的铸片宽度方向两端部上存在的偏析带的铸片宽度方向的各长度(W)满足由下述(1A)式及(1B)式表示的关系，从而在长时间的铸造操作中能够制造中心偏析特征稳定的铸片。

0≤W≤0.2×W1·····(1A)

W1＝(Wo-2×d)·····(1B)

在此，Wo表示铸片宽度，W1表示铸片的轧制位置上的未凝固部的铸片宽度方向长度，d表示铸片的轧制位置上的铸片短边侧的凝壳厚度。

(e)能够将上述(d)中的中间包内的钢液的过热度(ΔT)形成为25～60℃。在过热度小于25℃下存在无法充分地轧制铸片短边侧的凝壳的情况。另一方面，过热度超过60℃时，铸型内的凝壳变薄，在铸型下端部，凝壳有可能破裂，为了避免这种情况必须降低铸造速度。

本发明基于以上的见解而完成，以下述的(1)～(3)所示的钢的连续铸造及(4)、(5)所示的电磁搅拌装置为主要内容。

(1)一种钢的连续铸造方法，从铸片的轧制位置靠铸造方向上游侧设置电磁搅拌装置，对具有未凝固部的铸片进行轧制，其特征在于，

使用上述电磁搅拌装置且为同一电磁搅拌装置来选择性地施加：

使钢液从铸片的两短边侧分别朝向铸片宽度方向中央部流动，并使其在铸片宽度方向中央附近相互碰撞的搅拌流动；

使钢液从铸片的一短边侧朝向另一短边侧沿单方向流动，并使其流动方向以规定的时间间隔逆转的搅拌流动。

(2)在上述(1)的连续铸造方法中，优选在从铸片轧制位置到铸造方向上游侧的小于9m的位置上至少配置一个电磁搅拌装置。

(3)在上述(1)、(2)的连续铸造方法中，还优选，根据中间包内的钢液的过热度(ΔT)来调整铸片的轧制量，并且将存在于铸片厚度中心的两端部的成分偏析比为0.80以上、1.20以下的偏析带的铸片宽度方向的各长度(W)形成为满足下述(1)式表示的关系的范围内。

0≤W≤0.2×(Wo-2×d) ····(1)

在此，W表示存在于铸片宽度方向两端部的偏析带的铸片宽度方向的各长度(mm)，Wo表示铸片宽度(mm)，d表示铸片的轧制位置上的铸片短边侧的凝壳厚度(mm)。

(4)一种钢液的电磁搅拌装置，从具有未凝固部的铸片的轧制位置靠铸造方向上游侧配置，对未凝固部的钢液沿铸片宽度方向进行搅拌，所述钢液的电磁搅拌装置的特征在于，

该电磁搅拌装置具有其长度方向轴朝向铸片宽度方向配置的铁心和绕长度方向轴卷绕该铁心的外周的多个励磁绕组，

对该励磁绕组通电二相或三相的交流电流，

当施加使钢液从铸片的两短边侧分别朝向铸片宽度方向中央部流动并使其在铸片宽度方向中央附近相互碰撞的搅拌流动时，通过各励磁绕组的电流相位以与铸片宽度方向中央位置相对应的铁心位置为中心按照沿铁心的长度方向对称的方式分布，来选择性地施加所述搅拌流动，

当施加使钢液从铸片的一短边侧朝向另一短边侧沿单方向流动并使其流动方向以规定的时间间隔逆转的搅拌流动时，通过使另一端部的励磁绕组的电流的相位从端部的励磁绕组以每90度或60度逐渐增加或减少的方式分布，来选择性地施加所述搅拌流动。

(5)在上述(1)的连续铸造装置中，优选在从铸片轧制位置到铸造方向上游侧的小于9m的位置上至少配置一个电磁搅拌装置。

<定义及用语的意思>

在本发明中，所谓“长度方向轴朝向铸片宽度方向配置”表示铁心的长度方向轴相对于铸片宽度方向(与铸造方向成直角方向)配置成±5°的范围内的角度。

所谓“成分偏析比”表示铸片的任意位置上的C、Mn、P、S等成分浓度C(质量％)除以平均成分浓度Co(质量％)的比，将质量％简记为％。

所谓“钢液的过热度”表示从实际测定的钢液温度减去通过平衡状态图等求出的液相线温度后的温度差。

所谓“中心固相率”表示固相相对于铸片的中心部中的固相及液相的整体所占的分数。

在本说明书的说明中，所谓“单方向交替流形成模具的搅拌”表示使钢液从铸片的一方的短边侧朝向另一方的短边侧沿单方向流动，并使其流动方向以规定的时间间隔逆转的搅拌流动。

另外，所谓“碰撞流形成模具的搅拌”表示使钢液从铸片的两短边侧分别朝向铸片宽度方向中央部流动，并使其在铸片宽度方向中央附近相互碰撞的搅拌流动。

<本发明的效果>

根据本发明的连续铸造方法，从铸片的轧制位置靠铸造方向上游侧，优选在小于9m的位置上设置电磁搅拌装置，使用同一电磁搅拌装置施加多个搅拌流动模式并进行连续铸造。由此，能够选择性地施加碰撞流形成模具的搅拌和单方向交替流形成模具的搅拌，使偏析成分增稠钢液稀释分散，即使在长时间的连续铸造操作也能够制造中心偏析特征稳定的铸片。

再者，根据本发明的连续铸造方法，通过按照钢液的过热度来调整铸片未凝固部的目标轧制量，满足上述(1)式，能够将存在于铸片宽度方向两端部的偏析带的铸片宽度方向的各长度形成为未凝固钢液的铸片宽度方向长度的20％以下，从而经过长时间的连续铸造操作能够制造中心偏析少且稳定的铸片。

本发明的电磁搅拌装置所采用的基本结构具有沿铸片宽度方向配置的铁心和卷绕于该铁心上的多个励磁绕组，通过通电二相或三相的交流电流，施加碰撞流形成模具的搅拌时，各励磁绕组的电流的相位以与铸片宽度方向中央位置相对应的铁心位置为中心沿铁心的长度方向对称分布，施加单方向交替流形成模具的搅拌时，能够使各励磁绕组的电流相位分布成以使另一方的端部的励磁绕组的电流的相位从端部的励磁绕组以每90度或60度逐渐增加或减少。根据该基本结构，能够选择使用搅拌流动模式，在设备成本的降低或维修性的改善中有效。

根据本发明的电磁搅拌装置，通过将电磁搅拌装置设置多个，能够进一步得到强力的搅拌流动产生的增稠钢液的稀释效果。而且，由于在连续铸造中能够自如地施加碰撞流形成模具的搅拌和单方向交替流形成模具的搅拌，因此能够选择符合钢种或铸片尺寸的搅拌流动模式。

因此，通过采用本发明的连续铸造方法及电磁搅拌装置，尤其是在以破裂感受性高的高强度钢或板厚为100mm以上的极厚制品用的钢种为对象的铸片的制造时能够发挥优良的效果。

附图说明

图1是示意性地示出以往的伴随未凝固轧制的连续铸造方法中的钢液的流动的图。

图2是示意性地示出通过现有技术铸造出的铸片的短边附近的成分的增稠的图。

图3是示意性地示出本发明的铸造方法中的未凝固部的钢液的流动的图。

图4是示出电磁搅拌绕组与铸片横截面的关系的图，该图(a)示出电磁搅拌绕组，该图(b)示出铸片横截面。

图5是示意性地示出三相交流电流的相位的图。

图6是示出三相交流中的电流值的经时变化的图。

图7是用于说明移动磁场的形成机构的图，该图(a)示意性地示出时刻t1的励磁绕组的电流值和磁通量的分布，该图(b)示意性地示出时刻t1的磁通量密度的分布，该图(c)示意性地示出时刻t2的励磁绕组的电流值和磁通量的分布，该图(d)示意性地示出时刻t2的磁通量密度的分布。

图8是通过数值模拟求出单方向交替流形成模具的电磁搅拌方法中的电磁力的分布的图，该图(a)示出电磁搅拌绕组的电流的相位，该图(b)示出铸片横截面内的电磁力的分布。

图9是通过数值模拟求出通过使用本发明的连续铸造方法中采用的三相交流的电磁搅拌方法得到的电磁力的分布图，该图(a)示出电磁搅拌绕组的电流的相位，该图(b)示出铸片横截面内的电磁力的分布。

图10是通过数值模拟求出通过使用本发明的连续铸造方法中采用的二相交流的电磁搅拌方法得到的电磁力的分布图，该图(a)示出电磁搅拌绕组的电流的相位，该图(b)示出铸片横截面内的电磁力的分布。

图11是示出用于实施本发明的连续铸造方法的垂直挠曲模具的连续铸造机的纵向剖视简图，(a)是用于不使铸片凸起而进行实施的剖视简图，(b)是用于使铸片凸起并进行实施的剖视简图。

图12是通过数值模拟求出铸片横截面中的钢液的流速分布及Mn成分的浓度分布并进行比较的图，该图(a)示出适用单方向交替流形成模具的搅拌的铸造方法中的钢液的流速分布及Mn成分的浓度分布，该图(b)示出适用碰撞流形成模具的搅拌的铸造方法中的钢液的流速分布及Mn成分的浓度分布。

图13是关于单方向交替流形成模具的搅拌和碰撞流形成模具的搅拌，通过数值模拟求出铸片横截面的厚度方向中心部的Mn成分的浓度分布并进行比较的图。

图14是示出中间包内钢液的过热度与未凝固轧制量的关系的图。

图15是示出通过未凝固轧制排出的偏析成分增稠钢液从轧制位置向上游侧逆流而上的范围的一例的图。

图16是示出通过未凝固轧制排出的偏析成分增稠钢液从轧制位置向上游侧逆流而上的范围的一例的图。

图17是示出偏析成分的增稠钢液未充分排出而在各处捕获，呈现偏析特征的恶化倾向的铸片横截面的宏观的成分分布状况的图。

图18是示意性地示出进行未凝固轧制后的铸片横截面中的宽度方向的偏析状况的图，该图(a)示出宽度方向端部的偏析残存位置，该图(b)示出铸片宽度方向上的成分偏析比的分布。

具体实施方式

如上所述，本发明是从铸片的轧制位置靠铸造方向上游侧设置电磁搅拌装置，并对具有未凝固部的铸片进行轧制的连续铸造方法，是选择性地施加碰撞流形成模具的搅拌和单方向交替流形成模具的搅拌的钢的连续铸造方法。并且，优选将电磁搅拌装置至少一个配置在从铸片轧制位置到铸造方向上游侧的小于9m的位置上。

再者，本发明更优选，根据中间包内的钢液的过热度(ΔT)来调整铸片的轧制量，并且将存在于铸片厚度中心的两端部的成分偏析比为0.80以上、1.20以下的偏析带的铸片宽度方向的各长度(W)形成在满足规定的关系的范围内。

另外，本发明是用于实施上述的连续铸造方法的具备能够选择性地施加碰撞流形成模具的搅拌和单方向交替流形成模具的搅拌的结构的电磁搅拌装置。

在实施本发明时，即使为以往惯用的电磁搅拌装置，例如，为了控制等轴晶率而配置的搅拌装置，也能够进一步促进偏析成分增稠钢液的稀释混合。因此，优选在比配置本发明的电磁搅拌装置的位置靠上游侧设置通常的电磁搅拌装置，为了促进偏析成分增稠钢液的稀释混合而使用。

以下，详细说明本发明的连续铸造方法及电磁搅拌装置。

1.“碰撞流形成模具的搅拌”及其作用

在本发明的连续铸造方法中，发挥重要作用的是钢液的搅拌流动模式。在此，说明该搅拌流动模式中的“碰撞流形成模具的搅拌”。

图3是示意性地示出本发明的铸造方法中的未凝固部的钢液的流动的图。注入到铸型3内的钢液被冷却并从外侧表面部形成凝壳而成为铸片8。铸片8在其内部具有未凝固部的状态下被向下方拉制，通过电磁搅拌装置9对未凝固部的钢液施加电磁搅拌后，通过轧辊7沿铸片厚度方向轧制。

在本发明的连续铸造方法中，通过电磁搅拌装置9，将钢液形成从铸片的两短边侧朝向铸片宽度方向中央部的钢液流。即，在轧制位置的铸造方向下游侧，形成钢液流g2及g4以及伴随它们的钢液流g1及g3，而且，在轧制位置的铸造方向上游侧，形成有钢液流g6及g8以及伴随它们的钢液流g5及g7。并且，在铸片宽度方向中央部，钢液流g2及g6与钢液流g4及g8相碰撞，形成朝向铸造方向下游侧的钢液流g9及朝向铸造方向上游侧的钢液流g10。

通过施加此种碰撞流形成模具的搅拌，而使容易集聚在铸片的宽度方向两端部的偏析成分增稠钢液朝向铸片宽度方向中央附近流动。接下来，偏析成分增稠钢液在中央部相互碰撞后，朝向铸造方向下游侧及铸造方向上游侧流动，有效地进行稀释分散。因此，通过施加上述的碰撞流形成模具搅拌，能够根本性地减少铸片的两短边部附近的成分的增稠部(成分偏析)的形成。

2.电磁搅拌方法

本发明者们为了实现碰撞流形成模具的搅拌，进行了数值解析的电磁场模拟，研究了具体的搅拌方法。在此，首先说明“单方向交替流形成模具的搅拌”，接下来说明本发明为对象的“碰撞流形成模具的搅拌”，进而在同一电磁搅拌装置中，说明实现发挥优良的搅拌能力的单方向交替流形成模具的搅拌的结构。

2-1.“单方向交替流形成模具的搅拌”及移动磁场形成的机构

图4是示意性地示出电磁搅拌绕组与铸片横截面的关系的图。该图(a)示出电磁搅拌绕组，该图(b)示出铸片横截面。电磁搅拌绕组91具有绕由层叠的电磁钢板构成的铁心92的长度方向轴卷绕多个励磁绕组93的结构。对该电磁搅拌装置施加(通电)相位不同的二相或三相的交流电流。

图5是示意性地示出三相交流电流的相位的图。实施单方向交替流形成模具的搅拌时，产生沿铸片的长边方向移动的磁场即可。具体来说，对所述图4所示的励磁绕组从左依次施加沿顺时针方向具有图5所示的相位的电流即可。即，以+U相、-W相、+V相、-U相、+W相、-V相的顺序施加即可。而且，在想要使搅拌方向逆转时，对图4所示的励磁绕组从左依次施加沿逆时针方向具有图5所示的相位的电流即可。即，以+U相、-V相、+W相、-U相等的顺序施加即可。

在此，关于通过施加具有上述的相位的电流而产生移动磁场的机构，以下进行说明。

图6是示出三相交流中的电流值的经时变化的图。而且，图7是用于说明移动磁场的形成机构的图，该图(a)示意性地示出时刻t1的各励磁绕组的电流值和其周边的磁通量分布，该图(b)示意性地示出在时刻t＝t1，距电磁绕组离开某距离的位置(该图(a)中的A-A’线上)的磁通量密度的分布。该图(c)示意性地示出时刻t＝t2的各励磁绕组的电流值和其周边的磁通量分布，该图(d)示意性地示出在时刻t＝t2，该图(c)中的A-A’线上的磁通量密度的分布。该图(a)和(c)是使图4所示将6个励磁绕组卷绕于铁心的电磁绕组简化后的图，仅示出铸片侧的绕组周边。

所述图6表示电流值的经时变化，交流电流的振幅值为Im。三相交流是+U相、+V相及+W相的相位以该顺序错开120°的交流电流，考虑使电流的方向逆转的-U相、-V相及-W相时，如图5及图6所示，能够利用相位差每隔60°的交流电流。

电流的流动方向以从纸面的表面向背面流动的方向为正。电流沿正方向流动时，以励磁绕组为中心产生顺时针的磁通量，电流沿反方向流动时，产生逆时针的磁通量。而且，磁通量密度的大小随着励磁绕组的电流值的增加而变大。

在时刻t＝t1，如图7(a)所示，+1.0×Im的电流流过最左侧的励磁绕组即+U相，+0.5×Im的电流流过其右侧的励磁绕组即-W相，接下来-0.5×Im、-1.0×Im、-0.5×Im及+0.5×Im的电流分别流过+V相、-U相、+W相及-V相的励磁绕组。其结果是，在各个绕组附近产生该图中所示的磁通量。

其结果是，在时刻t＝t1，在距电磁绕组离开某距离的位置(图7(a)中的A-A’线上)，形成如图7(b)示意性地示出的磁通量密度的分布。该图示意性地示出各个励磁绕组产生的磁通量密度分布和将它们合成后的磁通量密度分布。而且，在该图中，当励磁绕组的电流值为+1.0×Im时A-A’线上产生的磁通量密度的最大值表示为+Bm。

同样地，在时刻t＝t2，图7(c)及图7(d)示意性地示出基于流过各励磁绕组的电流而各个励磁绕组产生的磁通量密度及将它们合成后的磁通量密度分布。时刻t＝t2是相位从时刻t＝t1前进120°的时刻。相位差的120°换算成时间时，为(1/f)×(120/360)秒(其中，f为电流的频率(Hz))。

因此，对图7(b)和该图(d)进行比较可知，在时刻从t1至t2的经过期间，磁通量密度分布从左至右移动两个励磁绕组。即，说明形成了沿铁心的长度方向从左向右移动的移动磁场。

如上所述，通过使磁场沿铁心的长度方向从左至右的方向移动(即，磁场从铸片的一方的短边侧朝向另一方的短边侧移动)，而在钢液中产生感应电流，该感应电流从磁场受到力(洛伦兹力)，从而钢液被施加追随磁场的移动方向流动的驱动力，沿所述图1中的箭头X1所示的方向流动。然后，在规定时间后通过使磁场的移动方向逆转，而使钢液沿与该箭头X1表示的方向相反的反方向流动，从而形成单方向交替流。

2-2.本发明的“碰撞流形成模具的搅拌”和“单方向交替流形成模具的搅拌”的选择

根据所述2-1.中说明的移动磁场的形成机构，本发明者们进一步反复研究开发，得出了下述的见解。

在所述图4中可知，通过对铁心的长度方向左半部分的励磁绕组从左依次施加+U相、-W相及+V相的电流，并对铁心的右半部分的励磁绕组从右依次施加+U相、-W相及+V相的电流，从而在铁心的左半部分形成从左至右的移动磁场，并在铁心的右半部分形成从右至左的移动磁场。

即，将电磁搅拌装置的铁心配置成使其长度方向轴朝向铸片宽度方向时，通过使施加给各励磁绕组的电流的相位以与铸片宽度方向中央位置相对应的铁心位置为中心按照沿铁心的长度方向对称的方式分布，而能够实现碰撞流形成模具的搅拌。

所述的见解(c)是从上述的讨论结果得到的。

2-3.基于数值模拟的电磁力分布的解析

<本发明中的单方向流形成模具的搅拌>

首先，对用于进行钢液的单方向流形成模具的搅拌的电磁力的分布进行解析。在解析时，将相位差为120°的三相交流施加给励磁绕组，形成励磁绕组的电流值为75600A·Turn且频率为1.3Hz的条件。

图8示出通过数值模拟求出的单方向流形成模具的搅拌中的电磁力的分布。如该图(a)所示，对励磁绕组从左依次施加+U相、-W相、+V相、-U相、+W相及-V相的电流的结果，如该图(b)所示，能得到用于实现从铸片的左侧短边朝向右侧短边的单方向流形成模具的搅拌的电磁力的方向及大小的分布。

<本发明中的碰撞流形成模具的搅拌>

接下来，求出用于实现碰撞流形成模具的搅拌的电磁力的分布。模拟的条件是将相位差为120°的三相交流施加给励磁绕组，励磁绕组的电流值为75600A·Turn，并且电流的频率为1.3Hz。

图9是示出本发明的连续铸造方法中采用的碰撞流形成模具的搅拌中的电磁力的分布的图，该图(a)示出电磁搅拌绕组的电流的相位，该图(b)示出铸片横截面内的电磁力的方向及大小的分布。

如该图所示可知，通过使施加给各励磁绕组的电流的相位以与铸片宽度方向中央位置相对应的铁心位置为中心沿铁心的长度方向对称分布，而得到用于实现碰撞流形成模具的搅拌的电磁力的分布，即，得到从铸片短边附近朝向铸片宽度方向中央部的电磁力分布。

图10是示出使用二相交流实现本发明的连续铸造方法中采用的碰撞流形成模具的电磁搅拌时的电磁力的分布的图。该图(a)示出电磁搅拌绕组的电流的相位的分布，该图(b)示出铸片横截面内的电磁力的分布。在该图的数值模拟中，施加由相互之间具有90°的相位差的A相及B相形成的二相交流电流。

如该图所示，通过使施加给各励磁绕组的二相交流的电流的相位以与铸片宽度方向中央位置相对应的铁心位置为中心沿铁心的长度方向对称分布，能够得到用于实现碰撞流形成模具的搅拌的电磁力分布。

对图9及图10的结果进行比较可知，使用三相交流的情况(图9所示的分布)与使用二相交流的情况相比(图10所示的分布)，由于电磁力增大，因此通过使用三相交流，能够对钢液施加强力的搅拌流动。

同样地确认到，在单方向流形成模具的搅拌中，使用三相交流的情况与使用二相交流的情况相比，电磁力也增大，也能够对钢液施加强力的搅拌流动。

3.本发明的优选形态

3-1.电磁搅拌条件

由于能够施加给励磁绕组的电流值越大，搅拌力就越大，因此优选励磁绕组的匝数多且其截面积大。然而，例如说明设置六个励磁绕组的情况时，需要使励磁绕组之间离开50mm左右，因此绕组的卷绕宽度受铁心长度的限制。

即，励磁绕组的间隔为50mm时，在铁心长度为L(mm)的情况下，卷绕一个励磁绕组的宽度的最大值为(L-50×5)/6(mm)。最佳的铁心宽度由于考虑为与电磁绕组设置位置上的未凝固部的宽度为同程度，因此优选比铸片宽度稍短。铸片宽度为2260mm的情况下，铁心宽度为2000mm，这种情况下的绕组的卷绕宽度为(2000-50×5)/6＝292mm。

由于励磁绕组的卷绕宽度受限制，因此为了确保绕组的匝数，需要增加铁心向周向的匝数。然而，增加铁心向周向的匝数时，由于铁心与铸片的距离离开绕组的卷绕厚度，因此这不能够无限制地增加。

考虑到以上情况，根据数值模拟研究了适当的励磁绕组的绕组宽度和厚度的结果，优选的励磁绕组的绕组宽度为200～300mm左右，厚度为40～100mm左右。

施加给励磁绕组的交流电流的精度只要在电流的相位差60°的前后关系不相反的范围，即，相位差的精度只要在±20°的范围内就没有问题。而且，电流的波形通常为正弦波，但为方形或三角形的脉冲波也没有问题。

说明交流电流的频率的优选范围。交流电流的频率越高而洛伦兹力越大，但是其渗透深度减小。因此，优选考虑渗透深度为铸片的厚度的250～300mm左右的频率。导电率为σ，导磁率为μ，频率为f，渗透深度δ(m)由下述(2)式表示。

δ＝{1/(πσμf)}^1/2  ····(2)

在此，在钢的凝固点附近，导电率及导磁率在钢液和钢中为相同程度的值，即，σ＝7.14×10⁵S/m，μ＝4π×10^-7N/A²，渗透深度δ(m)求出上述的铸片厚度以上的频率f时，为4～5Hz以下。然而，由于频率越高就越需要大电源容量，因此在实用方面优选1～4Hz左右的范围。

3-2.本发明的优选实施方式

如上所述，本发明优选将任意位置上的成分浓度(C)除以平均成分浓度(Co)的成分偏析比(C/Co)为0.80～1.20的铸片厚度中心的各两端部上残存的偏析的铸片宽度方向的各长度(W)调整在满足由下述(1A)式及(1B)式表示的关系的范围内。

0≤W≤0.2×W1    ·····(1A)

W1＝(Wo-2×d)    ·····(1B)

在此，W表示存在于铸片宽度方向两端部的偏析带的铸片宽度方向的各长度(mm)，Wo表示铸片宽度(mm)，d表示铸片的轧制位置上的铸片短边侧的凝壳厚度(mm)。

将铸片端部的偏析部的各长度(W)形成为使成分偏析比(C/Co)为0.80～1.20的理由如下所述。本发明者们通过Mn成分的MA分析来评价偏析比，但是Mn的平衡分配系数为约0.8左右，在轧制时的中心固相率的范围中形成为平衡分配系数以下的情况在理论上不可能，因此以其为下限。因此，将成分偏析比(C/Co)为0.80以上的区域作为规定对象。

另外，通常(C/Co)的值超过1.20而升高时，对轧制品的机械特性等不优选的影响变大，因此(C/Co)的值比1.20越小越优选。

如后述的实施例的表1所示，通过适用二相电磁搅拌，具有将最大偏析度(C/Co)降低到1.20的效果，因此将成分偏析比(C/Co)为1.20以下的区域作为规定对象。

另外，在上述(1A)式的右边使系数为0.2的理由如下所述。即，根据本发明者们进行的试验，在铸片轧制位置的铸造方向上游侧不进行电磁搅拌形成的偏析成分增稠钢液的稀释时，出现在未凝固部的铸片宽度方向两端部的偏析带的铸片宽度方向的各长度(W)增大为超过铸片的轧制位置上的未凝固部的铸片宽度方向长度(W1)的约20％时，成分偏析比(C/Co)的值也有增大的倾向，因此W的上限为W1的0.2倍。

本发明中规定的(1)式通过将上述(1B)式代入(1A)式而得到。

[实施例]

为了确认本发明的效果，进行了如下所述的有关于连续铸造时的热及流动的数值模拟和铸造试验，验证了结果。

1.对象工序及数值模拟的条件

<数值模拟的对象工序>

图11是简要示出用于实施本发明的连续铸造方法的垂直挠曲模具的连续铸造机的纵向剖面的图，(a)是不使铸片凸起而用于实施的剖视简图，(b)是使铸片凸起并用于实施的剖视简图。在图11中，示出为了有效地进行铸片8的轧制而使轧辊对7的下侧辊比铸片的下侧轧制线11向上方突出的剖视结构。

经由浸渍喷嘴1注入到铸型3内的钢液4由铸型3及从其下方的二次冷却喷嘴组(未图示)喷射的喷射液冷却，形成凝壳5而成为铸片8。铸片8在其内部具有未凝固部10的状态下被引导辊组6支承并向下方拉制，并由轧辊对7轧制。

此时，在铸型3的下方且轧辊对7的铸造方向上游侧，通过电磁搅拌装置9施加电磁力，从而施加使未凝固钢液10从铸片8的两短边侧朝向铸片宽度方向中央部并使钢液的流动在铸片宽度方向中央部相互碰撞的搅拌流动。

在图11(a)、(b)所示的剖视结构中，关于配置第一级电磁搅拌94及第二级电磁搅拌95、以及在铸型3的内部形成的钢液面(弯液面)2至轧辊对7的长度、电磁搅拌装置的设置位置等在后面叙述。

<数值模拟的条件>

数值模拟的条件如下所述。即，轧辊对7距铸型3内的钢液的弯液面2在21.5m的下游设置1对，轧辊7的直径为470mm，其轧制力最大为5.88×10⁶N(600tf)。而且，电磁搅拌装置距轧辊对7在铸造方向上游侧6m的位置设置一台(电磁搅拌95)。

连续铸造条件是将铸片宽度为2260mm、铸片厚度为270mm的铸片在铸造速度为1.0m/min的条件下进行铸造，此时的中间包内的钢液的过热度(即，从钢液温度减去液相线温度后的温度差)为25℃。

就作为数值计算的对象的钢种而言，钢成分组成为C：0.02～0.20％，Si：0.04～0.60％，Mn：0.50～2.00％，P：0.020％以下，及S：0.006％以下。

电磁搅拌装置以沿铁心的长度方向具有六个励磁绕组的装置为对象，通电条件与所述图8所示的方法同样地，对各励磁绕组施加相位差为120°的三相交流，励磁绕组的电流值为75600A·Turn，并且电流的频率为1.3Hz。搅拌模式进行了单方向交替流形成模具的搅拌和碰撞流形成模具的搅拌这两种的比较。

成分浓度偏析的评价通过下述的方法进行。即，Mn成分以均匀的1％的浓度分布在铸片横截面内的未凝固钢液中的状态为初始条件，该未凝固钢液存在于距电磁搅拌装置的设置位置在铸造方向下游侧10cm的范围内，通过进行热传递及流动解析，求出120秒后的Mn的浓度分布，根据该浓度分布来评价浓度偏析。

2.数值模拟结果的评价

图12是通过数值模拟求出铸片横截面中的钢液的流速分布及Mn成分的浓度分布并进行比较的图。该图(a)示出励磁绕组的电流值为75600A·Turn，电流的频率为1.3Hz，每30秒使磁场的移动方向逆转，施加单方向交替流形成模具的搅拌并进行连续铸造时的钢液的流速分布及Mn成分的浓度分布。

另外，该图(b)示出在同样的电流值及频率的条件下施加碰撞流形成模具的搅拌并进行连续铸造时的钢液的流速分布及Mn成分的浓度分布。在此，该图的结果表示距电磁搅拌装置3m的下游的位置上的铸片横截面内的Mn的浓度分布。

图13是对于适用单方向交替流形成模具的搅拌及碰撞流形成模具的搅拌的连续铸造方法，比较通过数值模拟求出的铸片横截面的厚度方向中心部的Mn成分的浓度分布的图。

从图12及图13的结果可知，在适用单方向交替流形成模具的搅拌的连续铸造方法中，能观察到偏析成分即Mn在铸片的短边附近增稠，但是在适用碰撞流形成模具的搅拌的连续铸造方法中，确认到了铸片短边附近的Mn浓度下降的情况。

另外，从图12(b)可知，当施加碰撞流形成模具的搅拌并进行连续铸造时，确认到了钢液的搅拌流在铸片宽度方向中央部(长边中央部)相互碰撞的情况。如此，通过使钢液流彼此相互碰撞，产生流动的紊乱，因此搅拌效果提高，从而能够提高Mn等容易偏析成分的稀释搅拌性能。

具体来说，从图12及图13的结果可知，在适用单方向交替流形成模具的搅拌的连续铸造方法中，Mn的最大浓度为0.27％，相对于此，通过采用适用碰撞流形成模具的搅拌的连续铸造方法，能够将Mn的最大浓度降低到0.13％。

上述的结果示出了如下情况：通过适用本发明的连续铸造方法及电磁搅拌装置，与单纯使用单方向交替流形成模具的搅拌的情况相比，能够将Mn的偏析比(偏析部分中的Mn的质量浓度除以平均Mn质量浓度的值)降低到约1/2。由此，通过数值解析模拟能够验证出本发明的连续铸造方法是作为能够在长时间稳定确保中心偏析特征的连续铸造技术能够充分使用的技术。

3.铸造试验条件

接受数值解析模拟的结果，使用所述图11(a)所示的垂直挠曲模具的连续铸造机进行了铸造试验。作为铸造试验条件，钢成分组成为C：0.02～0.20％，Si：0.04～0.60％，Mn：0.50～2.00％，P：0.020％以下，及S：0.006％以下，铸片厚度为比数值解析模拟稍厚的300mm，铸片宽度为2250mm，进行了铸造试验。铸造速度为0.70m/min，二次冷却水量为0.38～0.58升(L)/kg-steel。

所述图11(a)所示的垂直挠曲模具的连续铸造机是铸片无凸起地进行轧制的结构。如所述图11(b)所示，即使在由于凸起而铸片厚度进行变化的情况下，也能够通过在使铸造速度对应于铸片8的宽度方向中央部的厚度而产生各种变化的条件下进行传热计算及凝固计算，求出成为规定固相率分布的铸造速度条件，并以该铸造速度条件进行试验。

因而，在此，说明使用所述图11(a)所示的垂直挠曲模具的连续铸造机的铸造试验。

在铸造试验中，在轧辊对的位置包含未凝固钢液且具有目标的中心固相率的铸片的稳态凝固部到达轧制位置的时刻，轧辊对开始未凝固轧制。轧制开始后，下侧轧辊从铸片的下侧轧制线向上方的突出量成为下侧轧辊进行的铸片的轧制量。

4.铸造试验进行的铸片内成分的评价方法

铸片的成分偏析的评价方法是从通过各铸造试验得到的铸片沿铸造方向切出长度150mm的铸片样品，观察研究其宏观组织。然后，从后述的图17所示的包含铸片截面的各板样品切出基于E PMA的映射分析(以下，简记为“MA分析”)用的样品。

切出的样品为铸片厚度方向长度100mm×铸造方向长度40mm×厚度(铸片宽度方向长度)9mm的尺寸，从铸片的宽度方向的1/4、1/2及3/4的位置以及两端边侧的偏析成分增稠部分的总计五个部分切出，提供给MA分析。

MA分析在沿包含MA样品的铸片厚度中心部的铸片厚度方向50mm×沿铸片宽度方向20mm的范围内的视野中进行。射束直径为50μm而求出Mn成分分布后，沿铸片厚度方向以2mm宽度进行线分析，求出铸片厚度方向中心部的Mn浓度(C)，将该值除以浇铸时的Mn的平均浓度Co而求出成分偏析比(C/Co)。

在此，将成分偏析比(C/Co)大于1的情况称为正偏析，这表示成分浓度高于母材的平均浓度的情况。而且，将成分偏析比(C/Co)小于1的情况称为负偏析，这表示成分浓度低于母材的平均浓度的情况。

5.与钢液的过热度相对应的优选的未凝固轧制量

本发明者们反复进行了关于铸片的未凝固轧制的试验的结果，未凝固轧制量(d)主要由成为对象的钢种的变形阻力支配，但此外，在实际的铸造操作中，发现了也会受中间包内钢液的过热度(ΔT)的影响。

图14是示出中间包内钢液的过热度与未凝固轧制量的关系的图。该图的结果是在最大轧制载荷中在顶侧、底侧(上下)的凝壳进行压接的条件下进行的试验结果。从图14的结果可知，未凝固轧制量随着中间包内钢液的过热度的增加而增加，两者的关系由下述(3)式近似表示。

R＝0.183×ΔT+19.4    ·····(3)

在此，R表示未凝固轧制量(mm)，ΔT表示中间包内钢液的过热度(℃)。

从上述(3)式的关系可知，中间包内钢液的过热度(ΔT)减少5℃时，未凝固轧制量(R)减少约1mm。因此，即使在钢种变更的情况下，通过按钢种把握上述(3)式的关系，施加优选的未凝固轧制量，能够可靠地使顶侧、底侧(上下)的凝壳压接。

钢液的过热度(ΔT)小于25℃时，无法充分地轧制铸片短边侧的凝壳，因此不优选。另一方面，钢液的过热度(ΔT)超过60℃而过高时，铸型内的凝壳变薄，在铸型下端附近，铸片容易漏钢，从而不得不使铸造速度下降，因此不优选。

在此，所谓漏钢表示凝壳破裂而内部的钢液飞散，无法继续铸造操作的事故。使铸造速度下降时，由此铸片的未凝固轧制位置上的未凝固层厚度或中心固相率的分布进行变化，从而无法进行铸片的适当的轧制。

作为具体的操作，如后述的实施例(表1)的各试验所示，根据中间包内的钢液的过热度(ΔT)，调整铸片的轧制量并可靠地使顶侧、底侧(上下)的凝壳压接，但作为未凝固轧制量，成为24mm(ΔT相当于25℃的情况)～30mm(ΔT相当于60℃的情况)的范围。

6.电磁搅拌装置的配置位置

说明为了进行本发明的偏析成分增稠钢液的稀释搅拌而优选的电磁搅拌装置的配置范围的根据。本发明者们在未凝固轧制条件下，通过以下的方法研究了铸片的轧制位置的铸造方向上游侧的未凝固钢液内的偏析成分增稠钢液的分布状况。

在铸造的末期，使轧辊的铸片厚度方向的空腔(间隔)返回到未凝固轧制前的铸片厚度的间隔(以下，简记为“打开轧制”)，到那时为止由未凝固轧制持续排出的偏析成分增稠钢液一下子释放，在补充偏析成分增稠钢液的状态下结束凝固。

在结束凝固的开放铸片中，从打开轧制的位置朝浇铸的上游方向沿铸造方向以2～3m间距取得长度150mm的横剖样品，实施铸片横截面的宏观蚀刻处理，存储偏析成分的增稠部分的位置。偏析部分的增稠部分通过肉眼观察时，观察到黑的薄墨状。

通过将所述偏析成分增稠部分的各位置依次连结，来把握未凝固轧制位置的铸造方向上游侧的偏析成分增稠区域的分布状况。在此，偏析成分增稠区域是成分偏析比(C/Co)为1.0以上的区域，如上所述能够通过肉眼观察来判别。而且，(C/Co)的正确的偏析比的值由MA分析测定，进行确认。

图15是示出由未凝固轧制排出的偏析成分增稠钢液从轧制位置向上游侧逆流而上的范围的调查结果的一例的图。图16是示出另一调查结果的例子的图。根据图15的结果，偏析成分增稠钢液从轧制位置向铸造方向上游侧逆流而上到最大9m的位置。从图16可知，向铸造方向上游侧逆流而上到最大4～6m的位置。从所述结果可知，偏析成分增稠钢液从未凝固轧制位置向铸造方向上游侧逆流而上到约4～9m的位置。

因此，本发明者们考虑上述的偏析成分增稠钢液的逆流而上的距离，将以未凝固轧制所排出的偏析成分增稠钢液的稀释搅拌为目的开发的所述电磁搅拌装置设置在从未凝固轧制位置靠铸造方向上游侧位于5.0～6.8m的位置的区段上。

7.铸造试验条件及实施例

使用所述的图11(a)所示的连续铸造机，区分为试验号码1～4而进行了铸造试验。在该图所示的连续铸造机中，示出了以等轴晶的特征改善等为目的使用的电磁搅拌装置94(以下，标记为“第一级电磁搅拌”)和以成分增稠钢液的稀释搅拌为目的使用的电磁搅拌装置95(以下，标记为“第二级电磁搅拌”)。

第一级电磁搅拌使钢液形成铸片宽度方向的单方向交替流。例如，是通过将相位彼此相差90°的两个交流构成的二相交流对电磁搅拌绕组通电而沿铸片宽度方向产生移动磁场，且每隔恒定时间使磁场的移动方向逆转的方式，施加单方向交替流形成模具的搅拌。

第一级电磁搅拌设置在距铸片的轧制位置12m上游侧，对上游侧的稀释起作用，因此原封不动地进行并用。就该电磁搅拌绕组的电流值而言，频率为1.3Hz，电流值为75600A·Turn(装置电流：900A)。

第二级电磁搅拌是本发明的电磁搅拌装置，是具有与线性感应电动机的一次铁心同样的功能的移动磁场方式，是能够选择性地施加单方向交替流形成模具的搅拌和碰撞流形成模具的搅拌的结构。

第二级电磁搅拌设置在距铸片的轧制位置5.0～6.8m的位置的区段上，该电流值与单方向交替流形成模具的搅拌及碰撞流形成模具的搅拌共同地，频率为1.5Hz，电流值为75600A·Turn(装置电流：900A)。

在试验号码1～4中，根据中间包内钢液的过热度ΔT，适当地确保未凝固轧制量。具体来说，钢液的过热度ΔT为25～60℃，与此相对应地，通过下述(3)式设定未凝固轧制量R。

R＝0.183×ΔT+19.4     ·····(3)

其他的试验条件及试验结果如表1所示。在表1中，试验号码1是比较例，是未设置第二级电磁搅拌的情况。试验号码2～4是本发明例，通过第二级电磁搅拌，选择性地施加单方向交替流形成模具的搅拌或碰撞流形成模具的搅拌。

[表1]

在试验号码1中，根据铸造时测定的中间包内的钢液的过热度ΔT，基于所述(3)式的关系进行了未凝固轧制，但未充分排出偏析成分增稠钢液。

图17是示出未充分排出而捕获偏析成分的增稠钢液，呈现出偏析特征的恶化倾向的铸片横截面的宏观的成分分布状况的图。从该图可知，在试验号码1中，存在有成分偏析比(C/Co)超过1的正偏析的区域，铸片横截面中的宏观偏析特征恶化。

图18是示出基于所述图14的关系而进行未凝固轧制的铸片横截面中的宽度方向的偏析状况的图，该图(a)表示宽度方向端部的偏析残存位置，该图(b)表示铸片宽度方向上的成分偏析比的分布。试验号码1的进行了未凝固轧制的铸片横截面上的宽度方向的偏析状况如图18所示。

此外，在试验号码1中，由于没有第二级电磁搅拌进行的稀释，因此存在于成分偏析比为0.80～1.20的铸片宽度方向两端部的偏析带的铸片宽度方向的各长度(W)残存为宽度方向400mm以上，超过轧制位置上的铸片未凝固部的铸片宽度方向长度(W1)的20％，不满足由所述(1)式表示的关系。其结果是，成为Mn成分偏析比的最大值达到1.40，中心偏析特征恶化，并且中心孔隙度也散布在铸片横截面上的内部品质的恶劣的铸片。

在试验号码2中，在第二级电磁搅拌中通过施加由二相的电磁搅拌装置进行的单方向交替流形成模具的搅拌，改善稀释作用，Mn成分偏析比的最大值下降到1.20，铸片厚度中心端部的增稠幅度也减少到100～200mm。这种情况下，虽然本发明所规定的(1)式为上限范围，但能够满足。

此外，在试验号码3中，在第二级电磁搅拌中通过施加由三相的电磁搅拌装置进行的单方向交替流形成模具的搅拌，实现搅拌力的增大，改善稀释效果，Mn成分偏析比的最大值下降到1.15，铸片厚度中心端部的增稠幅度减少到100mm以下。

另外，在试验号码4中，在第二级电磁搅拌中通过施加由三相的电磁搅拌装置进行的碰撞流形成模具的搅拌，铸片厚度中心端部的增稠幅度为与试验号码3同样的100mm以下，但Mn成分偏析比的最大值改善到1.10以下。

如以上说明所示，在本发明例的试验号码2～4中，能够将存在于铸片宽度方向两端部的正偏析带的铸片宽度方向的各长度(W)抑制为轧制位置上的铸片未凝固部的铸片宽度方向长度(W1＝Wo-2d)的20％以下，从而能够满足本发明规定的(1)式的关系。

由此，本发明例的试验号码2～4改善中心偏析特征，并且偏析成分增稠钢液的稀释效果极为优秀，连续连铸数(能够连续实施连续铸造的数目)为2连续、甚至3连续以上时，能够进行长时间的连续铸造，从而能得到极其良好的结果。

此外，本发明的电磁搅拌装置能够使用同一电磁搅拌装置实现碰撞流形成模具的搅拌和单方向交替流形成模具的搅拌。通过如此构成，对设备成本的减少或维修性的改善有效，由于能够选择搅拌方法，因此能够对应于各种铸造条件。

当然，即使分别设置施加单方向交替流形成模具的搅拌的电磁搅拌装置和施加碰撞流形成模具的搅拌的电磁搅拌装置，也能够实现相同效果的情况不言自明，但是分别设置时，设备成本和维修方面，效率不高的情况不可否认，能够对应的铸造条件受限制。本发明能够消除上述问题。

工业实用性

根据本发明的连续铸造方法及电磁搅拌装置，在从铸片的轧制位置靠铸造方向上游侧设置电磁搅拌装置而对具有未凝固部的铸片进行轧制的连续铸造中，由于施加碰撞流形成模具的搅拌和单方向交替流形成模具的搅拌，因此能够沿铸片的宽度方向搅拌偏析成分增稠后的钢液并使其扩散，从而在长时间的铸造操作中能够制造中心偏析特征稳定的铸片。

此外，由于使用同一电磁搅拌装置选择性地施加碰撞流形成模具的搅拌和单方向交替流形成模具的搅拌，因此对设备成本的减少或维修性的改善有效，能够大范围地对应各种铸造条件。

因此，本发明的连续铸造方法及电磁搅拌装置是在裂纹敏感性高的高强度钢或极厚制品用的钢种的铸造中，作为能够在长时间内稳定确保优良的中心偏析特征的连续铸造方法能够广泛适用的技术。

Claims (5)

1.一种钢的连续铸造方法，该方法从铸片的轧制位置靠铸造方上游侧设置电磁搅拌装置，对具有未凝固部的铸片进行轧制，

所述钢的连续铸造方法的特征在于，

使用所述电磁搅拌装置且为同一电磁搅拌装置来选择性地施加：

使钢液从铸片的两短边侧分别朝向铸片宽度方向中央部流动，并使其在铸片宽度方向中央附近相互碰撞的搅拌流动；

使钢液从铸片的一短边侧朝向另一短边侧沿单方向流动，并使其流动方向以规定的时间间隔逆转的搅拌流动。

2.根据权利要求1所述的钢的连续铸造方法，其特征在于，

在从所述铸片轧制位置到铸造方向上游侧的小于9m的位置上至少配置一个所述电磁搅拌装置。

3.根据权利要求1或2所述的钢的连续铸造方法，其特征在于，

根据中间包内的钢液的过热度(ΔT)来调整铸片的轧制量，并且存在于铸片厚度中心的两端部的成分偏析比为0.80以上且1.20以下的偏析带的铸片宽度方向的各长度(W)设置在满足由下述(1)式表示的关系的范围内，

0≤W≤0.2×(Wo-2×d)     ……(1)

其中，W表示存在于铸片宽度方向两端部的偏析带的铸片宽度方向的各长度(mm)，Wo表示铸片宽度(mm)，d表示铸片的轧制位置处的铸片短边侧的凝壳厚度(mm)。

4.一种钢液的电磁搅拌装置，从具有未凝固部的铸片的轧制位置靠铸造方向上游侧配置，对未凝固部的钢液沿铸片宽度方向进行搅拌，

所述钢液的电磁搅拌装置的特征在于，

所述电磁搅拌装置具有其长度方向轴朝向铸片宽度方向配置的铁心和绕长度方向轴卷绕该铁心的外周的多个励磁绕组，

对该励磁绕组通电二相或三相的交流电流，

在要施加使钢液从铸片的两短边侧分别朝向铸片宽度方向中央部流动并使其在铸片宽度方向中央附近相互碰撞的搅拌流动时，通过各励磁绕组的电流相位以与铸片宽度方向中央位置对应的铁心位置为中心按照沿铁心的长度方向对称的方式分布，来选择性地施加所述搅拌流动，

在要施加使钢液从铸片的一短边侧朝向另一短边侧沿单方向流动并使其流动方向以规定的时间间隔逆转的搅拌流动时，通过使另一端部的励磁绕组的电流的相位从端部的励磁绕组以每90度或60度逐渐增加或减少的方式分布，来选择性地施加所述搅拌流动。

5.根据权利要求4所述的钢的电磁搅拌装置，其特征在于，

在从所述铸片轧制位置到铸造方向上游侧的小于9m的位置上至少配置一个所述电磁搅拌装置。

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