JP2012101255A - 鋼の連続鋳造方法 - Google Patents

Abstract

【課題】未凝固圧下技術を適用した連続鋳造において、引抜き速度等が変化した場合でも中心偏析が抑制された鋼を製造することができる鋼の連続鋳造方法を提供する。
【解決手段】未凝固部を有する鋳片を圧下するとともに、圧下位置の鋳造方向上流側で電磁攪拌装置を用いて未凝固部の溶鋼を流動させて攪拌する鋼の連続鋳造方法であって、電磁攪拌装置によって形成された一方の鋳片短辺側から他方に向かう一方向攪拌流動を、所定の方向保持時間T0毎に反転させるとともに、下記(1)式で表される溶鋼の平均流速Uを8.6cm/s以上とし、時間T0と全幅移動時間T(T=W/U、W:鋳片の未凝固部の幅)との比の値T0/Tが1.0≦T0/T≦4.0を満足するように溶鋼の流動を制御することを特徴とする鋼の連続鋳造方法。U=A(HF)ⁿ…(1) Hは鋳片の未凝固部の厚さ[m]、Fは鋳片横断面の中心におけるローレンツ力密度[N/m³]、Aおよびnは装置によって定まる定数である。
【選択図】図３

Description

本発明は、未凝固部の溶鋼を電磁攪拌し、未凝固部を有する鋳片を、圧下ロールを用いて圧下することにより、中心偏析を軽減する鋼の連続鋳造方法に関し、特に、未凝固部を圧下する際に鋳造方向上流側に排出される濃化溶鋼を効果的に攪拌することができる鋼の連続鋳造方法に関する。

従来、連続鋳造鋳片の内部品質の改善を目的として、湾曲型または垂直曲げ型の連続鋳造機内に配置された圧下ロールを用いて、未凝固部を有する鋳片を圧下する技術（以下「未凝固圧下技術」ともいう。）が多く提案されている。

本発明者らも、特許文献１において、未凝固部を有する鋳片をバルジングさせた後に、連続鋳造機において、圧下ロール対の下部ロールを鋳片の下側パスラインよりも突出させて鋳片を圧下する鋼の連続鋳造方法を提案した。

未凝固圧下技術によれば、Ｃ、Ｍｎ、Ｐ、Ｓ等の偏析しやすい成分の濃化した溶鋼（以下「偏析成分濃化溶鋼」ともいう。）が圧下により液相側に排出され、鋳片の厚さ方向中心部の成分偏析が改善される。

しかし、未凝固圧下技術では、凝固シェルが鋳片幅方向に不均一に形成された状態で圧下すると、鋳片の幅方向に均一に圧下することができない。このため、出願人は、凝固シェルの均一化のため、溶鋼の流動制御を行う方法を提案した。

具体的には、特許文献２および特許文献３において、クレータエンドにおける鋳片の幅方向の形状制御のため、凝固シェルの形成が開始される鋳型内において、電磁力による溶鋼の流動制御方法を提案した。

特許文献２で提案した方法は、連続鋳造鋳型の内部に静磁場を印加することにより、圧下位置における連続鋳造鋳片の未凝固部の厚さ分布を、鋳片幅方向に均一とするか、または鋳片幅方向端部側を鋳片幅方向中央部よりも小さくする連続鋳造方法である。

特許文献３で提案した方法は、鋳型内に連続的に供給される溶融金属の流動を、圧下ロール対の３〜７ｍ上流側に設置した電磁攪拌装置の電磁力により制御することにより、鋳片内の凝固ラインの形状を、鋳片（スラブ）中央部のシェル厚さを薄くするように制御しつつ、未凝固鋳片を連続的に圧下して中心偏析を防止する連続鋳造方法である。

また、本発明者らは、等軸晶の制御を目的として、圧下位置よりも鋳造方向上流側の未凝固溶鋼を電磁攪拌する連続鋳造方法を、特許文献４、特許文献５および特許文献６で提案した。

特許文献４で提案した方法は、鋳型内において溶鋼に電磁攪拌を施し、さらに鋳片の中心固相率が０〜０．１となる未凝固域で未凝固溶鋼の電磁攪拌を施し、次いで鋳片の中心固相率が０．１〜０．４となる未凝固域で、少なくとも１対のロールにより未凝固部厚さの５０〜９０％の圧下量を与える鋳片の未凝固圧下方法である。

特許文献５で提案した方法は、連続鋳造機の湾曲部または曲げ部を形成する円弧の接線と水平面とのなす角度が３０度以上となる湾曲部または曲げ部の位置において、未凝固溶鋼を電磁攪拌するとともに、電磁攪拌を行う位置よりも鋳造方向下流側で連続鋳造機の水平部に圧下ロールを配置し、鋳片の中心部固相率が所定の領域において、圧下量と圧下時の未凝固部厚さとの比を０．２から０．６の範囲に調整して未凝固部を含む鋳片を圧下する連続鋳造方法である。

特許文献６で提案した方法は、未凝固溶鋼を電磁攪拌するとともに、その電磁攪拌位置の鋳造方向下流側の未凝固部を含む鋳片を圧下する連続鋳造方法であって、最上流側の圧下ロール対の３〜７ｍ上流側に電磁攪拌装置を配置し、等軸晶率が６％以下となるように未凝固溶鋼に電磁力を印加するとともに、未凝固部を含む鋳片の未凝固部厚さの４０％以上を圧下する低炭素鋼の連続鋳造方法、およびそれにより鋳造された鋳片に関するものである。

特許文献４〜６で本発明者らが提案した技術は、鋳片を幅方向に均等に圧下し、偏析成分濃化溶鋼を滞りなく排出させるために、未凝固部の溶鋼を排出する通路に存在する等軸晶の量を電磁攪拌により制御する技術であり、いずれも優れた効果を有する。

本発明者らは、さらに未凝固圧下および電磁攪拌を利用した連続鋳造における、鋳片の中心偏析性状の安定化技術について研究を重ねた結果、圧下位置から鋳造方向上流側に排出された偏析成分濃化溶鋼が、鋳造時間が長くなると、それにともなってさらに偏析成分が濃化していき、やがて鋳片の端部に高濃度に偏析成分が偏析するという問題があることを明らかにした。

図１は、特許文献２または特許文献５に開示された、従来の未凝固圧下をともなう連続鋳造における溶鋼の流れを模式的に示す図である。同図を用いて、上述の問題である、鋳片の端部に高濃度の偏析成分の偏析が発生する状況について説明する。

鋳型３内に注入された溶鋼は、鋳型３およびその下方の二次冷却スプレー群（図示せず）から噴射されるスプレー水により冷却され、外側表面部から凝固シェルを形成して鋳片８となる。鋳片８は、その内部に未凝固部を有したまま引き抜かれ、電磁攪拌装置９により未凝固部の溶鋼に矢印Ｘ方向の攪拌力が付与された後、圧下ロール７により鋳片厚さ方向に圧下される。通常、電磁攪拌装置は、鋳片の等軸晶率を制御するために、メニスカス（鋳型３内の溶鋼湯面）から９ｍ、圧下位置から鋳造方向上流側に１２ｍの位置に設置されている。

上述の電磁攪拌方法は、鋳片の一方の短辺側から他方の短辺側に向かって溶鋼を一方向に流動させ、その流動方向を所定の時間間隔で反転させる攪拌方法である。以下では、この電磁攪拌方法によって付与される攪拌流動パターンを「一方向交番流形成型の攪拌」という。

前記図１に示すように、一方向交番流形成型の攪拌の場合には、鋳片の長辺方向（鋳片の幅方向、矢印Ｘ方向）に溶鋼が流動し、その流れが鋳片短辺に衝突した後、鋳片短辺近傍を鋳造方向上流側に向かう溶鋼流ｙ１、鋳片短辺近傍を鋳造方向下流側に向かう溶鋼流ｙ２、およびそれに伴う溶鋼流ｙ３、ｙ４が形成される。そして、所定時間後に、鋳片幅方向の溶鋼の攪拌方向が反転する。

通常、上述の電磁攪拌装置は、鋳片の等軸晶率を制御し、偏析成分濃化溶鋼の希釈を目的としないことから、圧下位置から離れた位置（例えば圧下位置から鋳造方向上流側に１２ｍの位置）に設置される。このため、偏析成分濃化溶鋼には、濃化した偏析成分を希釈するのに十分な攪拌力が付与されることがなく、鋳造時間の経過とともに徐々に鋳片短辺近傍に偏析成分が濃化することになる。

図２は、従来技術により鋳造された鋳片の短辺側端部の近傍における偏析成分の濃化部の発生状況を模式的に示す図である。同図では、色が濃い部分ほど偏析成分の濃度が高いことを示す。鋳片の短辺側端部の近傍における濃化部の形成は、連続鋳造の操業が長時間に亘るほど顕著になる。このため、成分偏析の管理が厳しい鋼種では、長時間に亘って連続鋳造を継続することが困難であり、鋳片の歩留りが低下するという問題がある。

この問題を解決するために、本発明者らは、特許文献７に示すように、圧下位置の近傍にもう１台の電磁攪拌装置を設置し、偏析成分濃化溶鋼を分散希釈する技術を開発した。ただし、特許文献７には、この電磁攪拌が最適となる条件、例えば鋳片の厚さや引き抜き速度が変化した場合の一方向交番流形成型の攪拌における攪拌方向の反転時間の設定については開示されていない。

そこで、本発明者らは、電磁攪拌条件として、特許文献８において、未凝固部溶鋼の一方向への流動期間および反対方向への流動期間における延べ流動距離が、いずれも電磁攪拌装置により攪拌される位置における鋳片未凝固部の幅以上となるように、電磁攪拌装置への電流印加時間を設定することを提案した。しかし、特許文献８に記載の方法を提案した当時には、本発明者らは、鋳片厚さや鋳造速度が、偏析成分の偏析の発生に及ぼす影響については把握していなかった。

特許第４２１８３８３号公報 特許第３２７５８３５号公報 特許第３２３７１７７号公報 特許第３１１９２０３号公報 特開２００５−１０３６０４号公報 特開２００５−３０５５１７号公報 国際公開ＷＯ２００９／１３３７３９ Ａ１パンフレット 特開２０１０−１７９３４２号公報

上述のように、未凝固圧下技術における、未凝固部溶鋼の電磁攪拌技術は、従来から、鋼の連続鋳造における中心偏析の発生を低減するために実施されてきたが、未だ次のような問題がある。

すなわち、未凝固圧下によって排出された偏析成分濃化溶鋼は、圧下位置近傍に設置された電磁攪拌装置による一方向交番流形成型の攪拌により、偏析成分を分散させることができる。しかし、連続鋳造における引抜き速度や鋳片厚さが変化した場合の最適な電磁攪拌条件は不明である。

本発明は、このような従来技術における問題に鑑みてなされたものであり、その課題は、未凝固圧下技術を適用した連続鋳造において、引抜き速度および鋳片厚さが変化した場合でも偏析成分を十分に分散希釈することができる最適な電磁攪拌条件を明らかにし、中心偏析が抑制された鋼を製造することができる鋼の連続鋳造方法を提供することにある。

本発明者らは、上記の課題を解決するために、未凝固圧下によって排出された偏析成分濃化溶鋼の一方向交番流形成型の攪拌条件について、数値解析シミュレーションによる検討を行い、さらに鋼の連続鋳造試験を行って得た知見に基づいて本発明を完成させた。検討および試験の詳細については後述する。

本発明の要旨は下記の（１）および（２）に示す鋼の連続鋳造方法にある。

（１）未凝固部を有する鋳片を圧下ロール対を用いて圧下するとともに、その鋳片圧下位置の鋳造方向上流側で電磁攪拌装置を用いて未凝固部の溶鋼を鋳片幅方向に流動させて攪拌する鋼の連続鋳造方法であって、前記電磁攪拌装置によって形成された一方の鋳片短辺側から他方の鋳片短辺側に向かう前記溶鋼の一方向攪拌流動を、所定の方向保持時間Ｔ０毎にその方向を反転させて攪拌するとともに、下記（１）式で表される電磁攪拌装置直下における鋳片幅方向の溶鋼の平均流速Ｕを８．６ｃｍ／ｓ以上とし、前記方向保持時間Ｔ０と、電磁攪拌装置直下の鋳片の未凝固部の幅Ｗおよび前記平均流速Ｕから算出される全幅移動時間Ｔ（＝Ｗ／Ｕ）との比の値Ｔ０／Ｔが、１．０≦Ｔ０／Ｔ≦４．０を満足するように前記溶鋼の流動を制御することを特徴とする鋼の連続鋳造方法。
Ｕ＝Ａ（ＨＦ）ⁿ …（１）
ここで、Ｈは電磁攪拌装置直下における鋳片の未凝固部の厚さ［ｍ］、Ｆは電磁攪拌装置直下の鋳片横断面の中心におけるローレンツ力密度［Ｎ／ｍ³］であり、Ａおよびｎは連続鋳造機および電磁攪拌装置によって定まる定数である。

（２）前記（１）式でＡ＝３．４２×１０^-2、ｎ＝１．４５とすることを特徴とする前記(１)に記載の鋼の連続鋳造方法。

本発明の鋼の連続鋳造方法によれば、未凝固圧下技術を適用した連続鋳造において引抜き速度および鋳片厚さが変化した場合でも、偏析成分を十分に分散希釈することができる最適な電磁攪拌条件を決定できるため、中心偏析が抑制された鋼を製造することができる。

従来の未凝固圧下をともなう連続鋳造における溶鋼の流れを模式的に示す図である。 従来技術により鋳造された鋳片の短辺側端部の近傍における偏析成分の濃化部の発生状況を模式的に示す図である。 電磁攪拌装置を備えた連続鋳造装置における電磁攪拌装置周辺の拡大図である。 電磁攪拌コイルの具体的な構成を示す模式図である。 電磁攪拌コイルに印加する三相交流電流の位相を示す模式図である。 鋳造速度と攪拌流速との関係を示す図である。 鋳片の未凝固部厚さとローレンツ力密度の積ＨＦと、攪拌流速Ｕとの関係を示す図である。 横軸を攪拌流速Ｕ、縦軸を方向保持時間Ｔ０と全幅移動時間Ｔの比の値Ｔ０／Ｔとしたグラフ上に示した試験結果である。

本発明者らは、未凝固圧下技術を適用した連続鋳造において、引抜き速度および鋳片厚さが変化した場合でも偏析成分を十分に分散希釈することができる最適な電磁攪拌条件を明らかにするために、未凝固圧下によって排出された偏析成分濃化溶鋼の一方向交番流形成型の攪拌条件について、数値解析シミュレーションによる検討を行った。

図３は、電磁攪拌装置を備えた連続鋳造装置における電磁攪拌装置周辺の拡大図である。同図に示すように、鋳片８は、上下のピンチロール６に挟まれている。電磁攪拌装置９は、鋳片８が未凝固部１０を有する部分においてピンチロール６の外側に配置されている。電磁攪拌装置９は、保護箱と保護箱内に収容された電磁攪拌コイルとからなる。

図４は、電磁攪拌コイルの具体的な構成を示す模式図である。電磁攪拌コイル９１は、鋳片８の幅方向に沿って対向配置され、積層された電磁鋼板からなる鉄芯９２の長手方向軸の周りに複数個の励磁コイル９３を巻いた構造である。この電磁攪拌コイルに、二相または三相の交流電流を印加する。

図５は、電磁攪拌コイルに印加する三相交流電流の位相を示す模式図である。一方向交番流形成型の攪拌を実施するには、鋳片の幅方向に沿う磁界を発生させればよい。具体的には、前記図４に示す励磁コイル９３に、左から順に、図５に示す位相を時計回りの方向に有する電流を印加すればよい。すなわち、＋Ｕ相、−Ｗ相、＋Ｖ相、−Ｕ相、＋Ｗ相そして−Ｖ相の順に印加すればよい。また、攪拌方向を反転させたい場合には、励磁コイル９３に、左から順に、図５に示す位相を反時計回りの方向に有する電流を印加すればよい。すなわち、＋Ｕ相、−Ｖ相、＋Ｗ相、−Ｕ相、＋Ｖ相そして−Ｗ相の順に印加すればよい。

電磁攪拌装置は、鋳片の未凝固部の溶鋼中に交流電磁場を浸透させ、ローレンツ力と呼ばれている電磁力を発生させることにより溶鋼を攪拌する。当然ながら、溶鋼中に浸透する電磁場が大きいほどローレンツ力も大きくなり、溶鋼の攪拌力が増す。また、鋳片が厚いほど、鋳片の厚さ方向中心部から電磁攪拌装置内部に設けられた電磁攪拌コイルまでの距離が大きくなり、ローレンツ力が小さくなるため、溶鋼の攪拌力は低下する。

このような溶鋼の攪拌力の変化を避けるためには、鋳片の厚さに関わらず、電磁攪拌装置と鋳片の厚さ方向中心部との距離（前記図３に示す距離Ｄ）を一定にすればよいが、以下の理由から、それは非常に困難である。電磁攪拌装置の備える電磁攪拌コイルは、電磁鋼板を積層した鉄芯に励磁コイルを巻き線した構造であり、一般的に重量は数トンもある。このような重量物である電磁攪拌コイルを安易に移動することは困難であるため、電磁攪拌コイルの設置位置を鋳片厚さに応じて可変とすることは困難である。

また、連続鋳造機の操業において、鋼種や溶鋼温度が異なると鋳造速度も変化する。その場合の適切な偏析成分の攪拌条件は不明である。

そこで、鋳片厚さや鋳造速度が変化した場合に、攪拌性能がどのように変化するかについて、数値解析シミュレーションによる検討を行った。数値解析条件は以下の通りとした。これは前記特許文献７と同様の条件である。電磁攪拌装置は一方向交番流形成型とし、印加する電流は１．５Ｈｚの７５６００Ａ・Ｔｕｒｎとした。溶鋼の導電率σおよび透磁率μはそれぞれσ＝７．１４×１０⁵Ｓ／ｍおよびμ＝４π×１０^-7Ｎ／Ａ²とした。これらの条件で、鋳片の厚さが２５０ｍｍ、３００ｍｍおよび４００ｍｍの場合について検討を行った。評価項目は攪拌性能とし、電磁攪拌装置直下の鋳片厚さ方向中心部における幅方向の溶鋼の平均流速（以下「攪拌流速」ともいう。）を指標として評価した。

図６は、鋳造速度と攪拌流速との関係を示す図である。同図に示すように、鋳片厚さが４００ｍｍの場合に、鋳造速度の変化量に対して攪拌流速の変化量が大きく、その傾きが大きい。一方、鋳片厚さが４００ｍｍと比べて薄い２５０ｍｍおよび３００ｍｍの場合には、鋳造速度の変化量に対して攪拌流速の変化量が小さく、グラフの傾きが小さい。

図６からは、攪拌流速を所定の値とするための鋳造速度を得ることができる。例えば、攪拌流速を１５ｃｍ／ｓとするには、鋳片厚さが４００ｍｍの場合には鋳造速度を０．５８ｍ／ｍｉｎ、３００ｍｍの場合には０．７６ｍ／ｍｉｎとすればよいことがわかる。しかし、これら以外の鋳片厚さの場合についての鋳造速度は知ることができない。

そこで、本発明者らは、図６に示される数値解析シミュレーション結果を数式によって整理することを試みた。

攪拌流速は、鋳片の未凝固部の溶鋼中に発生するローレンツ力に依存する。鋳片厚さが大きいほど鋳片中心と電磁攪拌コイルとの距離が大きくなるため、鋳片の未凝固部の溶鋼中に発生するローレンツ力が低下する。鋳片の未凝固部の溶鋼中に発生するローレンツ力の代表値として、鋳片の横断面の中心における鋳片の単位体積当たりのローレンツ力（以下「ローレンツ力密度」という。）を評価因子とする。また、鋳造速度の影響は、電磁攪拌コイル直下における鋳片の未凝固部の厚さに依存すると考えられる。未凝固部厚さが大きいほど、溶鋼は流れを形成しやすいからである。

本発明者らは、これらを踏まえて、攪拌力であるローレンツ力密度Ｆに加えて、攪拌流路の形態のパラメータである鋳片の未凝固部厚さＨ（前記図３参照）を考慮した指標としてこれらの積ＨＦを採用することとした。そして、攪拌流速の新たな評価方法として、攪拌流速Ｕは、積ＨＦを用いて下記（１）式で表せることを知見した。
Ｕ＝Ａ（ＨＦ）ⁿ …（１）
ここで、Ｕは電磁攪拌装置直下の鋳片厚さ方向中心における幅方向の溶鋼の平均流速（攪拌流速）［ｃｍ／ｓ］、Ｈは電磁攪拌装置直下における鋳片の未凝固部厚さ［ｍ］、Ｆは電磁攪拌装置直下の鋳片厚さ方向中心におけるローレンツ力密度［Ｎ／ｍ³］であり、Ａおよびｎは連続鋳造機および電磁攪拌装置によって定まる定数である。

図７は、鋳片の未凝固部厚さとローレンツ力密度の積ＨＦと、攪拌流速Ｕとの関係を示す図である。上記知見に基づいて前記図６に示されるシミュレーション結果を、積ＨＦと攪拌流速Ｕの関係として整理したところ、図７に示す相関が得られた。同図に示すように、積ＨＦと攪拌流速Ｕには強い相関があり、このシミュレーションの対象とした連続鋳造機と電磁攪拌装置との組み合わせの場合では、積ＨＦと攪拌流速Ｕの関係は下記（２）式で近似することができた。（２）式を用いることによって、電磁力、鋳片厚さおよび鋳造速度等が変化した場合であっても攪拌流速を知ることが可能である。
Ｕ＝３．４２×１０^-2（ＨＦ）^1.45 …（２）

（２）式における未凝固部厚さＨは、鋳片厚さＨ０と凝固シェル厚さｄを用いて（３）式で表される。
Ｈ＝Ｈ０−２ｄ …（３）
また、電磁攪拌装置直下における凝固シェル厚さｄは、下記（４）式で算出される。（４）式は、連続鋳造機を用いた連続鋳造時における凝固シェル厚さの算出にしばしば用いられる式である。
ｄ＝ｋ・ｔ^1/2 …（４）
ここで、ｄ［ｍｍ］：凝固シェル厚さ、ｔ［ｍｉｎ］：鋳造時間（鋳型内のメニスカスから鋳片の電磁攪拌装置直下までの距離を鋳造速度で除した値）、ｋ：凝固速度係数である。凝固速度係数ｋは、連続鋳造機や鋳型の冷却条件に依存する係数であり、一般的に２０〜３０程度の値である。

次に、一方向交番流形成型の攪拌では、一旦流動方向を反転させてから次に反転させるまでの時間（以下「方向保持時間Ｔ０」ともいう。）も重要である。単位時間当たりの流動方向の反転回数が多いほど、溶鋼流れを乱すことによる乱流攪拌効果が大きくなると考えられるため、方向保持時間Ｔ０は短い方が好ましい。ただし、一方向交番流形成型の攪拌の場合、未凝固部における鋳片幅方向の一端の溶鋼が他端に到達するまでの間（以下「全幅移動時間Ｔ」ともいう。）は流動方向を反転させずに保持した方が、攪拌効果を高める点でよいと考えられる。そのため、方向保持時間Ｔ０は、この全幅移動時間Ｔを目安として定めることができる。

一方向に形成された溶鋼の流動を反転させてから定常速度となるまでには一定の時間はかかるが、ここでは全幅移動時間Ｔは、溶鋼が鋳片の未凝固部の幅を定常速度で流動した時間と定義する。すなわち、全幅移動時間Ｔは、前記（２）式から算出された攪拌流速Ｕと鋳片の未凝固部の幅Ｗを用いて下記（６）式で表される。
Ｔ＝Ｗ／Ｕ …（６）
未凝固部幅Ｗは、鋳片の幅Ｗ０と鋳片幅方向の端部の凝固シェル厚さｄを用いて、下記（７）式で表される。
Ｗ＝Ｗ０−２ｄ …（７）

そして、本発明者らは、後述の実施例に示す連続鋳造試験を行って、これらの指標の範囲について検討した結果、以下の知見を得た。

上記（１）式で表される攪拌流速Ｕを８．６ｃｍ／ｓ以上とし、方向保持時間Ｔ０と全幅移動時間Ｔの比の値Ｔ０／Ｔが１．０≦Ｔ０／Ｔ≦４．０を満足する条件で電磁攪拌を実施することによって、偏析成分が十分に分散希釈し、中心偏析が抑制された鋼を製造することができる。

すなわち、上記（１）式を用いることにより、連続鋳造において引抜き速度および鋳片厚さが変化した場合でも、中心偏析が抑制された鋼を製造することができる最適な電磁攪拌条件を決定できる。

さらに、攪拌流速Ｕを１０ｃｍ／ｓ以上とし、Ｔ０／Ｔが１．５≦Ｔ０／Ｔ≦２．５を満足する条件で電磁攪拌を実施することによって、中心偏析が非常に少ない優れた内部品質を有する鋼を製造できる。

本発明の鋼の連続鋳造方法の効果を確認するため、以下の連続鋳造試験を行った。

１．試験条件
連続鋳造機として、未凝固圧下用の圧下ロールから鋳造方向上流側に６ｍの位置に電磁攪拌装置を配置したものを用いた。鋳造に用いた鋼は、質量％で、Ｃ：０．０２〜０．２０％、Ｓｉ：０．０４〜０．６０％、Ｍｎ：０．５０〜２．００％、Ｐ：０．０２０％以下、Ｓ：０．００６％以下を含有し、残部Ｆｅおよび不可避的不純物からなる鋼種とした。電磁攪拌装置は前記図４に示す電磁攪拌コイルを備えるものを用い、電流の印加条件は１．５Ｈｚの７５６００Ａ・Ｔｕｒｎとした。さらに、鋳型の厚さおよび幅、鋳造速度、電磁攪拌装置直下における鋳片の未凝固部の幅Ｗおよび厚さＨ、攪拌流速Ｕ、ローレンツ力密度Ｆ、方向保持時間Ｔ０、全幅移動時間ＴおよびＴ０／Ｔを表１に示した。攪拌流速Ｕは上記（３）式から、全幅移動時間Ｔは上記（６）式から算出した。また、鋳片の未凝固部厚さＨおよび未凝固部幅Ｗを算出するのに用いた凝固シェル厚さｄは、凝固速度係数ｋを、鋳型厚さ２５０ｍｍの場合は２２とし、４００ｍｍの場合は２７として、上記（４）式を用いて算出した。

試験番号１〜３は鋳型厚さおよび鋳型幅をそれぞれ２５０ｍｍおよび２３００ｍｍ、試験番号４は２５０ｍｍおよび１６００ｍｍ、試験番号５〜１０は４００ｍｍおよび２３００ｍｍとした。

試験番号１〜４、６、７、９および１０は、攪拌流速Ｕが８．６ｃｍ／ｓ以上であり、方向保持時間Ｔ０と全幅移動時間Ｔの比の値Ｔ０／Ｔが１．０≦Ｔ０／Ｔ≦４．０を満足する本発明例、試験番号５は、攪拌流速Ｕが８．６ｃｍ／ｓ未満であり、Ｔ０／Ｔが１．０≦Ｔ０／Ｔ≦４．０を満足しない比較例、試験番号８は、攪拌流速Ｕが８．６ｃｍ／ｓ以上であるものの、Ｔ０／Ｔが１．０≦Ｔ０／Ｔ≦４．０を満たさない比較例である。

２．評価条件
凝固を完了させた鋳片から、鋳造方向に長さ１５０ｍｍのサンプルを切り出し、鋳片横断面の偏析成分の分布状況（濃度分布）を調査した。調査は、ＥＰＭＡによるマッピング分析とした。偏析成分の調査対象としては、代表的な偏析成分であるＭｎとした。マッピング分析用のサンプルは、横断面サンプルから、前記図２に示す鋳片幅方向両端の濃化部、およびこの濃化部を除く幅方向中央部での濃化が観察された部分の３箇所の、計５箇所から切り出し、寸法形状は鋳片厚さ方向に１００ｍｍ、鋳片幅方向に４０ｍｍ、鋳造方向に９ｍｍの直方体とした。

マッピング分析を行う視野は、上記５箇所から切り出したマッピング分析用サンプルの鋳片厚さ方向中心部を含む、鋳片厚さ方向に５０ｍｍ、鋳片幅方向に２０ｍｍの範囲内とした。照射する電子線のビーム径は５０μｍとした。マッピング分析では、各サンプルについてＭｎ成分の分布を測定した後、鋳片厚さ方向に幅２ｍｍで線分析を行い、鋳片厚さ方向中心部におけるＭｎ濃度Ｃを求めた。この濃度Ｃを、鋳込み時の溶鋼中のＭｎの平均濃度Ｃ０によって偏析比Ｃ／Ｃ０を算出した。そして、５箇所の偏析比Ｃ／Ｃ０のうち、最大の値をその鋳片の評価基準とした。偏析比Ｃ／Ｃ０は、１．２以下であれば偏析に関して品質上の問題がなく、１．１以下であれば非常に偏析が少なく優れた鋳片であるといえる。１．２を超えると品質上不適当である。

３．験結果
図８は、横軸を攪拌流速Ｕ、縦軸を方向保持時間Ｔ０と全幅移動時間Ｔの比の値Ｔ０／Ｔとしたグラフ上に示した試験結果である。

上記条件で鋳造した鋳片について、偏析比Ｃ／Ｃ０の最大値を求め、評価を行った。その結果を前記表１に製造条件と併せて示した。表１および図８において、偏析比Ｃ／Ｃ０の評価についての記号の意味は以下の通りである。
○（良） ：Ｃ／Ｃｏ≦１．１
△（可） ：１．１０＜Ｃ／Ｃｏ≦１．２０
×（不可）：１．２０＜Ｃ／Ｃｏ

比較例である試験番号５および８は、いずれも評価が×であった。

一方、本発明例は、いずれも評価が○または△であった。特に、Ｔ０／Ｔが１．０以上であり、かつ攪拌流速Ｕが１０ｃｍ／ｓ以上であった試験番号１、２、４および７では評価が○であった。

本発明の鋼の連続鋳造方法によれば、未凝固圧下技術を適用した連続鋳造において引抜き速度および鋳片厚さが変化した場合でも、偏析成分を十分に分散希釈することができる最適な電磁攪拌条件を決定できるため、中心偏析が抑制された鋼を製造することができる。

３：鋳型、 ６：ピンチロール、 ７：圧下ロール、 ８：鋳片、 ９：電磁攪拌装置、
９１：電磁攪拌コイル、 ９２：鉄芯、 ９３：励磁コイル 、１０：未凝固部

Claims (2)

1. 未凝固部を有する鋳片を圧下ロール対を用いて圧下するとともに、その鋳片圧下位置の鋳造方向上流側で電磁攪拌装置を用いて未凝固部の溶鋼を鋳片幅方向に流動させて攪拌する鋼の連続鋳造方法であって、
   前記電磁攪拌装置によって形成された一方の鋳片短辺側から他方の鋳片短辺側に向かう前記溶鋼の一方向攪拌流動を、所定の方向保持時間Ｔ０毎にその方向を反転させて攪拌するとともに、
   下記（１）式で表される電磁攪拌装置直下における鋳片幅方向の溶鋼の平均流速Ｕを８．６ｃｍ／ｓ以上とし、
   前記方向保持時間Ｔ０と、電磁攪拌装置直下の鋳片の未凝固部の幅Ｗおよび前記平均流速Ｕから算出される全幅移動時間Ｔ（＝Ｗ／Ｕ）との比の値Ｔ０／Ｔが、１．０≦Ｔ０／Ｔ≦４．０を満足するように前記溶鋼の流動を制御することを特徴とする鋼の連続鋳造方法。
   Ｕ＝Ａ（ＨＦ）ⁿ …（１）
   ここで、Ｈは電磁攪拌装置直下における鋳片の未凝固部の厚さ［ｍ］、Ｆは電磁攪拌装置直下の鋳片横断面の中心におけるローレンツ力密度［Ｎ／ｍ³］であり、Ａおよびｎは連続鋳造機および電磁攪拌装置によって定まる定数である。
2. 前記（１）式でＡ＝３．４２×１０^-2、ｎ＝１．４５とすることを特徴とする請求項１に記載の鋼の連続鋳造方法。