JP3125665B2 - スラブの連続鋳造方法 - Google Patents

Description

【発明の詳細な説明】

【０００１】

【発明の属する技術分野】この発明は、鋳型内に注入さ
れた溶鋼に電磁力を印加して、鋳型内の溶鋼の流動を制
御しながらスラブに連続鋳造する、スラブの連続鋳造方
法に関するものである。

【０００２】

【従来の技術】連続鋳造においては、鋳型内に注入され
る溶鋼の酸化防止のために、タンディッシュ内の溶鋼
を、その下部が鋳型内の溶鋼中に浸漬されている、鋳型
の中央部に配置された浸漬ノズルを通し、大気から遮断
して鋳型内に注入している。

【０００３】浸漬ノズルは、それを通って溶鋼が流れる
内孔をその軸線に沿って有しており、浸漬ノズルの下部
には、内孔の下端と連通し鋳型短辺に向けて開口する左
右１対の吐出口が形成されている。タンディッシュ内の
溶鋼は、浸漬ノズルの内孔を通り、その下部に形成され
た左右１対の吐出口から、鋳型内にその短辺に向けて実
質的に左右均等に吐出される。

【０００４】近年、連続鋳造機の生産性の向上のため
に、連続鋳造速度即ち鋳型内への溶鋼の注入速度を増加
させ、高速鋳造することが課題になっている。このよう
な高速鋳造を行う場合、鋳型内への溶鋼注入速度の増加
に従って、鋳型内に注入された溶鋼の運動エネルギーが
増加するために、連続鋳造されたスラブに種々の欠陥が
発生する問題がある。

【０００５】即ち、鋳型内の溶鋼湯面上に散布された溶
融したモールドパウダーが、溶鋼の流れ、および、溶鋼
の流れ同士が干渉し合って生ずる渦により、溶鋼中に液
滴として引き込まれ（以下、「モールドパウダーの巻込
み」という）、引き込まれた液滴は、溶鋼が凝固したシ
ェル（以下、凝固シェルという）に付着する。その結
果、鋳造されたスラブの表層下に、モールドパウダーの
液滴が非金属介在物として存在することになる。

【０００６】このようなスラブを薄鋼板に圧延すると、
表層下に存在する非金属介在物が鋼板の表面に露出して
表面疵となる。モールドパウダーの巻込みによる表面疵
の発生を防止するためには、高速鋳造によって増加する
鋳型内の溶鋼の運動エネルギーを低減することが必要で
ある。

【０００７】鋳型内における溶鋼の運動エネルギーを低
減する方法の１つとして、例えば、浸漬ノズルの吐出口
からの吐出される溶鋼流（以下、「溶鋼吐出流」とい
う）が水平面となす角度を下向きに大となし、湯面に向
けて湧き上がる溶鋼流を少なくする方法が知られてい
る。しかしながら、溶鋼吐出流の角度を下向きに大にす
ると、ストランドの鋳造方向に向けて流れる溶鋼流が強
くなるために、溶鋼中に存在する脱酸生成物などの非金
属介在物が鋳片内部に押し込まれる結果、鋳片内部の清
浄性が悪化する問題が生ずる。

【０００８】鋳型内における溶鋼の運動エネルギーを低
減する他の方法として、浸漬ノズルの吐出口断面積を大
となし、溶鋼吐出流の流速を小さくしたり、または、浸
漬ノズルの内孔底部に凹部を設け、吐出口から吐出され
る直前の溶鋼流を攪乱して、溶鋼流の落下エネルギーを
減衰させる方法が知られている。

【０００９】しかしながら、この方法の場合には、溶鋼
流量に比して吐出口の断面積が大きくなりすぎたり、ま
たは、浸漬ノズルの内孔底部に設けられた凹部による溶
鋼流の攪乱が大きすぎると、いづれの場合も、吐出口か
ら左右均等に溶鋼を吐出させなければならない浸漬ノズ
ル本来の機能が損なわれる問題が生ずる。

【００１０】上述した理由から、高速鋳造の度合いが進
むに従って、上記従来の方法では、限界のあることがわ
かってきた。そこで、近年、鋳型内の溶鋼に磁場を印加
し、印加された磁場と溶鋼との作用によって誘導電流を
生じさせ、この誘導電流と印加された磁場とが作用して
溶鋼に生じる体積力（以下、「電磁力」という）によ
り、鋳型内における溶鋼の運動エネルギーを制御する方
法を適用する例が増加している。

【００１１】このような制御方法のうち、移動磁場を利
用する方法として、リニア移動磁場型電磁攪拌装置によ
り溶鋼の流動を制御する方法が開発されている。図１
は、リニア移動磁場型電磁攪拌装置による鋳型内の溶鋼
流の制動原理を示す、鋳型の幅方向概略縦断面図であ
り、図２はその概略平面図である。図１および図２に示
すように、鋳型１の幅方向中心部には、浸漬ノズル２が
配置されている。浸漬ノズル２は、それを通って溶鋼が
流れる内孔2aをその軸線に沿って有しており、浸漬ノズ
ル２の下部には、内孔2aの下端と連通し鋳型短辺1a,1a
に向けて開口する左右１対の吐出口2b,2b が形成されて
いる。タンディッシュ内の溶鋼は、浸漬ノズル２の内孔
2aを通り、その下部に形成された左右１対の吐出口2b,2
b から、鋳型１内にその短辺1a,1a に向けて実質的に左
右均等に吐出される。

【００１２】鋳型１の長辺1b, 1bに沿って、その外側に
リニア移動磁場型電磁攪拌コイル3a,3b,3a',3b' が設け
られている。電磁攪拌コイル3a,3b,3a',3b' に交番電流
を流し、順次磁場を発生させることによって、発生した
磁場が、スラブの幅方向に平行に且つ水平に、鋳型１の
両短辺1a,1a から浸漬ノズル２に向けて周期的に移動す
るようになっている。このような、リニア移動磁場型電
磁攪拌装置の仕様の一例を表１に示す。

【００１３】

【表１】

【００１４】電磁攪拌コイル3a,3b,3a',3b' によって発
生した磁場の方向と、浸漬ノズル２からの溶鋼吐出流の
方向とは相対するので、溶鋼吐出流に対し制動力が作用
し、鋳型１内の溶鋼の流動が制御される。このように、
リニア移動磁場型電磁攪拌装置によって、鋳型１内の溶
鋼吐出流に制動力を付与し、鋳型１内における溶鋼の運
動エネルギーを低減し、ひいては、湯面４付近の溶鋼流
を安定にする機能を、以下、”ＥＭＬＳ”(Electromagn
etic Level Stabilizer)と称する。

【００１５】図３は、ＥＭＬＳの溶鋼吐出流に対する効
果を、溶鋼吐出流によって作られる湯面直下溶鋼流の大
きさで評価するための、鋳型短辺近傍の湯面直下溶鋼流
の流速の測定方法を示す図である。図３に示すように、
鋳型１の短辺1aの近傍に、長さ４１０mm、直径２０mmの
モリブデン−ジルコニア系サ−メット製の浸漬棒５が、
その下端部を鋳型１内の溶鋼中に浸漬させた状態で、そ
の上端付近を支点とし鋳型１の幅方向に回動可能に支持
させて取り付けられている。浸漬棒５の下端から湯面４
までの距離即ち溶鋼中への浸漬深さは約１００mmであ
る。

【００１６】このように鋳型１内の溶鋼中に浸漬棒５を
浸漬すると、湯面直下の溶鋼流によって、浸漬棒５の浸
漬部分が、その上端付近の支点を中心として回動し、浸
漬棒５に働く重力と、湯面直下の溶鋼流による力とが釣
り合ったところで停止する。このときの、浸漬棒５の軸
線方向と鉛直方向とがなす角度θを測定し、浸漬棒５に
働く重力と湯面直下の溶鋼流とによる力の釣り合い計算
によって、湯面直下の溶鋼流の流速を求めることができ
る。

【００１７】上述した方法により、鋳型短辺近傍におけ
る湯面直下溶鋼流速のＥＭＬＳによる減速効果を調べ、
図４に示した。図４において、縦軸は、湯面直下の溶鋼
流速で、鋳型短辺1aから浸漬ノズル2 に向けた流れを正
方向とし、浸漬ノズル２から鋳型短辺1aに向けた流れを
負方向とし、正方向の流速を正数字で表し、負方向の流
速を負数字で表した。横軸は、ＥＭＬＳ印加電流値であ
る。図４から明らかなように、ＥＭＬＳの印加電流値を
増すと、湯面直下溶鋼流の流速は単調減少し、印加電流
値に応じた流速が得られる。

【００１８】図５に、ＥＭＬＳの溶鋼吐出流に対する制
動効果を、鋳型１の中央部に配置された浸漬ノズル２か
ら、鋳型幅４分の１の鋳型短辺寄りの位置（以下、１／
４幅位置という）における湯面直下の溶鋼流速によって
評価するために行った状態を示す。図３との相違は、浸
漬棒５による溶鋼流速の測定位置が、１／４幅位置であ
る点のみである。

【００１９】図６に、上述した１／４幅位置における湯
面直下の溶鋼流速とＥＭＬＳ印加電流値との関係を示
す。図６から明らかなように、ＥＭＬＳの印加電流値を
増すと、湯面直下溶鋼流の流速は単調減少し、印加電流
値に応じた流速が得られる。

【００２０】一方、「鉄と鋼 Vol.79 (1993)」p576-582
（以下、先行技術１という）に開示されているように、
非金属介在物の少ない品質の優れたスラブを鋳造するた
めには、鋳型内における溶鋼の流動強さを適正範囲に維
持することが必要である。以下に、先行技術１に関し述
べる。

【００２１】浸漬ノズルからの溶鋼吐出流が鋳型短辺に
衝突し、鋳型短辺に沿って上下方向の流れに分岐して生
成する、湯面に向けた溶鋼上昇流の湯面直下における運
動量指数（Ｆ値）と、低炭素アルミキルド鋼からなる冷
間圧延コイルの、非金属介在物による表面欠陥発生率と
の関係を、図７に示す。

【００２２】上記「Ｆ値」は、下記（１）式によって求
められる。 Ｆ＝ρＱＶ（１−ｓｉｎθ）／（４Ｄ）・・・・・・・（１） 但し、（１）式において、 ρ：溶鋼密度（Kg/m³) Ｑ：溶鋼流量（m³/ 秒) Ｖ：溶鋼吐出流が鋳型短辺に衝突する速度（m/秒) θ：溶鋼吐出流が鋳型短辺に衝突する角度（deg) Ｄ：鋳型短辺衝突位置から湯面までの距離(m) 上記Ｖ，θおよびＤを求めるために、溶鋼が浸漬ノズル
から鋳型に注入される系を水モデル化し、浸漬ノズルか
らの吐出流の軌跡および流速を測定して回帰式を得、吐
出流の軌跡（ｙ）および流速（Ｖｅ）が下記（３）〜
（５）式によって表されている。下記式において、αは
浸漬ノズルの溶鋼吐出角度であり、各係数は水モデル実
験から決定できる定数である。図８は、Ｆ値の計算に必
要なパラメータを図示した模式図である。

【００２３】 ｙ＝(a₁+b₁α+c₁S +d₁αS)G₁X²−(a₂+b₂α+c₂S +d₂αS)G₂X ・・・・（３） Ｇ₁ ＝exp[−ζ₁ ・Ｑ_L ^e1・Ｑ_g ^f1・Ｓ^g1・(90-α) ^h1〕 ・・・・（４） Ｖｅ＝Ａ・Ｗ・Ｑ_L ^m ・ｄ^p ・（1/cos α) ⁿ ・exp(Ｂ・Ｑ_g ) ・・（５） 図８において、Ｖは、Ｗをスラブ幅としたときのＶｅの
回帰式から求まる値であり、θはｘを浸漬ノズルの軸中
心から鋳型短辺までの水平距離としたときの、ｙの回帰
式の値を用いて tan^-1（y/x)で求まる角度である。そし
て、Ｄは、ｘを浸漬ノズルの軸中心から鋳型短辺までの
水平距離としたときのｙの回帰式の値に、湯面から浸漬
ノズルの吐出口上端までの距離を加えて求められた値で
ある。

【００２４】図７から明らかなように、非金属介在物に
よる冷間圧延コイルの表面欠陥発生率を低くする即ち鋳
型内でのモールドパウダーをはじめとする非金属介在物
の巻込み量を少なくするためには、Ｆ値を適正な範囲に
維持することが必要である。

【００２５】鋳型内における溶鋼の流動強さを適正な範
囲に維持するために、前述したＥＭＬＳを使用し、溶鋼
の流動を制御するにあたっては、常に適正な範囲内のＦ
値となるように、各鋳造時にどの程度の磁場の強さのＥ
ＭＬＳを印加すべきかを決定することが必要とされる。

【００２６】鋳型内における溶鋼の流動制御方法の１つ
として、特開昭６３−２１２０５１号公報には、鋳型内
湯面上の少なくとも両短辺付近に、鋳型内の湯面の高さ
を逐次測定するための例えば渦流式距離計などのような
湯面計を配置し、この湯面計によって測定された湯面変
動測定値に基づいて、移動磁界発生装置（リニア移動磁
場型電磁攪拌装置のＥＭＬＳに相当する）を作動させ、
鋳型内の溶鋼を流動させる方法（以下、先行技術２とい
う）が開示されている。

【００２７】先行技術２に開示されている方法で測定さ
れた、鋳型短辺付近の湯面変動量は前述したＦ値と比例
関係にあることが、先行技術１によって知られている。
図１０は、鋳型短辺付近の湯面変動量とＦ値との関係を
示す図である。また、先行技術１により、鋳型短辺付近
の湯面変動量は、湯面直下の溶鋼流速とも比例関係にあ
ることが知られている。図１１は、鋳型短辺付近の平均
湯面変動量と湯面直下の溶鋼流速との関係を示す図であ
る。

【００２８】上記から、鋳型短辺付近の湯面変動量から
求められるＦ値が適正範囲内に維持されるように、ＥＭ
ＬＳへの投入電力を制御すればよいことがわかる。

【００２９】

【発明が解決しようとする課題】しかしながら、図１０
からわかるように、鋳型短辺付近の湯面変動量から推定
されるＦ値には幅があり、ある１つの湯面変動量であっ
ても、その変動量から推定されるＦ値には、適正範囲内
の場合もあれば、適正範囲を外れた場合もある。例え
ば、図１０において、湯面変動量が８mmのときにのＦ値
は、約２．０〜３．８の範囲内となる。

【００３０】更に、鋳型内における湯面の変動は、タン
ディッシュから鋳型内に供給される溶鋼の量を調節する
制御装置の精度や、ピンチロールによる溶鋼の引抜き速
度の時間的なゆらぎの大きさによっても、大きく影響を
受ける。

【００３１】このように、先行技術２により鋳型短辺付
近の湯面変動量に基づいてＥＭＬＳの投入電力を決定
し、鋳型内の溶鋼を流動させることには誤差があり、必
ずしも鋳型内における溶鋼の流動が適正範囲内には維持
されないという問題がある。

【００３２】従って、この発明の目的は、上述した問題
を解決し、タンディッシュから鋳型内に供給される溶鋼
の量を調節する制御装置の精度や、ピンチロールによる
溶鋼の引抜き速度の時間的なゆらぎ等の外乱を受けるこ
となく、当該連続鋳造時における湯面直下の溶鋼流速を
精度高く推定し、これを適正範囲に維持して、表面欠陥
の少ない品質の優れたスラブを連続鋳造し得る方法を提
供することにある。

【００３３】

【課題を解決するための手段】本発明者等は、上述した
問題を解決し、連続鋳造時における湯面直下の溶鋼流速
を精度高く推定し、これを適正範囲に維持して、表面欠
陥の少ない品質の優れたスラブを連続鋳造し得る方法を
開発すべく鋭意研究を重ねた。

【００３４】前述したように、鋳型短辺付近の湯面変動
量測定値に基づいてＥＭＬＳの投入電力を決定すること
には誤差がある。そこで、連続鋳造中に、直接湯面直下
の溶鋼流速を、モリブデン−ジルコニア系サ−メット製
の浸漬棒によって測定し、測定された溶鋼流速が適正範
囲内に維持されるように、ＥＭＬＳの投入電力を制御す
ることが考えられる。

【００３５】しかしながら、溶鋼流速の測定に使用され
るモリブデン−ジルコニア系サ−メット製の浸漬棒は、
溶鋼流によって機械的損耗を受けるために、その連続測
定可能時間は約４０分程度に過ぎない。従って、通常１
５０分間程度、最長３００分間程度行われる連続鋳造
中、溶鋼の流速を連続的に測定するためには、複数本の
浸漬棒を準備し、損耗の都度これを交換して使用する必
要があるが、浸漬棒は高価なために、これを常時使用す
ることは不経済である。

【００３６】そこで、本発明者等は、上記浸漬棒によっ
て測定された湯面直下の溶鋼流速と（１）式によって求
められたＦ値との関係について調べた。図１２は、１／
４幅位置における湯面直下溶鋼流速の測定値とＦ値との
関係を示す図である。図中には、最小自乗法による近似
直線も示されており、その決定係数Ｒ² は０．９３７４
であり、相関係数Ｒは０．９６８２であって、良い相関
のあることがわかった。そこでＦ値を求めこれに基づき
湯面直下溶鋼流の流速を推定することにした。

【００３７】この方法は、従来技術の鋳型両短辺付近の
湯面変動量測定値からＦ値を求める方法に比べて誤差が
少ない。このように誤差が少ない理由は、鋳造中にバラ
ツキを生じにくいパラメータを組合わせてＦ値が算出さ
れていること、および、実機での湯面直下溶鋼流の流速
測定方法が単純で外乱を受けにくいことに起因するもの
と考えられる。

【００３８】一方、前述したように、従来技術の場合に
は、鋳型内における湯面の変動は、タンディッシュから
モールドに供給される溶鋼の供給量を調節する制御装置
の精度や、ピンチロールによる溶鋼の引抜き速度の時間
的なゆらぎの大きさによっても大きく影響を受けるため
に、これらが、鋳型短辺付近の湯面変動量測定値からＦ
値を推定する場合の誤差となる。

【００３９】そこで、ＥＭＬＳによる湯面直下の溶鋼流
速の減速度合いと、ＥＭＬＳの投入電力との関係の回帰
式を作成し、各鋳造時に、この回帰式に基づいてＥＭＬ
Ｓの投入電力を決定すれば、製品品質と相関のある湯面
直下溶鋼流の流速を適正範囲に維持するためのＥＭＬＳ
の投入電力を、直接求め得ることがわかった。

【００４０】この発明は、上記知見に基づいてなされた
ものであって、下記を特徴とするものである。鋳型内
に、その幅方向中心部に設けられた浸漬ノズルを通って
注入された溶鋼に対し、鋳型長辺に沿いその外側に設け
られたリニア移動磁場型電磁攪拌装置により、鋳型短辺
から鋳型幅方向中心に向かう流れを付与して、前記浸漬
ノズルからの溶鋼吐出流を減速し、このようにして、前
記鋳型内における溶鋼の流動を制御しながら、前記溶鋼
をスラブに連続鋳造する方法において、前記浸漬ノズル
からの溶鋼吐出流が前記鋳型短辺に衝突して生成する、
湯面に向けた溶鋼上昇流の運動量指数（Ｆ値）を、下記
（１）式によって算出し、 Ｆ＝ρＱＶ（１−ｓｉｎθ）／（４Ｄ）・・・・（１） 但し、ρ：溶鋼密度（Kg/m³) Ｑ：溶鋼流量（m³/ 秒) Ｖ：溶鋼吐出流が鋳型短辺に衝突する速度（m/秒) θ：溶鋼吐出流が鋳型短辺に衝突する角度（deg) Ｄ：鋳型短辺衝突位置から湯面までの距離(m) 算出された前記運動量指数（Ｆ値）によって、前記鋳型
内の湯面直下溶鋼流速を求め、そして、前記リニア移動
磁場型電磁攪拌装置により前記鋳型内の溶鋼に印加され
る磁束密度を下記（２）式に基づいて決定し、これによ
って、前記湯面直下溶鋼流速を所望の値となるように制
御する。

【００４１】 Ｒｖ＝１−βＢ⁴ ／Ｕ₀ ・・・・・・・・・・・・（２） 但し、Ｒｖ：鋳型短辺から浸漬ノズルに向けた湯面直下
溶鋼流速を正とし、浸漬ノズルから鋳型短辺に向けた湯
面直下溶鋼流速を負とし、リニア移動磁場型電磁攪拌装
置を運転しないで鋳造したときの鋳型幅方向の湯面直下
溶鋼流速を分母とし、リニア移動磁場型電磁攪拌装置を
磁束密度Ｂで運転したときの湯面直下溶鋼流速を分子と
した比。

【００４２】β：係数 Ｂ：リニア移動磁場型電磁攪拌装置の発生する磁束密度
（テスラ） Ｕ₀ ：浸漬ノズル吐出口からの溶鋼吐出流の線速度（ｍ
／秒）

【００４３】

【発明の実施の形態】以下に、ＥＭＬＳによる湯面直下
の溶鋼流速の減速度合いと、ＥＭＬＳの投入電力との関
係の回帰式を構成する変数と、回帰式の形を決定する理
論的な手続きについて述べる。

【００４４】体積Ｖの溶鋼に磁束密度Ｂの磁場を印加し
たときに溶鋼に働く電磁力Ｆは、次式によって表され
る。 Ｆ＝ａρＶ ・・・・・（６） ＝σＵＢ² Ｖ ・・・・・（７） 但し、ａ：加速度 ρ：溶鋼の密度 σ：溶鋼の電気伝導度 Ｕ：溶鋼と磁場との相対速度 上記電磁力Ｆを受けた溶鋼の流速が、微小時間Δｔの間
にΔＵだけ変化したとすると、（６）、（７）式から、
ΔＵは次式によって表される。

【００４５】 ΔＵ＝ａΔｔ ・・・・・（８） ＝（σＵＢ² ／ρ）Δｔ・・・・・（９） 従って、溶鋼が減速される場合には、Δｔ時間後の溶鋼
の流速Ｕ’は次式によって表される。

【００４６】 Ｕ’＝Ｕ−（σＵＢ² ／ρ）Δｔ・・・（１０） ＥＭＬＳによる湯面直下の溶鋼流速の減速度合を規格化
するために、Ｒｖ＝（Ｕ’／Ｕ）をＥＭＬＳによる湯面
直下の溶鋼流速の減速率とすれば、Ｒｖは、次式によっ
て表される。

【００４７】 Ｒｖ＝（Ｕ’／Ｕ） ・・・・・（１１） ＝１−（σＢ² ／ρ）Δｔ・・・・・（１２） ここで、Δｔは、溶鋼吐出流がＥＭＬＳの移動磁場によ
り制動作用を受けている時間である。この時間Δｔは、
溶鋼吐出流が移動磁場と作用する前の速度が大きければ
短く、小さければ長い。そこで、Δｔを、溶鋼吐出流が
浸漬ノズルの吐出口を出た直後の線速度の逆数（１／Ｕ
₀ ）で表すと、（１２）式は次式のようになる。

【００４８】 Ｒｖ∝１−（σＢ² ／ρＵ₀ ）・・・・・（１３） σおよびρは定数であり、その他（１３）式を等式化す
るための係数もまとめてαとすると、（１３）式は次式
のようになる。

【００４９】 Ｒｖ＝１−α（Ｂ² ／Ｕ₀ ） ・・・・・（１４） （１４）式は、ＥＭＬＳの制動効果のうち、溶鋼吐出流
と移動磁場とが交差して両者の相対速度により誘導電流
が生じ、溶鋼吐出流を制動する方向に力が働く効果（以
下、「吐出流交差による制動効果」という）を表してい
る。

【００５０】前述したように、移動磁場の場合には、静
磁場の場合と異なって、鋳型内における溶鋼吐出流以外
の溶鋼に対しても電磁力を作用させ、これらの溶鋼を、
鋳型両短辺から浸漬ノズルに向けて集まるように駆動す
る作用を有している。従って、このような運動が与えら
れた、鋳型内における浸漬ノズルからの溶鋼吐出流以外
の溶鋼も溶鋼吐出流と相対し、溶鋼吐出流に制動力を作
用させる（以下、鋳型内溶鋼駆動による制動効果」とい
う）。

【００５１】上述した鋳型内溶鋼駆動による制動効果
を、上記（１４）式の回帰式の形の中に反映させるため
に、本発明者等は、以下のように考えた。即ち、鋳型内
溶鋼の駆動による制動効果も、吐出流の交差による制動
効果と同様に、鋳型内の溶鋼と移動磁場とが交差して、
両者の相対速度により誘導電流が生じ、鋳型内の溶鋼を
駆動する電磁力が働く。従って、この効果をＡとする
と、Ａは、（１４）式と同様の形で考えることができ
る。また、移動磁場と鋳型内溶鋼との相対速度は、溶鋼
吐出流の流速には影響されず一定と考えられるので、Ｕ
₀ の項は省略することができる。また、Ａは、磁場を増
すに従って鋳型内溶鋼を駆動し加速するので、（１４）
式の右辺変数項にあたる項は、Ａを増加させるように働
く。従って、Ａを次式のように表わすことができる。

【００５２】 Ａ＝１＋γＢ² ・・・・・（１５） 但し、γ：係数 そこで、（１４）式のαにＡを乗じることによって、Ｅ
ＭＬＳの減速効果を表す回帰式の形の中に、吐出流交差
による制動効果と、鋳型内溶鋼駆動による制動効果とを
折り込むことができ、これによって次式が得られる。

【００５３】 Ｒｖ＝１−α（１＋γＢ² ）（Ｂ² ／Ｕ₀ ） ・・・（１６） ＝１−α（Ｂ² ／Ｕ₀ ）−α・γ（Ｂ⁴ ／Ｕ₀ ）・・・（１７） 上記（１７）式において、Ｂ⁴ 項と比してＢ² 項のＲｖ
に与える影響を無視できるほど小さいとすると、（１
７）式は下記（２）式のようになり、これが求めるＥＭ
ＬＳによる湯面直下の溶鋼流速減速率となる。

【００５４】 Ｒｖ＝１−βＢ⁴ ／Ｕ₀ ・・・・・（２） 但し、β：係数 一方、溶鋼吐出流が浸漬ノズルの吐出口を出た直後の線
速度Ｕ₀ は、連続鋳造機の浸漬ノズルから鋳型に溶鋼を
注入する系を水モデル化し、ここで、浸漬ノズル吐出口
直後における水流の線速度を測定することによって得ら
れる。このＵ₀は、次の回帰式によって表される。 Ｕ₀ ＝Ｓ・Ｗ・Ｑ_L ^m ・ｄ^p ・（1/cos α) ⁿ ・exp(Ｂ・Ｑ_g ) ・・・（１８） 但し、 S, m, p, n, B ：浸漬ノズルの形状によって決定される
実験定数 Ｗ ：鋳型全幅（mm） Ｑ_L ：単位時間当り浸漬ノズルから鋳型内に注入される
溶鋼の体積(m³/sec) ｄ ：浸漬ノズルの吐出口の口径（ｍ） α ：浸漬ノズルの吐出流の軸線が水平線となす角度
（deg) Ｑ_g ：ガス吹込み速度（Nm³/sec) 上記実験定数は、例えば、内径９０mm、吐出孔下向き２
５度の浸漬ノズルの場合に、実験によって次のように求
められた。

【００５５】Ｓ＝０．３７１６、 ｍ＝０．７４５、
ｐ＝−１．１６５、ｎ＝−０．５０７、 Ｂ＝１００．
９。以上述べたようにして、ＥＭＬＳの磁束密度から湯
面直下溶鋼流速の減速率を直接求めることができる。

【００５６】図２６は、この発明によるＥＭＬＳの減速
効果回帰式等を使用し、実際の連続鋳造機でＥＭＬＳの
運転条件を決定するまでの手続きを示すフローチャート
である。図２６に示すように、まず、スラブ厚、スラブ
幅、鋳造速度、Ａｒガス流量、浸漬ノズル形状等の鋳造
条件を定め、これら鋳造条件から、浸漬ノズルからの溶
鋼吐出流が鋳型短辺に衝突して生成する、湯面に向けた
溶鋼上昇流の運動量指数Ｆ値を、（１）式により算出す
る。

【００５７】次いで、算出されたＦ値から、ＥＭＬＳを
使用していないとき即ち電磁力を印加していないとき
の、鋳型内の１／４幅位置における湯面直下溶鋼流速を
図１２によって求める。１／４幅位置における溶鋼流速
（Ｕ’）を、例えば図９に示すように、冷延コイル表面
欠陥発生率の少ない−０．０７〜０．０５ｍ／秒の範囲
内に定め、これと図１２によってＦ値から算出した溶鋼
流速（Ｕ）とから減衰率（Ｒｖ）を算出する。

【００５８】一方、（１８）式から線速度（Ｕ₀)を算出
し、（２）式に線速度（Ｕ₀)と減衰率（Ｒｖ）とを代入
して、磁束密度（Ｂ）を定め、磁束密度が所望の値Ｂと
なる電流値を印加してＥＭＬＳを運転し、湯面直下溶鋼
流速を制御する。

【００５９】連続鋳造機のプロセスコンピューター等
に、図２６に示すフローチャートによるリニア移動磁場
型電磁攪拌装置の運転プログラムを構築すれば、本発明
による自動連続鋳造操業が可能となる。

【００６０】

【実施例】次にこの発明を、実施例により説明する。表
２に示した仕様のスラブ連続鋳造機を使用し、表３に示
した化学成分組成の極低炭素鋼からなる溶鋼をスラブに
連続鋳造した。表４に、ＥＭＬＳの投入電力を変化させ
ながら鋳型内における湯面直下の溶鋼流速を測定したと
きの鋳造条件と、それぞれの条件で（１８）式により求
めた線速度（Ｕ₀ ）を、水準１〜３の３水準について示
す。また、表５に、Ｆ値を算出するに必要な（３）
（４）および（５）式の回帰式の係数を示す。

【００６１】

【表２】

【００６２】

【表３】

【００６３】

【表４】

【００６４】

【表５】

【００６５】表４に示す１〜３の３つの水準で、ＥＭＬ
Ｓの投入電力を変化させながら、１／４幅位置における
湯面直下の溶鋼流速を測定した結果を、図１３、図１４
および図１５に示す。図１３は表４の水準１に対応し、
図１４は水準２に対応し、図１５は水準３に対応する。
図１３〜１５から明らかなように、１／４幅位置におけ
る湯面直下の溶鋼流速は、図６に示した例と同じく、Ｅ
ＭＬＳの電流値に対して単調に減少し、それぞれの電流
値に応じた流速となった。

【００６６】図１６、図１７および図１８は、上記図１
３、図１４および図１５のデータに基づき、横軸にＢ⁴
／Ｕ₀ をとり縦軸にＲｖをとってプロットし、更に、
（２）式に基づいて回帰直線を引いて示した図である。
図１６は水準１に対応し、図１７は水準２に対応し、図
１８は水準３に対応する。いづれの水準においても、回
帰直線の決定係数Ｒ² は、０．９５〜０．９８で極めて
高く、精度の高い推定のできることがわかる。

【００６７】図１９、図２０および図２１は、上記図１
３、図１４および図１５のデータに基づき、横軸にＢ²
／Ｕ₀ をとり縦軸にＲｖをとってプロットし、更に（１
４）式に基づいて回帰直線を引いて示した図である。図
１９は水準１に対応し、図２０は水準２に対応し、図２
１は水準３に対応する。いづれの水準においても、回帰
直線の決定係数Ｒ² は０．７９〜０．８６であって、
（２）式に基づく回帰と比して低い決定係数になってい
る。

【００６８】図１６、図１７および図１８によって得ら
れた回帰式に、１／４幅位置の湯面直下溶鋼流速を測定
したときのＥＭＬＳの磁束密度（Ｂ）と（１８）式によ
り求められた、溶鋼吐出流が浸漬ノズルの吐出口を出た
直後の線速度（Ｕ₀ ）とを代入して求めた、１／４幅位
置における湯面直下の溶鋼流速の減速率の計算値を、図
５に示した測定法によって測定した実測値と共に、図２
２、図２３および図２４に示す。図２２は水準１に対応
し、図２３は水準２に対応し、図２４は水準３に対応す
る。図１６、図１７および図１８の高い決定係数にも表
されているように、上記計算値と実測値とは良く一致
し、１／４幅位置における湯面直下の溶鋼流速のＥＭＬ
Ｓによる減速の程度が、（２）式によって推定し得るこ
とがわかる。

【００６９】図２５は、水準１〜３のそれぞれについて
得られた（２）式の係数βを、スラブ幅を横軸としてプ
ロットした図である。係数βは、湯面直下の溶鋼流速に
対するＥＭＬＳの減速効果係数とみなすことができ、図
２５は、この減速効果係数βがスラブ幅に対し線形であ
ることを示している。このことは、スラブ幅即ち鋳型幅
の広い方が、ＥＭＬＳを発揮するリニア移動磁場型電磁
攪拌装置のコイルの幅方向の、より多い部分が、鋳型内
溶鋼と相対することになり、その分、溶鋼吐出量は、長
時間ＥＭＬＳの移動磁場と相対するので、減速効果が大
きくなることを示していると考えられる。

【００７０】

【発明の効果】以上述べたように、この発明によれば、
タンディッシュからモールドへの溶鋼供給量を調節する
制御装置の精度や、ピンチロールによる溶鋼の引抜き速
度の時間的なゆらぎ等の外乱を受けることなく、当該連
続鋳造時における湯面直下の溶鋼流速を精度高く推定
し、更に、良好な品質のスラブを鋳造するために維持す
べき、湯面直下の溶鋼流速の適正範囲を維持するために
必要な、リニア移動磁場型電磁攪拌装置の投入電力を精
度高く求めることができ、これらによって、モールドパ
ウダー液滴を非金属介在物として取り込むことの少ない
品質の優れたスラブを連続鋳造し、その製造歩留りを向
上させることができる、工業上有用な効果がもたらされ
る。

【図面の簡単な説明】

【図１】リニア移動磁場型電磁攪拌装置による鋳型内の
溶鋼流の制動原理を示す、鋳型の幅方向概略縦断面図で
ある。

【図２】図１の概略平面図である。

【図３】ＥＭＬＳの溶鋼吐出流に対する効果を、溶鋼吐
出流によって作られる湯面直下の溶鋼流の大きさで評価
するために行った鋳型短辺近傍の湯面直下溶鋼流速の測
定方法を示す図である。

【図４】図３の測定方法による鋳型短辺近傍の湯面直下
溶鋼流速のＥＭＬＳによる減速効果を示す図である。

【図５】ＥＭＬＳの溶鋼吐出流に対する効果を、溶鋼吐
出流によって作られる湯面直下の溶鋼流の大きさで評価
するために行った、１／４幅位置における湯面直下の溶
鋼流速の測定方法を示す図である。

【図６】１／４幅位置における湯面直下の溶鋼流速とＥ
ＭＬＳ印加電流値との関係を示す図である。

【図７】溶鋼吐出流が鋳型短辺に衝突し上下方向の流れ
に分岐したときの、湯面に向かう流れの湯面直下での運
動量を規格化した指数であるＦ値と、低炭素アルミキル
ド鋼の非金属介在物による冷間圧延コイル表面欠陥発生
率との関係を示す図である。

【図８】Ｆ値の計算に必要なパラメーターを示した図で
ある。

【図９】図５に示した方法により、種々の条件で測定し
た、鋳型内１／４幅位置の湯面直下溶鋼流の流速と、当
該溶鋼によって鋳造したスラブによる冷間圧延コイルの
表面欠陥発生率との関係を示す図である。

【図１０】鋳型短辺付近の湯面変動量とＦ値との関係を
示す図である。

【図１１】鋳型短辺付近の平均湯面変動量と湯面直下溶
鋼流の流速との関係を示す図である。

【図１２】１／４幅位置の湯面直下溶鋼流速とＦ値との
関係を示す図である。

【図１３】水準１の鋳造条件でＥＭＬＳの投入電力量を
変化させながら、１／４幅位置の湯面直下溶鋼流の流速
を測定した結果を示す図である。

【図１４】水準２の鋳造条件でＥＭＬＳの投入電力量を
変化させながら、１／４幅位置の湯面直下溶鋼流の流速
を測定した結果を示す図である。

【図１５】水準３の鋳造条件でＥＭＬＳの投入電力量を
変化させながら、１／４幅位置の湯面直下溶鋼流の流速
を測定した結果を示す図である。

【図１６】水準１の鋳造条件で横軸にＢ⁴ ／Ｕ₀ をと
り、縦軸にＲｖをとってプロットし更に（２）式に基づ
いた回帰直線を引いて示した図である。

【図１７】水準２の鋳造条件で横軸にＢ⁴ ／Ｕ₀ をと
り、縦軸にＲｖをとってプロットし更に（２）式に基づ
いた回帰直線を引いて示した図である。

【図１８】水準３の鋳造条件で横軸にＢ⁴ ／Ｕ₀ をと
り、縦軸にＲｖをとってプロットし更に（２）式に基づ
いた回帰直線を引いて示した図である。

【図１９】図１３のデータに基づき、横軸にＢ² ／Ｕ₀
をとり、縦軸にＲｖをとってプロットし更に（１４）式
に基づいた回帰直線を引いて示した図である。

【図２０】図１４のデータに基づき、横軸にＢ² ／Ｕ₀
をとり、縦軸にＲｖをとってプロットし更に（１４）式
に基づいた回帰直線を引いて示した図である。

【図２１】図１５のデータに基づき、横軸にＢ² ／Ｕ₀
をとり、縦軸にＲｖをとってプロットし更に（１４）式
に基づいた回帰直線を引いて示した図である。

【図２２】図１６によって得られた回帰式に、１／４幅
位置の湯面直下溶鋼流速を測定したときのＥＭＬＳの磁
束密度Ｂと、溶鋼吐出流が浸漬ノズルの吐出口を出た直
後の線速度Ｕ₀ を代入して求めた、１／４幅位置の湯面
直下溶鋼流速の減速率の計算値を実測値と共に示した図
である。

【図２３】図１７によって得られた回帰式に、１／４幅
位置の湯面直下溶鋼流速を測定したときのＥＭＬＳの磁
束密度Ｂと、溶鋼吐出流が浸漬ノズルの吐出口を出た直
後の線速度Ｕ₀ を代入して求めた、１／４幅位置の湯面
直下溶鋼流速の減速率の計算値を実測値と共に示した図
である。

【図２４】図１８によって得られた回帰式に、１／４幅
位置の湯面直下溶鋼流速を測定したときのＥＭＬＳの磁
束密度Ｂと、溶鋼吐出流が浸漬ノズルの吐出口を出た直
後の線速度Ｕ₀ を代入して求めた、１／４幅位置の湯面
直下溶鋼流速の減速率の計算値を実測値と共に示した図
である。

【図２５】水準１〜３のそれぞれについて得られた
（２）式の係数βを、スラブ幅を横軸にとってプロット
した図である。

【図２６】本発明の方法により、実機でのＥＭＬＳの運
転条件を決定するまでの手順を示すフローチャートであ
る。

【符号の説明】

１ 鋳型 1a 鋳型短辺 1b 鋳型長辺 ２ 浸漬ノズル 2a 内孔 2b 吐出孔 3a,3b,3a',3b' リニア移動磁場型電磁攪拌コイル ４ 湯面 ５ 浸漬棒

───────────────────────────────────────────────────── フロントページの続き (72)発明者 石井 俊夫 東京都千代田区丸の内一丁目１番２号 日本鋼管株式会社内 (72)発明者 鈴木 真 東京都千代田区丸の内一丁目１番２号 日本鋼管株式会社内 (72)発明者 中田 正之 東京都千代田区丸の内一丁目１番２号 日本鋼管株式会社内 (56)参考文献 特開 昭56−160862（ＪＰ，Ａ) 特開 平７−314100（ＪＰ，Ａ) 特開 昭63−104763（ＪＰ，Ａ) 特開 昭63−212051（ＪＰ，Ａ) 特開 平１−127157（ＪＰ，Ａ) 特開 昭63−16841（ＪＰ，Ａ) 特開 昭63−16840（ＪＰ，Ａ) (58)調査した分野(Int.Cl.⁷，ＤＢ名) B22D 11/11 B22D 11/04 311 B22D 11/115 B22D 11/16 104

Claims (1)

(57)【特許請求の範囲】
1. 【請求項１】 鋳型内に、その幅方向中心部に設けられ
   た浸漬ノズルを通って注入された溶鋼に対し、鋳型長辺
   に沿いその外側に設けられたリニア移動磁場型電磁攪拌
   装置により、鋳型短辺から鋳型幅方向中心に向かう流れ
   を付与して、前記浸漬ノズルからの溶鋼吐出流を減速
   し、このようにして、前記鋳型内における溶鋼の流動を
   制御しながら、前記溶鋼をスラブに連続鋳造する方法に
   おいて、 前記浸漬ノズルからの溶鋼吐出流が前記鋳型短辺に衝突
   して生成する、湯面に向けた溶鋼上昇流の運動量指数
   （Ｆ値）を、下記（１）式によって算出し、 Ｆ＝ρＱＶ（１−ｓｉｎθ）／（４Ｄ）・・・・（１） 但し、ρ：溶鋼密度（Kg/m³) Ｑ：溶鋼流量（m³/ 秒) Ｖ：溶鋼吐出流が鋳型短辺に衝突する速度（m/秒) θ：溶鋼吐出流が鋳型短辺に衝突する角度（deg) Ｄ：鋳型短辺衝突位置から湯面までの距離(m) 算出された前記運動量指数（Ｆ値）によって、前記鋳型
   内の湯面直下溶鋼流速を求め、そして、前記リニア移動
   磁場型電磁攪拌装置により前記鋳型内の溶鋼に印加され
   る磁束密度を下記（２）式に基づいて決定し、これによ
   って、前記湯面直下溶鋼流速を所望の値となるように制
   御することを特徴とする、スラブの連続鋳造方法。 Ｒｖ＝１−βＢ⁴ ／Ｕ₀ ・・・・・・・・・・・・（２） 但し、Ｒｖ：鋳型短辺から浸漬ノズルに向けた湯面直下
   溶鋼流速を正とし、浸漬ノズルから鋳型短辺に向けた湯
   面直下溶鋼流速を負とし、リニア移動磁場型電磁攪拌装
   置を運転しないで鋳造したときの鋳型幅方向の湯面直下
   溶鋼流速を分母とし、リニア移動磁場型電磁攪拌装置を
   磁束密度Ｂで運転したときの湯面直下溶鋼流速を分子と
   した比。 β：係数 Ｂ：リニア移動磁場型電磁攪拌装置の発生する磁束密度
   （テスラ） Ｕ₀ ：浸漬ノズル吐出口からの溶鋼吐出流の線速度（ｍ
   ／秒）