JP4553639B2 - 連続鋳造方法 - Google Patents

Description

本発明は、連続鋳造装置における溶鋼の連続鋳造方法に関するものである。

スラブなどの鋼塊を連続的に鋳造する連続鋳造装置では、タンディッシュ内の溶鋼は、タンディッシュ底部に設けられた浸漬ノズル体を介して鋳型に注入されるようになっている。鋳型内では、前記溶鋼が浸漬ノズル体の先端に設けられた吐出孔から吐出して、平面視長方形の鋳型の短辺や長辺に衝突し、その後周縁に沿って流れるようになる。
従来より、かかる吐出溶鋼が衝突する場所や衝突後の流れ状況如何によっては、シェルの凝固遅れが生じたり、最悪の場合は、ブレークアウトを引き起こす原因となることが知られていた。

上記問題を回避すべく、特許文献１には、長辺と短辺との長さ比が大きいスラブ用の鋳型において、吐出溶鋼の吐出方向と浸漬ノズル体の中心から鋳型の短辺壁面に下ろした垂線とのなす角度θを、５°〜１５°の範囲にすることで、短辺側へ吐出溶鋼が直接当たることを防ぐと共に当該短辺の近傍で吐出溶鋼の流れが淀むことに起因する凝固遅れなどの欠陥を防止する技術が開示されている。
一方、特許文献２に開示されているように、鋳型の長辺側に電磁攪拌手段を設け、電磁攪拌手段により発生する磁力を用いて鋳型内の溶鋼を攪拌する技術が従来より開発されており、様々な連続鋳造装置に適用されるものとなっている。

この技術により、凝固が開始する溶鋼湯面直下において、凝固界面を洗い流すことによって鋳片表層部の気泡欠陥や介在物欠陥を低減したり、溶鋼温度を均一化してシェル厚みを略一定とすることによって、割れ欠陥の発生を防止することが可能となっていた。
特開２０００−２６３１９９号公報（第２頁〜第３頁、図１） 特許第３５０４６４９号公報（第２頁、図１）

しかしながら、凝固時の収縮率が大きい鋼種を連続鋳造する場合は、特許文献１に記載された技術を用いることで、別の問題が生じることが現場の実績より判明している。
例えば、長辺が約１５０ｃｍ、短辺が約２５ｃｍのスラブ用鋳型において、平面視で鋳型の対角線と長辺とのなす角はｔａｎ^-1（２５／１５０）≒９．４°であって、吐出溶鋼の吐出角θが５°〜１５°であると、浸漬ノズル体から吐出溶鋼流が鋳型の長辺と短辺との交差部近傍に直接当たるようになる。
鋳型の交差部に接する溶鋼は鋳型の長辺と短辺との二辺に接し、熱を多く奪われるため、他の部分より急速に冷却が進むことになると共に、この冷却に伴うシェルの収縮も発生する。凝固時の収縮率が大きい鋼種の場合、前記交差部のシェル収縮量が比較的大きいため、交差部近傍の凝固シェルが交差部側に引っ張られることになって、図８のＳＣの如く、鋳型周壁から離れるようになる。

かかるシェル剥離部は、鋳型と非接触であるため熱放散量が非常に少なく、浸漬ノズル体からの高温の吐出溶鋼が衝突する状況が続くと、当該剥離部の凝固遅れが生じたりブレークアウトの原因ともなりかねない。
この状況を回避するべく、例えば、浸漬ノズル体を軸芯周りに回動させ吐出方向を変えて、交差部に直接当たらないようにすることが可能であるが、特許文献２のような電磁攪拌手段が設けられた鋳型では、吐出溶鋼流は、溶鋼表面の旋回流と組み合わさってその進行方向が曲がることになり、かかる電磁攪拌手段の影響を考慮しないことには、吐出溶鋼の交差部への衝突を確実に防ぐことは困難であった。

そこで、本発明は、上記問題に鑑み、鋳型中の溶鋼に対して電磁攪拌が行われている場合であっても、鋳型の交差部近傍の凝固欠陥が生じないような連続鋳造方法を提供することを目的とする。

前記目的を達成するため、本発明においては以下の技術的手段を講じた。
すなわち、本発明における課題解決のための技術的手段は、短辺と長辺とを備えた平面視長方形の鋳型と、この鋳型に設けられ且つ鋳型内の溶鋼を攪拌する電磁攪拌手段と、吐出孔が前記短辺に向くように該鋳型内に差し込まれている浸漬ノズル体とを有し、該浸漬ノズル体の基端側に設けられたスライドプレートが鋳型の長辺側に移動することで浸漬ノズル体内の溶鋼の流速が可変となっている連続鋳造装置で、炭素量が０．０８〜０．１８％の溶鋼を連続的に鋳造する連続鋳造方法において、前記吐出孔から吐出する溶鋼流が鋳型の長辺と短辺との交差部近傍に当たらないように、該溶鋼流の吐出方向を制御することを特徴とする。

この技術的手段によれば、冷却時に収縮量の大きい鋼種（中炭素鋼、炭素含有量０．０８〜０．１８％）を電磁攪拌を行いつつ連続鋳造をするに際し、浸漬ノズル体からの吐出する溶鋼（吐出溶鋼）の流れが、鋳型の交差部に生じるシェル剥離部に衝突することを回避することができるようになり、該剥離部の凝固遅れなどの欠陥を避けると共にブレークアウトの原因を排除することが可能となる。
なお、前記溶鋼の吐出方向の制御は、電磁攪拌手段の攪拌強度を変えることにより行うとよい。

図４（ａ）に示すように、鋳型の長辺側に電磁攪拌手段を設けて、溶鋼に磁界を加えた場合には、溶鋼上面において平面視で鋳型の周縁を沿うように旋回する旋回流が生じることになる。この旋回流を吐出溶鋼に作用させることで、旋回流の強度に応じて吐出溶鋼の吐出方向を変えることができ、吐出方向の制御が可能となる。
前記旋回流の強さは、溶鋼に加えられる電磁攪拌強度に比例するものとなっているため、溶鋼に対する攪拌強度を変えることで吐出溶鋼の曲がる方向の制御が可能である。
また、前記溶鋼の吐出方向の制御は、浸漬ノズル体中の溶鋼の流速を変えることにより行うとよい。

このことを見いだすべく、本願出願人はスラブ鋳造の実験モデルとして、短辺と長辺とを備える平面視長方形の鋳型を透明プラスチックで製作し、上方から浸漬ノズル体を挿入し、溶鋼に見立てた水流の観察実験を行った。
図４（ｂ）に示すように、浸漬ノズル体の先端側には、鋳型の短辺に向かって吐出孔が形成され、その基端側には、浸漬ノズル体の軸芯方向に垂直に出入りすることでノズル内の溶鋼（ノズル溶鋼）の流速および流量を調整するスライドプレートが備えられている。ノズル溶鋼の流速を上げるためは、前記スライドプレートをＹ軸のプラス側に移動させ、前記流速を減ずるにはＹ軸マイナス側に移動させるようにする。

数々の実験の結果、スライドプレートにより形成された開口を通過したノズル溶鋼流は、浸漬ノズル体内の先端に衝突し渦流となり、この渦流により吐出溶鋼流の吐出方向は、平面視でＸ軸とは平行とはならずに、浸漬ノズル体内の開口部とは反対側の長辺側に傾くことが判明した。開口度が大きい場合はその傾き角は大きく、開口度が小さい場合は短辺側すなわちＸ軸に略平行に吐出することがわかった。
ゆえに、ノズル溶鋼の流速を変えること、すなわち、浸漬ノズル体のスライドプレートを移動させることで吐出溶鋼の吐出方向を制御することが可能となる。

本願出願人は、コンピュータシミュレーション等の結果から、図４（ａ）の電磁攪拌による旋回流と図４（ｂ）のようにＸ軸から偏った吐出溶鋼の流れとが重なり合って、図４（ｃ）のような流れになり、吐出溶鋼の吐出方向の制御が、電磁攪拌手段による旋回流の強さとノズル溶鋼の流速との両方を変えることで可能となることを明らかにしている。
また、前記鋳型の長辺は短辺に対して２倍以上の長さを有すると共に、前記溶鋼の流速の変更は、スラブの鋳造速度又は浸漬ノズル体の内側断面積を変えることにより行われ、且つ前記溶鋼に対する攪拌強度の変更は、電磁攪拌手段の磁束密度、極間ピッチ、移動磁場の周波数を変えることにより行われるものであって、
これら鋳造速度、浸漬ノズル体の内側断面積、磁束密度、極間ピッチ、移動磁場の周波数が次式を満たすように設定されるとよい。

すなわち、連続鋳造装置の実操業に当たっては、鋼種や要求される製品特性により、スラブの鋳造速度を変化させることが常であり、鋳造速度に連動してスライドプレートを動かし、ノズル溶鋼の流速を変えるようにしている。また、鋳造ロットが変われば浸漬ノズル体も取り替えられ、違う種類の浸漬ノズル体を用いた場合は、ノズルの内側断面積の変更と共に前記ノズル溶鋼の流速も変化する。
一方、上述した電磁攪拌手段が溶鋼に与えることのできる攪拌強度は、電磁攪拌手段が発生する移動磁場の磁束密度、電磁攪拌手段の極間ピッチ、当該移動磁場の変化周波数に伴って可変となることは電磁気学の知識などから明らかである。

このことから考えて、ノズル溶鋼の流速の制御パラメータである鋳造速度、浸漬ノズル体断面積、加えて、電磁攪拌強度の制御パラメータである磁束密度、極間ピッチ、周波数のそれぞれを変えることで、吐出溶鋼の吐出方向を制御することができ、吐出溶鋼が鋳型の交差部近傍に当たらないようにすることが可能となる。
この技術的思想の下、本願出願人は、各種条件の下で連続鋳造実験を行い、図５、図６のような結果を得た。
図５は、横軸がノズル溶鋼の平均流速であり、制御パラメータである鋳造速度、浸漬ノズル体断面積を備えるものとなっている。縦軸は、その実験を行った際に用いた鋳型のコーナー角（鋳型対角線とＸ軸との角度）である。図６の座標軸も同様であり、リニアモータの磁束密度、ポールピッチ、移動磁場の周波数の各制御パラメータの値が異なるものとなっている。

鋳型のコーナー角と吐出溶鋼の吐出角とが異なるように設定することで、吐出溶鋼流が交差部近傍に当たらないようにでき、シェルの凝固欠陥発生を防ぐことができるようになる。
様々な条件下での実験データから、シェルの凝固遅れは、実線グラフと破線グラフとに挟まれた領域で発生していることがわかっており、各制御パラメータが、前記領域以外となることを数式で表したものが、式（１）である。この式を満たすように、連続鋳造装置の鋳造速度、浸漬ノズル体の内側断面積、リニアモータが発生する磁界の磁束密度、ポールピッチ、磁界移動の周波数の少なくとも一つを制御することで、溶鋼流がシェル剥離部に衝突することを回避でき、該剥離部の凝固遅れなどの欠陥を避けることが可能となる。

なお、コーナー角θは、前記鋳型の長辺は短辺に対して２倍以上の長さを有しているため、θ≦ｔａｎ^-1（１／２）≒２６．６°の関係を満たすものとなっている。
なお、好ましくは、前記溶鋼の表面に存在するパウダーを当該溶鋼が巻き込むことを防ぐべく、前記鋳造速度又は浸漬ノズル体の内側断面積は次式を満たすように設定するとよい。

吐出溶鋼流が鋳型の交差部に衝突することを避ける目的や、溶鋼を均一に攪拌する目的のみで攪拌強度を決定した場合、溶鋼表面の旋回流の流速が大きくなりすぎて、溶鋼メニスカス面に浮いた状態で存在するパウダー（スラグ）などを溶鋼が巻き込む可能性がある。このようなパウダー（スラグ）巻き込みは、品質を厳格に要求される鋼材にとっては致命的欠陥となりうるため、パウダー（スラグ）巻き込みを極力防ぐようにする必要がある。
本願出願人は、電磁攪拌手段の制御パラメータを数々変更した上で連続鋳造実験を行い、図７のような結果を得た。

図７は、横軸がノズル溶鋼の平均流速であり、制御パラメータである鋳造速度、浸漬ノズル体断面積を備えるものとなっている。縦軸は、その実験を行った際に用いた鋳型のコーナー角（鋳型対角線とＸ軸との角度）である。
この図から判るように、浸漬ノズル体内を流れるノズル溶鋼の平均流速が、図中の破線以下になる場合、パウダー巻き込みが発生せず、良好な品質の製品鋼材が得られものとなっている。かかる条件を数式化したものが式（２）であって、鋳造速度又は浸漬ノズル体の内側断面積がこの式を満たすようにすることで、パウダー巻き込み発生を回避することが可能となる。
なお、本発明における最も好ましい課題解決のための技術的手段としては、短辺と長辺とを備え且つ長辺は短辺に対して２倍以上の長さを有する平面視長方形のスラブ鋳造用の鋳型と、この鋳型に設けられ且つ鋳型内の溶鋼を電磁力で攪拌する電磁攪拌手段と、吐出孔が前記短辺に向かって設けられている浸漬ノズル体が差し込まれており、この浸漬ノズル体の基端側に設けられたスライドプレートが鋳型の長辺側に移動することで浸漬ノズル体内の溶鋼の流速が可変となっている連続鋳造装置で、炭素量が０．０８〜０．１８％の溶鋼を連続的に鋳造する連続鋳造方法において、前記浸漬ノズル体内の溶鋼の流速の変更は、スラブの鋳造速度又は浸漬ノズル体の内側断面積を変えることにより行われ、且つ前記鋳型内の溶鋼に対する攪拌強度の変更は、電磁攪拌手段の磁束密度、極間ピッチ、移動磁場の周波数を変えることにより行われるものであって、前記吐出孔から吐出する溶鋼流が鋳型の長辺と短辺との交差部近傍に当たらないようにすると共に前記溶鋼の表面に存在するパウダーを当該溶鋼が巻き込むことを防ぐべく、式（１）及び式（２）を満たす範囲でスラブの鋳造速度、浸漬ノズル体の内側断面積、電磁攪拌手段の磁束密度、極間ピッチ、移動磁場の周波数を変えることで、前記浸漬ノズル体中の溶鋼の流速ならびに鋳型内の溶鋼に対する攪拌強度を変更し、前記溶鋼流の吐出方向を制御するとよい。

本発明によれば、鋳型中の溶鋼に対して電磁攪拌が行われているスラブ連続鋳造において、鋳型の交差部近傍の凝固欠陥が生じないようになる。

以下、本発明にかかる連続鋳造方法の実施の形態を図に基づいて説明する。
図１に示すように、本鋳造方法を採用する連続鋳造装置１は、溶鋼２を一時的に蓄えるタンディッシュ３と、鋳型４と、この鋳型４に設けられて鋳型４内の溶鋼２を電磁力（ローレンツ力）で水平方向に攪拌する電磁攪拌手段２６と、鋳型４から出たスラブ９を冷却する冷却スタンド５と、スラブ９を支えつつ移送する複数のサポートロール６とを有している。
取鍋７により運ばれた溶鋼２は、下方に配設されたタンディッシュ３に注がれ、タンディッシュ３の底に設けられた複数の浸漬ノズル８によって流量をコントロールされつつ鋳型４に注入されるようになっている。鋳型４では溶鋼２が冷却（１次冷却）され、その表面部のみが凝固した状態のスラブ９となって、鋳型４下部から引き抜かれるようになる。

垂直方向に引き抜かれたスラブ９は、サポートロール６で支持されつつ徐々に水平方向に湾曲され、水平になったスラブ９は下流側に備えられたガス切断機（図示せず）により所定長さのスラブ片に分割される。このスラブ片の断面は略長方形であり、幅方向両側の狭面と、板厚方向両側の広面とからなる。
本発明は、このような連続鋳造装置１の鋳型４内において、吐出孔１５から吐出する溶鋼２ａの流れが鋳型４の長辺２４と短辺２５との交差部１０近傍に当たらないように、該溶鋼２ａの流れの吐出方向を制御するものであり、鋳型４の交差部１０に生じるシェル剥離部ＳＣに前記溶鋼２ａの流れが衝突することを回避することで、該シェル剥離部ＳＣの凝固遅れなどの欠陥を避けるものである。

なお、以下説明のおいて、浸漬ノズル１４内を流れる溶鋼を「ノズル溶鋼２ｂ」と呼び、浸漬ノズル先端部の吐出孔１５から吐出する溶鋼を「吐出溶鋼２ａ」と呼ぶ。鋳型４やタンディッシュ３内に貯まっている溶鋼は単に「溶鋼２」と表記する。
図３に示すように、前記鋳型４は、平面視で短辺２５と長辺２４とを備えた略長方形であって、長辺２４は短辺２５に対して２倍以上の長さを有するスラブ鋳造用となっている。鋳型４の長辺２４によりスラブ９の広面が形成され、短辺２５によりスラブ狭面が形成される。

図２に示すように、鋳型４の上部には電磁攪拌手段２６が設置されている。本実施形態の電磁攪拌手段２６は、鋳型４の長辺２４側に相対するように設置された一対の誘導型リニアモータ２７，２７であって、前記浸漬ノズル体８の吐出孔１５，１５より上方側に配置されている。
誘導型リニアモータ２７は、櫛歯形状部が形成してある直線状の鉄心２８に複数のコイル２９が巻線されて構成されており、一対のリニアモータ２７，２７間で互いに反対向きの磁場をかけ且つその磁場を移動させることで、溶鋼４を攪拌するものである。

詳しくは、リニアモータ２７のコイル２９に交流電流を印加し、溶鋼４に対して移動磁場を加える。すると、この磁場中を進行している溶鋼４中には印加磁場を打ち消すように別磁場が発生し、それに伴い渦電流が発生し、前記磁場と電流とが相互に作用することで電磁力（ローレンツ力）が誘起され、このローレンツ力により、溶鋼４の表面には、図２や図４（ａ）の如く平面視で右回りの旋回流Ｒが発生し攪拌されるようになる（電流、磁場のかけ方により左回りの旋回流も発生する）。リニアモータ２７に交流電流を印加し、磁束密度Ｂの磁場が発生したとき、リニアモータ２７の長手方向に２つの磁極状態が存在するようなものを２極と呼び、リニアモータ２７の長さを磁極数で除したものを極間ピッチｐ（ポールピッチ）と呼ぶ。

この鋳型４の上方側から平面視ほぼ中央位置に、浸漬ノズル８の先端部が挿入されている。
図２に示すように、浸漬ノズル８はタンディッシュ３の底面に１つ以上設けられており、タンディッシュ底部に設けられた注入孔１１と、それに続く円筒状のインサートノズル１２と、該インサートノズル１２に続く円筒状のシュートノズル１３、該シュートノズル１３に続く長尺筒状の浸漬ノズル１４とから構成されている。
浸漬ノズル８の先端部でその筒側壁には、水平方向で略反対を向く一対の吐出孔１５，１５が形成されており、「吐出孔１５の合計面積 ≧ 浸漬ノズル１４内部の断面積Ｓ」となっている。浸漬ノズル８の基端側、詳しくは、インサートノズル１２とシュートノズル１３との間には、タンディッシュ３から流れ出す溶鋼２の流量を調整する堰部１６が設けられている。

この堰部１６は、上下に貫通している略円形の貫通孔１７を備えた上部プレート１８と下部プレート１９とを有し、両者の間には水平方向に摺動自在となっているスライドプレート２０が設けられている。このスライドプレート２０には、前記貫通孔１７と略同形状の円孔２１が形成されており、前記円孔２１と貫通孔１７とが重なり合うことで形成された開口部２２を介して、ノズル溶鋼２ｂが流れることによりその流量が制御可能となっている。なお、前記スライドプレート２０は、鋳型４の長辺２４側、すなわち、図３のＹ軸に平行にスライド移動するようになっており、堰部１６の開口は、長辺２４ｂ側に偏った位置に存在するものとなっている。以上述べた浸漬ノズル８の各構成部は高温の溶鋼２に耐えるために、耐熱煉瓦や耐熱性の焼結体により成形されている。

タンディッシュ３に蓄えられた溶鋼２は、底部の注入孔１１からインサートノズル１２→堰部１６→シュートノズル１３→浸漬ノズル１４の順でヘッド圧により流下し、浸漬ノズル先端の吐出孔１５，１５から鋳型４内に注入される。
なお、浸漬ノズル１４の内側断面積Ｓは一定であるため、前記スライドプレート２０はノズル溶鋼２ｂの流速を制御するものとなっている。
浸漬ノズル１４の吐出孔１５から吐出する吐出溶鋼２ａの挙動は、本出願人が行った数々の水実験モデルから明らかになっている。

すなわち、図３や図４（ｂ）に示す如く、堰部１６を通過したノズル溶鋼２ｂ流（落下流）は、浸漬ノズル１４内の先端に衝突し渦流となり、この渦流により吐出溶鋼２ａ流の吐出方向は、該開口部２２とは反対側の長辺２４ａ側に傾く偏流となる。開口度が大きい、換言すればノズル溶鋼の流速が大きい場合は吐出角は大きく、開口度が小さい、すなわちノズル溶鋼の流速が小さい場合は短辺２５側すなわちＸ軸に略平行に吐出するようになる。
一方、図４（ａ）に示すように、電磁攪拌が加えられた溶鋼流は、鋳型４の長辺２４に沿った旋回流Ｒとなるため、浸漬ノズルからの吐出溶鋼は、図４（ａ）と図４（ｂ）とが合わさった図４（ｃ）のような流れとなり、鋳型４の交差部１０を目指して吐出した後、大きく右に曲がり長辺２４側に沿うような流れとなる。

ところで、本実施形態の場合、取鍋７からタンディッシュ３に供給される溶鋼２は、中炭素鋼といわれ溶鋼２中の炭素量［Ｃ］が０．０８〜０．１８％のものである。このような成分の溶鋼２は、冷却される際の収縮率が他の成分の鋼に比較して非常に大きいものとなっている。
この溶鋼２が鋳型４内で一次冷却される際には、溶鋼２は、鋳型４の交差部１０で鋳型４の長辺２４と短辺２５との二辺に接し熱を多く奪われるため、他の部分より急速に冷却が進むことになると共に、冷却に伴うシェル収縮が発生する。その際、前記交差部１０の収縮量が比較的大きいため、交差部１０近傍で凝固したシェル２３が交差部１０側に引っ張られることになって、図８の如くシェル剥離部ＳＣが形成される。かかるシェル剥離部ＳＣは鋳型４周壁から大きいときで１〜２ｍｍ程度剥離していると共に、前記隙間に添加されたフラックスなどが入り込んだりしているため、鋳型４に向けての熱放散量が非常に少ない状態となっている。ゆえに、シェル剥離部ＳＣは凝固が他の部分に比して遅く、シェル２３の厚みが薄いものとなっている。

一方、前述の如く、吐出溶鋼２ａは偏流となっており、さらに、電磁攪拌により前記偏流は鋳型４の長辺２４側に沿うように曲がることになる。この偏流がシェル剥離部ＳＣに衝突する状況が続くと、当該シェル剥離部ＳＣの凝固遅れが生じたりブレークアウトの原因ともなりかねない。
そこで、本実施形態では、スラブの鋳造速度Ｖｃ、浸漬ノズル１４の横断面積Ｓ、リニアモータ２７が発生する移動磁場の磁束密度Ｂ、リニアモータ２７の極間ピッチｐ、前記移動磁場が切り替わる周波数ｆを制御パラメータとして、吐出溶鋼２ａの曲がる方向を変化させ、吐出溶鋼２ａが鋳型４の交差部１０近傍に当たらないようにして、凝固遅れなどの欠陥発生を回避するようにしている。

かかる凝固遅れの発生の有無と、前記各制御パラメータＶｃ，Ｓ，Ｂ，ｐ，ｆとの関係については、本願出願人は数々の条件下で鋳造実験を行っている。
図５，図６は、実験結果をまとめたものである。横軸がノズル溶鋼２ｂの平均流速であり、制御パラメータである鋳造速度Ｖｃ、浸漬ノズル１４の横断面積Ｓを備えるものとなっている。縦軸は、その実験を行った際に用いた鋳型４のコーナー角（鋳型４対角線とＸ軸との角度）である。このコーナー角と吐出溶鋼２ａの吐出角とが異なるように設定することで、吐出溶鋼２ａ流が交差部１０近傍に当たらないようにでき、シェル２３の凝固欠陥発生を防ぐことが可能となる。

前記磁束密度Ｂ、極間ピッチ、周波数ｆの様々な条件下での実験データから、シェル２３の凝固遅れ（図中▲）は、実線グラフと破線グラフとに挟まれた領域で発生していることが明らかになった。したがって、該領域以外の条件を満たすように鋳造速度Ｖｃ又は浸漬ノズル断面積Ｓを設定するとよい。
式（１）は、各制御パラメータＶｃ，Ｓ，Ｂ，ｐ，ｆが、凝固遅れが発生する領域以外となることを数式で表現したものであり、この式を満たすようにすることで、吐出溶鋼２ａ流がシェル剥離部ＳＣに衝突することを回避でき、該剥離部ＳＣの凝固遅れなどの欠陥を避けることが可能となる。

なお、コーナー角θは、前記鋳型４の長辺２４は短辺２５に対して２倍以上の長さを有しているため、θ≦ｔａｎ^-1（１／２）≒２６．６°の関係を満たすものとなっている。

なお、前述した凝固遅れの判定は、凝固遅れ度≧５０％の時（図中▲）にその部位でブレークアウトを起こすと考え、凝固遅れ度≦３０％（図中◇）なら安定的に鋳造できるとしている。凝固状態は、溶鋼に流れがある際に生成する負偏析のライン（ホワイトバンドという）によって知ることができ、凝固遅れ度は、表面から１０ｍｍ程度の位置に見られるホワイトバンドから観測されるシェルの厚みのなかでもっとも薄いδｂと、広面、狭面それぞれの中央厚みδａとを基に式（３）で定義され、どの程度凝固が遅れているかを表す指標である。

各制御パラメータＶｃ，Ｓ，Ｂ，ｐ，ｆが前述の式（１）を満たすようにした場合、例えば、図４（ｃ）の鋳造速度Ｖｃ＝１．４又は１．６となって、吐出溶鋼２ａ流は交差部１０をさけて鋳型４の長辺２４に当たるようになる。
ところで、図２を見るとわかるように、電磁攪拌手段２６によりかき混ぜられている溶鋼２の表面には、溶鋼２が旋回流Ｒとなって流れている。正面視で考えると、吐出溶鋼２ａは浸漬ノズル体８の吐出孔１５，１５から下方向きに吐出し、鋳型４の周壁に当たり、その後上昇流となり、さらには溶鋼表面では鋳型４の中心側へ向かう流れとなっている。

吐出溶鋼２ａ流が鋳型４の交差部１０に衝突することを避ける目的や、溶鋼２を均一に攪拌する目的のみで攪拌強度を決定した場合、溶鋼２表面の旋回流Ｒや溶鋼２表面を向く上昇流の流速が大きくなりすぎて、前記旋回流Ｒが溶鋼２表面に浮かんでいるパウダーを巻き込んだりするようになる。巻き込まれたパウダーは鋼片中に残留することになり、圧延成形後、鋼板の表面に傷として現れたりすることがあり、品質を厳格に要求される鋼材にとっては致命的欠陥となりうる。ゆえに、パウダー巻き込みを極力防ぐようにする必要がある。

このようなパウダー巻き込みを防ぐべく、本願出願人は、各種条件の下で連続鋳造実験を行い、図７のような結果を得た。
図７は、各種電磁攪拌強度下での実験結果であり、横軸がノズル溶鋼２ｂの平均流速で制御パラメータである鋳造速度Ｖｃ、浸漬ノズル体断面積Ｓを備えるものとなっている。縦軸は、その実験を行った際に用いた鋳型のコーナー角（鋳型対角線とＸ軸との角度）である。
この図から判るように、浸漬ノズル体８内を流れるノズル溶鋼２ｂの平均流速が、図中の破線以下になる場合、パウダー巻き込みが発生せず、良好な品質の製品鋼材が得られものとなっている。かかる条件を数式化したものが式（２）であって、鋳造速度Ｖｃ又は浸漬ノズル体８の内側断面積Ｓがこの式を満たすようにすることで、パウダー巻き込み発生を回避することが可能となる。

パウダー巻き込みをしない範囲（式（２）を満たす範囲）において、吐出溶鋼２ａが鋳型４の交差部１０を直撃しない（式（１）を満たす）ようにすることで、品質のよいスラブを連続鋳造することが可能となる。
なお、本発明は、上記実施の形態に限定されるものではない。

連続鋳造装置の概略図である。 鋳型の断面斜視図である。 鋳型の断面右側面図である。 （ａ）は電磁攪拌による溶鋼の流れ、（ｂ）は電磁攪拌がないときの吐出溶鋼の流れ、（ｃ）は（ａ）の流れと（ｂ）の流れが組み合わさったもので、電磁攪拌時の吐出溶鋼の流れを示したものである。 浸漬ノズル内の溶鋼流速と凝固遅れ発生との関係を示した図である。 浸漬ノズル内の溶鋼流速と凝固遅れ発生との関係を示した図である。 浸漬ノズル内の溶鋼流速とパウダー巻き込み発生との関係を示した図である。 鋳型内で冷却されつつある溶鋼のコーナー断面図である。

符号の説明

１ 連続鋳造装置
２ 溶鋼
２ａ 吐出溶鋼
２ｂ ノズル溶鋼
４ 鋳型
８ 浸漬ノズル体
１５ 吐出孔
２６ 電磁攪拌手段

Claims (1)

1. 短辺と長辺とを備え且つ長辺は短辺に対して２倍以上の長さを有する平面視長方形のスラブ鋳造用の鋳型と、この鋳型に設けられ且つ鋳型内の溶鋼を電磁力で攪拌する電磁攪拌手段と、吐出孔が前記短辺に向かって設けられている浸漬ノズル体が差し込まれており、この浸漬ノズル体の基端側に設けられたスライドプレートが鋳型の長辺側に移動することで浸漬ノズル体内の溶鋼の流速が可変となっている連続鋳造装置で、炭素量が０．０８〜０．１８％の溶鋼を連続的に鋳造する連続鋳造方法において、
   前記浸漬ノズル体内の溶鋼の流速の変更は、スラブの鋳造速度又は浸漬ノズル体の内側断面積を変えることにより行われ、且つ前記鋳型内の溶鋼に対する攪拌強度の変更は、電磁攪拌手段の磁束密度、極間ピッチ、移動磁場の周波数を変えることにより行われるものであって、
   前記吐出孔から吐出する溶鋼流が鋳型の長辺と短辺との交差部近傍に当たらないようにすると共に前記溶鋼の表面に存在するパウダーを当該溶鋼が巻き込むことを防ぐべく、式（１）及び式（２）を満たす範囲でスラブの鋳造速度、浸漬ノズル体の内側断面積、電磁攪拌手段の磁束密度、極間ピッチ、移動磁場の周波数を変えることで、前記浸漬ノズル体中の溶鋼の流速ならびに鋳型内の溶鋼に対する攪拌強度を変更し、前記溶鋼流の吐出方向を制御することを特徴とする連続鋳造方法。
   

   

   

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