JP2018103198A - 連続鋳造方法 - Google Patents

Abstract

【課題】凝固界面付近の気泡及び介在物を十分に洗い流しつつ、フラックスの巻き込みを抑止する。【解決手段】電磁撹拌装置３により、鋳型１内においてメニスカスからの距離が０．２５ｍ以下の溶鋼に交流移動磁場を発生させる。鋳型１内の交流移動磁場の磁束密度の最大値Ｂｍａｘを０．１５Ｔ以上０．２０Ｔ以下とし、下記式で表される位相速度Ｖを０．３ｍ／ｓ以上１．０ｍ／ｓ以下とする。Ｖ＝２・ｆ・Ｐここで、ｆは交流移動磁場の周波数（Ｈｚ）であり、Ｐはポールピッチ（ｍ）である。【選択図】図１

Description

本発明は、鋳型内溶鋼に磁場を発生させる連続鋳造方法に関する。

従来より、鋳型内溶鋼に移動磁場を発生させ、水平方向に旋回撹拌流を形成することで、凝固界面に到達して凝固殻に捕捉されかかった気泡及び介在物を洗い流している。これにより鋳片表層部の品質を高めることができる（特許文献１参照）。

特開２００７−９８３９８号公報

しかし、本発明者の研究から、鋳型内溶鋼に移動磁場を発生させても、気泡及び介在物を十分に洗い流すことができないことがわかった。また、気泡及び介在物を洗い流すことだけを目的に移動磁場の磁束密度の大きさを決定すると、凝固界面から離れた溶鋼本体の最大流速が過大になり、溶鋼湯面が乱れ、溶鋼湯面上に浮いたフラックスを巻き込むことがある。

そこで、本発明の目的は、鋳型内において、凝固界面に到達した気泡及び介在物が凝固殻に捕捉されないように十分に洗い流しつつ、フラックスの巻き込みを抑止する方法を提供することである。

本発明の連続鋳造方法は、鋳型の互いに対向する１対の長辺部に沿って配置された電磁撹拌装置を用いたスラブの連続鋳造方法であり、前記電磁撹拌装置により、メニスカスからの距離が０．２５ｍ以下の溶鋼に、時間軸に対して磁束密度を正弦波状に振動させ、且つ、磁束密度のピーク位置が鋳型の長辺に平行な方向に移動する交流移動磁場を、静磁場と重畳させることなく単独で発生させ、前記１対の長辺部のうち一方の長辺部と他方の長辺部とで、交流移動磁場の移動方向を互いに逆向きにする事で溶鋼を旋回撹拌し、鋳型内の交流移動磁場の磁束密度の最大値Ｂｍａｘを０．１５Ｔ以上０．２０Ｔ以下とし、下記式で算出される交流移動磁場の位相速度Ｖを０．３ｍ／ｓ以上１．０ｍ／ｓ以下とする。
Ｖ＝２・ｆ・Ｐ
ここで、ｆは交流移動磁場の周波数（Ｈｚ）である。

本発明では、上記条件で鋳型内溶鋼に交流移動磁場を発生させることで、凝固界面付近の気泡及び介在物を十分に洗い流しつつ、フラックスの巻き込みを抑止することができる。これにより気泡及び介在物欠陥を低減できるとともにフラックス欠陥を低減できるため、高品質な鋳片を製造することができる。

連続鋳造機の構成の一部を示す斜視図である。 鋳型及び電磁撹拌装置の平面図（図１のII矢視図）ある。 電磁撹拌装置の他の例を示す平面図である。 電磁撹拌装置の他の例を示す平面図である。 連続鋳造機の構成の一部を示す模式断面図（図１のIV-IVの面における断面図）である。 従来の鋳型内溶鋼の流速分布を示す図である。 従来の鋳型内溶鋼と他の鋳型内溶鋼の流速分布を示す図である。 実験の調査方法を説明する図である。 実験調査方法を説明する図であり、図７Ａに示すサンプルの１つの拡大正面図である。 電磁撹拌装置の変形例を示す平面図である。 電磁撹拌装置の他の変形例を示す平面図である。

以下、本発明の好適な実施形態について説明する。

連続鋳造機の鋳型１は、図１に示すように、互いに対向する一対の長辺部１１,１２と、互いに対向する一対の短辺部１３,１４とを有する。鋳型１の中央付近には浸漬ノズル２の下部が配置されている。また、電磁撹拌装置３が一対の長辺部１１,１２に沿って配置されている。

図２には、３相電流を用い、ポール数Ｎ＝６で、極間巻きの電磁撹拌装置を用いた場合を図示している。電磁撹拌装置３は、長辺部１１に沿って配置された第１リニアモータ３ａと、長辺部１２に沿って配置された第２リニアモータ３ｂとを有する。第１リニアモータ３ａは、鋳型１の平面視において電磁撹拌装置３の長辺に平行な方向に延在した鉄芯２１と、鉄芯２１に巻回された複数のコイル２２−１,２２−２,・・・,２２−１８とを有する。各コイルは、鋳型１の平面視において電磁撹拌装置３の長辺に平行な方向に配置されている。第２リニアモータ３ｂは、第１リニアモータ３ａと同様な構成であり、鉄心３１と、鉄心３１に巻回された複数のコイル３２−１,３２−２,３２−２,・・・，３２−１７，３２−１８とを有する。各コイルには図示しない交流電源が接続されている。以後、概略長方形である鋳型内鋳片横断面の長辺に平行な方向（鋳型の平面視において長辺に平行な方向）を長辺方向（幅方向）、鋳型長辺方向、又は単に長辺方向と呼ぶ。

電磁撹拌装置には、２相の電流や３相の電流を用いる方式などがある。２相電流を用いる電磁撹拌装置は９０°ずつ位相が異なる電流コイル４つで、移動磁場のＮ極とＳ極を一組形成するものであり、Ｎ極の位置は夫々の電流コイルに通電する交流電流の位相が９０°変化する毎にコイル電流の中心間隔Ｃに相当する距離だけ移動する。これに対して３相の電磁撹拌装置は６０°ずつ位相が異なる電流コイル６つで、移動磁場のＮ極とＳ極を一組形成するものであり、Ｎ極の位置は夫々の電流コイルに通電する交流電流の位相が６０°変化する毎に、コイル電流の中心間隔Ｃ（例えば図２の中心間隔Ｃ参照）に相当する距離だけ移動する。スラブの連続鋳造用電磁撹拌装置では、鋳型長辺方向（幅方向）に電流コイルを多数並べることにより、Ｎ極とＳ極とが交互に配置される。

尚、電磁撹拌装置には、図３Ａに示すように、電流が鉄芯１２１の本体部１２１Ｔを周回するように電流コイル１２２−１,１２２−２・・・,１２２−１８を配置する極間巻き方式と、図３Ｂに示すように、鉄芯２２１の本体２２１Ｔから溶鋼側に櫛の歯状に突き出した鉄芯突極部２２１ａ,２２１ｂ・・・,２２１ｒを電流が周回するように電流コイル２２２−１,２２２−２・・・,２２２−１８を配置する突極巻き方式がある。図２及び図３Ａにはいずれも極間巻き方式の装置を示しているが、図２ではコイル間に鉄芯の突極部が設けられていない例を示し、図３Ａではコイル間に鉄芯の突極部を有する例を示している。本発明は極間巻き方式に限定されるものではなく、突極巻き方式を用いても良い。また、極間巻き方式を用いるときは、図３Ａに示すように鉄芯１２１に櫛の歯状の突極１２１ａ,１２１ｂ・・・を設ける方式を用いてもよく、図２に示すように突極を設けない方式を用いても良い。

各コイルに交流電流を流すと、鋳型１内の溶鋼に交流移動磁場が発生する。この磁場は、時間軸に対して磁束密度が正弦波状に振動し、且つ、磁束密度の位置が電磁撹拌装置３の長辺に平行な長辺方向に互いに逆向きに移動する磁場である。これにより長辺部１１近傍の溶鋼と長辺部１２近傍の溶鋼とが電磁撹拌装置３の長辺に平行な方向（長辺方向）に互いに逆向きに駆動されて、溶鋼が旋回撹拌される。図２には、３相電流を用い、ポール数Ｎ＝６で、極間巻きで鉄芯２１に突極を設けない方式の電磁撹拌装置を使用する場合を例として、ある時点を基準（電流の位相＝０°）として、その時点での磁極の位置と、電流の位相が進んだときに磁力線が移動する方向、および、溶鋼が、移動磁場に駆動されて撹拌される方向を示している。２相電流、３相電流、何れを用いた場合でも、電流の位相が１８０°変化すると、Ｎ極とＳ極の位置が入れ替わり、電流の位相が３６０°変化すると、Ｎ極とＳ極の位置が電流の位相が０°だった元の状態と同じ位置に戻る。電流の位相が０°から３６０°まで変化する所要時間が周期Ｔ（ｓ）、周期Ｔの逆数、ｆ＝１／Ｔ（Ｈｚ、１／ｓ）が周波数なので、磁場が（磁束密度のピーク位置が）、距離Ｐだけ移動して、Ｎ極とＳ極の位置が入れ替わる所要時間は、Ｔ／２＝１／（２・ｆ）となり、磁場の移動速度（位相速度）Ｖは、Ｖ＝２・Ｐ・ｆと表される。

なお、鋳型１内の溶鋼に、交流移動磁場に重畳して静磁場を発生させなくてよい。交流移動磁場を単独で発生させることで、静磁場を重畳して発生させる場合に比べて、電磁撹拌装置３の構造が複雑化せず、消費電力の低減及び設備コスト低減を図ることができる。

図２に示すように、鋳型長辺方向（幅方向）に隣り合うＮ極とＳ極の間の距離をＰ（ｍ）、電流コイル中心間距離をＣ（ｍ）とすると、２相の電磁撹拌装置ではＰ＝２・Ｃとなり、３相の電磁撹拌装置ではＰ＝３・Ｃとなる。

図２に示すＷ（ｍ）は、鋳型長辺方向に並んだ電流コイルの数Ｎｃ（−）と、鋳型長辺方向に隣り合う電流コイルの中心間隔Ｃ（ｍ）とを用いて、Ｗ＝Ｎｃ・Ｃと表す事ができる。図３Ａ及び図３ＢにもＷ（＝Ｎｃ・Ｃ）の範囲を示している。以下では、Ｗを鋳型内電磁撹拌装置の鋳型長辺方向長さＷと呼ぶことがある。

鋳型内電磁撹拌装置の鋳型長辺方向長さＷ（ｍ）とポールピッチ（隣り合うＮ極とＳ極の間の距離）Ｐ（ｍ）から、ポール数Ｎ（−）は下記式で表される。
Ｎ＝Ｗ／Ｐ
連続鋳造鋳片では、鋳片幅方向両端部（鋳型長辺方向の両端部に対応）にも気泡が捕捉される事があるので、Ｗは鋳型幅以上確保する事が望ましく、鋳型幅が可変の場合、Ｗは最大鋳型幅と同等以上確保する事が望ましい。

一般的に、各リニアモータではＮ極とＳ極の数が等しいため、ポール数Ｎは偶数である。ポール数Ｎは特に限定されないが、４以上とすることが好ましく、例えば４以上１２以下とする。

図４に示すように、鋳型１内の溶鋼５上には、フラックス６が浮遊している。溶鋼５が鋳型１によって冷却されることで、鋳型１の壁面に沿って凝固殻７が形成されている。鋳型内に注入される溶鋼には、注入ノズルの閉塞を防止する目的で、Ａｒ等の不活性ガスが吹き込まれる事が多く、吹き込まれたガス気泡や、もともと溶鋼中に存在した介在物８の一部は、凝固殻の溶鋼側表面（凝固界面）９に到達し、凝固界面９に接触する。凝固界面に気泡や介在物が界面に接触したまま凝固が進行すると、気泡や介在物が凝固殻に捕捉され、鋳片に気泡や介在物が残り、製品の欠陥の原因となる。

電磁撹拌装置３は、鋳型内のメニスカスレベルが±３０ｍｍ程度変化してもメニスカスからの距離が０．２５ｍ以下の領域Ｒの溶鋼に交流移動磁場が発生するように配置されている。領域Ｒは鋳片表面から７ｍｍの範囲が凝固する領域であり、この範囲に気泡及び介在物が存在するとスリバー欠陥となり得る。そこで領域Ｒに磁場を発生させて、領域Ｒの凝固界面９に接触して捕捉されかかった気泡及び介在物８を洗い流す。なお、鋳片表面から深さ１ｍｍ未満の最表層には、電磁撹拌を適用しても気泡・介在物が残存する事があるが、鋳片表面から深さ１ｍｍ未満の領域に存在する気泡及び介在物は、圧延前に加熱炉中で酸化除去されて無害化されるので、気泡の評価対象から除外することができる。また鋳片表面から７ｍｍ以上深い領域の気泡・介在物は、鋼板製品の表面に露出しにくく、スリバー欠陥となりにくいので、メニスカスからの距離が０．２５ｍ以上の溶鋼に交流移動磁場を発生させる意義はより小さくなるが、メニスカスからの距離が０．２５ｍ以下の領域の溶鋼だけでなく、０．２５ｍ以上の領域の溶鋼に磁場が発生してもよい。

図５には、従来法で撹拌したときの鋳型１内で領域Ｒに位置する溶鋼の鋳型短辺に平行な方向全体の流速分布と、凝固界面近傍部のみを拡大した流速分布を示している。図５の縦軸は溶鋼流速であり、横軸は鋳型の一対の長辺部１１,１２間における凝固界面間の距離（例えば図４のＡ地点からＢ地点まで）を示しており、拡大図はＡ地点の近傍の流速分布である。

連続鋳造における凝固界面のような壁面近傍には、壁面から遠い主流部とは異なる境界層流れが生じる。境界層の中には、流速が壁面からの距離に比例する粘性底層や、流速が壁面からの距離の対数と直線関係にある遷移層等が存在する事が知られているが、ここでは、後で説明するハルトマン境界層における境界層厚みの表現方法に合わせて、境界層外の主流の最大流速Ｕと境界層内の流速ｖとの差Ｕ−ｖが主流の最大流速Ｕの１／ｅとなる位置（（Ｕ−ｖ）／Ｕ＝１／ｅとなる位置）までの壁からの距離を境界層厚みδと表す事にする。ただし、ｅは自然対数の底（ｅ＝２．７１８２８・・・）である。

気泡・介在物が、溶鋼の流れに乗って凝固界面に到達して接触したとき、接触点における溶鋼と凝固殻の相対速度はゼロであるが、気泡・介在物の接触点と正反対側（主流に近い側）の点においては凝固殻と溶鋼の相対速度がゼロではなく、気泡・介在物を流し続けようとする抗力が働く。凝固界面近傍の境界層内では溶鋼の速度勾配が大きいため、気泡・介在物の直径が境界層厚みδに比べて十分に大きい場合（ｄ₂≫δ）は、気泡・介在物の主流側表面の流速ｕｐ_aも大きくなり、気泡・介在物が凝固殻に捕捉されないように容易に洗い流される。一方、気泡・介在物の直径が境界層厚みに比べ、はるかに小さい時（ｄ₁≪δ）は、気泡・介在物の主流側表面における流速ｕｐ_bすら十分ではなくなり、洗い流すことが難しくなる。

本発明者の研究から、従来の電磁撹拌における流速分布では、極めて重篤な欠陥の原因となる直径３ｍｍ以上の気泡・介在物が凝固界面に接したときには、気泡・介在物の主流側表面における溶鋼流速は洗い流しに十分な流速となるが、極めてとは言わないまでも重篤な欠陥原因となり得る直径１ｍｍ程度の気泡・介在物が凝固界面に接したときには、十分に洗い流すことができないことがわかった。そしてこれが原因で重篤なスリバー欠陥が生じることがわかった。

磁場が作用しない境界層流れについては、流速が壁面からの距離に比例する粘性底層や、粘性底層と主流部の間に遷移層が存在する事が知られているが、簡単のため、遷移層を無視して、壁に相当する凝固界面と、主流との間に、流速が凝固界面からの距離に比例して変化する境界層のみが存在する単純な境界モデルを採用して近似すると、気泡・介在物の直径が、境界層の厚みより小さいとき、凝固界面に接した気泡・介在物の主流側表面における溶鋼流速ｕｐは、先に定義した境界層の厚みδを用いて、以下のように表される。
ｕｐ＝（ｄｕ／ｄｙ）・ｄ ≒ Ｕ・（ｅ−１）／ｅ／δ・ｄ
ここで、ｄｕ／ｄｙ：境界層内の速度勾配
ｄ：気泡・介在物の直径
Ｕ：境界層外の最大流速
δ：凝固界面から主流までの境界層の厚み
ｄ：気泡・介在物の直径
ｅ：自然対数の底
である。
凝固界面に接した気泡・介在物を洗い流すためには、ｕｐを大きくする必要がある。上記式においてＵとｄが一定の条件下でｕｐを大きくするためには、ｄｕ／ｄｙを大きくする、すなわち、境界層厚みδを小さくする必要がある。

他方、壁面近傍を溶鋼のような導電性の液体が流れ、壁面に垂直で強い静磁場が作用する場合は、壁面近傍にハルトマン境界層と呼ばれる境界層が形成される事が知られており、ハルトマン境界層厚みδＨ（ｍ）は、静磁場の磁束密度Ｂ（Ｔ）、導電性流体の電気伝導度σ（Ｓ／ｍ）、導電性流体の粘性係数μ（Ｐａ・ｓ）を用いて、
δＨ＝１／（Ｂ・(σ／μ)^0.5）・・・（１）
と見積もられる。

ハルトマン境界層が形成されている場合でも、壁面（この場合は凝固界面）に接触した気泡・介在物の主流側表面における流速を大きくするためには、境界層厚みδＨを薄くする必要がある事は、磁場が存在しない場合と同じである。しかしながら、ハルトマン境界層内の速度勾配は一定ではなく、気泡・介在物主流側表面における流速は、
ｕｐ＝Ｕ・（１−ｅｘｐ（−ｄ／δＨ））・・・（２）
によって見積もる事ができる。

上記（２）式から、境界層外の主流の最大速度Ｕや、気泡・介在物の直径ｄが同一であっても、磁束密度を十分確保して、ハルトマン境界層厚みδＨを小さく制御すれば、磁束密度が小さい時に比べて、凝固界面に接触した気泡・介在物の主流側表面における流速ｕｐを大きくする事ができ、気泡・介在物が凝固殻に捕捉されないように、洗い流す事が可能となることがわかる。

上記ハルトマン境界層は静磁場での考えであるが、本実施形態では鋳型内溶鋼に交流移動磁場を発生させている。そこで交流移動磁場を発生させた場合について検討した結果、本発明者は、静磁場ではなく交流移動磁場を用いるスラブ連続鋳造の鋳型内電磁撹拌においても、交流移動磁場が壁面に垂直に作用する長辺鋳型凝固界面で、通常のハルトマン境界層と類似した、交流移動磁場ハルトマン境界層とも呼ぶべき、一種のハルトマン境界層が形成され、凝固界面から気泡・介在物を洗い流す効果には、この交流移動磁場ハルトマン境界層の厚みが影響する事を見出した。

交流移動磁場ハルトマン境界層厚みδＨａは、通常のハルトマン境界層との類推から、静磁場ハルトマン境界層厚みδＨを見積もる（１）式における静磁場の磁束密度Ｂの代わりに、交流移動磁場の最大磁束密度Ｂｍａｘ、ないしは、交流移動磁場の磁束密度の実効値Ｂｅｆｆ＝Ｂｍａｘ／(√２)を用いて、
δＨａ＝１／（Ｂｅｆｆ・(σ/μ)^0.5）
＝１／（Ｂｍａｘ・（σ／μ／２）^0.5）・・・（３）
と見積もる事ができると考えられる。

上記より、鋳型内溶鋼に交流移動磁場を発生させた場合の境界層厚みδは、上記（３）式で表される交流移動磁場ハルトマン境界層厚みδＨａにほぼ等しいことがわかった。（３）式においてσとμは溶鋼の物性値であり、制御不能であるため、最大磁束密度Ｂｍａｘを大きくして交流移動磁場ハルトマン境界層厚みδＨａを小さくする。交流移動磁場ハルトマン境界層厚みδＨａが小さくなると、凝固界面に接した気泡・介在物の主流側表面における溶鋼流速ｕｐが交流移動磁場ハルトマン境界層外の主流の最大流速Ｕにより近づくので、速くなる。

凝固界面に接した小さな気泡・介在物の主流側表面の流速を、従来の洗い流しに不十分な流速ｕｐ₁から十分に洗い流す事ができる流速ｕｐ₂まで増大させる目的で、最大磁束密度Ｂｍａｘを大きくすると、例えば流速分布をＡ地点近傍について拡大して示した図６の流速分布Ａ及び流速分布Ｂのような分布が得られる。流速分布Ａの境界層厚みδ_A及び流速分布Ｂの境界層厚みδ_Bは、何れも従来の流速分布の境界層厚みδより小さくなっている。

しかしながら、溶鋼流速ｖ（ｍ／ｓ）の大きさがある限界流速Ｊ（ｍ／ｓ）を超え、ｖ＜−Ｊまたはｖ＞Ｊとなると、溶鋼面上に浮遊したフラックスを巻き込む領域（フラックス巻き込み発生流速域）Ｘが存在する。

流速分布Ｂは、従来の鋳型内電磁撹拌と同様な周波数ｆ、ポールピッチＰを適用したまま、最大磁束密度Ｂｍａｘを大きくした結果、主流部の最大流速Ｕが過大となり、領域Ｘに入ってしまった例であり、フラックス欠陥が生じる。したがって、気泡・介在物を洗い流すことを目的に、Ｂｍａｘを大きくして境界層厚みδを小さくするためには、最大磁束密度Ｂｍａｘを大きくしても、主流部の最大流速Ｕがフラックス欠陥が生じる領域Ｘに入らない流速分布Ａのような様な流速分布が得られるように対策を講じる必要がある。

上記知見を基に実験を行ったところ、鋳型内において交流移動磁場の最大磁束密度Ｂｍａｘを０．１５Ｔ以上０．２０Ｔ以下とし、且つ、位相速度Ｖを０．３ｍ／ｓ以上１．０ｍ／ｓ以下とすることで、大きな気泡及び介在物だけでなく小さな気泡及び介在物も十分に洗い流しつつ、フラックスの巻き込みを抑止することができるという知見を得た。これにより気泡及び介在物欠陥を低減できるとともにフラックス欠陥を低減できるため、高品質な鋳片を製造することができることがわかった。

なお、上記知見について別の観点から検討したところ、以下のことがわかった。
電磁力Ｆは、交流移動磁場の位相速度Ｖ（Ｖ＝２・ｆ・Ｐ）を用いて、簡易的にＦ＝Ｂｅｆｆ²・Ｖと見積もる事ができる。スラブ連続鋳造の旋回式電磁撹拌では、一般的に周波数ｆが２〜４Ｈｚ程度であり、ポールピッチＰが４５０〜９００ｍｍ程度であるため、位相速度Ｖが、１．８〜７．２ｍ／ｓと大きい。このように、大きな位相速度Ｖを適用したまま、最大磁束密度Ｂｍａｘを大きくすると（例えば１５００Ｇａｕｓｓ以上）、電磁力Ｆが過大となって、フラックスの巻き込みが生じる。
そこで最大磁束密度Ｂｍａｘの増大にともない、位相速度Ｖを抑制する必要がある。しかし、位相速度Ｖを抑制しすぎると、最大磁束密度Ｂｍａｘが大きくても十分な電磁力を確保できなくなるため、気泡・介在物を十分に洗い流すことができない。
したがって、気泡及び介在物欠陥を低減し且つフラックス欠陥を低減するためには、最大磁束密度Ｂｍａｘを大きくするだけでなく、位相速度Ｖを適切に制御する必要があることがわかった。

次に、上記知見を得るために行った実験を説明する。

垂直部長さが約２．９ｍの垂直曲げ型連続鋳造機を用いて、表１に示す鋼種のスラブ鋳片を鋳造した。溶鋼の電気伝導度は７×１０⁵Ｓ／ｍであり、溶鋼の粘性係数は０．００５６Ｐａ・ｓであった。鋳型には、鋳型内寸の長辺長さが１２３０〜２１００ｍｍであり、短辺長さが２４０〜２９０ｍｍであるものを用いた。鋳型銅板の厚みは約２５ｍｍであり、電気伝導度はＩＡＣＳ４０〜６０％であった。

タンディッシュから鋳型へ溶鋼を注入する経路に、Ａｒガスを３〜１０ＮＬ／ｍｉｎで吹き込んだ。タンディッシュ内の溶鋼目標温度を液相線温度＋２５℃に設定し、目標温度±１０℃以内に制御できた鋳造について、気泡及び鋳型フラックス起因の欠陥の調査を実施した。
鋳型内磁束密度については、溶鋼が存在する鋳造中に測定する事が困難である事、および、溶鋼が存在する場合と磁束密度はあまり大きくは異ならないと考えられる事から、溶鋼が存在せず鋳型内空間に空気のみが存在する状態で測定を行った。

電磁撹拌装置には、全幅（鋳型長辺方向長さ）が１８００ｍｍ又は２１００ｍｍのリニアモータを用いた。リニアモータの鉄芯の上端をメニスカスの平均レベルと同じ高さに配置し、リニアモータの鉄芯の下端をメニスカスの平均レベルから０．３ｍ下の位置に配置することで、メニスカスレベルが±３０ｍｍ程度変化しても常にメニスカスからの距離が０．２５ｍ以下の領域において、時間軸に対して磁束密度を正弦波状に振動させた。また、交流移動磁場を静磁場と重畳させることなく発生させた。

（鋳型内磁束密度測定方法）
センサーの耐熱温度等の点から溶鋼中の磁束密度を実際に測定することは難しい。また、使用する交流移動磁場の周波数が低いために、溶鋼による磁場の減衰は比較的小さい。溶鋼中の磁束密度は、鋳型内に溶鋼が存在しない、鋳型内空間の大気中での磁束密度とほぼ等しいと見なせる事から、溶鋼が存在しない大気中で、サーチコイルを用い、時間軸に対して正弦波状に振動する磁束密度鋳型幅方向成分のピーク値を測定した。測定位置を下記とした。
鉛直方向についてリニアモータ鉄芯中心の高さで、鋳型長辺部の銅板内壁から対向する長辺部に向かって１０ｍｍの位置において、鋳型長辺方向長さに５０ｍｍピッチで測定した。
全ての測定位置の磁束密度のなかで、最大値を最大磁束密度Ｂｍａｘとした。

（鋳片表層の気泡調査方法）
図７Ａに示すように、鋳造方向長さが約２５０ｍｍのスラブ鋳片サンプルを採取する。図７Ａには鋳片幅が１５００ｍｍの例を示している。このサンプルの全周部において、表面から深さ８ｍｍの表層サンプルを切り出した。図７Ｂには、表層サンプルの（図７Ａの表層サンプルｓ）の拡大図を示している。実操業において鋳片の表層１ｍｍの範囲は酸化除去されることで無害化されるため、各表層サンプルの表面側の表層１ｍｍをフライスで除去した。また、各表層サンプルの裏面側（鋳片の厚み中心側）もフライス除去し、厚み６ｍｍのＸ線透過撮影用サンプルｔを得た。このＸ線透過撮影用サンプルｔをフィルム上に設置し、サンプル表面に垂直な方向からＸ線を照射する事によりＸ線透過撮影を行い、フィルムを現像後、フィルムの撮影像の濃淡から気泡を検出した。この方法で、スリバー欠陥に特に有害な、鋳片表面から１〜７ｍｍの範囲の気泡の有無を評価できる。尚、鋳片表層に存在する気泡は、直径が０．５ｍｍ程度の大きさでも、製品で軽微なスリバー欠陥の原因となる場合があるが、今回は、重篤なスリバー欠陥の原因となり得る直径１ｍｍ以上の気泡を対象にした。表２には、気泡が検出されなかったときを○とし、対象となる気泡が検出されたときを×としている。

（鋳型フラックス系欠陥の調査方法）
鋳造したスラブにおいて鋳造方向長さ約２０ｍ分のスラブ表面を目視観察し、フラックスを噛み込んだ欠陥が存在するかを確認した。表２には、フラックスを噛み込んだ欠陥が検出されなかったときを○とし、フラックスを噛み込んだ欠陥が検出されたときを×としている。

（総合評価）
表２では、対象となる気泡が検出されず、且つ、フラックスを噛み込んだ欠陥が未検出であったときを○とした。一方、気泡欠陥及びフラックス欠陥の少なくとも一方を検出したときを×としている。

表２には、実験条件及び調査結果等を示している。

表２から、以下の結果がわかった。
（スラブ表層の気泡）
Ｎｏ.２〜Ｎｏ.４,Ｎｏ.７〜Ｎｏ.１２,Ｎｏ.１５〜Ｎｏ.１７及びＮｏ.２０〜Ｎｏ.２３では、スラブ表層に対象となる気泡が検出されなかった。これらの交流移動磁場ハルトマン境界層厚みδＨａは０．６３ｍｍ以上０．８４ｍｍ以下であった。このときの最大磁束密度Ｂｍａｘは０．１５Ｔ以上０．２０Ｔ以下の範囲であった。
一方、Ｎｏ.１,Ｎｏ.５,Ｎｏ.６,Ｎｏ.１４及びＮｏ.１９では、スラブ表層に対象となる気泡が検出された。これらの交流移動磁場ハルトマン境界層厚みδＨａは０．９０ｍｍ以上であり、気泡が検出されなかったときよりも厚かった。このときの最大磁束密度Ｂｍａｘは、０．１４Ｔ以下であった。

なお、Ｎｏ.１３及びＮｏ.１８でもスラブ表層に対象となる気泡が検出されたが、これらの交流移動磁場ハルトマン境界層厚みδＨａは０．６３ｍｍであり、気泡が検出されなかったときの交流移動磁場ハルトマン境界層厚みδＨａ（Ｎｏ.１０,Ｎｏ.１１,Ｎｏ.１７）と同じ厚みであった。
しかし位相速度Ｖに着目すると、気泡が検出されたＮｏ.１３及びＮｏ.１８の位相速度Ｖは０．２ｍ／ｓと小さいが、気泡が検出されなかったＮｏ.１０,Ｎｏ.１１及びＮｏ.１７の位相速度は０．５ｍ／ｓ及び１．１ｍ／ｓと大きかった。
これらから交流移動磁場ハルトマン境界層厚みδＨａを薄くしても、位相速度Ｖが小さいと、気泡・介在物を十分に洗い流すことができないことがわかった。

上記より、気泡・フラックスを十分に洗い流すためには、交流移動磁場ハルトマン境界層厚みδＨａを０．８４ｍｍ以下とし且つ位相速度Ｖを０．２ｍ／ｓより大きくする必要があることがわかった。また、このときの交流移動磁場の最大磁束密度Ｂｍａｘは０．１５Ｔ以上０．２０Ｔ以下であることがわかった。

（フラックス欠陥）
Ｎｏ.４〜Ｎｏ.１０,Ｎｏ.１４〜Ｎｏ.１６,Ｎｏ.２１〜Ｎｏ.２３では、フラックス欠陥が検出されなかった。これらの位相速度Ｖは０．３ｍ／ｓ以上１．０ｍ／ｓ以下であった。
一方、Ｎｏ.１〜Ｎｏ.３,Ｎｏ.１１〜Ｎｏ.１３及びＮｏ.１７〜Ｎｏ.２０では、フラックス欠陥が検出された。これらの位相速度Ｖは０．２ｍ／ｓ及び１．１ｍ／ｓ以上であった。
上記より、フラックス欠陥の発生を抑止するためには、位相速度Ｖを０．３ｍ／ｓ以上１．０ｍ／ｓ以下にする必要があることがわかった。

以上より、鋳型内において交流移動磁場の最大磁束密度Ｂｍａｘを０．１５Ｔ以上０．２０Ｔ以下とし、且つ、位相速度Ｖを０．３ｍ／ｓ以上１．０ｍ／ｓ以下とすることで、大きな気泡及び介在物だけでなく小さな気泡及び介在物も十分に洗い流しつつ、フラックスの巻き込みを抑止することができることがわかった。これにより気泡及び介在物欠陥を低減できるとともにフラックス欠陥を低減できるため、高品質な鋳片を製造することができることがわかった。

以上、本発明の実施形態について図面に基づいて説明したが、具体的な構成は、これらの実施形態に限定されるものでないと考えられるべきである。本発明の範囲は上記した説明ではなくて特許請求の範囲によって示され、特許請求の範囲と均等の意味及び範囲内でのすべての変更が含まれる。

例えば、図２では、電磁撹拌装置の構成としてポール数Ｎ＝６のものを示したが、電磁撹拌装置にはポール数Ｎ＝４の構成のものを用いてもよく、ポール数Ｎが８以上の構成のものを用いてもよい。図８Ａには、ポール数Ｎ＝４の電磁撹拌装置（突極巻き方式）を利用した場合を図示している。また、図８Ｂには、ポール数Ｎ＝８の極間巻き方式（コイル間に鉄芯の突極部を有する極間巻き方式）を利用した場合を図示している。

本発明は、鋼を鋳造する際に利用することができる。

１ 鋳型
２ 浸漬ノズル
３ 電磁撹拌装置
３ａ 第１リニアモータ
３ｂ 第２リニアモータ
１１,１２ 長辺部
１３,１４ 短辺部
２１,３１ 鉄芯
２２−１,２２−２,２２−１８ コイル
３２−１,３２−２,３２−１８ コイル

Claims (1)

1. 鋳型の互いに対向する１対の長辺部に沿って配置された電磁撹拌装置を用いたスラブの連続鋳造方法であり、
   前記電磁撹拌装置により、
   メニスカスからの距離が０．２５ｍ以下の溶鋼に、時間軸に対して磁束密度を正弦波状に振動させ、且つ、磁束密度のピーク位置が鋳型の長辺に平行な方向に移動する交流移動磁場を、静磁場と重畳させることなく単独で発生させ、前記１対の長辺部のうち一方の長辺部と他方の長辺部とで、交流移動磁場の移動方向を互いに逆向きにする事で溶鋼を旋回撹拌し、
   鋳型内の交流移動磁場の磁束密度の最大値Ｂｍａｘを０．１５Ｔ以上０．２０Ｔ以下とし、
   下記式で算出される交流移動磁場の位相速度Ｖを０．３ｍ／ｓ以上１．０ｍ／ｓ以下とすることを特徴とするスラブの連続鋳造方法。
   Ｖ＝２・ｆ・Ｐ
   ここで、ｆは交流移動磁場の周波数（Ｈｚ）である

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