JP2020157330A - 連続鋳造方法 - Google Patents

Abstract

【課題】電磁ブレーキ装置及び電磁撹拌装置を両方用いる連続鋳造において連続鋳造を適切に開始することを可能とする。【解決手段】電磁撹拌装置によって鋳型内の溶融金属に対して水平面内において旋回流を発生させる電磁力を付与するとともに、前記電磁撹拌装置よりも下方に設置される電磁ブレーキ装置によって前記鋳型内への浸漬ノズルからの前記溶融金属の吐出流に対して前記吐出流を制動する電磁力を付与しながら連続鋳造を行う連続鋳造方法であって、前記鋳型内にダミーバーヘッドを設置した状態で鋳造を開始する鋳造開始工程を含み、前記鋳造開始工程において、前記電磁ブレーキ装置の鉄芯の下端に前記ダミーバーヘッドの上端が到達した以後に、前記電磁撹拌装置による電磁力の付与を開始する、連続鋳造方法が提供される。【選択図】図１２

Description

本発明は、連続鋳造方法に関する。

連続鋳造では、タンディッシュに一旦貯留された溶融金属（例えば、溶鋼）を、浸漬ノズルを介して鋳型内に上方から注入し、そこで外周面が冷却され凝固した鋳片を鋳型の下端から引き抜くことにより、連続的に鋳造が行われる。鋳片のうち外周面の凝固した部位は、凝固シェルと呼ばれる。

ここで、溶融金属中には、浸漬ノズルの吐出孔の詰まり防止のために溶融金属とともに供給される不活性ガス（例えばＡｒガス）のガス気泡や、非金属介在物等が含まれており、鋳造後の鋳片にこれらの不純物が残存していると、製品の品質を劣化させる原因となる。一般的に、これらの不純物の比重は溶融金属の比重よりも小さいため、連続鋳造中に溶融金属内で浮上して除去されることが多い。従って、鋳造速度を増加させると、この不純物の浮上分離が十分に行われなくなり、鋳片の品質は低下する傾向がある。このように、連続鋳造においては、生産性と鋳片の品質との間には、トレードオフの関係、すなわち、生産性を追求すると鋳片の品質が悪化し、鋳片の品質を優先すると生産性が低下する関係がある。

近年、自動車用外装材等の一部の製品に求められる品質は年々厳しくなっている。従って、連続鋳造では、品質を確保するために生産性を犠牲にして操業が行われている傾向にある。かかる事情に鑑みれば、連続鋳造においては、鋳片の品質を確保しつつ生産性をより向上させる技術が求められていた。

一方、鋳片の品質には、連続鋳造中における鋳型内での溶融金属の流動が大きく影響していることが知られている。従って、鋳型内の溶融金属の流動を適切に制御することにより、所望の鋳片の品質を保ちつつ、高速安定操業を実現する、すなわち生産性を向上させることが可能になる可能性がある。

鋳型内の溶融金属の流動を制御するために、当該鋳型内の溶融金属に電磁力を付与する電磁力発生装置を用いる技術が開発されている。なお、本明細書では、鋳型及び電磁力発生装置を含む鋳型周辺の部材群のことを、便宜的に鋳型設備ともいう。

具体的には、電磁力発生装置としては、電磁ブレーキ装置及び電磁撹拌装置が広く用いられている。ここで、電磁ブレーキ装置は、溶融金属に静磁場を印可することにより、当該溶融金属中に制動力を発生させて、当該溶融金属の流動を抑制する装置である。一方、電磁撹拌装置は、溶融金属に動磁場を印可することにより、当該溶融金属中にローレンツ力と呼ばれる電磁力を発生させ、当該溶融金属に対して、鋳型の水平面内において旋回するような流動パターンを付与する装置である。

電磁ブレーキ装置は、浸漬ノズルから噴出する吐出流の勢いを弱めるような制動力を溶融金属中に発生させるように設けられることが一般的である。ここで、浸漬ノズルからの吐出流は、鋳型の内壁に衝突することにより、上方向（すなわち、溶融金属の湯面が存在する方向）へ向かう上昇流及び下方向（すなわち、鋳片が引き抜かれる方向）へ向かう下降流を形成する。従って、電磁ブレーキ装置によって吐出流の勢いが弱められることにより、上昇流の勢いが弱められ、溶融金属の湯面の変動が抑制され得る。また、吐出流が凝固シェルに衝突する勢いも弱められるため、当該凝固シェルの再溶解によるブレイクアウトを抑制する効果も発揮され得る。このように、電磁ブレーキ装置は、高速安定鋳造を目的とした場合によく用いられている。更に、電磁ブレーキ装置によれば、吐出流によって形成される下降流の流速が抑制されるため、溶融金属中の不純物の浮上分離が促進され、鋳片の内部品質（以下、内質ともいう）を向上させる効果を得ることが可能になる。

一方で、電磁ブレーキ装置の短所としては、凝固シェル界面での溶融金属の流速が低速になるため、鋳片の表面品質が悪化する場合があることが挙げられる。また、吐出流によって形成される上昇流が湯面まで到達し難くなるため、湯面温度が低下することにより皮張りが発生し、内質欠陥を発生させることも懸念される。

電磁撹拌装置は、上記のように溶融金属に対して所定の流動パターンを付与する、すなわち、溶融金属内に旋回流を発生させる。これにより、凝固シェル界面での溶融金属の流動が促進されるため、上述したＡｒガス気泡や非金属介在物等の不純物が、凝固シェルに捕捉されることが抑制され、鋳片の表面品質を向上させることができる。一方、電磁撹拌装置の短所としては、旋回流が鋳型内壁に衝突することにより、上述した浸漬ノズルからの吐出流と同様に、上昇流及び下降流が発生するため、当該上昇流が湯面で溶融パウダー等を巻き込み、当該下降流が不純物を鋳型下方へ押し流すことにより、鋳片の内質を悪化させる場合があることが挙げられる。

以上説明したように、電磁ブレーキ装置及び電磁撹拌装置には、鋳片の品質（本明細書では、表面品質及び内質を意味する）を確保する観点から、それぞれ長所と短所が存在する。従って、鋳片の表面品質及び内質をともに向上させることを目的として、鋳型に対して電磁ブレーキ装置及び電磁撹拌装置を両方設けた鋳型設備を用いて、連続鋳造を行う技術が開発されている。例えば、特許文献１には、鋳型の長辺鋳型板の外側面において、上部に電磁撹拌装置を設け、下方に電磁ブレーキ装置を設けた鋳型設備が開示されている。

特開２００８−１３７０３１号公報

ところで、連続鋳造では、一般に、鋳型内にダミーバーヘッドが設置された状態で鋳造が開始される。ゆえに、鋳片の先端部にダミーバーヘッドが取り付けられた状態で当該鋳片は鋳型の下端から引き抜かれる。ここで、鋳片の先端部（つまり、ダミーバーヘッドの近傍の部分）は、鋳造条件が定常に達するより前に鋳型から引き抜かれる部分であるので、鋳片の先端部の品質は、他の部分と比較して低くなっている。ゆえに、鋳片の先端部は、切り取られて製品としては利用されない。なお、このように切り取られる鋳片の先端部はクロップ部とも呼ばれ、クロップ部の鋳片引き抜き方向（つまり、鋳片が鋳型から引き抜かれる方向）の長さはクロップ長さとも呼ばれる。

連続鋳造の歩留まりを向上させるために、電磁力発生装置（具体的には、電磁ブレーキ装置及び電磁撹拌装置）による電磁力の付与の開始タイミングを早めることが考えられる。それにより、鋳造条件を早期に定常化させることができるので、クロップ長さを短くすることにより歩留まりが向上することが期待される。しかしながら、鋳造を開始する鋳造開始工程では、磁性を有するダミーバーヘッドが多く用いられているため、電磁力発生装置により鋳型内の溶鋼に電磁力が付与される際に、溶鋼のみならずダミーバーヘッドにも電磁力が作用し得る。ゆえに、電磁力発生装置による電磁力の付与の開始タイミングが過度に早い場合、電磁力発生装置により生じる電磁力によりダミーバーヘッドが鋳型板に衝突することによって、鋳型板の損傷やダミーバーヘッドと鋳型板との間のシール性の低下が生じるおそれがある。よって、このような問題が抑制されるように連続鋳造を適切に開始することが望まれている。

ここで、電磁ブレーキ装置及び電磁撹拌装置を両方用いる連続鋳造では、一方の電磁力発生装置により他方の電磁力発生装置の鉄芯が磁化される現象が起きるので、電磁力発生装置により鋳型内に発生する磁場は、電磁ブレーキ装置又は電磁撹拌装置の一方のみを用いる連続鋳造とは異なる。ゆえに、電磁ブレーキ装置又は電磁撹拌装置の一方のみを用いる連続鋳造に関する従来の知見とは別の知見によって、上記問題が抑制されるように連続鋳造を適切に開始することを実現する必要がある。

そこで、本発明は、上記問題に鑑みてなされたものであり、本発明の目的とするところは、電磁ブレーキ装置及び電磁撹拌装置を両方用いる連続鋳造において連続鋳造を適切に開始することが可能な、新規かつ改良された連続鋳造方法を提供することにある。

上記課題を解決するために、本発明のある観点によれば、電磁撹拌装置によって鋳型内の溶融金属に対して水平面内において旋回流を発生させる電磁力を付与するとともに、前記電磁撹拌装置よりも下方に設置される電磁ブレーキ装置によって前記鋳型内への浸漬ノズルからの前記溶融金属の吐出流に対して前記吐出流を制動する電磁力を付与しながら連続鋳造を行う連続鋳造方法であって、前記鋳型内にダミーバーヘッドを設置した状態で鋳造を開始する鋳造開始工程を含み、前記鋳造開始工程において、前記電磁ブレーキ装置の鉄芯の下端に前記ダミーバーヘッドの上端が到達した以後に、前記電磁撹拌装置による電磁力の付与を開始する、連続鋳造方法が提供される。

前記鋳造開始工程において、前記電磁撹拌装置による電磁力の付与を開始した後であって、前記鋳型の内壁面の評価線上において前記電磁ブレーキ装置により発生する磁束密度の鋳型厚み方向の成分が０．１Ｔとなる上下位置に前記ダミーバーヘッドの上端が到達した以後に、前記電磁ブレーキ装置による電磁力の付与を開始し、前記評価線は、前記鋳型の内壁面上で前記電磁ブレーキ装置の前記鉄芯のティース部の鋳型幅方向の中心位置と対応する前記鋳型幅方向の位置を示す線であってもよい。

前記鋳造開始工程において、前記電磁撹拌装置による電磁力の付与を開始した後であって、前記鋳型の内壁面の前記評価線上において前記電磁ブレーキ装置により発生する磁束密度の前記鋳型厚み方向の成分が０．０２Ｔとなる上下位置に前記ダミーバーヘッドの上端が到達する以前に、前記電磁ブレーキ装置による電磁力の付与を開始してもよい。

前記鋳造開始工程において、前記電磁撹拌装置による電磁力の付与を開始した後であって、前記鋳型の内壁面の前記評価線上において前記電磁ブレーキ装置により発生する磁束密度の前記鋳型厚み方向の成分が０．１Ｔとなる上下位置に前記ダミーバーヘッドの上端が到達したときに、前記電磁ブレーキ装置による電磁力の付与を開始してもよい。

前記鋳造開始工程において、前記電磁ブレーキ装置の前記鉄芯の下端より２８０ｍｍ下方の上下位置に前記ダミーバーヘッドの上端が到達する以前に前記電磁撹拌装置による電磁力の付与を開始してもよい。

前記鋳造開始工程において、前記電磁ブレーキ装置の前記鉄芯の下端に前記ダミーバーヘッドの上端が到達したときに、前記電磁撹拌装置による電磁力の付与を開始してもよい。

前記溶融金属は、炭素濃度が０．００５質量％以下の溶鋼であってもよい。

以上説明したように本発明によれば、電磁ブレーキ装置及び電磁撹拌装置を両方用いる連続鋳造において連続鋳造を適切に開始することが可能となる。

本発明の実施形態に係る連続鋳造機の一構成例を概略的に示す側断面図である。 同実施形態に係る鋳型設備のＹ−Ｚ平面での断面図である。 鋳型設備の、図２に示すＡ−Ａ断面での断面図である。 鋳型設備の、図３に示すＢ−Ｂ断面での断面図である。 鋳型設備の、図３に示すＣ−Ｃ断面での断面図である。 電磁ブレーキ装置によって溶鋼の吐出流に対して付与される電磁力の方向について説明するための図である。 鋳造開始工程におけるダミーバーヘッドの設置時点での上下位置を示す図である。 湯面からの距離と、電磁撹拌装置により鋳型の内壁面上に発生する磁束密度との関係のシミュレーション結果を示す図である。 湯面からの距離と、電磁撹拌装置により鋳型の内壁面近傍の導体に作用する電磁力の指標Ｂ^２ｆとの関係のシミュレーション結果を示す図である。 電磁撹拌装置のコイルに印加する電流の電流値を変化させた場合における、湯面からの距離と、電磁撹拌装置により鋳型の内壁面近傍の導体に作用する電磁力の指標との関係のシミュレーション結果を示す図である。 電磁撹拌装置のコイルに印加する電流の周波数を変化させた場合における、湯面からの距離と、電磁撹拌装置により鋳型の内壁面近傍の導体に作用する電磁力の指標との関係のシミュレーション結果を示す図である。 鋳造開始工程における電磁撹拌装置による電磁力の付与が開始される際のダミーバーヘッドの上下位置を示す図である。 湯面からの距離と、電磁ブレーキ装置により鋳型の内壁面の評価線上に発生する磁束密度との関係のシミュレーション結果を示す図である。 電磁ブレーキ装置のコイルに印加する電流の電流値と、電磁ブレーキ装置により鋳型内の鋳型厚み方向の中心位置に発生する磁束密度との関係のシミュレーション結果を示す図である。 電磁ブレーキ装置のコイルに印加する電流の電流値と、０．１Ｔ位置の湯面からの距離との関係のシミュレーション結果を示す図である。 鋳造開始工程における電磁ブレーキ装置による電磁力の付与が開始される際のダミーバーヘッドの上下位置を示す図である。 凝固シェルの厚みが４ｍｍ又は５ｍｍとなる場合の、鋳造速度（ｍ／ｍｉｎ）と溶鋼湯面からの距離（ｍｍ）との関係を示す図である。

以下に添付図面を参照しながら、本発明の好適な実施の形態について詳細に説明する。なお、本明細書及び図面において、実質的に同一の機能構成を有する構成要素については、同一の符号を付することにより重複説明を省略する。

なお、本明細書に示す各図面では、説明のため、一部の構成部材の大きさを誇張して表現している場合がある。各図面において図示される各部材の相対的な大きさは、必ずしも実際の部材間における大小関係を正確に表現するものではない。

また、以下では、一例として、溶融金属が溶鋼である実施形態について説明する。ただし、本発明はかかる例に限定されず、本発明は、他の金属に対する連続鋳造に対して適用されてもよい。

＜１．連続鋳造機＞
まず、図１を参照して、本発明の一実施形態に係る連続鋳造機１の構成及び連続鋳造方法について説明する。図１は、本実施形態に係る連続鋳造機１の一構成例を概略的に示す側断面図である。

図１に示すように、本実施形態に係る連続鋳造機１は、連続鋳造用の鋳型１１０を用いて溶鋼２を連続鋳造し、スラブ等の鋳片３を製造するための装置である。連続鋳造機１は、鋳型１１０と、取鍋４と、タンディッシュ５と、浸漬ノズル６と、二次冷却装置７と、鋳片切断機８と、を備える。

取鍋４は、溶鋼２を外部からタンディッシュ５まで搬送するための可動式の容器である。取鍋４は、タンディッシュ５の上方に配置され、取鍋４内の溶鋼２がタンディッシュ５に供給される。タンディッシュ５は、鋳型１１０の上方に配置され、溶鋼２を貯留して、当該溶鋼２中の介在物を除去する。浸漬ノズル６は、タンディッシュ５の下端から鋳型１１０に向けて下方に延び、その先端は鋳型１１０内の溶鋼２に浸漬されている。当該浸漬ノズル６は、タンディッシュ５にて介在物が除去された溶鋼２を鋳型１１０内に連続供給する。

鋳型１１０は、鋳片３の幅及び厚さに応じた四角筒状であり、例えば、一対の長辺鋳型板（後述する図２等に示す長辺鋳型板１１１に対応する）で一対の短辺鋳型板（後述する図４等に示す短辺鋳型板１１２に対応する）を両側から挟むように組み立てられる。長辺鋳型板及び短辺鋳型板（以下、鋳型板と総称することがある）は、例えば冷却水が流動する水路が設けられた水冷銅板である。鋳型１１０は、かかる鋳型板と接触する溶鋼２を冷却して、鋳片３を製造する。鋳片３が鋳型１１０下方に向かって移動するにつれて、内部の未凝固部３ｂの凝固が進行し、外殻の凝固シェル３ａの厚さは、徐々に厚くなる。かかる凝固シェル３ａと未凝固部３ｂを含む鋳片３は、鋳型１１０の下端から引き抜かれる。

なお、以下の説明では、上下方向（すなわち、鉛直方向）を、Ｚ軸方向とも呼称する。また、Ｚ軸方向と垂直な平面（水平面）内における互いに直交する２方向を、それぞれ、Ｘ軸方向及びＹ軸方向とも呼称する。また、Ｘ軸方向を、水平面内において鋳型１１０の長辺と平行な方向（すなわち、鋳型幅方向）として定義し、Ｙ軸方向を、水平面内において鋳型１１０の短辺と平行な方向（すなわち、鋳型厚み方向）として定義する。Ｘ−Ｙ平面と平行な方向のことを水平方向とも呼称する。また、以下の説明では、各部材の大きさを表現する際に、当該部材のＺ軸方向の長さのことを高さともいい、当該部材のＸ軸方向又はＹ軸方向の長さのことを幅ともいうことがある。

ここで、図１では図面が煩雑になることを避けるために図示を省略しているが、本実施形態では、鋳型１１０の長辺鋳型板の外側面に電磁力発生装置が設置される。そして、当該電磁力発生装置を駆動させながら連続鋳造を行う。当該電磁力発生装置は、電磁撹拌装置及び電磁ブレーキ装置を備えるものである。本実施形態では、当該電磁力発生装置を駆動させながら連続鋳造を行うことにより、鋳片の品質を確保しつつ、より高速での鋳造が可能になる。当該電磁力発生装置の構成については、図２〜図１７を参照して後述する。

二次冷却装置７は、鋳型１１０の下方の二次冷却帯９に設けられ、鋳型１１０下端から引き抜かれた鋳片３を支持及び搬送しながら冷却する。この二次冷却装置７は、鋳片３の厚さ方向両側に配置される複数対の支持ロール（例えば、サポートロール１１、ピンチロール１２及びセグメントロール１３）と、鋳片３に対して冷却水を噴射する複数のスプレーノズル（図示せず）とを有する。

二次冷却装置７に設けられる支持ロールは、鋳片３の厚さ方向両側に対となって配置され、鋳片３を支持しながら搬送する支持搬送手段として機能する。当該支持ロールにより鋳片３を厚さ方向両側から支持することで、二次冷却帯９において凝固途中の鋳片３のブレイクアウトやバルジングを防止できる。

支持ロールであるサポートロール１１、ピンチロール１２及びセグメントロール１３は、二次冷却帯９における鋳片３の搬送経路（パスライン）を形成する。このパスラインは、図１に示すように、鋳型１１０の直下では垂直であり、次いで曲線状に湾曲して、最終的には水平になる。二次冷却帯９において、当該パスラインが垂直である部分を垂直部９Ａ、湾曲している部分を湾曲部９Ｂ、水平である部分を水平部９Ｃと称する。このようなパスラインを有する連続鋳造機１は、垂直曲げ型の連続鋳造機と呼称される。なお、本発明は、図１に示すような垂直曲げ型の連続鋳造機１に限定されず、湾曲型又は垂直型など他の各種の連続鋳造機にも適用可能である。

サポートロール１１は、鋳型１１０の直下の垂直部９Ａに設けられる無駆動式ロールであり、鋳型１１０から引き抜かれた直後の鋳片３を支持する。鋳型１１０から引き抜かれた直後の鋳片３は、凝固シェル３ａが薄い状態であるため、ブレイクアウトやバルジングを防止するために比較的短い間隔（ロールピッチ）で支持する必要がある。そのため、サポートロール１１としては、ロールピッチを短縮することが可能な小径のロールが用いられることが望ましい。図１に示す例では、垂直部９Ａにおける鋳片３の両側に、小径のロールからなる３対のサポートロール１１が、比較的狭いロールピッチで設けられている。

ピンチロール１２は、モータ等の駆動手段により回転する駆動式ロールであり、鋳片３を鋳型１１０から引き抜く機能を有する。ピンチロール１２は、垂直部９Ａ、湾曲部９Ｂ及び水平部９Ｃにおいて適切な位置にそれぞれ配置される。鋳片３は、ピンチロール１２から伝達される力によって鋳型１１０から引き抜かれ、上記パスラインに沿って搬送される。なお、ピンチロール１２の配置は図１に示す例に限定されず、その配置位置は任意に設定されてよい。

セグメントロール１３（ガイドロールともいう）は、湾曲部９Ｂ及び水平部９Ｃに設けられる無駆動式ロールであり、上記パスラインに沿って鋳片３を支持及び案内する。セグメントロール１３は、パスライン上の位置によって、及び、鋳片３のＦ面（Ｆｉｘｅｄ面、図１では左下側の面）とＬ面（Ｌｏｏｓｅ面、図１では右上側の面）のいずれに設けられるかによって、それぞれ異なるロール径やロールピッチで配置されてよい。

鋳片切断機８は、上記パスラインの水平部９Ｃの終端に配置され、当該パスラインに沿って搬送された鋳片３を所定の長さに切断する。切断された厚板状の鋳片１４は、テーブルロール１５により次工程の設備に搬送される。

以上、図１を参照して、本実施形態に係る連続鋳造機１の全体構成について説明した。なお、本実施形態では、鋳型１１０に対して後述する構成を有する電磁力発生装置が設置され、当該電磁力発生装置を用いて連続鋳造が行われればよく、連続鋳造機１における当該電磁力発生装置以外の構成は、一般的な従来の連続鋳造機と同様であってよい。従って、連続鋳造機１の構成は図示したものに限定されず、連続鋳造機１としては、あらゆる構成のものが用いられてよい。

＜２．電磁力発生装置＞
続いて、図２〜図１７を参照して、上述した鋳型１１０に対して設置される電磁力発生装置１７０について詳細に説明する。

図２〜図５は、本実施形態に係る鋳型設備１０の一構成例を示す図である。図２は、本実施形態に係る鋳型設備１０のＹ−Ｚ平面での断面図である。図３は、鋳型設備１０の、図２に示すＡ−Ａ断面での断面図である。図４は、鋳型設備１０の、図３に示すＢ−Ｂ断面での断面図である。図５は、鋳型設備１０の、図３に示すＣ−Ｃ断面での断面図である。なお、鋳型設備１０は、Ｙ軸方向において、鋳型１１０の中心に対して対称な構成を有するため、図２、図４及び図５では、一方の長辺鋳型板１１１に対応する部位のみを図示している。また、図２、図４及び図５では、理解を容易にするため、鋳型１１０内の溶鋼２も併せて図示している。

図２〜図５を参照すると、本実施形態に係る鋳型設備１０は、鋳型１１０の長辺鋳型板１１１の外側面に、バックアッププレート１２１を介して、２つの水箱１３０、１４０と、電磁力発生装置１７０と、が設置されて構成される。

鋳型１１０は、上述したように、一対の長辺鋳型板１１１で一対の短辺鋳型板１１２を両側から挟むように組み立てられる。鋳型板１１１、１１２は銅板からなる。ただし、本実施形態はかかる例に限定されず、鋳型板１１１、１１２は、一般的に連続鋳造機の鋳型として用いられる各種の材料によって形成されてよい。

ここで、本実施形態では、鉄鋼スラブの連続鋳造を対象としており、その鋳片サイズは、幅（すなわち、Ｘ軸方向の長さ）８００〜２３００ｍｍ程度、厚み（すなわち、Ｙ軸方向の長さ）２００〜３００ｍｍ程度である。つまり、鋳型板１１１、１１２も、当該鋳片サイズに対応した大きさを有する。すなわち、長辺鋳型板１１１は、少なくとも鋳片３の幅８００〜２３００ｍｍよりも長いＸ軸方向の幅を有し、短辺鋳型板１１２は、鋳片３の厚み２００〜３００ｍｍと略同一のＹ軸方向の幅を有する。

また、本実施形態では、電磁力発生装置１７０による鋳片３の品質向上の効果をより効果的に得るために、Ｚ軸方向の長さが可能な限り長くなるように鋳型１１０を構成する。一般的に、鋳型１１０内で溶鋼２の凝固が進行すると、凝固収縮のために鋳片３が鋳型１１０の内壁から離れてしまい、当該鋳片３の冷却が不十分になる場合があることが知られている。そのため、鋳型１１０の長さは、溶鋼湯面から、長くても１０００ｍｍ程度が限界とされている。本実施形態では、かかる事情を考慮して、溶鋼湯面から鋳型板１１１、１１２の下端までの長さが１０００ｍｍ程度となるように、当該鋳型板１１１、１１２を形成する。

バックアッププレート１２１、１２２は、例えばステンレスからなり、鋳型１１０の鋳型板１１１、１１２を補強するために、当該鋳型板１１１、１１２の外側面を覆うように設けられる。以下、区別のため、長辺鋳型板１１１の外側面に設けられるバックアッププレート１２１のことを長辺側バックアッププレート１２１ともいい、短辺鋳型板１１２の外側面に設けられるバックアッププレート１２２のことを短辺側バックアッププレート１２２ともいう。

電磁力発生装置１７０は、長辺側バックアッププレート１２１を介して鋳型１１０内の溶鋼２に対して電磁力を付与するため、少なくとも長辺側バックアッププレート１２１は非磁性体（例えば、非磁性のステンレス等）によって形成され得る。ただし、長辺側バックアッププレート１２１の、後述する電磁ブレーキ装置１６０の鉄芯（コア）１６２（以下、電磁ブレーキコア１６２ともいう）のティース部１６４と対向する部位には、電磁ブレーキ装置１６０の磁束密度を確保するために、磁性体の軟鉄１２４が埋め込まれる。

長辺側バックアッププレート１２１には、更に、当該長辺側バックアッププレート１２１と垂直な方向（すなわち、Ｙ軸方向）に向かって延伸する一対のバックアッププレート１２３が設けられる。図３〜図５に示すように、この一対のバックアッププレート１２３の間に電磁力発生装置１７０が設置される。このように、バックアッププレート１２３は、電磁力発生装置１７０の幅（すなわち、Ｘ軸方向の長さ）、及びＸ軸方向の設置位置を規定し得るものである。換言すれば、電磁力発生装置１７０が鋳型１１０内の溶鋼２の所望の範囲に対して電磁力を付与し得るように、バックアッププレート１２３の取り付け位置が決定される。以下、区別のため、当該バックアッププレート１２３のことを、幅方向バックアッププレート１２３ともいう。幅方向バックアッププレート１２３も、バックアッププレート１２１、１２２と同様に、例えばステンレスによって形成される。

水箱１３０、１４０は、鋳型１１０を冷却するための冷却水を貯水する。本実施形態では、図示するように、一方の水箱１３０を長辺鋳型板１１１の上端から所定の距離の領域に設置し、他方の水箱１４０を長辺鋳型板１１１の下端から所定の距離の領域に設置する。このように、水箱１３０、１４０を鋳型１１０の上部及び下部にそれぞれ設けることにより、当該水箱１３０、１４０の間に電磁力発生装置１７０を設置する空間を確保することが可能になる。以下、区別のため、長辺鋳型板１１１の上部に設けられる水箱１３０のことを上部水箱１３０ともいい、長辺鋳型板１１１の下部に設けられる水箱１４０のことを下部水箱１４０ともいう。

長辺鋳型板１１１の内部、又は長辺鋳型板１１１と長辺側バックアッププレート１２１との間には、冷却水が通過する水路（図示せず）が形成される。当該水路は、水箱１３０、１４０まで延設されている。図示しないポンプによって、一方の水箱１３０、１４０から他方の水箱１３０、１４０に向かって（例えば、下部水箱１４０から上部水箱１３０に向かって）、当該水路を通過して冷却水が流される。これにより、長辺鋳型板１１１が冷却され、当該長辺鋳型板１１１を介して鋳型１１０内部の溶鋼２が冷却される。なお、図示は省略しているが、短辺鋳型板１１２に対しても、同様に、水箱及び水路が設けられ、冷却水が流動されることにより当該短辺鋳型板１１２が冷却される。

電磁力発生装置１７０は、電磁撹拌装置１５０と、電磁ブレーキ装置１６０と、を備える。図示するように、電磁撹拌装置１５０及び電磁ブレーキ装置１６０は、水箱１３０、１４０の間の空間に設置される。当該空間内で、電磁撹拌装置１５０が上方に、電磁ブレーキ装置１６０が下方に設置される。なお、電磁撹拌装置１５０及び電磁ブレーキ装置１６０の高さ、並びに電磁撹拌装置１５０及び電磁ブレーキ装置１６０のＺ軸方向における設置位置については、下記［２−２．電磁力発生装置の設置位置の詳細］で詳細に説明する。

電磁撹拌装置１５０は、鋳型１１０内の溶鋼２に対して、動磁場を印加することにより、当該溶鋼２に対して電磁力を付与する。電磁撹拌装置１５０は、自身が設置される長辺鋳型板１１１の幅方向（すなわち、Ｘ軸方向）の電磁力を溶鋼２に付与するように駆動される。図４には、電磁撹拌装置１５０によって溶鋼２に対して付与される電磁力の方向を、模擬的に太線矢印で示している。ここで、図示を省略している長辺鋳型板１１１（すなわち、図示する長辺鋳型板１１１に対向する長辺鋳型板１１１）に設けられる電磁撹拌装置１５０は、その自身が設置される長辺鋳型板１１１の幅方向に沿って、図示する方向とは逆向きの電磁力を付与するように駆動される。このように、一対の電磁撹拌装置１５０が、水平面内において旋回流を発生させるように駆動される。電磁撹拌装置１５０によれば、このような旋回流を生じさせることにより、凝固シェル界面における溶鋼２が流動され、凝固シェル３ａへの気泡や介在物の捕捉を抑制する洗浄効果が得られ、鋳片３の表面品質を良化させることができる。

電磁撹拌装置１５０の詳細な構成について説明する。電磁撹拌装置１５０は、ケース１５１と、当該ケース１５１内に格納される鉄芯（コア）１５２（以下、電磁撹拌コア１５２ともいう）と、当該電磁撹拌コア１５２に導線が巻回されて構成される複数のコイル１５３と、から構成される。

ケース１５１は、略直方体形状を有する中空の部材である。ケース１５１の大きさは、電磁撹拌装置１５０によって溶鋼２の所望の範囲に対して電磁力を付与し得るように、すなわち、内部に設けられるコイル１５３が溶鋼２に対して適切な位置に配置され得るように、適宜決定され得る。例えば、ケース１５１のＸ軸方向の幅Ｗ４、すなわち電磁撹拌装置１５０のＸ軸方向の幅Ｗ４は、鋳型１１０内の溶鋼２に対して、Ｘ軸方向のいずれの位置においても電磁力を付与し得るように、鋳片３の幅よりも大きくなるように決定される。例えば、Ｗ４は１８００ｍｍ〜２５００ｍｍ程度である。また、電磁撹拌装置１５０では、コイル１５３からケース１５１の側壁を通過して溶鋼２に対して電磁力が付与されるため、ケース１５１の材料としては、例えば非磁性体ステンレス又はＦＲＰ（Fiber Reinforced Plastics）等の、非磁性で、かつ強度が確保可能な部材が用いられる。

電磁撹拌コア１５２は、略直方体形状を有する中実の部材であり、ケース１５１内において、その長手方向が長辺鋳型板１１１の幅方向（すなわち、Ｘ軸方向）と略平行になるように設置される。電磁撹拌コア１５２は、例えば電磁鋼板を積層することにより形成される。

電磁撹拌コア１５２に対して、Ｘ軸方向を巻回軸方向として導線が巻回されることにより、コイル１５３が形成される（すなわち、電磁撹拌コア１５２をＸ軸方向に磁化するようにコイル１５３が形成される）。当該導線としては、例えば断面が１０ｍｍ×１０ｍｍで、内部に直径５ｍｍ程度の冷却水路を有する銅製のものが用いられる。電流印加時には、当該冷却水路を用いて当該導線が冷却される。当該導線は、絶縁紙等によりその表層が絶縁処理されており、層状に巻回することが可能である。例えば、一のコイル１５３は、当該導線を２〜４層程度巻回することにより形成される。同様の構成を有するコイル１５３が、Ｘ軸方向に所定の間隔を有して並列されて設けられる。

複数のコイル１５３のそれぞれには、図示しない電源装置が接続される。当該電源装置によって、電流の位相が複数のコイル１５３の配列順に適宜ずれるように、当該複数のコイル１５３に対して交流電流が印加されることにより、溶鋼２に対して旋回流を生じさせる電磁力が付与され得る。電源装置の駆動は、プロセッサ等からなる制御装置（図示せず）が所定のプログラムに従って動作することにより、適宜制御され得る。当該制御装置により、コイル１５３のそれぞれに印加される交流電流の電流値、周波数及び位相等が適宜制御され、溶鋼２に対して与えられる電磁力の強さが制御され得る。

電磁撹拌コア１５２のＸ軸方向の幅Ｗ１は、電磁撹拌装置１５０によって溶鋼２の所望の範囲に対して電磁力を付与し得るように、すなわち、コイル１５３が溶鋼２に対して適切な位置に配置され得るように、適宜決定され得る。例えば、Ｗ１は１８００ｍｍ程度である。また、電磁撹拌コア１５２は、例えば、その上端が溶鋼湯面と一致するように設置され、電磁撹拌コア１５２の高さＨ１は、後述するように、例えば、２５０ｍｍ程度である。

電磁ブレーキ装置１６０は、鋳型１１０内の溶鋼２に対して静磁場を印加することにより、当該溶鋼２に対して電磁力を付与する。ここで、図６は、電磁ブレーキ装置１６０によって溶鋼２の吐出流に対して付与される電磁力の方向について説明するための図である。図６では、鋳型１１０及び浸漬ノズル６のＸ−Ｚ平面での断面が概略的に図示されている。また、図６では、電磁撹拌コア１５２、及び後述する電磁ブレーキコア１６２のティース部１６４の位置が模擬的に破線で示されている。

図６に示すように、浸漬ノズル６には、Ｘ軸方向（すなわち鋳型幅方向）における両側に溶鋼２の吐出孔６１が一対設けられる。吐出孔６１は、短辺鋳型板１１２と対向し、浸漬ノズル６の内周面側から外周面側へ亘ってこの方向に進むにつれて下方に傾斜して設けられる。電磁ブレーキ装置１６０は、浸漬ノズル６の吐出孔６１からの溶鋼２の流れ（吐出流）を制動する方向の電磁力を、吐出流に対して付与するように駆動される。図６では、吐出流の方向が模擬的に細線矢印で示されるとともに、電磁ブレーキ装置１６０によって溶鋼２に対して付与される電磁力の方向が模擬的に太線矢印で示されている。電磁ブレーキ装置１６０によれば、このような吐出流を制動する方向の電磁力を生じさせることにより、下降流が抑制され、気泡や介在物の浮上分離を促進する効果が得られ、鋳片３の内質を良化させることができる。

電磁ブレーキ装置１６０の詳細な構成について説明する。電磁ブレーキ装置１６０は、ケース１６１と、当該ケース１６１内に格納される電磁ブレーキコア１６２と、当該電磁ブレーキコア１６２に導線が巻回されて構成される複数のコイル１６３と、から構成される。

ケース１６１は、略直方体形状を有する中空の部材である。ケース１６１の大きさは、電磁ブレーキ装置１６０によって溶鋼２の所望の範囲に対して電磁力を付与し得るように、すなわち、内部に設けられるコイル１６３が溶鋼２に対して適切な位置に配置され得るように、適宜決定され得る。例えば、ケース１６１のＸ軸方向の幅Ｗ４、すなわち電磁ブレーキ装置１６０のＸ軸方向の幅Ｗ４は、鋳型１１０内の溶鋼２に対して、Ｘ軸方向の所望の位置において電磁力を付与し得るように、鋳片３の幅よりも大きくなるように決定される。図示する例では、ケース１６１の幅Ｗ４は、ケース１５１の幅Ｗ４と略同様である。ただし、本実施形態はかかる例に限定されず、電磁撹拌装置１５０の幅と電磁ブレーキ装置１６０の幅は異なっていてもよい。

また、電磁ブレーキ装置１６０では、コイル１６３からケース１６１の側壁を通過して溶鋼２に対して電磁力が付与されるため、ケース１６１は、ケース１５１と同様に、例えば非磁性体ステンレス又はＦＲＰ等の、非磁性で、かつ強度が確保可能な材料によって形成される。

電磁ブレーキコア１６２は、略直方体形状を有する中実の部材であってコイル１６３がそれぞれ巻回される一対のティース部１６４と、同じく略直方体形状を有する中実の部材であって当該一対のティース部１６４を連結する連結部１６５と、から構成される。電磁ブレーキコア１６２は、連結部１６５から、Ｙ軸方向であって長辺鋳型板１１１に向かう方向に突出するように一対のティース部１６４が設けられて構成される。電磁ブレーキコア１６２は、例えば、磁気特性の高い軟鉄を用いて形成されてもよいし、電磁鋼板を積層することにより形成されてもよい。

具体的には、ティース部１６４は、Ｘ軸方向における浸漬ノズル６の両側に長辺鋳型板１１１と対向して一対設けられ、このような電磁ブレーキ装置１６０が、鋳型１１０における一対の長辺鋳型板１１１の各々の外側面にそれぞれ設置される。ティース部１６４の設置位置は、溶鋼２に対して電磁力を付与したい位置、すなわち浸漬ノズル６の一対の吐出孔６１からの吐出流がそれぞれコイル１６３によって磁場が印加される領域を通過するような位置に設けられ得る（図６も参照）。

電磁ブレーキコア１６２のティース部１６４に対して、Ｙ軸方向を巻回軸方向として導線が巻回されることにより、コイル１６３が形成される（すなわち、電磁ブレーキコア１６２をＹ軸方向に磁化するようにコイル１６３が形成される）。当該コイル１６３の構造は、上述した電磁撹拌装置１５０のコイル１５３と同様である。

コイル１６３のそれぞれには、図示しない電源装置が接続される。当該電源装置によって、各コイル１６３に直流電流が印加されることにより、溶鋼２に対して吐出流の勢いを弱めるような電磁力が付与され得る。なお、当該電源装置の駆動は、プロセッサ等からなる制御装置（図示せず）が所定のプログラムに従って動作することにより、適宜制御され得る。当該制御装置により、各コイル１６３に印加する電流量等が適宜制御され、溶鋼２に対して与えられる電磁力の強さが制御され得る。

電磁ブレーキコア１６２のＸ軸方向の幅Ｗ０、ティース部１６４のＸ軸方向の幅Ｗ２、及びＸ軸方向におけるティース部１６４間の距離Ｗ３は、電磁撹拌装置１５０によって溶鋼２の所望の範囲に対して電磁力を付与し得るように、すなわち、コイル１６３が溶鋼２に対して適切な位置に配置され得るように、適宜決定され得る。例えば、Ｗ０は１６００ｍｍ程度、Ｗ２は５００ｍｍ程度、Ｗ３は３５０ｍｍ程度である。また、電磁ブレーキコア１６２は、例えば、その上端の上下位置が溶鋼湯面から５００ｍｍ程度の間隔を空けた位置になるように設置され、電磁ブレーキコア１６２の高さＨ２は、後述するように、例えば、２００ｍｍ程度である。

ここで、例えば上記特許文献１に記載の技術のように、電磁ブレーキ装置としては、単独の磁極を有し、鋳型幅方向に一様な磁場を生じさせるものが存在する。かかる構成を有する電磁ブレーキ装置では、幅方向に一様な電磁力が付与されることとなるため、電磁力が付与される範囲を詳細に制御することができず、適切な鋳造条件が限られるという欠点がある。

これに対して、本実施形態では、上記のように、２つのティース部１６４を有するように、すなわち２つの磁極を有するように、電磁ブレーキ装置１６０が構成される。かかる構成によれば、例えば、電磁ブレーキ装置１６０を駆動する際に、これら２つの磁極がそれぞれＮ極及びＳ極として機能し、Ｘ軸方向（すなわち、鋳型幅方向）の略中心近傍の領域において磁束密度が略ゼロとなるように、上記制御装置によってコイル１６３への電流の印加を制御することができる。この磁束密度が略ゼロである領域は、溶鋼２に対して電磁力がほぼ付与されない領域であり、電磁ブレーキ装置１６０による制動力から解放されたいわば溶鋼流れの逃げが確保され得る領域である。かかる領域が確保されることにより、より幅広い鋳造条件に対応することが可能となる。

上記のように、本実施形態では、上述した電磁撹拌装置１５０及び電磁ブレーキ装置１６０を備える電磁力発生装置１７０を用いた連続鋳造方法を実施することができる。

本実施形態に係る連続鋳造方法では、電磁撹拌装置１５０によって鋳型１１０内の溶鋼２に対して水平面内において旋回流を発生させる電磁力を付与するとともに、電磁撹拌装置１５０よりも下方に設置される電磁ブレーキ装置１６０によって鋳型１１０内への浸漬ノズル６からの溶鋼２の吐出流に対して当該吐出流を制動する電磁力を付与しながら連続鋳造が行われる。

さらに、本実施形態に係る連続鋳造方法は、鋳型１１０内にダミーバーヘッドを設置した状態で鋳造を開始する鋳造開始工程を含むものであり、当該鋳造開始工程において、電磁ブレーキ装置１６０の鉄芯（つまり、電磁ブレーキコア１６２）の下端に、ダミーバーヘッドの上端が到達した以後に、電磁撹拌装置１５０による電磁力の付与を開始する。本実施形態では、このように鋳造開始工程における電磁力発生装置１７０による電磁力の付与の開始タイミングを適正化することによって、連続鋳造を適切に開始することが可能となる。

［２−１．鋳造開始工程の詳細］
続いて、上述した電磁力発生装置１７０が設置された連続鋳造機１における鋳造開始工程について詳細に説明する。

鋳造開始工程では、上述したように、鋳型１１０内にダミーバーヘッド５０が設置された状態で鋳造が開始される。

図７は、鋳造開始工程におけるダミーバーヘッド５０の設置時点での上下位置を示す図である。

例えば、図７に示すように、ダミーバーヘッド５０は、その上端が電磁ブレーキコア１６２の下端よりも上側に位置するように設置される。

ダミーバーヘッド５０は、略直方体形状を有しており、鋳型１１０の内周面に全周に亘って嵌合されるように鋳型１１０内に設置される。それにより、鋳型１１０内にダミーバーヘッド５０が設置された状態において、鋳型１１０の底部がダミーバーヘッド５０によって、形成される。また、ダミーバーヘッド５０の上部におけるＹ方向の一側（具体的には、連続鋳造機１の二次冷却帯９の水平部９Ｃにおいて下側となる側）には、ダミーバーヘッド５０が引き抜かれる過程で凝固シェル３ａと係合するための切り欠き部５１が形成されている。なお、切り欠き部５１の形状は図７に示す例に特に限定されない。

ここで、ダミーバーヘッド５０は、磁性を有する材料によって形成されている。このことは、仮にステンレスなどの磁性を有さない材料によってダミーバーヘッド５０を形成した場合、多様な鋼種の鋳造が繰り返し行われることに起因して、溶鋼２が凝固してダミーバーヘッド５０に付着することや、ダミーバーヘッド５０が変質して磁性を帯びてしまうこと等が生じ得ることによるものである。

鋳造開始工程では、鋳型１１０内にダミーバーヘッド５０が設置された状態で鋳型１１０内に溶鋼２が注入され、その後、ダミーバーヘッド５０の下方への引き抜きが開始される。詳細には、鋳型１１０内に溶鋼２が注入される前に、ダミーバーヘッド５０と鋳型板１１１、１１２との間にシール性を高める目的で耐火物が埋められ、さらに、ダミーバーヘッド５０の上面に溶鋼２の初期凝固の促進と安定化の目的で冷材と呼ばれる金属製の部材が設置される。

上述したように、鋳造開始工程では、電磁力発生装置１７０により鋳型１１０内の溶鋼２に電磁力が付与される際に、溶鋼２のみならずダミーバーヘッド５０にも電磁力が作用する。ゆえに、電磁力発生装置１７０により生じる電磁力によりダミーバーヘッド５０が鋳型板１１１、１１２に衝突することが抑制されるように、鋳造開始工程における電磁力発生装置１７０による電磁力の付与の開始タイミングを適正化することが重要である。

そこで、本件発明者は、実際の操業での鋳造条件を模擬した数値解析シミュレーションを行うことによって、鋳造開始工程における電磁力発生装置１７０による電磁力の付与の開始タイミングに関し、以下に説明する知見を見出した。なお、本数値解析シミュレーションでは、電磁撹拌コア１５２の上端の上下位置を溶鋼湯面と一致する位置に設定し、電磁撹拌コア１５２の高さＨ１を２５０ｍｍに設定し、電磁ブレーキコア１６２の上端の上下位置を溶鋼湯面から５１８ｍｍ下方の位置に設定し、電磁ブレーキコア１６２の高さＨ２を２００ｍｍに設定した。

（電磁撹拌装置による電磁力の付与の開始タイミング）
まず、図８〜図１２を参照し、電磁撹拌装置１５０による電磁力の付与の開始タイミングに関して得た知見について説明する。

上述したように、電磁撹拌装置１５０は、鋳型１１０内の溶鋼２に対して水平面内において旋回流を発生させる電磁力を付与する。電磁撹拌装置１５０によって発生する磁束密度は鋳型１１０内において三次元的に広がって分布するものの、旋回流を発生させる電磁力の大きさは、電磁撹拌装置１５０により鋳型１１０の内壁面Ｐ１（具体的には、図７に示すように、長辺鋳型板１１１の内側の面）上に発生する磁束密度の鋳型厚み方向の成分に強く依存する。同様に、電磁撹拌装置１５０によってダミーバーヘッド５０に作用する電磁力の大きさは、電磁撹拌装置１５０により鋳型１１０の内壁面Ｐ１上に発生する磁束密度の鋳型厚み方向の成分に強く依存する。なお、電磁撹拌装置１５０によって発生する磁束密度は、電磁撹拌装置１５０のコイル１５３に印加する交流電流の電流値及び周波数に応じて変化する。

図８は、湯面からの距離と、電磁撹拌装置１５０により鋳型１１０の内壁面Ｐ１上に発生する磁束密度との関係のシミュレーション結果を示す図である。なお、本明細書では、湯面からの距離は、溶鋼２の湯面より下方の上下位置の湯面までの距離を意味し、例えば、湯面からの距離が１００ｍｍである上下位置は、湯面より１００ｍｍ下方の上下位置に相当する。

ここで、図８に示される各上下位置と対応する磁束密度は、具体的には、各上下位置において、電磁撹拌装置１５０により鋳型１１０の内壁面Ｐ１上に発生する磁束密度の鋳型厚み方向の成分をＸ軸方向（つまり、鋳型幅方向）に平均化した値である。なお、電磁撹拌装置１５０により鋳型１１０の内壁面Ｐ１上に発生する磁束密度の鋳型厚み方向の成分の値としては、具体的には、時間に伴い変化する当該成分の振幅が用いられる。また、図８に示されるシミュレーション結果は、電磁撹拌装置１５０のコイル１５３に印加する交流電流の電流値及び周波数をそれぞれ６８０Ａ及び１．５Ｈｚとして算出されたものである。

図８に示すように、電磁撹拌装置１５０により鋳型１１０の内壁面Ｐ１上に発生する磁束密度は、電磁撹拌コア１５２のＺ軸方向の中心位置（つまり、湯面からの距離が１２５ｍｍである上下位置）で最大値をとり、当該中心位置より下側では、下方に進むにつれて減少していく。

図９は、湯面からの距離と、電磁撹拌装置１５０により鋳型１１０の内壁面Ｐ１近傍の導体に作用する電磁力の指標Ｂ^２ｆとの関係のシミュレーション結果を示す図である。

ここで、一般に、電磁力は、磁束密度の振幅Ｂの二乗と周波数ｆとの積に比例することが知られている。ゆえに、図９に示される指標Ｂ^２ｆは、具体的には、図８に示されるシミュレーション結果を振幅Ｂとして用い、周波数ｆとして１．５Ｈｚを用いて算出されたものである。なお、図９では、電磁ブレーキ装置１６０があるものと設定した結果が実線により示されており、電磁ブレーキ装置１６０がないものと設定した結果が破線により示されている。

図９に示すように、指標Ｂ^２ｆは、電磁撹拌コア１５２が設置されているＺ軸方向の範囲（つまり、湯面からの距離が０ｍｍ〜２５０ｍｍである範囲）で１×１０^−２Ｔ^２Ｈｚ程度の比較的高い値をとり、当該範囲より下側では、下方に進むにつれて減少していく。ここで、電磁ブレーキコア１６２が設定されているＺ軸方向の範囲（つまり、湯面からの距離が５１８ｍｍ〜７１８ｍｍである範囲）では、指標Ｂ^２ｆが、破線で示される電磁ブレーキ装置１６０がない場合と比較して、高くなっている。このことは、電磁撹拌装置１５０により発生する磁場によって電磁ブレーキコア１６２が磁化されることによるものと考えられる。

上記のように、指標Ｂ^２ｆは、電磁ブレーキコア１６２が設定されているＺ軸方向の範囲において電磁ブレーキコア１６２の磁化に起因して高くなるものの、電磁ブレーキコア１６２の下端の上下位置（つまり、湯面からの距離が７１８ｍｍである上下位置）より下方では、十分に小さくなっている。例えば、電磁ブレーキコア１６２の下端の上下位置では、指標Ｂ^２ｆは、１×１０^−５Ｔ^２Ｈｚ程度となっており、電磁撹拌コア１５２が設置されているＺ軸方向の範囲と比較して略１０００分の１に低下している。さらに、湯面からの距離が８００ｍｍである上下位置では、指標Ｂ^２ｆは、１×１０^−６Ｔ^２Ｈｚ程度となっており、電磁撹拌コア１５２が設置されているＺ軸方向の範囲と比較して略１００００分の１に低下している。

ここで、電磁撹拌装置１５０により溶鋼２に作用する電磁力の最大値は、５０００〜１５０００Ｎ／ｍ^３程度である。溶鋼２の比重を７０００ｋｇ／ｍ^３とし、重力加速度を９．８Ｎ／ｋｇとすると、溶鋼２に作用する重力は略７００００Ｎ／ｍ^３である。つまり、電磁撹拌装置１５０により溶鋼２に作用する電磁力は、溶鋼２に作用する重力の１４分の１〜５分の１程度である。ゆえに、電磁撹拌装置１５０により溶鋼２に作用する電磁力が最大値に対して略１０００分の１に低下した場合は、１．０Ｎ／ｍ^３程度の非常に小さい電磁力が溶鋼２に作用する場合に相当する。さらに、電磁撹拌装置１５０により溶鋼２に作用する電磁力が最大値に対して略１００００分の１に低下した場合は、０．１Ｎ／ｍ^３程度のさらに小さい電磁力が溶鋼２に作用する場合に相当する。

上述したように、電磁撹拌装置１５０によって発生する磁束密度は、電磁撹拌装置１５０のコイル１５３に印加する交流電流の電流値及び周波数に応じて変化する。そこで、本件発明者は、電磁撹拌装置１５０により鋳型１１０の内壁面Ｐ１近傍の導体に作用する電磁力に対して電流値及び周波数の変化が与える影響について調査した。

図１０は、電磁撹拌装置１５０のコイル１５３に印加する電流の電流値を変化させた場合における、湯面からの距離と、電磁撹拌装置１５０により鋳型１１０の内壁面Ｐ１近傍の導体に作用する電磁力の指標Ｂ^２ｆとの関係を示す図である。図１１は、電磁撹拌装置１５０のコイル１５３に印加する電流の周波数を変化させた場合における、湯面からの距離と、電磁撹拌装置１５０により鋳型１１０の内壁面Ｐ１近傍の導体に作用する電磁力の指標Ｂ^２ｆとの関係を示す図である。

ここで、図１０に示されるシミュレーション結果は、電磁撹拌装置１５０のコイル１５３に印加する交流電流の周波数を１．５Ｈｚとし、電流値を１００Ａ〜７４０Ａの範囲で段階的に変更して算出されたものである。また、図１１に示されるシミュレーション結果は、電磁撹拌装置１５０のコイル１５３に印加する交流電流の電流値を６８０Ａとし、周波数を０．５Ｈｚ〜５．０Ｈｚの範囲で段階的に変更して算出されたものである。

図１０によれば、電流値が大きくなるにつれて、各上下位置において指標Ｂ^２ｆが高くなる傾向があることがわかる。また、図１１によれば、周波数が大きくなるにつれて、各上下位置において指標Ｂ^２ｆが高くなる傾向があることがわかる。指標Ｂ^２ｆは、このように電磁撹拌装置１５０のコイル１５３に印加する交流電流の電流値及び周波数に応じて変化するものの、図１０及び図１１に示すように、電流値及び周波数によらず、電磁ブレーキコア１６２の下端の上下位置（つまり、湯面からの距離が７１８ｍｍである上下位置）より下方では、十分に小さくなっていることがわかる。具体的には、指標Ｂ^２ｆは、図１０及び図１１に示すように、電流値及び周波数によらず、電磁ブレーキコア１６２の下端の上下位置では１×１０^−５Ｔ^２Ｈｚ程度以下となっており、湯面からの距離が８００ｍｍである上下位置では１×１０^−６Ｔ^２Ｈｚ程度以下となっている。

上記で説明したように、本数値解析シミュレーションによれば、指標Ｂ^２ｆは、電磁ブレーキコア１６２の下端の上下位置（つまり、湯面からの距離が７１８ｍｍである上下位置）より下方では十分に小さくなっているという知見が得られた。それにより、鋳造開始工程において、電磁ブレーキ装置１６０の鉄芯である電磁ブレーキコア１６２の下端にダミーバーヘッド５０の上端が到達した以後に、電磁撹拌装置１５０による電磁力の付与を開始することによって、電磁撹拌装置１５０により生じる電磁力によるダミーバーヘッド５０の鋳型板１１１、１１２への衝突を抑制することができることが見出された。

図１２は、鋳造開始工程における電磁撹拌装置１５０による電磁力の付与が開始される際のダミーバーヘッド５０の上下位置を示す図である。

図７に示される状態から、ダミーバーヘッド５０の下方への引き抜きが開始された後、ダミーバーヘッド５０の上下位置は下降していく。この際、電磁撹拌装置１５０及び電磁ブレーキ装置１６０による電磁力の付与は行われていない状態となっている。そして、図１２に示すように、電磁ブレーキコア１６２の下端にダミーバーヘッド５０の上端が到達した以後に、電磁撹拌装置１５０による電磁力の付与が開始される。それにより、電磁撹拌装置１５０による電磁力の付与の開始に伴ってダミーバーヘッド５０の鋳型板１１１、１１２への衝突を生じさせる程度に大きな電磁力がダミーバーヘッド５０に作用することを抑制することができる。ゆえに、電磁撹拌装置１５０により生じる電磁力によるダミーバーヘッド５０の鋳型板１１１、１１２への衝突を抑制することができる。よって、電磁ブレーキ装置１６０及び電磁撹拌装置１５０を両方用いる連続鋳造において連続鋳造を適切に開始することができる。

ここで、連続鋳造を適切に開始しつつ、連続鋳造の歩留まりを向上させる観点では、鋳造開始工程において、電磁ブレーキ装置１６０の鉄芯である電磁ブレーキコア１６２の下端より２８０ｍｍ下方の上下位置にダミーバーヘッド５０の上端が到達する以前に、電磁撹拌装置１５０による電磁力の付与を開始することが好ましく、電磁ブレーキ装置１６０の鉄芯である電磁ブレーキコア１６２の下端にダミーバーヘッド５０の上端が到達したときに、電磁撹拌装置１５０による電磁力の付与を開始することがより好ましい。図１２では、ダミーバーヘッド５０の上端の上下位置が電磁ブレーキコア１６２の下端の上下位置と一致した時点で電磁撹拌装置１５０による電磁力の付与が開始され、電磁撹拌装置１５０によって鋳型１１０の内壁面Ｐ１上に磁束密度Ｂ１が発生している様子が模式的に示されている。この場合、電磁撹拌装置１５０による電磁力の付与が開始される時点でのダミーバーヘッド５０の上端の湯面からの距離Ｌ１は、例えば、電磁ブレーキコア１６２の位置及び寸法が上記数値解析シミュレーションと同条件のとき７１８ｍｍとなる。

なお、電磁ブレーキコア１６２の下端より２８０ｍｍ下方の上下位置は、電磁ブレーキコア１６２の下端との上下方向の距離が厳密に２８０ｍｍとなる位置には限られず、幅を有する範囲内の位置を意味し得る。例えば、電磁ブレーキコア１６２の下端より２８０ｍｍ下方の上下位置は、電磁ブレーキコア１６２の下端との上下方向の距離が厳密に２８０ｍｍとなる位置に対して５０ｍｍ上方の上下位置から５０ｍｍ下方の上下位置の範囲内のいずれかの位置を意味してもよい。また、電磁ブレーキコア１６２の下端にダミーバーヘッド５０の上端が到達したときは、ダミーバーヘッド５０の上端の上下位置が電磁ブレーキコア１６２の下端の上下位置と厳密に一致した時点には限られず、幅を有する時間を意味し得る。例えば、電磁ブレーキコア１６２の下端にダミーバーヘッド５０の上端が到達したときは、ダミーバーヘッド５０の上端の上下位置が電磁ブレーキコア１６２の下端より５０ｍｍ上方の上下位置に到達した時点から電磁ブレーキコア１６２の下端より５０ｍｍ下方の上下位置に到達した時点までの間のいずれかの時点を意味してもよい。

上記のように、鋳造開始工程において、電磁ブレーキ装置１６０の鉄芯である電磁ブレーキコア１６２の下端より２８０ｍｍ下方の上下位置にダミーバーヘッド５０の上端が到達する以前に（より好ましくは、電磁ブレーキ装置１６０の鉄芯である電磁ブレーキコア１６２の下端にダミーバーヘッド５０の上端が到達したときに）、電磁撹拌装置１５０による電磁力の付与を開始することによって、電磁撹拌装置１５０により生じる電磁力によるダミーバーヘッド５０の鋳型板１１１、１１２への衝突を抑制しつつ、電磁撹拌装置１５０による電磁力の付与の開始タイミングを早めることができる。それにより、鋳造条件を早期に定常化させることができるので、クロップ長さを効果的に短くすることができる。ゆえに、連続鋳造の歩留まりを向上させることができる。

（電磁ブレーキ装置による電磁力の付与の開始タイミング）
次に、図１３〜図１６を参照し、電磁ブレーキ装置１６０による電磁力の付与の開始タイミングに関して得た知見について説明する。

上述したように、電磁ブレーキ装置１６０は、鋳型１１０内への浸漬ノズル６からの溶鋼２の吐出流に対して当該吐出流を制動する電磁力を付与する。電磁ブレーキ装置１６０によって発生する磁束密度は鋳型１１０内において三次元的に広がって分布するものの、吐出流を制動する電磁力の大きさは、電磁ブレーキ装置１６０により鋳型１１０内の鋳型厚み方向の中心位置Ｐ２（図７参照）に発生する磁束密度の鋳型厚み方向の成分に強く依存する。ところで、ダミーバーヘッド５０は、上述したように、鋳型１１０の内周面に全周に亘って嵌合されている。ゆえに、電磁ブレーキ装置１６０によってダミーバーヘッド５０に作用する電磁力の大きさは、電磁ブレーキ装置１６０により鋳型１１０の内壁面Ｐ１（具体的には、図７に示すように、長辺鋳型板１１１の内側の面）上に発生する磁束密度の鋳型厚み方向の成分に強く依存する。なお、電磁ブレーキ装置１６０によって発生する磁束密度は、電磁ブレーキ装置１６０のコイル１６３に印加する直流電流の電流値に応じて変化する。

図１３は、湯面からの距離と、電磁ブレーキ装置１６０により鋳型１１０の内壁面Ｐ１の評価線Ｐ３上に発生する磁束密度との関係のシミュレーション結果を示す図である。

ここで、電磁ブレーキ装置１６０により鋳型１１０の内壁面Ｐ１上に発生する磁束密度の鋳型厚み方向の成分は、Ｘ軸方向に関しては、電磁ブレーキコア１６２のティース部１６４のＸ軸方向の中心位置において最大となる。評価線Ｐ３は、図６に示すように、鋳型１１０の内壁面Ｐ１上で電磁ブレーキコア１６２のティース部１６４の鋳型幅方向（つまり、Ｘ軸方向）の中心位置と対応する鋳型幅方向の位置を示す線である。図１３に示される各上下位置と対応する磁束密度は、具体的には、このような評価線Ｐ３上において電磁ブレーキ装置１６０により発生する磁束密度の鋳型厚み方向の成分であり、つまり、電磁ブレーキ装置１６０により鋳型１１０の内壁面Ｐ１上に発生する磁束密度の鋳型厚み方向の成分の各上下位置における最大値である。また、図１３に示されるシミュレーション結果は、電磁ブレーキ装置１６０のコイル１６３に印加する直流電流の電流値を１０００Ａとして算出されたものである。

図１３に示すように、電磁ブレーキ装置１６０により鋳型１１０の内壁面Ｐ１の評価線Ｐ３上に発生する磁束密度は、電磁ブレーキコア１６２が設置されているＺ軸方向の範囲（つまり、湯面からの距離が５１８ｍｍ〜７１８ｍｍである範囲）で０．５５Ｔ〜０．６０Ｔ程度の比較的高い値をとり、当該範囲より下側では、下方に進むにつれて減少していく。

ここで、発明者は、さらに実機試験を行うことによって、当該実機試験の結果及び数値解析シミュレーションの結果から、鋳型１１０の内壁面Ｐ１の評価線Ｐ３上において電磁ブレーキ装置１６０により発生する磁束密度の鋳型厚み方向の成分が０．１Ｔとなる上下位置（以下、０．１Ｔ位置とも呼ぶ）又は当該上下位置より下方にダミーバーヘッド５０の上端が位置している場合には、電磁ブレーキ装置１６０により生じる電磁力によってダミーバーヘッド５０が鋳型板１１１側に引き寄せられて鋳型板１１１に衝突する可能性は極めて低いことが見出された。なお、上記実機試験では、具体的には、電磁ブレーキ装置１６０のコイル１６３に印加する直流電流の電流値を１０００Ａとし、ダミーバーヘッド５０の上下位置を変化させながら電磁ブレーキ装置１６０による電磁力の付与を行った際のダミーバーヘッド５０の動きを確認した。

例えば、電磁ブレーキ装置１６０のコイル１６３に印加する直流電流の電流値が１０００Ａである場合、図１３に示すように、０．１Ｔ位置は湯面からの距離が９２８ｍｍの上下位置となっている。よって、湯面からの距離が９２８ｍｍの上下位置又は当該上下位置より下方にダミーバーヘッド５０の上端が位置している場合には、電磁ブレーキ装置１６０により生じる電磁力によってダミーバーヘッド５０が鋳型板１１１側に引き寄せられて鋳型板１１１に衝突する可能性は極めて低くなる。

上述したように、電磁ブレーキ装置１６０によって発生する磁束密度は、電磁ブレーキ装置１６０のコイル１６３に印加する直流電流の電流値に応じて変化する。そこで、本件発明者は、電磁ブレーキ装置１６０によって発生する磁束密度に対して電流値の変化が与える影響について調査した。

図１４は、電磁ブレーキ装置１６０のコイル１６３に印加する電流の電流値と、電磁ブレーキ装置１６０により鋳型１１０内の鋳型厚み方向の中心位置Ｐ２に発生する磁束密度との関係のシミュレーション結果を示す図である。

図１４に示される磁束密度は、具体的には、電磁ブレーキ装置１６０により中心位置Ｐ２に発生する磁束密度の鋳型厚み方向の成分の最大値である。

図１４に示すように、電磁ブレーキ装置１６０により中心位置Ｐ２に発生する磁束密度は、電磁ブレーキ装置１６０のコイル１６３に印加する電流の電流値が大きくなるほど大きくなる傾向がある。ここで、所望の鋳片３の品質を保ちつつ高速安定操業を実現するためには、電磁ブレーキ装置１６０により中心位置Ｐ２に発生する磁束密度を、通常、０．２Ｔ以上にする必要がある。例えば、電磁ブレーキ装置１６０の電流値が２００Ａである場合、電磁ブレーキ装置１６０により中心位置Ｐ２に発生する磁束密度は、鋳片３の品質及び生産性を良好に維持する観点では比較的低い値（具体的には、略０．１７４Ｔ）となっている。一方、電磁ブレーキ装置１６０の電流値が３００Ａ以上である場合、電磁ブレーキ装置１６０により中心位置Ｐ２に発生する磁束密度が０．２Ｔ以上となっている。ゆえに、鋳片３の品質及び生産性を良好に維持する観点では、電磁ブレーキ装置１６０の電流値を３００Ａ以上にすることが望ましいと考えられる。

図１５は、電磁ブレーキ装置１６０のコイル１６３に印加する電流の電流値と、０．１Ｔ位置の湯面からの距離との関係のシミュレーション結果を示す図である。

図１５に示すように、０．１Ｔ位置の湯面からの距離は、電磁ブレーキ装置１６０のコイル１６３に印加する電流の電流値が大きくなるほど長くなる傾向がある。しかしながら、電磁ブレーキ装置１６０のコイル１６３に印加する電流の電流値の変化が０．１Ｔ位置に与える影響は比較的小さく、例えば、電流値を３００Ａから１０００Ａまで変化させた場合の０．１Ｔ位置の変化量は１００ｍｍ以下となっている。このことは、電磁ブレーキ装置１６０の電流値が鋳片３の品質及び生産性を良好に維持し得る程度の電流値（つまり、３００Ａ以上）になっている場合には、電磁ブレーキコア１６２が磁気飽和した状態となっていることによるものと考えられる。

上記で説明したように、本数値解析シミュレーションによれば、電磁ブレーキコア１６２の下端よりも下方の０．１Ｔ位置又は当該０．１Ｔ位置より下方にダミーバーヘッド５０の上端が位置している場合には、電磁ブレーキ装置１６０により生じる電磁力によってダミーバーヘッド５０が鋳型板１１１側に引き寄せられて鋳型板１１１に衝突する可能性が極めて低くなるという知見が得られた。それにより、鋳造開始工程において、電磁撹拌装置１５０による電磁力の付与を開始した後であって、鋳型１１０の内壁面Ｐ１の評価線Ｐ３上において電磁ブレーキ装置１６０により発生する磁束密度の鋳型厚み方向の成分が０．１Ｔとなる上下位置（つまり、０．１Ｔ位置）にダミーバーヘッド５０の上端が到達した以後に、電磁ブレーキ装置１６０による電磁力の付与を開始することによって、電磁ブレーキ装置１６０により生じる電磁力によるダミーバーヘッド５０の鋳型板１１１への衝突を抑制することができることが見出された。

図１６は、鋳造開始工程における電磁ブレーキ装置１６０による電磁力の付与が開始される際のダミーバーヘッド５０の上下位置を示す図である。

図１２に示される状態から、ダミーバーヘッド５０が下方へさらに引き抜かれることによって、ダミーバーヘッド５０の上端は電磁ブレーキコア１６２の下端から下降していく。ここで、図１６は、０．１Ｔ位置にダミーバーヘッド５０の上端が位置している状態を示している。本実施形態に係る鋳造開始工程では、電磁撹拌装置１５０による電磁力の付与が開始された後に、図１６に示すように、０．１Ｔ位置にダミーバーヘッド５０の上端が到達した以後に、電磁ブレーキ装置１６０による電磁力の付与が開始される。それにより、電磁ブレーキ装置１６０による電磁力の付与の開始に伴ってダミーバーヘッド５０の鋳型板１１１への衝突を生じさせる程度に大きな電磁力がダミーバーヘッド５０に作用することを抑制することができる。ゆえに、電磁ブレーキ装置１６０により生じる電磁力によるダミーバーヘッド５０の鋳型板１１１への衝突を抑制することができる。よって、電磁ブレーキ装置１６０及び電磁撹拌装置１５０を両方用いる連続鋳造において連続鋳造をさらに適切に開始することができる。

ここで、連続鋳造を適切に開始しつつ、連続鋳造の歩留まりを向上させる観点では、鋳造開始工程において、電磁撹拌装置１５０による電磁力の付与を開始した後であって、鋳型１１０の内壁面Ｐ１の評価線Ｐ３上において電磁ブレーキ装置１６０により発生する磁束密度の鋳型厚み方向の成分が０．０２Ｔとなる上下位置（以下、０．０２Ｔ位置とも呼ぶ）にダミーバーヘッド５０の上端が到達する以前に、電磁ブレーキ装置１６０による電磁力の付与を開始することが好ましく、鋳型１１０の内壁面Ｐ１の評価線Ｐ３上において電磁ブレーキ装置１６０により発生する磁束密度の鋳型厚み方向の成分が０．１Ｔとなる上下位置にダミーバーヘッド５０の上端が到達したときに、電磁ブレーキ装置１６０による電磁力の付与を開始することがより好ましい。図１６では、ダミーバーヘッド５０の上端の上下位置が０．１Ｔ位置と一致した時点で電磁ブレーキ装置１６０による電磁力の付与が開始され、電磁ブレーキ装置１６０によって鋳型１１０の内壁面Ｐ１上に磁束密度Ｂ２がさらに発生している様子が模式的に示されている。この場合、電磁ブレーキ装置１６０による電磁力の付与が開始される時点でのダミーバーヘッド５０の上端の湯面からの距離Ｌ２は、例えば、電磁ブレーキ装置１６０の電流値が１０００Ａであり、電磁ブレーキコア１６２の位置及び寸法が上記数値解析シミュレーションと同条件のとき９２８ｍｍとなる。

なお、０．０２Ｔ位置は、鋳型１１０の内壁面Ｐ１の評価線Ｐ３上において電磁ブレーキ装置１６０により発生する磁束密度の鋳型厚み方向の成分が厳密に０．０２Ｔとなる上下位置には限られず、幅を有する範囲内の位置を意味し得る。例えば、０．０２Ｔ位置は、鋳型１１０の内壁面Ｐ１の評価線Ｐ３上において電磁ブレーキ装置１６０により発生する磁束密度の鋳型厚み方向の成分が厳密に０．０２Ｔとなる上下位置に対して５０ｍｍ上方の上下位置から５０ｍｍ下方の上下位置の範囲内のいずれかの位置を意味してもよい。また、０．１Ｔ位置にダミーバーヘッド５０の上端が到達したときは、ダミーバーヘッド５０の上端の上下位置が０．１Ｔ位置と厳密に一致した時点には限られず、幅を有する時間を意味し得る。例えば、０．１Ｔ位置にダミーバーヘッド５０の上端が到達したときは、ダミーバーヘッド５０の上端の上下位置が０．１Ｔ位置より５０ｍｍ上方の上下位置に到達した時点から０．１Ｔ位置より５０ｍｍ下方の上下位置に到達した時点までの間のいずれかの時点を意味してもよい。

上記のように、鋳造開始工程において、電磁撹拌装置１５０による電磁力の付与を開始した後であって、鋳型１１０の内壁面Ｐ１の評価線Ｐ３上において電磁ブレーキ装置１６０により発生する磁束密度の鋳型厚み方向の成分が０．０２Ｔとなる上下位置にダミーバーヘッド５０の上端が到達する以前に（より好ましくは、鋳型１１０の内壁面Ｐ１の評価線Ｐ３上において電磁ブレーキ装置１６０により発生する磁束密度の鋳型厚み方向の成分が０．１Ｔとなる上下位置にダミーバーヘッド５０の上端が到達したときに）、電磁ブレーキ装置１６０による電磁力の付与を開始することによって、電磁ブレーキ装置１６０により生じる電磁力によるダミーバーヘッド５０の鋳型板１１１への衝突を抑制しつつ、電磁ブレーキ装置１６０による電磁力の付与の開始タイミングを早めることができる。それにより、鋳造条件を早期に定常化させることができるので、クロップ長さを効果的に短くすることができる。ゆえに、連続鋳造の歩留まりを向上させることができる。

［２−２．電磁力発生装置の設置位置の詳細］
電磁力発生装置１７０においては、電磁撹拌装置１５０及び電磁ブレーキ装置１６０の高さ、並びに電磁撹拌装置１５０及び電磁ブレーキ装置１６０のＺ軸方向における設置位置を適切に設定することにより、鋳片３の品質をさらに向上させることができる。ここでは、電磁力発生装置１７０における、電磁撹拌装置１５０及び電磁ブレーキ装置１６０の適切な高さ、並びに電磁撹拌装置１５０及び電磁ブレーキ装置１６０のＺ軸方向における適切な設置位置について説明する。

電磁撹拌装置１５０及び電磁ブレーキ装置１６０においては、それぞれ、電磁撹拌コア１５２及び電磁ブレーキコア１６２の高さが大きいほど、電磁力を付与する性能が高いと言える。例えば、電磁ブレーキ装置１６０の性能は、電磁ブレーキコア１６２のティース部１６４のＸ−Ｚ平面での断面積（Ｚ軸方向の高さＨ２×Ｘ軸方向の幅Ｗ２）と、印可する直流電流の値と、コイル１６３の巻き数と、に依存する。従って、電磁撹拌装置１５０及び電磁ブレーキ装置１６０をともに鋳型１１０に対して設置する場合には、限られた設置空間において、電磁撹拌コア１５２及び電磁ブレーキコア１６２の設置位置、より詳細には電磁撹拌コア１５２及び電磁ブレーキコア１６２の高さの割合をどのように設定するかが、鋳片３の品質を向上させるために各装置の性能をより効果的に発揮させる観点から、非常に重要である。

ここで、上記特許文献１にも開示されているように、従来、連続鋳造において電磁撹拌装置及び電磁ブレーキ装置を両方用いる方法は提案されている。しかしながら、実際には、電磁撹拌装置と電磁ブレーキ装置を両方組み合わせても、電磁撹拌装置又は電磁ブレーキ装置をそれぞれ単体で使用した場合よりも、鋳片の品質が悪化してしまう場合も少なくない。これは、単純に両方の装置を設置すれば、簡単に両方の装置の長所が得られるというものではなく、各装置の構成や設置位置等によっては、それぞれの長所を打ち消し合ってしまうことが生じ得るからである。上記特許文献１においても、その具体的な装置構成は明示されておらず、両装置のコアの高さも明示されていない。つまり、従来の方法では、電磁撹拌装置及び電磁ブレーキ装置を両方設けることによる鋳片の品質向上の効果を十分に得られない可能性がある。

これに対して、本実施形態では、以下に説明するように、高速の鋳造であっても鋳片３の品質がより一層確保され得るような、電磁撹拌コア１５２及び電磁ブレーキコア１６２の適切な高さの割合を規定する。これにより、上述した電磁力発生装置１７０の構成と併せて、鋳片３の品質を確保しつつ生産性を向上させる効果をさらに効果的に得ることが可能になる。

ここで、連続鋳造における鋳造速度は、鋳片サイズや品種により大きく異なるが、一般的に０．６〜２．０ｍ／ｍｉｎ程度であり、１．６ｍ／ｍｉｎを超える連続鋳造は高速鋳造と言われる。従来、高い品質が要求される自動車用外装材等については、鋳造速度が１．６ｍ／ｍｉｎを超えるような高速鋳造では、品質を確保することが困難であるため、１．４ｍ／ｍｉｎ程度が一般的な鋳造速度である。そこで、ここでは、一例として、鋳造速度が１．６ｍ／ｍｉｎを超えるような高速鋳造においても従来のより遅い鋳造速度で連続鋳造を行った場合と同等以上の鋳片３の品質を確保することを具体的な目標として設定し、当該目標を満たし得るような、電磁撹拌コア１５２及び電磁ブレーキコア１６２の高さの割合について、詳細に説明する。

上述したように、本実施形態では、鋳型１１０のＺ軸方向の中央部に電磁撹拌装置１５０及び電磁ブレーキ装置１６０を設置する空間を確保するために、鋳型１１０の上部及び下部に、それぞれ水箱１３０、１４０を配置する。ここで、溶鋼湯面よりも上方に電磁撹拌コア１５２が位置してもその効果を得ることができない。従って、電磁撹拌コア１５２は溶鋼湯面よりも下方に設置されるべきである。また、吐出流に対して効果的に磁場を印加するためには電磁ブレーキコア１６２は浸漬ノズル６の吐出孔付近に位置することが好ましい。上記のように水箱１３０、１４０を配置した場合には、一般的な配置では、浸漬ノズル６の吐出孔は下部水箱１４０よりも上方に位置することになるため、電磁ブレーキコア１６２も下部水箱１４０よりも上方に設置されるべきである。従って、電磁撹拌コア１５２及び電磁ブレーキコア１６２を設置することにより効果が得られる空間（以下、有効空間ともいう）の高さＨ０は、溶鋼湯面から下部水箱１４０の上端までの高さとなる（図２参照）。

本実施形態では、当該有効空間を最も有効に活用するために、電磁撹拌コア１５２の上端が溶鋼湯面と略同じ高さになるように、当該電磁撹拌コア１５２を設置する。このとき、電磁撹拌装置１５０の電磁撹拌コア１５２の高さをＨ１、ケース１５１の高さをＨ３とし、電磁ブレーキ装置１６０の電磁ブレーキコア１６２の高さをＨ２、ケース１６１の高さをＨ４とすると、下記数式（１）が成立する。

換言すれば、上記数式（１）を満たしつつ、電磁撹拌コア１５２の高さＨ１と電磁ブレーキコア１６２の高さＨ２との割合Ｈ１／Ｈ２（以下、コア高さ割合Ｈ１／Ｈ２ともいう）を規定する必要がある。以下、高さＨ０〜Ｈ４についてそれぞれ説明する。

（有効空間の高さＨ０について）
上述したように、電磁撹拌装置１５０及び電磁ブレーキ装置１６０においては、それぞれ、電磁撹拌コア１５２及び電磁ブレーキコア１６２の高さが大きいほど、電磁力を付与する性能が高いと言える。従って、本実施形態では、両装置がその性能をより発揮できるように、有効空間の高さＨ０ができるだけ大きくなるように鋳型設備１０を構成する。具体的には、有効空間の高さＨ０を大きくするためには、鋳型１１０のＺ軸方向の長さを大きくすればよい。一方、上述したように、鋳片３の冷却性を考慮して、溶鋼湯面から鋳型１１０の下端までの長さは１０００ｍｍ程度以下であることが望ましい。そこで、本実施形態では、鋳片３の冷却性を確保しつつ、有効空間の高さＨ０をできるだけ大きくするために、溶鋼湯面から鋳型１１０の下端までが１０００ｍｍ程度になるように鋳型１１０を形成する。

ここで、十分な冷却能力が得られるだけの水量を貯水し得るように下部水箱１４０を構成しようとすると、過去の操業実績等に基づいて、当該下部水箱１４０の高さは少なくとも２００ｍｍ程度は必要となる。従って、有効空間の高さＨ０は、８００ｍｍ程度以下である。

（電磁撹拌装置及び電磁ブレーキ装置のケースの高さＨ３、Ｈ４について）
上述したように、電磁撹拌装置１５０のコイル１５３は、電磁撹拌コア１５２に、断面のサイズが１０ｍｍ×１０ｍｍ程度の導線を２〜４層巻回することにより形成される。従って、コイル１５３まで含めた電磁撹拌コア１５２の高さは、Ｈ１＋８０ｍｍ程度以上となる。ケース１５１の内壁と電磁撹拌コア１５２及びコイル１５３との間の空間を考慮すると、ケース１５１の高さＨ３は、Ｈ１＋２００ｍｍ程度以上となる。

電磁ブレーキ装置１６０についても同様に、コイル１６３まで含めた電磁ブレーキコア１６２の高さは、Ｈ２＋８０ｍｍ程度以上となる。ケース１６１の内壁と電磁ブレーキコア１６２及びコイル１６３との間の空間を考慮すると、ケース１６１の高さＨ４は、Ｈ２＋２００ｍｍ程度以上となる。

（Ｈ１＋Ｈ２が取り得る範囲）
上述したＨ０、Ｈ３、Ｈ４の値を上記数式（１）に代入すると、下記数式（２）が得られる。

つまり、電磁撹拌コア１５２及び電磁ブレーキコア１６２は、その高さの和Ｈ１＋Ｈ２が５００ｍｍ程度以下になるように構成される必要がある。以下、上記数式（２）を満たしつつ、鋳片３の品質向上の効果が十分に得られるような、適切なコア高さ割合Ｈ１／Ｈ２を検討する。

（コア高さ割合Ｈ１／Ｈ２について）
本実施形態では、電磁撹拌の効果がより確実に得られるような電磁撹拌コア１５２の高さＨ１の範囲を規定することにより、コア高さ割合Ｈ１／Ｈ２の適切な範囲を設定する。

上述したように、電磁撹拌では、凝固シェル界面における溶鋼２を流動させることにより、凝固シェル３ａへの不純物の捕捉を抑制する洗浄効果が得られ、鋳片３の表面品質を良化させることができる。一方、鋳型１１０の下方に向かうにつれて、鋳型１１０内での凝固シェル３ａの厚みは大きくなっていく。電磁撹拌の効果は、凝固シェル３ａの内側の未凝固部３ｂに対して及ぼされるものであるから、電磁撹拌コア１５２の高さＨ１は、鋳片３の表面品質をどの程度の厚みまで確保する必要があるかによって決定され得る。

ここで、表面品質が厳格な品種では、鋳造後の鋳片３の表層を数ミリ研削する工程が実施されることが多い。この研削深さは、２ｍｍ〜５ｍｍ程度である。従って、このような厳格な表面品質が求められる品種では、鋳型１１０内において凝固シェル３ａの厚みが２ｍｍ〜５ｍｍよりも小さい範囲において電磁撹拌を行っても、その電磁撹拌により不純物が低減されている鋳片３の表層は、その後の研削工程によって除去されてしまうこととなる。換言すれば、鋳型１１０内において凝固シェル３ａの厚みが２ｍｍ〜５ｍｍ以上となっている範囲において電磁撹拌を行わないと、鋳片３における表面品質向上の効果を得ることができない。

凝固シェル３ａは、溶鋼湯面から徐々に成長し、その厚みは下記数式（３）で示されることが知られている。ここで、δは凝固シェル３ａの厚み（ｍ）、ｋは冷却能力に依存する定数、ｘは溶鋼湯面からの距離（ｍ）、Ｖｃは鋳造速度（ｍ／ｍｉｎ）である。

上記数式（３）から、凝固シェル３ａの厚みが４ｍｍ又は５ｍｍとなる場合の、鋳造速度（ｍ／ｍｉｎ）と溶鋼湯面からの距離（ｍｍ）との関係を求めた。図１７にその結果を示す。図１７は、凝固シェル３ａの厚みが４ｍｍ又は５ｍｍとなる場合の、鋳造速度（ｍ／ｍｉｎ）と溶鋼湯面からの距離（ｍｍ）との関係を示す図である。図１７では、横軸に鋳造速度を取り、縦軸に溶鋼湯面からの距離を取り、凝固シェル３ａの厚みが４ｍｍとなる場合、及び凝固シェル３ａの厚みが５ｍｍとなる場合における、両者の関係をプロットしている。なお、図１７に示す結果を得る際の計算では、一般的な鋳型に対応する値として、ｋ＝１７とした。

例えば、図１７に示す結果から、研削される厚みが４ｍｍよりも小さく、凝固シェル３ａの厚みが４ｍｍまでの範囲で溶鋼２を電磁撹拌すればよい場合であれば、電磁撹拌コア１５２の高さＨ１を２００ｍｍとすれば、鋳造速度３．５ｍ／ｍｉｎ以下での連続鋳造において電磁撹拌の効果が得られることが分かる。研削される厚みが５ｍｍよりも小さく、凝固シェル３ａの厚みが５ｍｍまでの範囲で溶鋼２を電磁撹拌すればよい場合であれば、電磁撹拌コア１５２の高さＨ１を３００ｍｍとすれば、鋳造速度３．５ｍ／ｍｉｎ以下での連続鋳造において電磁撹拌の効果が得られることが分かる。なお、この鋳造速度の「３．５ｍ／ｍｉｎ」という値は、一般的な連続鋳造機において、操業上及び設備上可能な最大の鋳造速度に対応している。

ここで、上述したように、一例として、鋳造速度が１．６ｍ／ｍｉｎを超えるような高速鋳造においても従来のより遅い鋳造速度で連続鋳造を行った場合と同等の鋳片３の品質を確保することを目標とする場合について考える。鋳造速度が１．６ｍ／ｍｉｎを超える場合に、凝固シェル３ａの厚みが５ｍｍになっても電磁撹拌の効果を得るためには、図１７から、電磁撹拌コア１５２の高さＨ１を少なくとも約１５０ｍｍ以上にしなければならないことが分かる。

以上検討した結果から、本実施形態では、例えば、比較的高速である鋳造速度１．６ｍ／ｍｉｎを超える連続鋳造において、凝固シェル３ａの厚みが５ｍｍになっても電磁撹拌の効果が得られるように、電磁撹拌コア１５２の高さＨ１が約１５０ｍｍ以上になるように、当該電磁撹拌コア１５２を構成する。

電磁ブレーキコア１６２の高さＨ２については、上述したように、当該高さＨ２が大きいほど電磁ブレーキ装置１６０の性能は高い。従って、上記数式（２）から、Ｈ１＋Ｈ２＝５００ｍｍである場合において、上記の電磁撹拌コア１５２の高さＨ１の範囲に対応するＨ２の範囲を求めればよい。すなわち、電磁ブレーキコア１６２の高さＨ２は、約３５０ｍｍとなる。

これらの電磁撹拌コア１５２の高さＨ１及び電磁ブレーキコア１６２の高さＨ２の値から、本実施形態におけるコア高さ割合Ｈ１／Ｈ２は、例えば、下記数式（４）となる。

まとめると、本実施形態において、例えば、鋳造速度１．６ｍ／ｍｉｎを超える場合であっても従来のより低速の鋳造速度で連続鋳造を行った場合と同等以上の鋳片３の品質を確保することを目標とする場合には、電磁撹拌コア１５２の高さＨ１と電磁ブレーキコア１６２の高さＨ２が、上記数式（４）を満たすように、当該電磁撹拌コア１５２及び当該電磁ブレーキコア１６２が構成される。

なお、コア高さ割合Ｈ１／Ｈ２の好ましい上限値は、電磁ブレーキコア１６２の高さＨ２が取り得る最小値によって規定され得る。電磁ブレーキコア１６２の高さＨ２が小さくなるほどコア高さ割合Ｈ１／Ｈ２は大きくなるが、電磁ブレーキコア１６２の高さＨ２が小さ過ぎれば、電磁ブレーキが有効に機能せず、電磁ブレーキによる鋳片３の内質向上の効果が得られ難くなるからである。電磁ブレーキの効果が十分に発揮され得る電磁ブレーキコア１６２の高さＨ２の最小値は、鋳片サイズや品種、鋳造速度等の鋳造条件に応じて異なる。従って、電磁ブレーキコア１６２の高さＨ２の最小値、すなわちコア高さ割合Ｈ１／Ｈ２の上限値は、例えば実機試験、又は実際の操業での鋳造条件を模擬した数値解析シミュレーション等に基づいて規定され得る。

以上、電磁力発生装置１７０における、電磁撹拌装置１５０及び電磁ブレーキ装置１６０の適切な高さ、並びに電磁撹拌装置１５０及び電磁ブレーキ装置１６０のＺ軸方向における適切な設置位置について説明した。なお、以上の説明では、上記数式（４）に示す関係性を得る際に、上記数式（２）からＨ１＋Ｈ２＝５００ｍｍとして、これらの関係性を得ていた。ただし、本実施形態はかかる例に限定されない。上述したように、装置の性能をより発揮するためにはＨ１＋Ｈ２はできるだけ大きい方が好ましいため、上記の例ではＨ１＋Ｈ２＝５００ｍｍとしていた。一方、例えば水箱１３０、１４０、電磁撹拌装置１５０及び電磁ブレーキ装置１６０を設置する際の作業性等を考慮して、Ｚ軸方向においてこれら部材の間に隙間が存在した方が好ましい場合も考えられる。このように作業性等の他の要素をより重視する場合には、必ずしもＨ１＋Ｈ２＝５００ｍｍでなくてもよく、例えばＨ１＋Ｈ２＝４５０ｍｍ等、Ｈ１＋Ｈ２を５００ｍｍよりも小さい値として、コア高さ割合Ｈ１／Ｈ２を設定してもよい。

また、以上の説明では、鋳造速度が１．６ｍ／ｍｉｎを超える場合に、凝固シェル３ａの厚みが５ｍｍになっても電磁撹拌の効果を得るための条件として、図１７から、電磁撹拌コア１５２の高さＨ１の最小値約１５０ｍｍを求め、このときのコア高さ割合Ｈ１／Ｈ２の値である０．４３を、当該コア高さ割合Ｈ１／Ｈ２の下限値としていた。ただし、本実施形態はかかる例に限定されない。目標とする鋳造速度がより速く設定される場合には、コア高さ割合Ｈ１／Ｈ２の下限値も変化し得る。つまり、実際の操業において目標とする鋳造速度において、凝固シェル３ａの厚みが研削工程で除去される厚みに対応する所定の厚みになっても電磁撹拌の効果が得られるような電磁撹拌コア１５２の高さＨ１の最小値を図１７から求め、そのＨ１の値に対応するコア高さ割合Ｈ１／Ｈ２を、コア高さ割合Ｈ１／Ｈ２の下限値とすればよい。

一例として、作業性等を考慮してＨ１＋Ｈ２＝４５０ｍｍとし、より速い鋳造速度２．０ｍ／ｍｉｎにおいても従来のより低速の鋳造速度で連続鋳造を行った場合と同等以上の鋳片３の品質を確保することを目標とした場合における、コア高さ割合Ｈ１／Ｈ２の条件を求めてみる。まず、図１７から、鋳造速度が２．０ｍ／ｍｉｎ以上である場合に、例えば凝固シェル３ａの厚みが５ｍｍになっても電磁撹拌の効果を得るための条件を求める。図１７を参照すると、鋳造速度が２．０ｍ／ｍｉｎのときには、溶鋼湯面からの距離が約１７５ｍｍの位置で、凝固シェルの厚みが５ｍｍになる。従って、マージンを考慮すれば、凝固シェル３ａの厚みが５ｍｍになっても電磁撹拌の効果が得られるような電磁撹拌コア１５２の高さＨ１の最小値は、２００ｍｍ程度と求められる。このとき、Ｈ１＋Ｈ２＝４５０ｍｍから、Ｈ２＝２５０ｍｍとなるため、コア高さ割合Ｈ１／Ｈ２に求められる条件は、下記数式（５）で表される。

つまり、本実施形態において、例えば、鋳造速度２．０ｍ／ｍｉｎにおいても従来のより低速の鋳造速度で連続鋳造を行った場合と同等以上の鋳片３の品質を確保することを目標とする場合には、少なくとも上記数式（５）を満たすように、電磁撹拌コア１５２及び電磁ブレーキコア１６２を構成すればよい。なお、コア高さ割合Ｈ１／Ｈ２の上限値については、上述したように、実機試験、又は実際の操業での鋳造条件を模擬した数値解析シミュレーション等に基づいて規定すればよい。

このように、本実施形態では、鋳造速度を増加させた場合であっても従来のより低速での連続鋳造と同等以上の鋳片の品質（表面品質及び内質）を確保することが可能なコア高さ割合Ｈ１／Ｈ２の範囲は、その目標とする鋳造速度の具体的な値、及びＨ１＋Ｈ２の具体的な値に応じて、変化し得る。従って、コア高さ割合Ｈ１／Ｈ２の適切な範囲を設定する際には、実際の操業時の鋳造条件や、連続鋳造機１の構成等を考慮して、目標とする鋳造速度、及びＨ１＋Ｈ２の値を適宜設定し、そのときのコア高さ割合Ｈ１／Ｈ２の適切な範囲を、以上説明した方法によって適宜求めればよい。

上記で説明した電磁力発生装置１７０を用いた連続鋳造に関して、鋳造開始工程における電磁力発生装置１７０による電磁力の付与の開始タイミングとクロップ長さとの関係について確認するために行った実機試験の結果について説明する。

本実機試験では、上述した電磁力発生装置１７０と同様の構成を有する電磁力発生装置を実際に操業に用いている連続鋳造機（図１に示す連続鋳造機１と同様の構成を有するもの）に設置し、各種鋳造条件を様々に変更しながら連続鋳造を行った。主な鋳造条件は、具体的には、以下の通りである。

（鋳片）
鋳片サイズ（鋳型のサイズ）：幅９００ｍｍ〜１６５０ｍｍ、厚み２５０ｍｍ
鋳造速度：１．０ｍ／ｍｉｎ〜２．３ｍ／ｍｉｎ
（電磁撹拌装置）
コイルに印加する交流電流：６８０Ａ、１．０Ｈｚ〜３．５Ｈｚ
（電磁ブレーキ装置）
電磁ブレーキによる鋳型厚み方向の成分の最大値：０．１５Ｔ〜０．４０Ｔ
コイルに印加する直流電流：１０００Ａ
（浸漬ノズル）
溶鋼湯面に対する浸漬ノズルの底面の深さ：３３０ｍｍ〜４５０ｍｍ

なお、本実機試験は、電磁撹拌コア１５２をその上端が溶鋼湯面と一致するように設置し、電磁撹拌コア１５２の高さＨ１を２５０ｍｍとし、電磁ブレーキコア１６２をその上端の上下位置が溶鋼湯面から５１８ｍｍ下方の位置になるように設置し、電磁ブレーキコア１６２の高さＨ２を２００ｍｍとして（つまり、電磁ブレーキコア１６２の下端の上下位置を溶鋼湯面から７１８ｍｍ下方の位置にして）行われた。

ここで、本実機試験では、鋳造開始工程における電磁撹拌装置１５０による電磁力の付与の開始タイミング及び電磁ブレーキ装置１６０による電磁力の付与の開始タイミングをそれぞれ様々に変更した各条件で連続鋳造が行われた。そして、鋳造後に得られた鋳片３の先端部（つまり、ダミーバーヘッド５０の近傍の部分）のうち鋳片引き抜き方向に５００ｍｍの範囲を切り取った。その後、このようにクロップ長さを５００ｍｍに設定してクロップ部を切り取った後の鋳片３の先端部（つまり、切断面の近傍の部分）について、表面品質及び内質を調査した。

本実機試験の結果を表１に示す。

表１では、鋳片３の表面品質について、目視により直径０．５ｍｍ以上のピンホールがスラブ１枚に対して全く発見されず表面品質が最も良い場合には「◎」を、スラブ１枚に対して上記ピンホールの個数が１個であり表面品質が良好といえる場合には「○」を、スラブ１枚に対して上記ピンホールの個数が２〜３個であり手入れが不要なレベルであった場合には「△」を、スラブ１枚に対して上記ピンホールの個数が３個よりも多く手入れが必要であった場合には「×」を付すことにより表現している。

また、表１では、鋳片３の内質について、超音波探傷検査により大型（具体的には、直径０．４ｍｍ以上）の介在物がスラブ１枚に対して全く検出されず内質が最も良い場合には「◎」を、スラブ１枚に対して上記介在物の検出数が１〜５個であり内質が良好といえる場合には「○」を、スラブ１枚に対して上記介在物の検出数が６〜２０個程度であり製品として問題ない程度であった場合には「△」を、スラブ１枚に対して上記介在物の検出数が２０個よりも多く後工程で問題となる程度であった場合には「×」を付すことにより表現している。

なお、表１において、「Ｃ濃度」は溶鋼２の炭素濃度を示しており、「ＥＭＳ周波数」は電磁撹拌装置１５０のコイル１５３に印加する交流電流の周波数を示しており、「ＥＭＢｒ」は電磁ブレーキ装置１６０により鋳型１１０内の鋳型厚み方向の中心位置Ｐ２に発生する磁束密度の鋳型厚み方向の成分の最大値を示しており、「ＥＭＳ−ＯＮ」は電磁撹拌装置１５０による電磁力の付与が開始された時点におけるダミーバーヘッド５０の上端の湯面からの距離を示しており、「ＥＭＢｒ−ＯＮ」は電磁ブレーキ装置１６０による電磁力の付与が開始された時点におけるダミーバーヘッド５０の上端の湯面からの距離を示している。

上述したように、本実機試験では、電磁ブレーキコア１６２の下端の湯面からの距離は７１８ｍｍとなっている。また、０．１Ｔ位置（つまり、鋳型１１０の内壁面Ｐ１の評価線Ｐ３上において電磁ブレーキ装置１６０により発生する磁束密度の鋳型厚み方向の成分が０．１Ｔとなる上下位置）の湯面からの距離は９２８ｍｍとなっている。また、図１３に示すように、本実機試験では、０．０２Ｔ位置（つまり、鋳型１１０の内壁面Ｐ１の評価線Ｐ３上において電磁ブレーキ装置１６０により発生する磁束密度の鋳型厚み方向の成分が０．０２Ｔとなる上下位置）の湯面からの距離は１１００ｍｍとなっている。

表１を参照すると、いずれの条件においても、ＥＭＳ−ＯＮは、電磁ブレーキコア１６２の下端の湯面からの距離に相当する７１８ｍｍ以上となっている。つまり、いずれの条件においても、鋳造開始工程において、電磁ブレーキ装置１６０の電磁ブレーキコア１６２の下端にダミーバーヘッド５０の上端が到達した以後に、電磁撹拌装置１５０による電磁力の付与が開始されている。また、いずれの条件においても、ＥＭＢｒ−ＯＮは、０．１Ｔ位置の湯面からの距離に相当する９２８ｍｍ以上となっている。つまり、いずれの条件においても、鋳造開始工程において、電磁撹拌装置１５０による電磁力の付与を開始した後であって、０．１Ｔ位置にダミーバーヘッド５０の上端が到達した以後に、電磁ブレーキ装置１６０による電磁力の付与が開始されている。

ここで、本実機試験では、鋳造開始工程において、ダミーバーヘッド５０の鋳型板１１１、１１２への衝突が発生したか否かの確認が行われたが、いずれの条件においても、そのような衝突は発生していないことが確認された。このことは、鋳造開始工程において、電磁ブレーキコア１６２の下端にダミーバーヘッド５０の上端が到達した以後に電磁撹拌装置１５０による電磁力の付与を開始されたこと、及び、０．１Ｔ位置にダミーバーヘッド５０の上端が到達した以後に電磁ブレーキ装置１６０による電磁力の付与が開始されたことによって、電磁力によるダミーバーヘッド５０の鋳型板１１１、１１２への衝突を抑制する効果が奏されたことによるものと考えられる。

また、表１によれば、ＥＭＢｒ−ＯＮが共通しておりＥＭＳ−ＯＮが互いに異なる条件１及び条件２を比較すると、内質の評価は共通するものの、ＥＭＳ−ＯＮが１５００ｍｍである条件１の表面品質の評価（具体的には、「×」）よりも、ＥＭＳ−ＯＮが電磁ブレーキコア１６２の下端より２８０ｍｍ下方の位置の湯面からの距離に相当する１０００ｍｍである条件２の表面品質の評価（具体的には、「〇」）の方が、良好になっていることがわかる。さらに、ＥＭＢｒ−ＯＮが共通しておりＥＭＳ−ＯＮが互いに異なる条件３及び条件４を比較すると、内質の評価は共通するものの、ＥＭＳ−ＯＮが１０００ｍｍである条件３の表面品質の評価（具体的には、「〇」）よりも、ＥＭＳ−ＯＮが電磁ブレーキコア１６２の下端の湯面からの距離に相当する７１８ｍｍである条件４の表面品質の評価（具体的には、「◎」）の方が良好になっていることがわかる。

上記結果から、ＥＭＳ−ＯＮが短いほど（つまり、電磁撹拌装置１５０による電磁力の付与の開始タイミングが早いほど）、クロップ長さを５００ｍｍに設定してクロップ部を切り取った後の鋳片３の先端部の品質が良好になることが確認された。つまり、ＥＭＳ−ＯＮが短いほどクロップ長さを短くすることができるので、連続鋳造の歩留まりを向上させることができることが確認された。特に、鋳造開始工程において、電磁ブレーキ装置１６０の鉄芯である電磁ブレーキコア１６２の下端より２８０ｍｍ下方の上下位置にダミーバーヘッド５０の上端が到達する以前に、電磁撹拌装置１５０による電磁力の付与を開始することによって、電磁撹拌装置１５０により生じる電磁力によるダミーバーヘッド５０の鋳型板１１１、１１２への衝突を抑制しつつ、クロップ長さを効果的に短くすることができることが確認された。また、電磁ブレーキ装置１６０の鉄芯である電磁ブレーキコア１６２の下端にダミーバーヘッド５０の上端が到達したときに、電磁撹拌装置１５０による電磁力の付与を開始することによって、電磁撹拌装置１５０により生じる電磁力によるダミーバーヘッド５０の鋳型板１１１、１１２への衝突を抑制しつつ、クロップ長さをより効果的に短くすることができることが確認された。ゆえに、電磁撹拌装置１５０による電磁力の付与の開始タイミングを上記のタイミングにすることによって、連続鋳造を適切に開始しつつ、連続鋳造の歩留まりを向上させることができることが確認された。

また、表１によれば、ＥＭＳ−ＯＮが共通しておりＥＭＢｒ−ＯＮが互いに異なる条件２及び条件３を比較すると、表面品質の評価は共通するものの、ＥＭＢｒ−ＯＮが１２５０ｍｍである条件２の内質の評価（具体的には、「△」）よりも、ＥＭＢｒ−ＯＮが１１００ｍｍである条件３の内質の評価（具体的には、「〇」）の方が良好になっていることがわかる。さらに、ＥＭＳ−ＯＮが共通しておりＥＭＢｒ−ＯＮが互いに異なる条件４及び条件５を比較すると、表面品質の評価は共通するものの、ＥＭＢｒ−ＯＮが１１００ｍｍである条件４の内質の評価（具体的には、「〇」）よりも、ＥＭＢｒ−ＯＮが０．１Ｔ位置の湯面からの距離に相当する９２８ｍｍである条件５の内質の評価（具体的には、「◎」）の方が良好になっていることがわかる。

上記結果から、ＥＭＢｒ−ＯＮが短いほど（つまり、電磁ブレーキ装置１６０による電磁力の付与の開始タイミングが早いほど）、クロップ長さを５００ｍｍに設定してクロップ部を切り取った後の鋳片３の先端部の品質が良好になることが確認された。つまり、ＥＭＢｒ−ＯＮが短いほどクロップ長さを短くすることができるので、連続鋳造の歩留まりを向上させることができることが確認された。特に、鋳造開始工程において、電磁撹拌装置１５０による電磁力の付与を開始した後であって、０．０２Ｔ位置にダミーバーヘッド５０の上端が到達する以前に、電磁ブレーキ装置１６０による電磁力の付与を開始することによって、電磁ブレーキ装置１６０により生じる電磁力によるダミーバーヘッド５０の鋳型板１１１への衝突を抑制しつつ、クロップ長さを効果的に短くすることができることが確認された。また、鋳造開始工程において、電磁撹拌装置１５０による電磁力の付与を開始した後であって、０．１Ｔ位置にダミーバーヘッド５０の上端が到達したときに、電磁ブレーキ装置１６０による電磁力の付与を開始することによって、電磁ブレーキ装置１６０により生じる電磁力によるダミーバーヘッド５０の鋳型板１１１への衝突を抑制しつつ、クロップ長さをより効果的に短くすることができることが確認された。ゆえに、電磁ブレーキ装置１６０による電磁力の付与の開始タイミングを上記のタイミングにすることによって、連続鋳造を適切に開始しつつ、連続鋳造の歩留まりを向上させることができることが確認された。

また、表１によれば、ＥＭＳ−ＯＮが電磁ブレーキコア１６２の下端の湯面からの距離に相当する７１８ｍｍであり、ＥＭＢｒ−ＯＮが０．１Ｔ位置の湯面からの距離に相当する９２８ｍｍであるという点で共通している条件５〜条件３１のうち、炭素濃度が０．００５質量％以下である条件５〜条件２０と炭素濃度が０．００５質量％よりも大きい条件２１〜条件３１とを比較すると、いずれの条件においても、表面品質及び内質の評価が「◎」となっていることがわかる。

ここで、炭素濃度が０．００５質量％以下の鉄鋼製品では特に厳格な表面品質が要求される傾向にあるが、上記結果から、炭素濃度が０．００５質量％以下の溶鋼２の連続鋳造においても、炭素濃度が０．００５質量％よりも大きい場合と同様に、鋳造開始工程における電磁撹拌装置１５０による電磁力の付与の開始タイミング及び電磁ブレーキ装置１６０による電磁力の付与の開始タイミングを上記のように適正化することによって、連続鋳造を適切に開始しつつ、連続鋳造の歩留まりを向上させることができることが確認された。

＜３．まとめ＞
以上説明したように、本実施形態に係る連続鋳造方法では、電磁撹拌装置１５０によって鋳型１１０内の溶鋼２に対して水平面内において旋回流を発生させる電磁力を付与するとともに、電磁撹拌装置１５０よりも下方に設置される電磁ブレーキ装置１６０によって鋳型１１０内への浸漬ノズル６からの溶鋼２の吐出流に対して当該吐出流を制動する電磁力を付与しながら連続鋳造を行う。さらに、鋳造開始工程において、電磁ブレーキ装置１６０の鉄芯である電磁ブレーキコア１６２の下端にダミーバーヘッド５０の上端が到達した以後に、電磁撹拌装置１５０による電磁力の付与を開始する。それにより、電磁撹拌装置１５０により生じる電磁力によるダミーバーヘッド５０の鋳型板１１１、１１２への衝突を抑制することができるので、電磁ブレーキ装置１６０及び電磁撹拌装置１５０を両方用いる連続鋳造において連続鋳造を適切に開始することができる。

以上、添付図面を参照しながら本発明の好適な実施形態について詳細に説明したが、本発明は係る例に限定されない。本発明の属する技術の分野における通常の知識を有する者であれば、特許請求の範囲に記載された技術的思想の範疇内において、各種の変更例又は応用例に想到し得ることは明らかであり、これらについても、当然に本発明の技術的範囲に属するものと了解される。

１ 連続鋳造機
２ 溶鋼
３ 鋳片
３ａ 凝固シェル
３ｂ 未凝固部
４ 取鍋
５ タンディッシュ
６ 浸漬ノズル
１０ 鋳型設備
５０ ダミーバーヘッド
６１ 吐出孔
１１０ 鋳型
１１１ 長辺鋳型板
１１２ 短辺鋳型板
１２１、１２２、１２３ バックアッププレート
１３０ 上部水箱
１４０ 下部水箱
１５０ 電磁撹拌装置
１５１ ケース
１５２ 電磁撹拌コア
１５３ コイル
１６０ 電磁ブレーキ装置
１６１ ケース
１６２ 電磁ブレーキコア
１６３ コイル
１６４ ティース部
１６５ 連結部
１７０ 電磁力発生装置

Claims (7)

1. 電磁撹拌装置によって鋳型内の溶融金属に対して水平面内において旋回流を発生させる電磁力を付与するとともに、前記電磁撹拌装置よりも下方に設置される電磁ブレーキ装置によって前記鋳型内への浸漬ノズルからの前記溶融金属の吐出流に対して前記吐出流を制動する電磁力を付与しながら連続鋳造を行う連続鋳造方法であって、
   前記鋳型内にダミーバーヘッドを設置した状態で鋳造を開始する鋳造開始工程を含み、
   前記鋳造開始工程において、前記電磁ブレーキ装置の鉄芯の下端に前記ダミーバーヘッドの上端が到達した以後に、前記電磁撹拌装置による電磁力の付与を開始する、
   連続鋳造方法。
2. 前記鋳造開始工程において、前記電磁撹拌装置による電磁力の付与を開始した後であって、前記鋳型の内壁面の評価線上において前記電磁ブレーキ装置により発生する磁束密度の鋳型厚み方向の成分が０．１Ｔとなる上下位置に前記ダミーバーヘッドの上端が到達した以後に、前記電磁ブレーキ装置による電磁力の付与を開始し、
   前記評価線は、前記鋳型の内壁面上で前記電磁ブレーキ装置の前記鉄芯のティース部の鋳型幅方向の中心位置と対応する前記鋳型幅方向の位置を示す線である、
   請求項１に記載の連続鋳造方法。
3. 前記鋳造開始工程において、前記電磁撹拌装置による電磁力の付与を開始した後であって、前記鋳型の内壁面の前記評価線上において前記電磁ブレーキ装置により発生する磁束密度の前記鋳型厚み方向の成分が０．０２Ｔとなる上下位置に前記ダミーバーヘッドの上端が到達する以前に、前記電磁ブレーキ装置による電磁力の付与を開始する、
   請求項２に記載の連続鋳造方法。
4. 前記鋳造開始工程において、前記電磁撹拌装置による電磁力の付与を開始した後であって、前記鋳型の内壁面の前記評価線上において前記電磁ブレーキ装置により発生する磁束密度の前記鋳型厚み方向の成分が０．１Ｔとなる上下位置に前記ダミーバーヘッドの上端が到達したときに、前記電磁ブレーキ装置による電磁力の付与を開始する、
   請求項２又は３に記載の連続鋳造方法。
5. 前記鋳造開始工程において、前記電磁ブレーキ装置の前記鉄芯の下端より２８０ｍｍ下方の上下位置に前記ダミーバーヘッドの上端が到達する以前に前記電磁撹拌装置による電磁力の付与を開始する、
   請求項１〜４のいずれか一項に記載の連続鋳造方法。
6. 前記鋳造開始工程において、前記電磁ブレーキ装置の前記鉄芯の下端に前記ダミーバーヘッドの上端が到達したときに、前記電磁撹拌装置による電磁力の付与を開始する、
   請求項１〜５のいずれか一項に記載の連続鋳造方法。
7. 前記溶融金属は、炭素濃度が０．００５質量％以下の溶鋼である、
   請求項１〜６のいずれか一項に記載の連続鋳造方法。

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