JP2004322120A - Continuous casting method of steel - Google Patents
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Abstract
Description
【０００１】
【発明の属する技術分野】
本発明は、鋼の連続鋳造方法に係り、特に、磁界印加による鋳型内溶鋼流動を改善する際に適用して好適な、鋼の連続鋳造方法に関する。
【０００２】
【従来の技術】
近年、自動車用鋼板を中心として、鋼製品の品質向上要求が厳しくなり、スラブ段階から清浄度の優れた高品質のスラブの要求が高まっている。スラブの欠陥には、介在物や気泡に起因するものや、溶鋼中の成分の偏析に起因するものがあり、鋳型内の溶鋼流動は、これらと深い関係があるため、従来より多くの研究、発明がなされてきた。その一つとして、磁界を用いた鋳型内流動制御方法が考えられている。
【０００３】
例えば、（Ａ）移動磁界に直流磁界を重畳したものとして、鋳型長辺を挟み対向する上下２段の磁極を鋳型長辺背面に配置し、（１）下側に配置した磁極に直流静磁界と交流移動磁界とが重畳された磁界とする、あるいは、（２）上側に配置した磁極に直流静磁界と交流移動磁界とが重畳された磁界とし、下側に配置した磁極に直流静磁界を印加する鋳型内溶鋼流動の制御方法が開示されている（例えば、特許文献１参照）。
【０００４】
又、複数個設置した電気コイルに適当なリニア駆動用交流電流と制動用直流電流を流すことにより、鋳型内溶鋼流動を制御する装置が開示されている（例えば、特許文献２参照）。
【０００５】
又、位相が１２０度ずつずれた交流移動磁界と直流静磁界とを重畳する鋳型内流動制御方法が開示されている（例えば、特許文献３参照）。
【０００６】
又、浸漬ノズル吐出孔の上方に置いた磁石により、幅方向全域に静磁界と高周波磁界を重畳して作用させると共に、吐出孔の下方に置いた磁石により、静磁界を作用させる鋼の鋳造方法が開示されている（例えば、特許文献４参照）。
【０００７】
（Ｂ）上部直流磁界と下部移動磁界を組合せたものとして、浸漬ノズルから吐出された溶鋼流を包囲する位置に静磁場をかけ、流速を低下させると共に、静磁場よりも下流位置に電磁撹拌装置を設置して水平方向に撹拌する電磁撹拌方法が開示されている（例えば、特許文献５参照）。
【０００８】
（Ｃ）上部移動磁界と下部直流磁界を組合わせたものとして、湯面から吐出孔（下向き５０度以上）の間に極芯中心を設置した磁石により移動磁界を作用させると共に、極芯中心を浸漬ノズルより下部に設置した磁石により静磁場を作用させる鋳造方法が開示されている（例えば、特許文献６参照）。
【０００９】
又、浸漬ノズル下端よりも上部に電磁撹拌用磁石を設置し、浸漬ノズル下端よりも下部に移動磁界と静磁界が印加できる磁石を設置し、鋼種や鋳造速度に応じて静磁場と移動磁場を使い分ける鋳造方法が開示されている（例えば、特許文献７参照）。
【００１０】
又、浸漬ノズル内にＡｒガスを吹き込みながら鋼を鋳造する時に、浸漬ノズルから出た直後の溶鋼流に磁束密度が０．１テスラ以上の静磁場を作用させ、その上部で電磁撹拌装置により連続的に撹拌、あるいは、撹拌方向を周期的に変化させる方法が開示されている（例えば、特許文献８参照）。
【００１１】
又、鋳型長辺側に鋳型内に供給される溶鋼電流を制御するように配された静磁場を有し、上方に移動磁界発生装置を配して、溶鋼上表面を水平断面中央から短辺側へ流動させる鋳型及び鋳型上方の構造が開示されている（例えば、特許文献９参照）。
【００１２】
又、モールド上部に、溶鋼に水平流動を生じさせる電磁撹拌装置、モールド下部に、浸漬ノズルからの吐出流を減速するための電磁ブレーキを設置して、浸漬ノズルから出る吐出流を制御する技術が開示されている（例えば、特許文献１０参照）。
【００１３】
又、連続鋳型内の溶鋼湯面に静磁場を用い、連鋳用ノズルとしてストレートノズルを使用し、吐出口部に進行磁場を用い、その下部に静磁場を用いる鋳型内溶鋼流動制御技術が開示されている（例えば、特許文献１１参照）。
【００１４】
（Ｄ）直流磁界を単独で印加するものとして、鋳型長辺側に対向して設置した、長辺とほぼ同じ長さの電磁石により静磁場を作用させる電磁ブレーキが開示されている（例えば、特許文献１２参照）。
【００１５】
又、鋳型幅中央ないし鋳型短辺より内側の所定位置から両端部近傍にかけて、鋳型上方側へ曲げるか傾斜させた磁極を、幅中央部で浸漬ノズル吐出孔より下部に設置し、直流磁場あるいは低周波交流磁場を作用させることによって鋳型内の溶鋼流動を制御する方法が開示されている（例えば、特許文献１３参照）。
【００１６】
又、鋳型全幅にわたって、ほぼ均一な磁束密度分布を有する直流磁場を、鋳型厚み方向に加えて、浸漬ノズルからの吐出流を制御することにより、メニスカス流速を０．２０〜０．４０ｍ／ｓに制御する技術が開示されている（例えば、特許文献１４参照）。
【００１７】
又、鋳片幅全体に鋳型厚み方向の均一な静磁界を、浸漬ノズル吐出孔の上部、下部に作用させ、溶鋼吐出流に効果的な制動力を与え、流れを均一化する技術が開示されている（例えば、特許文献１５参照）。
【００１８】
（Ｅ）直流磁界又は移動磁界を印加するものとして、浸漬ノズル吐出孔の下部に設けた複数のコイルに直流電流を流すことにより静磁界を印加したり、交流電流を流すことにより移動磁界を印加したりすることにより溶鋼流動を制御する鋳造方法が開示されている（例えば、特許文献１６参照）。
【００１９】
又、浸漬ノズルからの吐出流に交流移動磁場を作用させることにより、吐出溶鋼流を制動（ＥＭＬＳ）したり、加速（ＥＭＬＡ）したりする技術が開示されている（例えば、非特許文献１参照）。
【００２０】
（Ｆ）移動磁界のみを印加するものとして、電磁誘導によって鋳型内の溶鋼流動を制御する際に、周波数１〜１５Ｈｚの静止交流磁場を溶鋼に印加する技術が開示されている（例えば、特許文献１７参照）。
【００２１】
又、スラブ連鋳機において、電磁撹拌により鋳型壁に沿った水平方向の溶鋼旋回流を得る技術（Ｍ−ＥＭＳ）が開示されている（例えば、非特許文献２参照）。
【００２２】
しかしながら前記各特許文献や非特許文献に記載された技術では、モールドパウダーを巻き込んだり、又、凝固界面への介在物、気泡の捕捉を防止できず、鋳片の表面品質が充分に向上しないという問題があった。
【００２３】
（Ｇ）振動磁界のみを印加するものとして、時間的に移動しない低周波交流静止磁界を付与し、凝固直前に低周波電磁振動を励起させることによって、凝固前面の柱状デンドライトを破断させ、溶融金属中に浮遊させて、凝固組織の微細化、中心偏析の低減を目指す方法が開示されているが、鋳片の表面欠陥を低減する効果は小さい（例えば、特許文献１８参照）。
【００２４】
【特許文献１】
特開平１０−３０５３５３号公報
【特許文献２】
特許第３０６７９１６号明細書
【特許文献３】
特開平５−１５４６２３号公報
【特許文献４】
特開平６−１９０５２０号公報
【特許文献５】
特開昭６１−１９３７５５号公報
【特許文献６】
特開平６−２２６４０９号公報
【特許文献７】
特開平９−２６２６５１号公報
【特許文献８】
特開２０００−２７１７１０号公報
【特許文献９】
特開昭６１−１４０３５５号公報
【特許文献１０】
特開昭６３−１１９９５９号公報
【特許文献１１】
特許第２８５６９６０号明細書
【特許文献１２】
特開平３−２５８４４２号公報
【特許文献１３】
特開平８−１９８４１号公報
【特許文献１４】
国際公開特許ＷＯ９５／２６２４３号公報
【特許文献１５】
特開平２−２８４７５０号公報
【特許文献１６】
特開平９−２６２６５０号公報
【特許文献１７】
特開平８−１９８４０号公報
【特許文献１８】
特許第２９１７２２３号明細書
【非特許文献１】
「材料とプロセス」ｖｏｌ．３（１９９０）第２５６頁
【非特許文献２】
「鉄と鋼」６６（１９８０）第７９７頁
【００２５】
【発明が解決しようとする課題】
近年の表面品質ニーズの高まり、コストダウン等の要求から、更なる鋳片表面や内部の品質改善技術が望まれており、より効果的な鋳型内流動の制御が必要となっている。
【００２６】
本発明は、前記従来の問題点を解決するべくなされたもので、モールドフラックスの巻き込みを抑制し、鋳片の内部品質を向上させると共に、介在物、気泡の凝固核への捕捉を抑制して、鋳片の表面品質を向上できる、鋼の連続鋳造方法を提供することを目的とする。
【００２７】
【発明を解決するための手段】
本発明は、連続鋳造用鋳型に供給される溶鋼を連続的に鋳造する鋼の連続鋳造方法において、鋳型内の溶鋼を電磁攪拌する際に、磁場によって駆動されるローレンツ力の最大値を５０００（Ｎ／ｍ３）以上、１３０００（Ｎ／ｍ３）以下にすることにより、前記課題を解決したものである。
【００２８】
本発明は、又、連続鋳造用鋳型に供給される溶鋼を連続的に鋳造する鋼の連続鋳造方法において、鋳型内の溶鋼を電磁攪拌する際に、鋳型内の溶鋼流速をＶ（ｍ／ｓ）、磁場によって駆動されるローレンツ力の最大値をＦｍａｘ（Ｎ／ｍ３）とするとき、Ｖ×Ｆｍａｘが３０００（Ｎ／（ｓ・ｍ２））以上になるようにすることにより、同様に前記課題を解決したものである。
【００２９】
又、前記鋳型内の溶鋼を電磁攪拌するに当り、前記連続鋳造用鋳型の鋳型長辺方向に３個以上の電磁石を配置し、隣り同士のコイルで発生する磁場を実質反転させることで、溶鋼に位相が実質反転する振動電磁界を作用させ、局所的な流動を誘起させるようにしたものである。
【００３０】
又、前記隣り同士のコイルで発生する磁場を、隣り同士のコイルに位相が実質的に逆の交流電流を通電するか、あるいは、コイルの巻き線方向を逆にして同位相の交流電流を通電することで、実質反転させるようにしたものである。
【００３１】
又、最大の交流磁界の磁束密度を１０００ガウス未満とするか、及び／又は、振動磁界の周波数を１Ｈｚから８Ｈｚとしたものである。
【００３２】
又、前記鋳型内の溶鋼を電磁攪拌するに当り、前記連続鋳造用鋳型の鋳型長辺方向に３個以上の電磁石を配置し、これら電磁石により振動磁界を発生させながら、該振動磁界のピーク位置を鋳型長辺方向に沿って局所的に移動させるようにしたものである。
【００３３】
又、その際、３個以上の隣り合うコイルの位相が、ｎ、２ｎ、ｎあるいはｎ、３ｎ、２ｎの配列部分（但し、３相交流でｎ＝６０°又は１２０°、２相交流でｎ＝９０°）を持つようにしたものである。
【００３４】
又、前記鋳型内の溶鋼を電磁攪拌するに当り、前記連続鋳造用鋳型の鋳型長辺方向に３個以上の電磁石を配置し、これら電磁石により移動磁界を発生させるようにしたものである。
【００３５】
又、前記振動磁界又は移動磁界に、鋳型の厚み方向に静磁界を重畳するようにしたものである。
【００３６】
本願第１の発明においては、連続鋳造時に鋳型内の溶鋼を電磁攪拌する際に、磁場によって駆動されるローレンツ力の最大値を５０００（Ｎ／ｍ３）以上、１３０００（Ｎ／ｍ３）以下にする。
【００３７】
本願第２の発明においては、連続鋳造時に、鋳型内の溶鋼流速をＶ（ｍ／ｓ）、磁場によって駆動されるローレンツ力の最大値をＦｍａｘ（Ｎ／ｍ３）とするとき、Ｖ×Ｆｍａｘが３０００（Ｎ／（ｓ・ｍ２））以上になるようにする。
【００３８】
第１と第２のいずれの発明においても、更に、製造される鋳片の内部欠陥や表面欠陥を低減するためには、鋳型の厚み方向の流速分布を規定し、厚み中央付近では流速を小さくしてモールドフラックスの巻き込みを抑えつつ、鋳型壁面に近い凝固界面の溶鋼に局所的な流動を与えて、気泡、介在物の捕捉を防止することが有効であると考えられる。
【００３９】
このための方法として、交流磁場の印加方法を工夫することが重要であり、モデル実験及びシミュレーション計算を実施した結果、以下の結論に至った。
【００４０】
１．特許文献４に示されるような、厚み方向の磁場では、交流電流の表皮効果を利用して、凝固界面あるいは溶鋼表面にローレンツ力を集中させていたが、これだけでは、効率的に凝固界面のみにローレンツ力を集中できず、凝固界面にローレンツ力を集中させるためには、磁力線分布を制御する必要がある。
【００４１】
２．このための方法として、幅方向に交互に位相が反転する電磁石を配置して、交番させることが効果的である。厚み方向に磁界を振動させる場合には、電磁力を鋳型壁面、即ち、凝固界面に集中することができなくなるため、幅方向に磁界を振動させる必要がある。ここで、交互の電磁石に通電する電流の位相は実質反転する必要があり、そのためには、位相は１３０°以上異なることが必要である。
【００４２】
３．このためのコイル構造としては、図１に例示する如く、幅方向に３つ以上の磁極を有する櫛歯状鉄芯２２にコイルを巻き、且つ、隣り同士の電流の位相を実質反転させることで、幅方向の磁界を振動させることができる。図において、１０は鋳型、１２は浸漬ノズル、１４は溶鋼（斜線部は低速領域）である。
【００４３】
４．この際の交流電流の周波数は、低すぎると十分な流動が励起されず、高すぎると、溶鋼が電磁場に追随しなくなるので、１Ｈｚから８Ｈｚの範囲が適当である。
【００４４】
５．このような電磁石を用いることで、凝固前面から溶湯（溶鋼）を引き離す方向の流動を誘起させることができ、且つ、励起される流速が小さいので、デンドライトを破断することなく、凝固界面の洗浄効果が得られた。図２（正面図）、図３（図２のＩＩＩ−ＩＩＩ線に沿う水平断図面）、図４（図２のＩＶ−ＩＶ線に沿う垂直断面図）に、磁極２８の数が４個の場合について、本発明の振動磁界で誘起される溶湯流動を、電磁場解析と流動解析によって計算した例をもとにして、模式的に示した。
【００４５】
本発明では、図５に示す如く、次式に示すローレンツ力Ｆに応じて発生する流れの向きは同じで、流速ｖのみ印加電流Ｉの半分の周期で変動する。
【００４６】
Ｆ∝Ｊ×Ｂ …（１）
ここで、Ｊは誘導電流、Ｂは磁場である。
【００４７】
６．コイルの巻き方向を逆にすれば、電流の位相が同じでも、磁場の位相を反転することができる。
【００４８】
７．特許文献１８には、時間的に移動しない低周波交流静止磁界を付与し、凝固前面に低周波電磁振動を励起させることによって、凝固前面の柱状デンドライトを破断させ、溶融金属中に浮遊させて、凝固組織の微細化、中心偏析の低減を目指す方法が開示されているが、デンドライトが破断するような大きな電磁力を付与すると、溶湯上面のモールドフラックスを巻き込んで、表面品質を劣化させてしまう。よって、交流振動磁界の磁束密度は１０００ガウス未満が望ましい。なお、コイル配置によっては、１０００ガウス以上でもデンドライトが破断しないようにできる場合がある。
【００４９】
８．更に、特許文献１８の方法では、デンドライトの破断が起こって、柱状晶組織から等軸晶組織に変化してしまう。極低炭素鋼などでは、柱状晶組織のみの方が、圧延時に、集合組織として制御し易くなるため、等軸晶化することで、結晶方位を揃え難くなるという問題がある。このため、電磁力によって、凝固前面のデンドライトが破断しないことが重要である。
【００５０】
以上の知見から、鋳型長辺方向に磁界を振動させることによって、鋳片の厚み、鋳造方向の流動を誘起させ、気泡や介在物を凝固界面から引き離すような流動を与えることによって、気泡や介在物の捕捉を防止することが効果的であるという結論に至った。
【００５１】
本発明によって、凝固界面のみを効率的に振動させて、気泡、介在物の捕捉を抑制できるので、鋳片の表面品質を大幅に向上させることができる。
【００５２】
更に、鋳片品質の向上を図るべく、モデル実験及びシミュレーション計算を実施した結果、前記振動磁界を鋳型内溶鋼に作用させると共に、鋳型の厚み方向に静磁界を重畳することも有効であるという知見が得られた。
【００５３】
９．このためのコイル構造としては、図６に例示する如く、前記図１に例示したものに、更に直流コイル３４を追加したものを挙げることができる。
【００５４】
１０．このように、直流コイル３４を設けて、静磁界を重畳させることにより、Ｆ＝Ｊ×Ｂ（ここにＦ：ローレンツ力、Ｊ：誘導電流、Ｂ：磁場）の磁場Ｂ項が大きくなるために、ローレンツ力Ｆを増加させることができるが、更に、ローレンツ力の向きが、重畳しない場合と大きく異なり、流動も変化して、幅方向及び鋳造方向の流動が大きくなるので、凝固界面に捕捉される気泡、介在物の洗浄効果が期待できる。
【００５５】
１１．又、重畳することにより、厚み中央での流速を低減でき、モールドフラックスの巻き込みも更に有効に防止できる。
【００５６】
図７（正面図）、図８（図７のＩＩＩ−ＩＩＩ線に沿う水平断面図）、図９（図７のＩＶ−ＩＶ線に沿う垂直断面図）に、磁極２８の数が４個の場合について、本発明の振動磁界で誘起される、ある時点の溶湯流動を、電磁場解析と流動解析によって計算した例をもとにして、模式的に示す。又、図１０（正面図）、図１１（図１０のＶＩ−ＶＩ線に沿う水平断面図）、図１２（図１０のＶＩＩ−ＶＩＩ線に沿う垂直断面図）に、次の時点の溶湯流動を模式的に示す。
【００５７】
本発明では、図１３に示す如く、次式に示すローレンツ力Ｆに応じて発生する流れの向きが、印加電流Ｉと同じ周期で反転する。
【００５８】
Ｆ∝Ｊ×Ｂｔ …（２）
Ｂｔ＝Ｂｄｃ＋Ｂａｃ＞０ …（３）
ここで、Ｊは誘導電流、Ｂｔは合計磁場、Ｂｄｃは直流磁場、Ｂａｃは交流磁場である。
【００５９】
この場合も、磁界を振動させるための交流電流の周波数は、前記４．項に記載したと同様に１Ｈｚから８Ｈｚの範囲が適当である。又、前記６．項〜８．項等の記載内容も該当する。
【００６０】
以上の知見から、鋳型長辺方向に磁界を振動させつつ、厚み方向に直流磁界を印加することにより、鋳型長辺方向及び鋳造方向に従来と大きく異なる流動を誘起させ、凝固界面のみを効率的に振動させて、気泡、介在物の捕捉を抑制し、鋳片の表面品質を大幅に向上させることができる。
【００６１】
更に、交流磁場の印加態様を工夫するべく、モデル実験及びシミュレーション計算を実施した結果、以下の結論が得られた。
【００６２】
１２．移動磁界によるマクロ流動は、凝固界面の気泡・介在物の捕捉を抑制するため、移動磁界の印加も有効である。
【００６３】
１３．時として、位置が固定された振動磁界によっては、気泡・介在物の捕捉を十分に抑制できない部分が生じる場合がある。
【００６４】
１４．この場合には、振動磁界によるローレンツ力のピーク位置を移動させることが効果的である。
【００６５】
１５．ローレンツ力のピーク位置を移動させるには、隣り合う３つのコイル、あるいは、コイル群の位相を、真中のコイルの位相を最後とするように設定するとよい。ここで、振動磁界とは、時間と共にローレンツ力の向きが反転する磁場をいう。
【００６６】
以下、上記１５．項について説明する。前記図６と構造が実質的に同一の図１４に示すような、櫛歯状のコイル２４の各コイル（後述する図２０に示す）に振動磁界を与え、各コイル毎に位相を変化させる。図１５〜図１８は、このような各コイル毎に付与する位相の説明図である。図中の振動磁界発生用コイル２４ａ、２４ｂの各コイルの横に付してある数字は、ある時刻におけるそのコイルの電流の位相角（度）を記入したものである。図１５〜図１７は２相交流の場合図１８は３相交流の場合で、図１５は移動磁界、図１６は前記図６の場合と同様の振動磁界、図１７、図１８は振動磁界のピーク位置を局所的に移動させる場合の例を示した。
【００６７】
図１７、図１８に示すように、連続鋳造用鋳型の鋳型長辺幅方向に３個以上の電磁石を並べ、隣り合う電磁石に通電する電流の位相が、一方向に増加、あるいは、減少することなく、少なくとも真中の位相が両側の位相よりも遅れるように設定することによって、磁界は単に一方向に移動するのではなく、振動しながら局所的に移動することになる。
【００６８】
以上のように、３個以上の隣り合うコイルの位相が、ｎ、２ｎ、ｎあるいはｎ、３ｎ、２ｎ（但し、ｎは２相交流で９０°、３相交流で６０°又は１２０°）の配列部分をもたせることによって、振動磁界のピーク位置を局所的に移動させることができる。
【００６９】
ここで、単純に振動磁界を誘起させた場合には、振動磁界の振幅が大きいところと小さいところができる。このピーク位置を局所的に移動させることによって、全ての位置で、凝固界面を洗浄することが可能となる。
【００７０】
なお、ここで、コイルの櫛歯数が１２本の例を示したが、櫛歯数は４、６、８、１０、１２、１６本などから選ぶことができ、又、交流は２相、３相のいずれでもよい。
【００７１】
【発明の実施の形態】
以下、図面を参照して、本発明の第１実施形態を詳細に説明する。
【００７２】
この第１実施形態においては、鋳型内の溶鋼を電磁攪拌する際に、磁場によって駆動されるローレンツ力の最大値を５０００（Ｎ／ｍ３）以上、１３０００（Ｎ／ｍ３）以下にする。
【００７３】
本発明の実施に好適な、鋼の連続鋳造設備の一例を、水平断面の模式図で図１９に示す。図において、１０が鋳型、１２が浸漬ノズル、２０が振動磁界発生装置、２２が櫛歯状鉄芯、２４がコイル、２６ａ、２６ｂが交流電源、２８が磁極、３０が静磁界発生装置である。
【００７４】
本発明では、相対する長辺と短辺からなる鋳型１０内の溶鋼に、磁界を印加しながら連続鋳造する。印加する磁界は、鋳型の長辺方向に振動する磁界（以下、振動磁界ともいう）と厚み方向の静磁界とする。印加する振動磁界は、鋳型の長辺方向を印加方向とする交流磁界で、その向きを周期的に反転させ、溶鋼のマクロ的流動を誘起することのない磁界である。
【００７５】
振動磁界は、例えば、図１９に示すような振動磁界発生装置２０を使用して、発生させることができる。図１９に示す振動磁界発生装置２０では、鋳型の長辺方向に３個以上（図では１２個）の櫛歯を有する櫛歯状鉄芯２２を用いて、これら櫛歯にコイル２４を配設して磁極２８とする。磁極２８は、隣接する磁極同士が互いに異なる極性（Ｎ、Ｓ極）を有するように、コイルの巻き方及びコイルに流す交流電流を調整する。隣接する磁極同士が互いに異なる極性（Ｎ、Ｓ極）とするためには、隣接する磁極同士のコイルの巻き方を反対方向としコイルに流す電流を同位相で所定の周波数を有する交流電流とするか、あるいは隣接する磁極同士のコイルの巻き方を同方向としコイルに流す電流を隣接する磁極同士で位相がずれた、所定の周波数を有する交流電流とするのが好ましい。隣接する磁極に流す交流の位相のずれは、実質的に位相が反転する、１３０°以上２３０°以下とするのが好ましい。
【００７６】
なお、交流電流の所定の周波数としては、１〜８Ｈｚとするのが好ましく、より好ましくは３〜６Ｈｚである。図１９に示す例は、隣接する磁極で、コイルの巻き方を同方向としてコイルに流す交流電流を位相が異なる（実質的に位相が反転する）ものとする場合であるが、本発明はこれに限定されるものではない。
【００７７】
本発明では、隣接する磁極同士が互いに異なる極性を有するため、隣接する磁極間で溶鋼に作用する電磁力とその隣りの磁極間で溶鋼に作用する電磁力とは、その向きがほぼ反対となり、溶鋼のマクロな流動が誘起されることはない。又、本発明では、コイルに流す電流を交流電流とするため、各磁極の極性が所定の周期で反転し、鋳型の長辺幅方向で凝固界面近傍の溶鋼に振動を誘起させることができる。これにより、凝固界面への介在物、気泡の捕捉を抑制することができ、鋳片の表面品質を顕著に向上させることができる。
【００７８】
コイルに流す交流電流の周波数が１Ｈｚ未満では、低すぎて十分な流動が誘起されない。一方、８Ｈｚを超えると、溶鋼が振動磁界に追従しなくなり、磁界印加の効果が少なくなる。このため、コイルに流す交流電流の周波数を１〜８Ｈｚとし、振動磁界の振動周期を１／８〜１ｓとするのが好ましい。
【００７９】
なお、本発明では、印加する振動磁界の磁束密度は１０００ガウス未満とするのが好ましい。磁束密度が１０００以上になると、デンドライトを破断するだけでなく、湯面変動が大きくなり、モールドフラックスの巻き込みを助長するという問題がある。
【００８０】
又、本発明では、上記した振動磁界の印加に加えて、静磁界を印加する。静磁界は、図１９に示すように、鋳型１０の長辺側に静磁界発生装置３０を設置し、鋳型の短辺方向（鋳型の厚さ方向）の向きに印加する。
【００８１】
鋳型の厚さ方向に静磁界を印加することにより、鋳型中央部付近の溶鋼流速を減少させることができ、モールドフラックスの巻き込みを防止できる。なお、振動磁界の印加に静磁界の印加を、重畳させることにより、Ｆ＝Ｊ×ＢにおけるＢ項を大きくできるため、更にローレンツ力を増加させることができるという効果もある。
【００８２】
又、本発明では、印加する静磁界の磁束密度は２００ガウス以上３０００ガウス以下とするのが好ましい。磁束密度が２００ガウス未満では溶鋼流速の低減効果が少なく、また３０００ガウスを超えると制動が大きすぎて不均一凝固を引き起こすという問題がある。
【００８３】
図１９は、鋳型１０の長辺側に、振動磁界発生装置２０と、静磁界発生装置３０とを配設した例を示す。静磁界発生装置３０は、鋳型の長辺側に鋳型を挟んで一対の磁極を配し、流す電流を直流電流として直流電源３２からコイル３４に流し、鋳型の厚さ方向に静磁界を印加する。静磁界発生装置３０と振動磁界発生装置２０の設置位置は、垂直方向で同じ位置としても、又、異ならせてもいずれでもよい。
【００８４】
次に、移動磁界の場合と、振動磁界のピーク位置を鋳型長辺方向に沿って局所的に移動させる場合を詳細に説明する。
【００８５】
前記図１４は鋼の連続鋳造用鋳型１０の平面図及び交流電磁石（コイル）２４、直流電磁石（コイル）３４の配列例を示したものである。
【００８６】
鋳型１０には、上方のタンディッシュの底部に連結されている連続鋳造用浸漬ノズル１２が浸漬され、溶鋼１４を供給する。連続鋳造用鋳型１０の長辺に沿って、前記図１９と同様に、１２枚の櫛歯状の交流電磁石（コイル）２４が配設され、その外側に直流コイル３４が配設されている。１２個のコイル２４にはそれぞれ振動磁界を発生する振動電流が供給され、その振動電流のピーク値は、鋳型長辺幅方向に沿って移動するように印加される。このピーク値の移動は、隣り合うコイルの位相がｎ、２ｎ、ｎ又はｎ、３ｎ、２ｎの配列部分をもつように印加することにより実現される。
【００８７】
図１５〜図１８は、ある瞬間におけるコイル２４ａ、２４ｂをそれぞれ構成する１２個の各コイルにおける振動磁界の位相の分布を数字（位相角の値）で記載して示したものである。振動磁界のピーク位置は鋳型１０の長辺に沿う方向に順次移動する。
【００８８】
図１５には隣接コイルの位相差が９０°で、対向するコイル２４ａ、２４ｂで１８０°異なる２相交流の移動磁界が示されている。図１６には隣接コイルの位相差が１８０°で、対向するコイル２４ａ、２４ｂで同位相の２相交流の振動磁界が印加されている。図１７には隣接コイルの位相差が９０°で、対向するコイル２４ａ、２４ｂで１８０°異なる半波整流２相交流が印加されている。図１８には隣接コイルとの位相差が１２０°、対向するコイルで６０°異なる半波整流３相交流が印加されている。
【００８９】
ここで、図２０には、図１５の移動磁界について、電流の位相角の経時的な変化を交流コイル２４ａの各コイルに対応させて示す。最上段Ｔ１の位相角は図１５と同じであり、下方に向かって時間が経過している。又、図２１、図２２には、それぞれ図１７、図１８の振動磁界のピーク位置の局所移動について同様の経時変化を示す。
【００９０】
以上のようにして振動磁界のピーク位置を局所的に移動させることによって、凝固界面のみを効率的に振動させて、気泡・介在物の捕捉を抑制できるので、鋳片の表面品質を大幅に向上させることができる。
【００９１】
（実施例）
次に、実施例に基づき、本発明について、更に詳細に説明する。
【００９２】
約３００トンの溶鋼を転炉で溶製し、ＲＨ処理によって極低炭素鋼のＡｌキルド鋼とし、連続鋳造機でスラブを鋳造した。代表的な溶鋼成分を表１に示す。
【００９３】
【表１】
なお、スラブの幅は１５００〜１７００ｍｍ、厚みは２２０ｍｍ、溶鋼のスループット量は４〜５トン／分の範囲とした。
【００９５】
又、コイル構造として、前記図６、図１４等に示した如く、幅方向に１２等分した櫛歯状の鉄芯を用い、幅方向に位相が変化する磁場を発生するように配置した。
【００９６】
以上の方法でスラブを連続鋳造することにより得られた、本発明（第１の発明）の根拠となった、欠陥混入率、ブローホール、ノロカミの検査結果を図２３、図２４、図２５に示す。図中、「振動ピーク位置局所移動」は図１７、図１８に、「振動磁界」は図６、図１６に、それぞれ特徴を示したコイル２４により、鋳型内溶鋼に磁界を印加した場合に当る。
【００９７】
ここで、図中の欠陥混入率は、冷延後の製品コイル全長を分母に、気泡、介在物起因の表面欠陥１つを１ｍとみなして分子とし、その比率を％で表わす値である。また、ブローホールおよびノロカミは、鋳造、切断後の鋳片の表面を約２ｍｍ溶削した後鋳片表面に現れた穴を、内部が空洞の場合にブローホール、モールドフラックスが充鎮されていた痕跡がある場合にノロカミとしてそれぞれ計数し、その数値を調査鋳片表面積で除した値である。
【００９８】
図２３〜図２５は、いずれも横軸が凝固界面に働くローレンツ力の最大値Ｆｍａｘである。
【００９９】
図２６に交流コイル２４と、モールド鋼板で示す鋳型１０の内壁に付着した溶鋼の凝固界面との関係を模式的に示すように、コイル２４に流れる電流が変化すると、凝固界面の溶鋼にローレンツ力Ｆが作用する。
【０１００】
このローレンツ力Ｆは、図６、図１９に示したような振動磁界に直流磁界を重畳する場合であると、前記（２）、（３）式で与えられ、Ｂｄｃは時間平均した力には影響しないが、時間変動する力はＢが大きくなる分だけ大きくなる。このローレンツ力Ｆの変化を、電流変化を位相で表わして、横軸が鋳型１０の幅に相当する図２７に示すように、各コイル毎に周期的に変動する。
【０１０１】
上記振動磁界の場合、ローレンツ力の最大値（ピーク）Ｆｍａｘ（Ｎ／ｍ３）と、その時間平均値Ｆａｖｅ（Ｎ／ｍ３）は、数値計算結果を回帰して得られた次式で与えられる。
図１５の移動磁界、図１７又は図１８の振動移動（振動磁界のピーク位置の局所的移動）の場合も、同様に下式で与えられる。
前記図２３〜図２５の各データは、実際に連続鋳造した際に上記各式により計算されたローレンツ力の最大値Ｆｍａｘと各検査結果とを対応させて示したものである。
【０１０４】
図２３から、欠陥混入率は、Ｆｍａｘが５０００（Ｎ／ｍ３）以上、１３０００（Ｎ／ｍ３）以下が有効であることが分かる。図２４、図２５でも、Ｆｍａｘが５０００（Ｎ／ｍ３）以上が有効であることが分かる。
【０１０５】
なお、参考のために、図２８〜図３０にＦａｖｅと関係を示したように、このＦａｖｅは連続鋳造する際の指標には適切ではないが、Ｆｍａｘが指標として有効であることが分かる。
【０１０６】
次に、本発明の第２実施形態を詳細に説明する。
【０１０７】
この第２実施形態においては、鋳型内の溶鋼流速をＶ（ｍ／ｓ）、磁場によって駆動されるローレンツ力の最大値をＦｍａｘ（Ｎ／ｍ３）とするとき、Ｖ×Ｆｍａｘが３０００（Ｎ／（ｓ・ｍ２））以上、６０００（Ｎ／Ｓ・ｍ２）以下になるようにする。
【０１０８】
なお、流速は実測値であるが、測定が困難な場合には発明者が実験によって得た回帰式
【０１０９】
第１実施形態の実施例の場合と同様に連続鋳造した結果に基づいて、欠陥混入率と磁界による溶鋼の流速の関係を図３１に示す。又、欠陥混入率とローレンツ力の最大値Ｆｍａｘとの関係は、前記図２３に示してある。又、これらの結果を、更に詳細に検討した結果、図３２に示すように、溶鋼流速ＶとＦｍａｘに関して、Ｖ×Ｆｍａｘが３０００以上であるようにすることが、欠陥混入率を低減する上で有効であることが明らかになった。又、６０００を超えても効果が変わらないことも分った。
【０１１０】
なお、前記説明においては、極数が１２極の櫛歯状の鉄芯が用いられていたが、磁極数や鉄芯の形状はこれに限定されず、例えば鉄芯が分割されていてもかまわない。又、静磁界を重畳する場合に限定されず、例えば図１９から直流コイル３４を除いた設備を使用するようにしてもよい。
【０１１１】
【発明の効果】
本発明によれば、捕捉される気泡、非金属介在物及び鋳片表面偏析、モールドフラックス起因の表面欠陥や内部介在物起因の内部欠陥の少ない鋳片を鋳造でき、高品質の金属製品の製造が可能になる。
【図面の簡単な説明】
【図１】本発明で用いられる電磁石と鋳型の組合せの一例を模式的に示す水平断面図
【図２】図１における電磁攪拌の原理を説明するための、磁場で誘起される溶湯流動の速度ベクトルの電磁場解析と流動解析による計算結果を模式的に示す正面図
【図３】図２のＩＩＩ−ＩＩＩ線に沿う水平断面図
【図４】図２のＩＶ−ＩＶ線に沿う垂直断面図
【図５】振動磁界を発生させる際の印加電流と溶鋼流速の時間的な変化状態の例を示す線図
【図６】本発明で用いられる電磁石と鋳型の組合せの他の一例を模式的に示す水平断面図
【図７】図６における電磁攪拌の原理を説明するための、磁場で誘起される、ある時点の溶湯流動の速度ベクトルの電磁場解析と流動解析による計算結果を模式的に示す正面図
【図８】図７のＩＩＩ−ＩＩＩ線に沿う水平断面図
【図９】図７のＩＶ−ＩＶ線に沿う垂直断面図
【図１０】図６における電磁攪拌の原理を説明するための、磁場で誘起される、磁極が反転した次の時点の溶湯流動の速度ベクトルの電磁場解析と流動解析による計算結果を模式的に示す正面図
【図１１】図１０のＶＩ−ＶＩ線に沿う水平断面図
【図１２】図１０のＶＩＩ−ＶＩＩ線に沿う垂直断面図
【図１３】振動磁界を発生させる際の印加電流と溶鋼流速の時間的な変化状態を示す線図
【図１４】本発明で用いられるコイルと鋳型の関係を示した平面模式図
【図１５】移動磁界の場合のコイルの位相を示した模式図
【図１６】振動磁界の場合のコイルの位相を示した模式図
【図１７】振動磁界のピーク位置を局所的に移動させる場合のコイルの位相を示した模式図
【図１８】振動磁界のピーク位置を局所的に移動させる場合のコイルの位相を示した他の模式図
【図１９】実施形態に用いられる一つの連続鋳造設備を模式的に示す水平断面図
【図２０】移動磁界を発生させる電流の位相の経時変化を示す説明図
【図２１】振動磁界のピーク位置を局所移動させる電流の位相の経時変化を示す説明図
【図２２】振動磁界のピーク位置を局所移動させる電流の位相の経時変化を示す他の説明図
【図２３】ローレンツ力の最大値Ｆｍａｘと欠陥混入率の関係を示すグラフ
【図２４】ローレンツ力の最大値Ｆｍａｘとブローホール個数密度の関係を示すグラフ
【図２５】ローレンツ力の最大値Ｆｍａｘとノロカミ個数密度の関係を示すグラフ
【図２６】凝固界面に作用するローレンツ力を示す模式的な斜視図
【図２７】ローレンツ力と電流の関係を示す線図
【図２８】ローレンツ力の平均値Ｆａｖｅと欠陥混入率の関係を示すグラフ
【図２９】ローレンツ力の平均値Ｆａｖｅとブローホール個数密度の関係を示すグラフ
【図３０】ローレンツ力の平均値Ｆａｖｅとノロカミ個数密度の関係を示すグラフ
【図３１】溶鋼流速Ｖと欠陥混入率の関係を示すグラフ
【図３２】Ｖ×Ｆｍａｘと欠陥混入率の関係を示すグラフ
【符号の説明】
１０…鋳型
１２…浸漬ノズル
２０…振動磁界発生装置
２２…櫛歯状鉄芯
２４…コイル
２６ａ、２６ｂ…交流電源
２８…磁極
３０…静磁界発生装置
３２…直流電流
３４…直流コイル[0001]
TECHNICAL FIELD OF THE INVENTION
The present invention relates to a continuous casting method for steel, and more particularly to a continuous casting method for steel that is suitably applied when improving the flow of molten steel in a mold by applying a magnetic field.
[0002]
[Prior art]
In recent years, the demands for improving the quality of steel products centering on steel plates for automobiles have become strict, and the demand for high-quality slabs having excellent cleanliness from the slab stage has been increasing. There are defects in slabs due to inclusions and bubbles and those due to segregation of components in the molten steel.Molten steel flow in the mold has a deep relationship with these, so more research than before, The invention has been made. As one of them, a flow control method in a mold using a magnetic field has been considered.
[0003]
For example, (A) assuming that a DC magnetic field is superimposed on a moving magnetic field, two upper and lower magnetic poles opposed to each other across the long side of the mold are arranged on the back of the long side of the mold, and (1) a DC static magnetic field Or (2) a magnetic field in which a DC static magnetic field and an AC moving magnetic field are superimposed on a magnetic pole arranged on the upper side, and a DC static magnetic field is applied on a magnetic pole arranged in a lower side. A method for controlling the flow of molten steel in a mold to be applied is disclosed (for example, see Patent Document 1).
[0004]
Further, there is disclosed a device for controlling the flow of molten steel in a mold by supplying an appropriate linear drive AC current and braking DC current to a plurality of installed electric coils (for example, see Patent Document 2).
[0005]
Also, a flow control method in a mold in which an AC moving magnetic field and a DC static magnetic field whose phases are shifted by 120 degrees is superimposed has been disclosed (for example, see Patent Document 3).
[0006]
Also, a method of casting steel in which a static magnetic field and a high-frequency magnetic field are superimposed and act on the entire width direction by a magnet placed above the discharge hole of the immersion nozzle, and a static magnetic field is actuated by a magnet placed below the discharge hole. Is disclosed (for example, refer to Patent Document 4).
[0007]
(B) As a combination of an upper DC magnetic field and a lower moving magnetic field, a static magnetic field is applied to a position surrounding the molten steel flow discharged from the immersion nozzle to reduce the flow velocity, and an electromagnetic stirrer is provided downstream of the static magnetic field. There is disclosed an electromagnetic stirring method in which a stirrer is installed and stirring is performed in a horizontal direction (for example, see Patent Document 5).
[0008]
(C) Assuming a combination of an upper moving magnetic field and a lower DC magnetic field, a moving magnetic field is acted on by a magnet having a pole center located between the molten metal surface and a discharge hole (downward of 50 degrees or more), and the pole center is moved. A casting method in which a static magnetic field is applied by a magnet provided below a submerged nozzle is disclosed (for example, see Patent Document 6).
[0009]
In addition, a magnet for electromagnetic stirring is installed above the lower end of the immersion nozzle, a magnet that can apply a moving magnetic field and a static magnetic field is installed below the lower end of the immersion nozzle, and the static magnetic field and the moving magnetic field are set according to the steel type and casting speed. A casting method to be properly used is disclosed (for example, see Patent Document 7).
[0010]
Also, when casting steel while blowing Ar gas into the immersion nozzle, a static magnetic field with a magnetic flux density of 0.1 Tesla or more is applied to the molten steel flow immediately after exiting from the immersion nozzle, and a continuous magnetic stirrer is used above the molten steel flow. A method of periodically stirring or periodically changing the stirring direction is disclosed (for example, see Patent Document 8).
[0011]
In addition, the long side of the mold has a static magnetic field arranged to control the current of the molten steel supplied into the mold, and a moving magnetic field generator is arranged above, so that the upper surface of the molten steel is short-sided from the center of the horizontal cross section. A mold flowing to the side and a structure above the mold are disclosed (for example, see Patent Document 9).
[0012]
In addition, there is a technology to control the discharge flow from the immersion nozzle by installing an electromagnetic stirring device at the top of the mold to generate a horizontal flow in the molten steel and installing an electromagnetic brake at the bottom of the mold to reduce the discharge flow from the immersion nozzle. It is disclosed (for example, see Patent Document 10).
[0013]
Also disclosed is a flow control technology of molten steel in a mold that uses a static magnetic field on the surface of molten steel in a continuous mold, uses a straight nozzle as a nozzle for continuous casting, uses a traveling magnetic field in the discharge port, and uses a static magnetic field in the lower part. (For example, see Patent Document 11).
[0014]
(D) An electromagnetic brake that applies a DC magnetic field independently and that applies a static magnetic field by an electromagnet that is installed to face the long side of the mold and that is approximately the same length as the long side is disclosed (for example, Patent Reference 12).
[0015]
Also, a magnetic pole bent or inclined upward from the center of the mold or from the predetermined position inside the mold short side to the vicinity of both ends is installed below the immersion nozzle discharge hole at the center of the mold, and a DC magnetic field or low magnetic field is applied. A method of controlling the flow of molten steel in a mold by applying a high-frequency alternating magnetic field has been disclosed (for example, see Patent Document 13).
[0016]
Further, by applying a DC magnetic field having a substantially uniform magnetic flux density distribution over the entire width of the mold in the thickness direction of the mold and controlling the discharge flow from the immersion nozzle, the meniscus flow rate is reduced to 0.20 to 0.40 m / s. A control technique is disclosed (for example, see Patent Document 14).
[0017]
Also disclosed is a technique in which a uniform static magnetic field in the thickness direction of the mold is applied to the upper and lower portions of the immersion nozzle discharge hole over the entire slab width to give an effective braking force to the molten steel discharge flow and to make the flow uniform. (For example, see Patent Document 15).
[0018]
(E) As a means for applying a DC magnetic field or a moving magnetic field, a static magnetic field is applied by flowing a DC current to a plurality of coils provided below a discharge port of an immersion nozzle, or a moving magnetic field is applied by flowing an AC current. For example, a casting method that controls the flow of molten steel is disclosed (see, for example, Patent Document 16).
[0019]
Further, there is disclosed a technique of braking (EMLS) or accelerating (EMLA) a discharge molten steel flow by applying an AC moving magnetic field to a discharge flow from an immersion nozzle (for example, see Non-Patent Document 1). ).
[0020]
(F) A technique of applying a static alternating magnetic field having a frequency of 1 to 15 Hz to molten steel when controlling the flow of molten steel in a mold by electromagnetic induction, assuming that only a moving magnetic field is applied. 17).
[0021]
Further, in a continuous slab caster, a technique (M-EMS) for obtaining a swirling flow of molten steel in a horizontal direction along a mold wall by electromagnetic stirring is disclosed (for example, see Non-Patent Document 2).
[0022]
However, in the techniques described in the above-mentioned patent documents and non-patent documents, the mold powder is not involved, or inclusions on the solidification interface cannot be prevented, and the surface quality of the slab cannot be sufficiently improved. There was a problem.
[0023]
(G) Assuming that only an oscillating magnetic field is applied, a low-frequency alternating static magnetic field that does not move over time is applied to excite the low-frequency electromagnetic vibration immediately before solidification, thereby breaking columnar dendrites on the front of solidification and melting molten metal. A method is disclosed in which the material is floated inside to reduce the solidification structure and reduce central segregation, but the effect of reducing the surface defects of the cast slab is small (for example, see Patent Document 18).
[0024]
[Patent Document 1]
JP-A-10-305353 [Patent Document 2]
Patent No. 3067916 [Patent Document 3]
JP-A-5-154623 [Patent Document 4]
JP-A-6-190520 [Patent Document 5]
JP-A-61-193755 [Patent Document 6]
JP-A-6-226409 [Patent Document 7]
Japanese Patent Application Laid-Open No. 9-262652 [Patent Document 8]
JP 2000-271710 A [Patent Document 9]
JP-A-61-140355 [Patent Document 10]
JP-A-63-119959 [Patent Document 11]
Patent No. 2856960 [Patent Document 12]
JP-A-3-258442 [Patent Document 13]
Japanese Patent Application Laid-Open No. 8-19841 [Patent Document 14]
International Publication WO95 / 26243 [Patent Document 15]
JP-A-2-284750 [Patent Document 16]
JP-A-9-262650 [Patent Document 17]
JP-A-8-19840 [Patent Document 18]
Patent No. 2917223 [Non-Patent Document 1]
"Materials and Processes" vol. 3 (1990) p. 256 [Non-Patent Document 2]
"Iron and Steel", 66 (1980), p. 797
[Problems to be solved by the invention]
In recent years, the need for surface quality has increased and the demand for cost reduction has been increasing, so that further techniques for improving the quality of the slab surface and inside have been desired, and more effective control of the flow in the mold has been required.
[0026]
The present invention has been made in order to solve the above-mentioned conventional problems, and suppresses the entrainment of mold flux, improves the internal quality of the slab, and suppresses inclusions and trapping of air bubbles into solidification nuclei. It is an object of the present invention to provide a continuous casting method of steel capable of improving the surface quality of a slab.
[0027]
[Means for Solving the Invention]
The present invention relates to a continuous casting method for steel in which molten steel supplied to a continuous casting mold is continuously cast, and when the molten steel in the mold is electromagnetically stirred, the maximum value of the Lorentz force driven by a magnetic field is set to 5000 ( The above problem has been solved by setting the ratio to N / m 3 ) or more and 13000 (N / m 3 ) or less.
[0028]
The present invention also provides a continuous casting method for steel in which molten steel supplied to a continuous casting mold is continuously cast, when the molten steel in the mold is electromagnetically stirred, the flow rate of the molten steel in the mold is set to V (m / s). ), When the maximum value of the Lorentz force driven by the magnetic field is Fmax (N / m 3 ), by setting V × Fmax to be 3000 (N / (s · m 2 )) or more, similarly, This has solved the above-mentioned problem.
[0029]
Further, in electromagnetically stirring the molten steel in the mold, three or more electromagnets are arranged in the direction of the long side of the mold of the continuous casting mold, and the magnetic field generated by the adjacent coils is substantially inverted, thereby forming the molten steel. A local flow is induced by applying an oscillating electromagnetic field whose phase is substantially reversed.
[0030]
Further, the magnetic field generated by the adjacent coils is supplied with an AC current having substantially the opposite phase to the adjacent coils, or an AC current having the same phase is supplied by reversing the winding direction of the coils. By doing so, the structure is substantially reversed.
[0031]
Further, the magnetic flux density of the maximum AC magnetic field is less than 1000 gauss and / or the frequency of the oscillating magnetic field is 1 Hz to 8 Hz.
[0032]
Further, in electromagnetically stirring the molten steel in the mold, three or more electromagnets are arranged in the long side direction of the continuous casting mold, and while generating an oscillating magnetic field by these electromagnets, a peak position of the oscillating magnetic field is generated. Is locally moved along the long side of the mold.
[0033]
At this time, the phase of three or more adjacent coils is n, 2n, n or the array portion of n, 3n, 2n (however, n = 60 ° or 120 ° in three-phase AC, n in two-phase AC). = 90 °).
[0034]
Further, in electromagnetically stirring the molten steel in the mold, three or more electromagnets are arranged in a direction of a long side of the mold of the continuous casting mold, and a moving magnetic field is generated by these electromagnets.
[0035]
Also, a static magnetic field is superimposed on the oscillating magnetic field or the moving magnetic field in the thickness direction of the mold.
[0036]
In the first invention of the present application, the maximum value of the Lorentz force driven by the magnetic field is set to 5000 (N / m 3 ) or more and 13000 (N / m 3 ) or less when the molten steel in the mold is electromagnetically stirred during continuous casting. To
[0037]
In the second invention of the present application, at the time of continuous casting, when the molten steel flow rate in the mold is V (m / s) and the maximum value of the Lorentz force driven by the magnetic field is Fmax (N / m 3 ), V × Fmax Is 3000 (N / (s · m 2 )) or more.
[0038]
In any of the first and second inventions, in order to further reduce internal defects and surface defects of the cast slab to be produced, the flow velocity distribution in the thickness direction of the mold is defined, and the flow velocity is reduced near the center of the thickness. It is thought that it is effective to prevent entrapment of bubbles and inclusions by giving local flow to molten steel at the solidification interface near the mold wall surface while suppressing entrainment of mold flux.
[0039]
As a method for this, it is important to devise a method of applying an AC magnetic field. As a result of performing model experiments and simulation calculations, the following conclusions have been reached.
[0040]
1. In the magnetic field in the thickness direction as shown in
[0041]
2. As a method for this, it is effective to arrange electromagnets whose phases are alternately inverted in the width direction and to alternate them. When the magnetic field is vibrated in the thickness direction, the electromagnetic force cannot be concentrated on the mold wall surface, that is, on the solidification interface. Therefore, it is necessary to vibrate the magnetic field in the width direction. Here, the phases of the currents flowing through the alternate electromagnets need to be substantially inverted, and for that purpose, the phases need to differ by 130 ° or more.
[0042]
3. As a coil structure for this purpose, as illustrated in FIG. 1, a coil is wound around a comb-shaped
[0043]
4. If the frequency of the alternating current at this time is too low, sufficient flow is not excited, and if it is too high, the molten steel does not follow the electromagnetic field, so the range of 1 Hz to 8 Hz is appropriate.
[0044]
5. By using such an electromagnet, it is possible to induce a flow in a direction in which the molten metal (molten steel) is separated from the solidification front surface, and since the excited flow velocity is small, the effect of cleaning the solidification interface without breaking the dendrite. was gotten. 2 (front view), FIG. 3 (horizontal sectional view along the line III-III in FIG. 2), and FIG. 4 (vertical sectional view along the line IV-IV in FIG. 2) show that the number of
[0045]
In the present invention, as shown in FIG. 5, the direction of the flow generated according to the Lorentz force F shown in the following equation is the same, and only the flow velocity v fluctuates in a half cycle of the applied current I.
[0046]
F∝J × B (1)
Here, J is an induced current, and B is a magnetic field.
[0047]
6. By reversing the winding direction of the coil, the phase of the magnetic field can be reversed even if the phase of the current is the same.
[0048]
7. In Patent Document 18, a low-frequency alternating static magnetic field that does not move over time is applied, and by exciting low-frequency electromagnetic vibrations on the solidification front, the columnar dendrites on the solidification front are broken and suspended in the molten metal. Although a method aiming at miniaturization of the solidified structure and reduction of center segregation is disclosed, if a large electromagnetic force is applied to break the dendrite, the mold flux on the upper surface of the molten metal is involved, thereby deteriorating the surface quality. Therefore, the magnetic flux density of the AC oscillating magnetic field is desirably less than 1000 Gauss. Note that depending on the coil arrangement, there is a case where the dendrite can be prevented from breaking even at 1000 gauss or more.
[0049]
8. Further, in the method of Patent Document 18, the dendrite breaks and the columnar crystal structure changes to an equiaxed crystal structure. In ultra-low carbon steel and the like, since only the columnar crystal structure is easier to control as a texture during rolling, there is a problem that it is difficult to make the crystal orientation uniform by performing equiaxed crystallization. For this reason, it is important that the dendrite on the solidification front surface is not broken by the electromagnetic force.
[0050]
From the above findings, by vibrating the magnetic field in the direction of the long side of the mold, the thickness of the slab, the flow in the casting direction is induced, and the flow that separates the bubbles and inclusions from the solidification interface is given. It was concluded that preventing trapping was effective.
[0051]
According to the present invention, only the solidification interface can be efficiently vibrated to suppress the capture of bubbles and inclusions, so that the surface quality of the slab can be significantly improved.
[0052]
Furthermore, as a result of performing model experiments and simulation calculations to improve the quality of the slab, it was found that it is also effective to apply the oscillating magnetic field to the molten steel in the mold and to superimpose a static magnetic field in the thickness direction of the mold. was gotten.
[0053]
9. As a coil structure for this purpose, as shown in FIG. 6, a coil structure in which a
[0054]
10. Thus, by providing the
[0055]
11. In addition, by overlapping, the flow velocity at the center of the thickness can be reduced, and entrainment of the mold flux can be more effectively prevented.
[0056]
FIGS. 7 (front view), FIG. 8 (horizontal sectional view along line III-III in FIG. 7), and FIG. 9 (vertical sectional view along line IV-IV in FIG. 7) show that the number of
[0057]
In the present invention, as shown in FIG. 13, the direction of the flow generated according to the Lorentz force F shown in the following equation is reversed at the same cycle as the applied current I.
[0058]
F∝J × Bt (2)
Bt = Bdc + Bac> 0 (3)
Here, J is an induced current, Bt is a total magnetic field, Bdc is a DC magnetic field, and Bac is an AC magnetic field.
[0059]
Also in this case, the frequency of the alternating current for oscillating the magnetic field is the same as that of 4. The range of 1 Hz to 8 Hz is appropriate as described in the section. In addition, 6. Items to 8. Items described in the section also apply.
[0060]
From the above findings, applying a DC magnetic field in the thickness direction while oscillating the magnetic field in the mold long side direction, induces a flow that is significantly different from the conventional in the mold long side direction and casting direction, and efficiently only the solidification interface By vibrating the slab, the trapping of bubbles and inclusions can be suppressed, and the surface quality of the slab can be greatly improved.
[0061]
Furthermore, as a result of performing a model experiment and a simulation calculation in order to devise an application mode of the AC magnetic field, the following conclusions were obtained.
[0062]
12. Macro flow caused by the moving magnetic field suppresses the capture of bubbles and inclusions at the solidification interface, so that the application of the moving magnetic field is also effective.
[0063]
13. Occasionally, depending on the oscillating magnetic field whose position is fixed, there may be a portion where the capture of bubbles and inclusions cannot be sufficiently suppressed.
[0064]
14． In this case, it is effective to move the peak position of the Lorentz force due to the oscillating magnetic field.
[0065]
15. In order to move the peak position of the Lorentz force, the phases of three adjacent coils or a group of coils may be set so that the phase of the middle coil is the last. Here, the oscillating magnetic field refers to a magnetic field in which the direction of the Lorentz force reverses with time.
[0066]
Hereinafter, the above 15. Items will be described. As shown in FIG. 14 having substantially the same structure as that of FIG. 6, an oscillating magnetic field is applied to each coil (shown in FIG. 20 described later) of the comb-shaped
[0067]
As shown in FIGS. 17 and 18, three or more electromagnets are arranged in the width direction of the casting mold of the continuous casting mold, and the phase of the current supplied to adjacent electromagnets increases or decreases in one direction. Instead, by setting at least the middle phase to lag behind the phases on both sides, the magnetic field does not simply move in one direction, but moves locally while oscillating.
[0068]
As described above, the phases of three or more adjacent coils are n, 2n, n or n, 3n, 2n (where n is 90 ° for two-phase AC and 60 ° or 120 ° for three-phase AC). By providing the arrangement portion, the peak position of the oscillating magnetic field can be locally moved.
[0069]
Here, when the oscillating magnetic field is simply induced, there are places where the amplitude of the oscillating magnetic field is large and where the amplitude is small. By moving the peak position locally, the solidification interface can be cleaned at all positions.
[0070]
Although the example in which the number of comb teeth of the coil is 12 is shown here, the number of comb teeth can be selected from 4, 6, 8, 10, 12, 16 and the like. Any of three phases may be used.
[0071]
BEST MODE FOR CARRYING OUT THE INVENTION
Hereinafter, a first embodiment of the present invention will be described in detail with reference to the drawings.
[0072]
In the first embodiment, the maximum value of the Lorentz force driven by the magnetic field is set to 5000 (N / m 3 ) or more and 13000 (N / m 3 ) or less when the molten steel in the mold is electromagnetically stirred.
[0073]
An example of a continuous steel casting facility suitable for carrying out the present invention is shown in FIG. 19 in a schematic view of a horizontal section. In the figure, 10 is a mold, 12 is an immersion nozzle, 20 is an oscillating magnetic field generator, 22 is a comb-shaped iron core, 24 is a coil, 26a and 26b are AC power supplies, 28 is a magnetic pole, and 30 is a static magnetic field generator. .
[0074]
In the present invention, continuous casting is performed while applying a magnetic field to molten steel in the
[0075]
The oscillating magnetic field can be generated, for example, using an oscillating
[0076]
The predetermined frequency of the alternating current is preferably 1 to 8 Hz, and more preferably 3 to 6 Hz. The example shown in FIG. 19 is a case where adjacent magnetic poles have different phases (substantially invert the phase) of an alternating current flowing through the coil with the winding direction of the coil being the same. However, the present invention is not limited to this.
[0077]
In the present invention, since the adjacent magnetic poles have different polarities, the directions of the electromagnetic force acting on the molten steel between the adjacent magnetic poles and the electromagnetic force acting on the molten steel between the adjacent magnetic poles are substantially opposite, Macro flow of molten steel is not induced. Further, in the present invention, since the current flowing through the coil is an alternating current, the polarity of each magnetic pole is reversed at a predetermined cycle, and vibration can be induced in the molten steel near the solidification interface in the long side width direction of the mold. Thereby, trapping of inclusions and bubbles at the solidification interface can be suppressed, and the surface quality of the slab can be significantly improved.
[0078]
If the frequency of the alternating current flowing through the coil is less than 1 Hz, the flow is too low to induce a sufficient flow. On the other hand, when the frequency exceeds 8 Hz, the molten steel does not follow the oscillating magnetic field, and the effect of applying the magnetic field is reduced. For this reason, it is preferable that the frequency of the alternating current flowing through the coil be 1 to 8 Hz and the oscillation period of the oscillating magnetic field be 1/8 to 1 s.
[0079]
In the present invention, the magnetic flux density of the applied oscillating magnetic field is preferably less than 1000 gauss. When the magnetic flux density is 1000 or more, there is a problem that not only the dendrite is broken, but also the fluctuation of the molten metal surface is increased, and the entrainment of the mold flux is promoted.
[0080]
In the present invention, a static magnetic field is applied in addition to the above-described application of the oscillating magnetic field. As shown in FIG. 19, the static magnetic field is applied to the direction of the short side of the mold (the thickness direction of the mold) by installing the static
[0081]
By applying a static magnetic field in the thickness direction of the mold, the flow velocity of molten steel near the center of the mold can be reduced, and entrainment of mold flux can be prevented. In addition, by superimposing the application of the static magnetic field on the application of the oscillating magnetic field, the B term in F = J × B can be increased, so that the Lorentz force can be further increased.
[0082]
Further, in the present invention, it is preferable that the magnetic flux density of the applied static magnetic field be 200 gauss or more and 3000 gauss or less. If the magnetic flux density is less than 200 gauss, the effect of reducing the flow rate of the molten steel is small, and if it exceeds 3000 gauss, there is a problem that braking is too large to cause uneven solidification.
[0083]
FIG. 19 shows an example in which an oscillating
[0084]
Next, the case of the moving magnetic field and the case of locally moving the peak position of the oscillating magnetic field along the long side of the mold will be described in detail.
[0085]
FIG. 14 shows a plan view of the steel
[0086]
A continuous
[0087]
FIGS. 15 to 18 show the distribution of the phase of the oscillating magnetic field in each of the twelve coils constituting the
[0088]
FIG. 15 shows a moving magnetic field of two-phase alternating current in which adjacent coils have a phase difference of 90 ° and opposing
[0089]
Here, FIG. 20 shows a temporal change in the phase angle of the current corresponding to each coil of the
[0090]
By locally moving the peak position of the oscillating magnetic field as described above, only the solidification interface can be efficiently oscillated and the capture of bubbles and inclusions can be suppressed, greatly improving the surface quality of the slab. Can be done.
[0091]
(Example)
Next, the present invention will be described in more detail based on examples.
[0092]
Approximately 300 tons of molten steel was smelted in a converter, converted into an ultra-low carbon steel Al-killed steel by RH treatment, and a slab was cast by a continuous casting machine. Table 1 shows typical molten steel components.
[0093]
[Table 1]
The width of the slab was 1500 to 1700 mm, the thickness was 220 mm, and the throughput of molten steel was in the range of 4 to 5 ton / min.
[0095]
As shown in FIGS. 6 and 14 and the like, a comb-shaped iron core divided into 12 equal parts in the width direction was used as the coil structure, and was arranged so as to generate a magnetic field whose phase changes in the width direction.
[0096]
FIGS. 23, 24, and 25 show the inspection results of the defect mixing ratio, blowholes, and norogami, which were obtained by continuous casting of the slab by the above method, and which became the basis of the present invention (first invention). Show. 17 and FIG. 18, and “oscillating magnetic field” corresponds to the case where a magnetic field is applied to the molten steel in the mold by the
[0097]
Here, the defect mixing rate in the figure is a value expressed by%, with the total length of the product coil after cold rolling as a denominator and one surface defect caused by bubbles and inclusions as 1 m, which is defined as a numerator. In addition, blow holes and noro kami had a hole that appeared on the slab surface after about 2 mm of the slab surface after casting and cutting, and a blow hole and mold flux were filled when the inside was hollow. When there is a trace, it is counted as a norokami, and the value is a value obtained by dividing the numerical value by the surface area of the test slab.
[0098]
23 to 25, the horizontal axis represents the maximum value Fmax of the Lorentz force acting on the solidification interface.
[0099]
As schematically shown in FIG. 26, the relationship between the
[0100]
The Lorentz force F is given by the above formulas (2) and (3) when a DC magnetic field is superimposed on the oscillating magnetic field as shown in FIGS. 6 and 19, and Bdc is the time-averaged force. Although there is no effect, the time-varying force increases as B increases. The change in the Lorentz force F is represented by the phase of the current change, and periodically changes for each coil as shown in FIG. 27 in which the horizontal axis corresponds to the width of the
[0101]
In the case of the above-mentioned oscillating magnetic field, the maximum value (peak) Fmax (N / m 3 ) of the Lorentz force and the time average value Fave (N / m 3 ) are given by the following equation obtained by regressing the numerical calculation results. Can be
The moving magnetic field in FIG. 15 and the vibration movement (local movement of the peak position of the vibration magnetic field) in FIG. 17 or FIG. 18 are similarly given by the following equations.
Each of the data in FIGS. 23 to 25 shows the maximum value Fmax of the Lorentz force calculated by each of the above formulas and the results of each inspection in actual continuous casting.
[0104]
From FIG. 23, it can be seen that the defect mixing rate is effective when Fmax is 5000 (N / m 3 ) or more and 13000 (N / m 3 ) or less. 24 and 25 that Fmax of 5000 (N / m 3 ) or more is effective.
[0105]
In addition, for reference, as shown in FIGS. 28 to 30, the relationship between Fave and Fave is not appropriate as an index for continuous casting, but Fmax is effective as an index.
[0106]
Next, a second embodiment of the present invention will be described in detail.
[0107]
In the second embodiment, when the flow rate of molten steel in the mold is V (m / s) and the maximum value of the Lorentz force driven by the magnetic field is Fmax (N / m 3 ), V × Fmax is 3000 (N / (S · m 2 )) to 6000 (N / S · m 2 ) or less.
[0108]
Note that the flow velocity is an actual measurement value, but if measurement is difficult, the inventor obtained a regression equation obtained through experiments.
[0109]
FIG. 31 shows the relationship between the defect mixing rate and the flow rate of the molten steel due to the magnetic field based on the result of continuous casting in the same manner as in the example of the first embodiment. The relationship between the defect mixing ratio and the maximum Lorentz force value Fmax is shown in FIG. Further, as a result of examining these results in more detail, as shown in FIG. 32, regarding the molten steel flow velocity V and Fmax, setting V × Fmax to be 3000 or more is effective in reducing the defect mixing rate. It proved to be effective. Also, it was found that the effect was not changed even if it exceeded 6000.
[0110]
In the above description, a comb-shaped iron core having 12 poles has been used, but the number of magnetic poles and the shape of the iron core are not limited to this, and for example, the iron core may be divided. Absent. Further, the present invention is not limited to the case where the static magnetic field is superimposed, and for example, equipment without the
[0111]
【The invention's effect】
According to the present invention, it is possible to cast a slab having few trapped air bubbles, nonmetallic inclusions and slab surface segregation, surface defects caused by mold flux and internal defects caused by internal inclusions, and manufacture high quality metal products. Becomes possible.
[Brief description of the drawings]
FIG. 1 is a horizontal sectional view schematically showing an example of a combination of an electromagnet and a mold used in the present invention. FIG. 2 is a flow rate of a molten metal induced by a magnetic field for explaining the principle of electromagnetic stirring in FIG. FIG. 3 is a front view schematically showing a calculation result by electromagnetic field analysis and flow analysis of a vector. FIG. 3 is a horizontal cross-sectional view taken along a line III-III in FIG. 2 FIG. 4 is a vertical cross-sectional view taken along a IV-IV line in FIG. FIG. 5 is a diagram showing an example of a temporal change state of an applied current and a flow speed of molten steel when an oscillating magnetic field is generated. FIG. 6 schematically shows another example of a combination of an electromagnet and a mold used in the present invention. FIG. 7 is a front view schematically showing a calculation result by a magnetic field analysis and a flow analysis of a velocity vector of a molten metal flow at a certain point induced by a magnetic field for explaining the principle of electromagnetic stirring in FIG. 8 is taken along the line III-III in FIG. FIG. 9 is a vertical sectional view taken along the line IV-IV in FIG. 7. FIG. 10 is a view for explaining the principle of electromagnetic stirring in FIG. FIG. 11 is a front view schematically showing the calculation results of the velocity vector of the molten metal flow by electromagnetic field analysis and flow analysis. FIG. 11 is a horizontal sectional view taken along the line VI-VI in FIG. 10. FIG. 12 is a view taken along the line VII-VII in FIG. FIG. 13 is a diagram showing a temporal change state of an applied current and a flow rate of molten steel when generating an oscillating magnetic field. FIG. 14 is a schematic plan view showing a relationship between a coil and a mold used in the present invention. FIG. 15 is a schematic diagram showing the phase of a coil in the case of a moving magnetic field. FIG. 16 is a schematic diagram showing the phase of a coil in the case of an oscillating magnetic field. FIG. 18 is a schematic diagram showing the phase of a coil. FIG. 19 is another schematic diagram showing the phase of the coil when the peak position of the field is moved locally. FIG. 19 is a horizontal sectional view schematically showing one continuous casting facility used in the embodiment. FIG. 20 is a moving magnetic field. FIG. 21 is an explanatory diagram showing a temporal change in the phase of a current that generates a shift. FIG. 21 is an explanatory diagram showing a temporal change in the phase of a current that locally moves a peak position of an oscillating magnetic field. FIG. 23 is a graph showing the relationship between the maximum Lorentz force Fmax and the defect mixing ratio. FIG. 24 is a graph showing the relationship between the maximum Lorentz force Fmax and the number of blowholes. FIG. 25 is a graph showing the relationship between the maximum value Fmax of Lorentz force and the number density of norokami. FIG. 26 is a schematic perspective view showing Lorentz force acting on a solidification interface. FIG. 27 is Lorentz force. FIG. 28 is a graph showing the relationship between the average Lorentz force Fave and the defect mixing rate. FIG. 29 is a graph showing the relationship between the average Lorentz force Fave and the blowhole number density. Graph showing the relationship between the average value Fave of Lorentz force and the number density of norokami. FIG. 31 is a graph showing the relationship between the molten steel flow velocity V and the defect mixing ratio. FIG. 32 is a graph showing the relationship between V × Fmax and the defect mixing ratio. Description]
DESCRIPTION OF
Claims (10)
鋳型内の溶鋼を電磁攪拌する際に、磁場によって駆動されるローレンツ力の最大値を５０００（Ｎ／ｍ３）以上、１３０００（Ｎ／ｍ３）以下にすることを特徴とする鋼の連続鋳造方法。In a continuous casting method of steel to continuously cast molten steel supplied to a continuous casting mold,
The continuous casting of steel, wherein the maximum value of Lorentz force driven by a magnetic field is set to 5000 (N / m 3 ) or more and 13000 (N / m 3 ) or less when electromagnetically stirring molten steel in a mold. Method.
鋳型内の溶鋼を電磁攪拌する際に、鋳型内の溶鋼流速をＶ（ｍ／ｓ）、磁場によって駆動されるローレンツ力の最大値をＦｍａｘ（Ｎ／ｍ３）とするとき、Ｖ×Ｆｍａｘが３０００（Ｎ／（ｓ・ｍ２））以上になるようにすることを特徴とする鋼の連続鋳造方法。In a continuous casting method of steel to continuously cast molten steel supplied to a continuous casting mold,
When electromagnetically stirring the molten steel in the mold, when the molten steel flow rate in the mold is V (m / s) and the maximum value of the Lorentz force driven by the magnetic field is Fmax (N / m 3 ), V × Fmax is A continuous casting method for steel, characterized in that it is 3000 (N / (s · m 2 )) or more.
前記連続鋳造用鋳型の鋳型長辺方向に３個以上の電磁石を配置し、
隣り同士のコイルで発生する磁場を実質反転させることで、溶鋼に位相が実質反転する振動電磁界を作用させ、局所的な流動を誘起させることを特徴とする請求項１又は２に記載の鋼の連続鋳造方法。Upon electromagnetically stirring the molten steel in the mold,
Place three or more electromagnets in the mold long side direction of the continuous casting mold,
The steel according to claim 1, wherein the magnetic field generated by the adjacent coils is substantially reversed to cause an oscillating electromagnetic field whose phase is substantially reversed to act on the molten steel to induce local flow. 4. Continuous casting method.
前記連続鋳造用鋳型の鋳型長辺方向に３個以上の電磁石を配置し、
これら電磁石により振動磁界を発生させながら該振動磁界のピーク位置を鋳型長辺方向に沿って局所的に移動させることを特徴とする請求項１又は２に記載の鋼の連続鋳造方法。Upon electromagnetically stirring the molten steel in the mold,
Place three or more electromagnets in the mold long side direction of the continuous casting mold,
3. The continuous casting method for steel according to claim 1, wherein a peak position of the oscillating magnetic field is locally moved along a long side of the mold while generating an oscillating magnetic field by these electromagnets.
前記連続鋳造用鋳型の鋳型長辺方向に３個以上の電磁石を配置し、
これら電磁石により移動磁界を発生させることを特徴とする請求項１又は２に記載の鋼の連続鋳造方法。Upon electromagnetically stirring the molten steel in the mold,
Place three or more electromagnets in the mold long side direction of the continuous casting mold,
3. The method for continuously casting steel according to claim 1, wherein a moving magnetic field is generated by these electromagnets.
Priority Applications (6)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP2003117340A JP4539024B2 (en) | 2003-04-22 | 2003-04-22 | Steel continuous casting method |
| DE602004005978T DE602004005978T2 (en) | 2003-04-11 | 2004-01-29 | CONTINUOUS METHOD FOR STEEL |
| KR1020057019223A KR100764945B1 (en) | 2003-04-11 | 2004-01-29 | Method of continuous steel casting |
| PCT/JP2004/000864 WO2004091829A1 (en) | 2003-04-11 | 2004-01-29 | Continuous casting method for steel |
| US10/552,414 US7448431B2 (en) | 2003-04-11 | 2004-01-29 | Method of continuous steel casting |
| EP04706310A EP1623777B1 (en) | 2003-04-11 | 2004-01-29 | Continuous casting method for steel |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP2003117340A JP4539024B2 (en) | 2003-04-22 | 2003-04-22 | Steel continuous casting method |
Publications (2)
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Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JP4539024B2 (en) |
Cited By (8)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JP2006272357A (en) * | 2005-03-28 | 2006-10-12 | Jfe Steel Kk | Method and apparatus for continuously casting steel |
| WO2007018243A1 (en) * | 2005-08-10 | 2007-02-15 | Central Research Institute Of Electric Power Industry | Purification apparatus and method of purification |
| JP2007301609A (en) * | 2006-05-12 | 2007-11-22 | Jfe Steel Kk | Continuous casting method for steel |
| JP2008188644A (en) * | 2007-02-06 | 2008-08-21 | Jfe Steel Kk | Continuous casting method for steel, equipment, and method for producing surface treated steel sheet |
| JP2009066620A (en) * | 2007-09-13 | 2009-04-02 | Nippon Steel Corp | Continuous casting method of steel |
| JP2010240687A (en) * | 2009-04-06 | 2010-10-28 | Nippon Steel Corp | Method for controlling flow of molten steel in casting mold in continuous casting equipment |
| JP2014233751A (en) * | 2013-06-04 | 2014-12-15 | 新日鐵住金株式会社 | Continuous casting method of steel |
| JP2015157309A (en) * | 2014-02-25 | 2015-09-03 | 新日鐵住金株式会社 | Successive steel casting method |
Citations (2)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JP2000334559A (en) * | 1999-05-26 | 2000-12-05 | Nippon Steel Corp | Method for continuously casting steel excellent in quality |
| JP2003103348A (en) * | 2001-02-20 | 2003-04-08 | Kawasaki Steel Corp | Continuous casting method and facility for steel |
-
2003
- 2003-04-22 JP JP2003117340A patent/JP4539024B2/en not_active Expired - Lifetime
Patent Citations (2)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JP2000334559A (en) * | 1999-05-26 | 2000-12-05 | Nippon Steel Corp | Method for continuously casting steel excellent in quality |
| JP2003103348A (en) * | 2001-02-20 | 2003-04-08 | Kawasaki Steel Corp | Continuous casting method and facility for steel |
Cited By (12)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JP2006272357A (en) * | 2005-03-28 | 2006-10-12 | Jfe Steel Kk | Method and apparatus for continuously casting steel |
| WO2007018243A1 (en) * | 2005-08-10 | 2007-02-15 | Central Research Institute Of Electric Power Industry | Purification apparatus and method of purification |
| US8216454B2 (en) | 2005-08-10 | 2012-07-10 | Central Research Institute Of Electric Power Industry | Purifying apparatus and purifying method |
| JP5044403B2 (en) * | 2005-08-10 | 2012-10-10 | 一般財団法人電力中央研究所 | Purification apparatus and purification method |
| JP2007301609A (en) * | 2006-05-12 | 2007-11-22 | Jfe Steel Kk | Continuous casting method for steel |
| JP2008188644A (en) * | 2007-02-06 | 2008-08-21 | Jfe Steel Kk | Continuous casting method for steel, equipment, and method for producing surface treated steel sheet |
| JP2009066620A (en) * | 2007-09-13 | 2009-04-02 | Nippon Steel Corp | Continuous casting method of steel |
| JP2010240687A (en) * | 2009-04-06 | 2010-10-28 | Nippon Steel Corp | Method for controlling flow of molten steel in casting mold in continuous casting equipment |
| JP2014233751A (en) * | 2013-06-04 | 2014-12-15 | 新日鐵住金株式会社 | Continuous casting method of steel |
| JP2015157309A (en) * | 2014-02-25 | 2015-09-03 | 新日鐵住金株式会社 | Successive steel casting method |
| WO2015129382A1 (en) * | 2014-02-25 | 2015-09-03 | 新日鐵住金株式会社 | Continuous steel casting method |
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