JP6331757B2 - 鋼の連続鋳造用設備 - Google Patents

Description

本発明は、鋼を連続鋳造する際に、鋳型内の溶鋼のメニスカス（湯面）近傍に水平断面内で旋回流を付与するにあたり、鋳型の短辺壁側の凝固を均一化するための鋼の連続鋳造用設備に関する。

連続鋳造プロセスにおける鋳型内での溶鋼流動は、鋳片品質を大きく左右する。そのため、鋳型内での溶鋼流動をいかに制御するかが極めて重要である。
例えば電磁力は、非接触で鋳型内の溶鋼流動を制御できるため、従来から様々な方法が検討されてきた。この方法として、鋳型の長辺壁の背面側に電磁撹拌装置（以下、ＥＭＳともいう）を設置し、相対する長辺壁でそれぞれ逆向きの推力を付与することにより、鋳型内のメニスカス近傍の水平断面内で旋回流を形成するように撹拌流を付与する方法が、広く用いられている。図７に、ＥＭＳ印加時の鋳型内の溶鋼流動の模式図を示す。
上記方法を適用することで、凝固シェルへのＡｒ（アルゴン）気泡や介在物の捕捉を防止することができる。また、その効果は、撹拌流の流速上昇と共に大きくなるため、十分な撹拌流を付与することが好ましい。

しかしながら、図７に示すように、鋳型内の４つのコーナー部では、撹拌流が衝突するため圧力が高くなって湯面が盛り上がり、鋳型の短辺壁側の厚み方向中央部（以下、厚み中央部ともいう）では、逆に湯面が凹む。具体的には、図８（Ａ）に示すように、ＥＭＳにより水平断面内で旋回するように撹拌流を付与することで、湯面は、コーナー部で盛り上がり、短辺壁側の厚み中央部で盛り下がる。
このような状況下で溶鋼の凝固が進行すると、コーナー部が最初に凝固するため、長辺壁側と短辺壁側の双方の凝固収縮により、コーナー部の凝固部分が鋭角となる。そのため、コーナー位置から３０ｍｍ程度離れた部位、いわゆるオフコーナー部では、鋳型に対して浮き上がるため凝固が遅れる。
特に、コーナー間の距離が短く、湯面レベルの凹凸に伴う勾配が大きい短辺壁に着目すると、図８（Ｂ）に示すように、厚み中央部では、湯面レベルの凹凸によってコーナー部よりも遅れて凝固が開始するものの、オフコーナー部が浮き上がり相対的に凝固が遅れることで、厚み中央部の凝固が先に進むことになり、オフコーナー部で最も凝固が遅れる。

加えて、撹拌流は、ＥＭＳの設置範囲全体にわたって形成されるため、湯面からＥＭＳの下端位置までが撹拌流の衝突位置となり、熱流束が高くなる。更に、図９に示すように、相対する長辺壁の前面に逆向きの撹拌流が付与されている中に、浸漬ノズルから溶鋼の吐出流（以下、ノズル吐出流ともいう）が形成された場合、このノズル吐出流は、その吐出方向と同じ方向の撹拌流に沿うように流動方向が変わるため、撹拌流の下流側に位置する短辺壁にノズル吐出流が衝突する。そのため、撹拌流の下流側においては、湯面位置からＥＭＳによる撹拌流が短辺壁に衝突し、引き続きノズル吐出流が短辺壁に衝突する。
その結果、湯面位置から衝突流の影響を受け続けるため、溶鋼の凝固が遅れる。特に、亜包晶鋼のように、δ／γ変態に伴う不均一凝固を生じやすい鋼種の鋳造においては、オフコーナー部は曲げモーメントにより更に浮き上がり、凝固遅れが加速することに加え、界面で引張応力が作用し内部割れを生じ易い。また、長辺壁側のコーナー部近傍についても状況は同じであるが、湯面レベルの凹凸の勾配が短辺壁側と比較して小さく、また、長辺壁側のコーナー部近傍にノズル吐出流が衝突する条件はまれであるため、オフコーナー部での凝固遅れの影響は短辺壁側において顕著となる。

以上より、ＥＭＳによる湯面形状の高低に伴って生じる短辺壁側のオフコーナー部の浮き上がりは、撹拌流とノズル吐出流の２つの流れによる熱流束が重なる結果、局部的に過大な凝固遅れ部をつくり、その程度が顕著になると、ブレークアウトが発生する。また、このような現象は、鋳造幅が狭いほど浸漬ノズルと短辺壁の距離が短くなるため、生じやすいことが明らかである。
そのため、撹拌流やノズル吐出流等を調整する必要があることは言うまでもないが、そもそも鋳型自体の構成の工夫で、湯面の盛り上がりに伴う鋳片変形を防止することができれば、流れの影響を最小化できるはずである。

一方、従来から、凝固収縮量にあわせて鋳型の短辺壁のテーパーを適正値に制御することが検討されてきた。例えば、特許文献１には、短辺壁のテーパーを、メニスカスから鋳込方向に沿う距離、鋳込速度、及び、モールドフラックスの物性値で表される関係式を満足するように設定する連続鋳造方法が開示されている。
また、特許文献２には、引き抜き方向に対して垂直な断面形状が矩形となる鋳片を連続鋳造する際に用いる連続鋳造用鋳型であって、鋳型の断面形状が略矩形で、該略矩形の各辺がそれぞれ外側に向かって湾曲しつつ、その張り出し量が引き抜き方向に向かって減少し、かつ、各辺のコーナー間隔が引き抜き方向に向かって０．５％／ｍ以上の割合で狭くなるように構成された鋳型が開示されている。
そして、ＥＭＳによって付与される流動を前提とした鋳型としては、特許文献３、４に記載の鋳型が挙げられる。この特許文献３に記載の鋳型は、長辺壁と浸漬ノズルとのクリアランスを広げるため、長辺壁の一部を鋳型の外側に向けて湾曲状に広げている。一方、特許文献４に記載の鋳型は、隣接する各面のなす４箇所のコーナーに関し、対向する対となるコーナーが角落し状の形状で構成されており、短辺壁の内面の平断面形状を、鋳造方向全体に渡って湾曲形状としている。

特開昭５６−５３８４９号公報 特開２００３−１７０２４８号公報 特開２０１１−２２４６３５号公報 特開２００５−２２４８０９号公報

しかしながら、前記従来の技術には、未だ解決すべき以下のような問題があった。
特許文献１のように、凝固収縮に合わせて鋳造方向で短辺壁のテーパー値を異なった値とする鋳型は、前述したＥＭＳにより湯面レベル近傍で形成される撹拌流に伴う短辺壁近傍での湯面レベル形状の凹凸、即ち４つのコーナー部の湯面の盛り上がりによる凝固不均一を意識したものではない。このような湯面レベル形状を有する条件下で鋳造を行う場合、鋳造方向に短辺壁のテーパー値を調整するだけでは不十分である。
また、特許文献２の鋳型を適用するうえでは、鋳造サイズが鋳造中一定であることが必要であるため、鋳造中に鋳造幅を変化させるスラブ鋳造に、本方法を適用することは困難である。更に、湯面レベル近傍で旋回流を付与する方法においては、長辺壁側の全幅にわたって流動が付与され、凝固を均一化することができるため、長辺壁側においては鋳型の外側に張り出す必要はない。

一方、特許文献３の鋳型は、上記構成とすることで、ＥＭＳによる撹拌流を浸漬ノズル周囲で安定的に形成することを狙ったものである。従って、短辺壁の湯面レベル形状の凹凸による凝固不均一を解消するものではない。
加えて、特許文献４の鋳型は、上記構成とすることで、溶鋼流の旋回性の向上を狙ったものであるが、短辺壁の内面の平断面形状を、鋳造方向全体に渡って同一形状としているため、凝固収縮の影響によりエアギャップができてしまい、逆に凝固不均一が生じる。

本発明はかかる事情に鑑みてなされたもので、電磁撹拌装置によって湯面レベル近傍で撹拌流が付与される条件において、短辺壁側における凝固の均一化を図ることで、鋳片表皮下での割れの防止やブレークアウトを回避することが可能な鋼の連続鋳造用設備を提供することを目的とする。

上記の課題を解決するためになされた本発明の要旨は、以下の通りである。
（１）それぞれ対向配置された一対の長辺壁と一対の短辺壁を備えた溶鋼鋳造用の鋳型と、該鋳型内に溶鋼を供給する浸漬ノズルと、前記一対の長辺壁の裏面側に該長辺壁に沿って配置され、前記鋳型内のメニスカスの近傍で旋回流を付与する電磁撹拌装置とを有する鋼の連続鋳造用設備であって、
前記短辺壁の内面の平断面形状を、前記メニスカスの近傍で前記鋳型の外側に張り出す湾曲形状とし、しかも、鋳造方向に、前記湾曲形状の張り出し量を減少させると共に、前記湾曲形状の曲率半径を徐々に大きくして、下部で平坦形状とし、かつ、前記湾曲形状の形成範囲を、前記短辺壁の上端から、前記電磁撹拌装置の下端以下であって前記浸漬ノズルの浸漬深さよりも上方の位置Ｐ２までの範囲とし、前記湾曲形状の前記電磁撹拌装置の上端位置での張り出し量δ（ｍｍ）と、前記鋳型で鋳造する鋳片の厚みＴ（ｍｍ）とが、下式の関係を満足したことを特徴とする鋼の連続鋳造用設備。
０．００４≦δ／Ｔ≦０．０４
なお、上記した旋回流が付与されるメニスカスの近傍と、短辺壁の内面の平断面形状を湾曲形状とするメニスカスの近傍とは、略同様の範囲となる。

本発明に係る鋼の連続鋳造用設備は、電磁撹拌装置によって湯面レベル近傍で撹拌流が付与される条件において、短辺壁の内面の平断面形状を湾曲形状とし、その形成範囲と鋳片の厚みＴに対する張り出し量δを規定することで、短辺壁側における凝固の均一化が図れ、短辺壁側の凝固部分の形状を矩形化（平坦形状）することができる。これにより、コーナー近傍での表皮下割れがなくなり、更には、コーナー近傍での凝固遅れによるブレークアウトがなくなる。
その結果、鋳型内の湯面近傍で旋回流を付与しつつ凝固の均一化が図れ、鋳造速度の高速化も可能となり好適である。

本発明の一実施の形態に係る鋼の連続鋳造用設備に用いる鋳型の説明図である。 鋳片コーナー部の組織写真である。 張り出し量と凝固均一度の関係を示したグラフである。 張り出し量δ、湾曲形状の曲率半径Ｒと中心角θ、及び、コーナー角度αの関係を模式的に示した説明図である。 鋳片の厚みＴを２５０ｍｍとした条件で、湾曲形状の曲率半径Ｒが満足すべき条件を示したグラフである。 張り出しの形成範囲が異なる条件において、張り出し量δと凝固均一度の関係を示したグラフである。 ＥＭＳ印加時の界面形状と界面流速分布の解析結果の説明図である。 （Ａ）はＥＭＳ印加による短辺壁側の湯面レベル形状の模式図、（Ｂ）はコーナー近傍の盛り上がり部の凝固に伴う鋳片の変形挙動の模式図である。 ＥＭＳ印加によりノズル吐出流が偏向され、オフコーナー部の凝固遅れ部にノズル吐出流が衝突する状況を模式的に示した説明図である。

続いて、添付した図面を参照しつつ、本発明を具体化した実施の形態につき説明し、本発明の理解に供する。
図１に示すように、本発明の一実施の形態に係る鋼の連続鋳造用設備は、それぞれ対向配置された一対の長辺壁（図示しない）と一対の短辺壁１０、１１を備えた溶鋼鋳造用の鋳型１２と、この鋳型１２内に溶鋼を供給する浸漬ノズル（図示しない）と、一対の長辺壁の裏面側に該長辺壁に沿って配置され、鋳型１２内のメニスカス（以下、湯面ともいう）の近傍で旋回流を付与する電磁撹拌装置（図示しない）とを有する設備であり（図７参照）、以下の構成（ａ）〜（ｃ）を特徴とするものである。

（ａ）短辺壁１０、１１の内面１３の平断面形状（以下、内面形状ともいう）を、メニスカスの近傍で鋳型１２の外側に張り出した湾曲形状とし、しかも、鋳造方向に、湾曲形状の張り出し量を減少させる（絞り込む）と共に、湾曲形状の曲率半径を徐々（連続的又は段階的）に大きくして、下部（湾曲形状以外）で平坦形状とした。
なお、湾曲形状に張り出した部分は、鋳型１２から見て凹んだ部分となるため、凹部１４ともいう。

（ｂ）湾曲形状の形成範囲を、メニスカスの位置Ｐ１から、電磁撹拌装置の下端（コア（鉄芯）の下端位置）以下であって浸漬ノズルの浸漬深さよりも上方の位置Ｐ２までの範囲とした。
なお、浸漬ノズルの浸漬深さとは、吐出口の下端位置の深さ（例えば、２００〜３００ｍｍ程度）であり、浸漬ノズルの吐出口の下端位置は、電磁撹拌装置の下端より下方に位置している。

（ｃ）湾曲形状のメニスカスの位置Ｐ１での張り出し量δ（ｍｍ）と、鋳型で鋳造する鋳片の厚みＴ（ｍｍ）とが、（１）式の関係を満足している。
０．００４≦δ／Ｔ≦０．０４ ・・・（１）
なお、張り出し量δとは、張り出しが形成されていない短辺壁を基準として、張り出しが最大となっている位置での張り出し量（最大値）を意味している。
以下、本発明に想到した経緯について説明する。

発明者らは、ＥＭＳを印加することによって得られる溶鋼の流動下で、短辺壁近傍の凝固を均一化する方法について検討した。
まず、鋳型の短辺壁の構成を、上記した（ａ）の構成とすることにより、
１）長辺壁と短辺壁の各方向への凝固収縮を補償できること
２）コーナー部近傍の形状変化に対し、鋳型自体の構成で追随できること
３）撹拌流の衝突によるコーナー部での圧力上昇を緩和できること
の３点が可能となるのではないかと考えた。

そこで、短辺壁の内面形状が異なる鋳型を作製し、その鋳型を用いて鋳造を行い、鋳片の形状に及ぼす影響を調査した。
調査に際しては、転炉での精錬と還流式真空脱ガス装置での処理、並びに合金添加により、０．１％Ｃ鋼を溶製した。そして、幅１２００ｍｍ、厚み２５０ｍｍの鋳片を、鋳造速度１．５ｍ／分で鋳造した。
ここで、鋳造は、長辺壁の背面側にＥＭＳを搭載した連続鋳造用設備を用い、ＥＭＳによってメニスカス近傍で水平断面内に旋回流を形成する条件で行った。なお、ＥＭＳの設置は、コアの上端が鋳型内の湯面の位置と一致するように行った。また、湯面での撹拌流の流速は４０ｃｍ／秒とした。この撹拌流速については、以下の方法で測定したものを用いた。
鋳片の水平断面において、長辺側の表面から５ｍｍの位置で、表面から内部に向かって成長しているデンドライトの傾角（表面に対する法線からの傾角）を測定し、岡野らの式（岡野ら：鉄と鋼,６１（１９７５）,２９８２）を用いて、凝固シェル前面流速に換算した。本来、メニスカスでの流速を求めるべきであるが、最表層部のデンドライト傾角は核生成の影響を受け、ばらついている。
そこで、明瞭に組織を観察でき、傾角が安定している条件として、５ｍｍ位置を採用した。なお、５ｍｍ位置としても、一般的な鋳造速度の条件では、ＥＭＳのコア中心よりも上部であり、測定値はメニスカスでの流速と考えてよい。
上記した岡野らの式においては、凝固速度が必要となる。ここで、凝固シェル厚Ｄ（ｍｍ）は、凝固時間ｔ（分）を用いて、Ｄ＝ｋｔ^１／２で表現されることがよく知られている。そこで、ｋ値を２０として上記式を微分し、凝固速度を求めた。
このようにして、鋳片の全幅を１／８幅間隔で測定して得た流速について、幅方向の平均値を撹拌流速とした。なお、凝固組織の現出には、界面活性剤を添加したピクリン酸飽和水溶液を用いた。

鋳造した鋳片からサンプルを切り出し、コーナー部の凝固組織を調査した。なお、凝固組織の現出は、上記した方法で行った。この結果の一例を図２に示す。
図２で観察されるホワイトバンド（図２中の白線部分）は、浸漬ノズルからのノズル吐出流が凝固シェルに当たり、凝固シェル前面の濃化した溶鋼を洗い流すために生じるものである。従って、鋳片の表面からホワイトバンドまでの厚みが、吐出流が衝突した位置での凝固シェルの厚みを表す。このため、鋳片の短辺壁側において、表面からホワイトバンドまでの厚みが、略一定となった部位（コーナーから約５０ｍｍ程度離れた部位）の厚みＡと、最も薄い部位（コーナー部近傍のオフコーナー部）の厚みＢとの比、即ちＢ／Ａを、凝固均一度とした。なお、凝固均一度は、０．７以上であれば、内部割れも見られないため、０．７を判定条件とした。
また、鋳型抵抗は、測定したオシレーション電流値と、スティッキング性ブレークアウトが生じた際のオシレーション電流値とを比較することで、大小を評価した。
以下、実験結果について説明する。

まず、湾曲形状の張り出し（凹部１４の形成）が、凝固均一度と鋳型抵抗に及ぼす影響について検討した。
図３は、湾曲形状の形成範囲を、湯面レベル（メニスカスの位置Ｐ１）から鋳造方向に２００ｍｍまでの範囲とした結果であるが、湯面レベルでの張り出し量を１ｍｍ以上とすることで、オフコーナー部での凝固遅れが解消され、張り出し量の増加と共に凝固均一度が改善した。なお、張り出し量を１０ｍｍ以上とすることで、鋳型抵抗が増大する傾向が得られた。
この結果は、鋳片の厚みを２５０ｍｍとした場合の結果であるが、厚みを種々変更した実験の結果、メニスカスの位置Ｐ１での必要な張り出し量δ（ｍｍ）は、鋳型で鋳造する鋳片の厚みＴ（ｍｍ）に、比例することがわかった。
この関係式は、前記した（１）式で示されるため、鋳型の短辺壁の構成に、前記した（ｃ）の構成を含めた。

また、図４に示す模式図をもとに、短辺壁の内面形状を、メニスカス近傍で鋳型の外側に張り出すように緩やかな湾曲形状とし、前記した（１）式の結果、即ち、メニスカスの位置Ｐ１でのδ／Ｔを、湾曲形状の曲率半径Ｒ（ｍｍ）と鋳片の厚みＴ（ｍｍ）で表すと、以下の（２）式の関係が得られる。

図５は、上記（２）式を用いて、鋳片の厚みＴを２５０ｍｍとして求めた結果であり、図５中の⇔で示した範囲であれば、高い凝固均一度が得られることがわかった。
ここで、前記した（ａ）の構成により、高い凝固均一度が得られた理由について整理すると、以下のようになる。
１）平断面視した短辺壁の内面長さが実質的に変わることになるため、メニスカス近傍で長辺壁にテーパーを付与したのと同じ効果が得られる。
２）コーナー部の形状についても、メニスカスでは９０度よりも鈍角となるため、コーナー部の圧力上昇が緩和され、盛り上がり量そのものが小さくなる。
３）鋳型は、鋳片に対して鋳造方向に、コーナーを絞り込むように角度を変化させて９０度に漸近させる。そのため、ＥＭＳによる溶鋼の盛り上がりが生じ、しかも、オフコーナー部での凝固遅れが生じやすい、コーナー部の凝固均一化に有効である。

図６は、湾曲形状の張り出しを形成するに際し、その形成範囲を鋳造方向に振って試験を行った結果である。
ここで、ＥＭＳのコアの高さ方向の厚み（以下、コア厚ともいう）は２００ｍｍとしているが、張り出しを設けた領域（形成範囲）がＥＭＳのコア厚と同等以上であれば、張り出しを設けることによる改善効果が得られた。しかしながら、張り出しの形成範囲が、ＥＭＳのコア厚と比較して短い１００ｍｍの場合、凝固均一度の改善は不十分であり、一方、張り出しの形成範囲がＥＭＳのコア厚よりも更に長く、かつ、浸漬ノズルの浸漬深さである２５０ｍｍより長い場合、効果は小さくなった。
従って、鋳型の短辺壁の構成に、上記した（ｂ）の構成も含めた。

次に、メニスカスでの撹拌流の流速の影響を検討した結果について説明する。
ここでは、ＥＭＳの電流値を変化させ、メニスカスでの流速を１ｍ／秒まで振って試験を行った。ここで説明するメニスカスでの流速は、前述した方法で評価した、鋳片表面から５ｍｍ位置におけるデンドライト傾角から測定した結果である。その結果、撹拌を加えない場合も含めて、試験条件の範囲では、凝固の均一化が図れた。更に、メニスカスでの流速が０．６ｍ／秒以下であれば、凝固均一化の効果がより顕著にみられた。
なお、メニスカスの流速が０．６ｍ／秒のとき、メニスカスでのコーナー部の盛り上がり高さは、短辺壁側の厚み中央部と比較して１０〜２０ｍｍの差があった。また、メニスカスの流速が１ｍ／秒のとき、メニスカスでのコーナー部の盛り上がり高さは、短辺壁側の厚み中央部と比較して２０〜３０ｍｍの差があった。
以上のことから、本発明の鋼の連続鋳造用設備の適用範囲は、メニスカスの流速が１ｍ／秒以下、短辺壁側の盛り上がり高さが最大３０ｍｍ以下の場合となるが、更にメニスカスでの流速が０．６ｍ／秒以下であれば、凝固均一化の効果が顕著となる。

また、湾曲形状の張り出しを形成する短辺壁のテーパー値の設定方法について、以下、説明する。
短辺壁は、一段のテーパーを前提としている。そのため、張り出しを形成しない場合のコーナー部を基準にして、それぞれの鋳造条件において選択されるテーパー率に従い、短辺壁の設定角度を変え、鋳型の上端幅と下端幅を設定すればよい。その際、メニスカスの位置Ｐ１から、ＥＭＳのコア厚以上であって浸漬ノズルの浸漬深さよりも上方の位置Ｐ２までの範囲となるように、張り出しの形成範囲を設定すればよく、更には、メニスカスの位置Ｐ１での張り出し量δ（ｍｍ）と鋳片の厚みＴ（ｍｍ）との比δ／Ｔを、０．００４以上０．０４以下（即ち、前記した（１）式）で調整すればよい。
仮に、δ／Ｔが０．０４であったとしても、メニスカスにおける短辺壁の内面が形成する円弧の長さと、下部の平坦部における長さとの比をとると、凝固収縮量よりも明らかに小さい。そのため、鋳片は、張り出しの領域で拘束されることはなく、凝固均一化を図ることができる。

なお、鋳型の大きさは、鋳造する鋳片（スラブ）の大きさに応じて種々変更できるが、例えば、厚み（対向する長辺壁の間隔）が１８０〜５００ｍｍ程度、幅（対向する短辺壁の間隔）が８００〜２５００ｍｍ程度のスラブを鋳造可能な大きさである。特に、幅が厚みの３倍以上のスラブを鋳造する場合に、本発明の効果がより顕著に得られる。
また、本発明により、凝固の均一化が図れることから、鋳造速度の高速化が可能となるため、本発明を、鋳造速度が１．３ｍ／分以上、更には１．５ｍ／分以上の鋳造に適用することが好ましい。なお、上限値については規定していないが、現状可能な上限値としては、例えば、２．５ｍ／分程度である。

以上述べたように、湯面近傍で旋回流を形成するように撹拌流を付与した条件、即ち、湯面がコーナーで盛り上がり、厚み中央で凹む条件であっても、本発明の鋼の連続鋳造用設備の鋳型を用いることで、オフコーナー部の凝固遅れを防止することができ、均一に凝固が進行する。
更に、撹拌流の影響がなくなった下方では、通常のテーパーにより、厚み方向一様に絞りこむことで、凝固の均一化が図れる。その結果、短辺壁の形状を直線状とすることができ、オフコーナー部の凝固遅れを解消することができる。
加えて、本発明に用いる鋳型では、短辺壁の内面形状を曲線状とするため、コーナーに旋回流が衝突する際の圧力が緩和される効果も有する。そのため、短辺壁側の湯面形状の凹凸を低減する効果も有する。

次に、本発明の作用効果を確認するために行った実施例について説明する。
まず、転炉での精錬と還流式真空脱ガス装置での処理、並びに合金添加により、０．１％Ｃ鋼を溶製した。そして、この溶鋼を、幅１８００ｍｍ、厚み２８０ｍｍのスラブに鋳造した。
ここで、鋳造は、短辺壁の形状が異なる鋳型を幾つか準備し、長辺壁の背面側にＥＭＳを搭載した連続鋳造用設備を用いて、ＥＭＳによってメニスカス近傍で水平断面内で旋回するように撹拌流を形成する条件で行った。このＥＭＳの通電条件を変えることで、撹拌流速を変化させた。なお、ＥＭＳの設置は、コアの上端が鋳型内の湯面の位置と一致するように行った。また、ＥＭＳのコア厚は０．２ｍである。そして、浸漬ノズルの浸漬深さは０．２５ｍであり、鋳造速度は１．６ｍ／分であり、浸漬ノズル内にＡｒガスを１０ＮＬ／分、流した。また、短辺壁のテーパーは、１．４％／ｍ（対向する短辺壁において、メニスカス位置での短辺壁間距離Ｓ１と下端位置での短辺壁間距離Ｓ２との差を、メニスカス位置での短辺壁間距離Ｓ１で除して％で示し、これを短辺壁の鉛直方向（鋳造方向）の長さで除した値）とした。

上記条件で鋳造したスラブについて、鋳片のＣ断面の凝固組織を調査した。
前記した図２と同様、凝固組織をエッチングにて現出し観察されるホワイトバンドについて、コーナーから離れた部位の厚みＡと、コーナー近傍で厚みが最も薄い部位の厚みＢとの比、Ｂ／Ａを、凝固均一度とした。なお、凝固均一度については、０．７以上を良好として、評価した。
更に、凝固遅れ部に内部割れ（表皮下割れ）が見られるか否かを調査した。
併せて、鋳型抵抗についても調べた。なお、鋳型抵抗については、オシレーション電流を測定し、スティッキング性ブレークアウトが生じた際のオシレーション電流値よりも小さい場合を「小」とし、スティッキング性ブレークアウトが生じた際のオシレーション電流値以上の場合を「大」として、評価した。
また、ＥＭＳの撹拌流速は、前述した方法と同じ方法で測定し、０．４〜１．０ｍ／秒であった。
表１に、試験条件と結果を示す。

表１に示す実施例１〜５にはそれぞれ、張り出しの形成範囲（凹部範囲）を適正範囲（メニスカスの位置から、ＥＭＳの下端（０．２ｍ）以下であって浸漬ノズルの浸漬深さ（０．２５ｍ）よりも上方の位置までの範囲）内の０．２ｍとし、かつ、δ／Ｔを適正範囲（０．００４〜０．０４）内の０．００５、０．０１８、０．０３６とした場合の結果を示しているが、鋳型抵抗が増大することなく、凝固均一度がいずれも０．７以上の値が得られ、大幅に改善した。また、凝固均一度が改善したため、凝固遅れ部も見られず、表皮下割れもみられなかった。
特に、実施例４は、撹拌流速が０．６ｍ／秒である場合の結果を示しているが、鋳型抵抗が増大することなく、凝固均一度が０．７以上の値が得られ、大幅に改善した。
また、実施例５は、撹拌流速が１．０ｍ／秒である場合の結果を示しているが、鋳型抵抗が増大することなく、凝固均一度が０．７となった。なお、上記した実施例４と比較すると、凝固均一度は若干低下したものの、以下に示す比較例と比べると、改善効果が得られた。

一方、比較例１は、張り出しを設けない条件であるが、凝固均一度は低値を示した。
また、比較例２は、張り出しを上記した適正範囲内に設けたものの、δ／Ｔを適正範囲の上限値超である０．０４６とした条件である。この場合、凝固均一度は比較的良好であったものの、抵抗値が局部的に大きくなり、一部拘束されたような表面性状があった。
そして、比較例３については、張り出しを設けて、δ／Ｔを適正範囲内の０．００７としたものの、張り出しの形成範囲が、ＥＭＳのコア厚と比較して短かったため、凝固均一度が低値であった。

比較例４は、張り出しを設けて、δ／Ｔを適正範囲内の０．０１８とし、張り出しの形成範囲を、ＥＭＳのコア厚以上、かつ、浸漬ノズルの浸漬深さ以上の０．４ｍとした結果である。この場合、凝固均一度の改善効果が小さく不適であった。また、凝固遅れ部の内部割れも観察された。
比較例５は、張り出しを設けて、δ／Ｔを適正範囲内の０．０３６としたものの、張り出しの形成範囲を浸漬ノズルの浸漬深さ以上の０．５ｍとしたため、凝固均一度の改善効果が小さく不適であった。また、凝固遅れ部の内部割れも観察された。

以上のことから、本発明の鋼の連続鋳造用設備を用いることで、鋳型内の溶鋼のメニスカス近傍に水平断面内で旋回流を付与するにあたり、鋳型の短辺壁側の凝固を均一化できることを確認できた。

以上、本発明を、実施の形態を参照して説明してきたが、本発明は何ら上記した実施の形態に記載の構成に限定されるものではなく、特許請求の範囲に記載されている事項の範囲内で考えられるその他の実施の形態や変形例も含むものである。例えば、前記したそれぞれの実施の形態や変形例の一部又は全部を組合せて本発明の鋼の連続鋳造用設備を構成する場合も本発明の権利範囲に含まれる。

前記実施の形態においては、張り出し量δの最大値が、短辺壁の厚み中央部となるように設定したが、例えば、鋳型の大きさや構成に応じて、厚み中央部からコーナー側へずらすこともできる。
また、図１においては、湾曲形状の張り出しを、短辺壁の上端から、ＥＭＳの下端以下であって浸漬ノズルの浸漬深さよりも上方の位置Ｐ２までの範囲に形成しているが、少なくともメニスカスの位置Ｐ１から鋳造方向に形成していれば、特に限定されるものではない。

１０、１１：短辺壁、１２：鋳型、１３：内面、１４：凹部

Claims (1)

1. それぞれ対向配置された一対の長辺壁と一対の短辺壁を備えた溶鋼鋳造用の鋳型と、該鋳型内に溶鋼を供給する浸漬ノズルと、前記一対の長辺壁の裏面側に該長辺壁に沿って配置され、前記鋳型内のメニスカスの近傍で旋回流を付与する電磁撹拌装置とを有する鋼の連続鋳造用設備であって、
   前記短辺壁の内面の平断面形状を、前記メニスカスの近傍で前記鋳型の外側に張り出す湾曲形状とし、しかも、鋳造方向に、前記湾曲形状の張り出し量を減少させると共に、前記湾曲形状の曲率半径を徐々に大きくして、下部で平坦形状とし、かつ、前記湾曲形状の形成範囲を、前記短辺壁の上端から、前記電磁撹拌装置の下端以下であって前記浸漬ノズルの浸漬深さよりも上方の位置Ｐ２までの範囲とし、前記湾曲形状の前記電磁撹拌装置の上端位置での張り出し量δ（ｍｍ）と、前記鋳型で鋳造する鋳片の厚みＴ（ｍｍ）とが、下式の関係を満足したことを特徴とする鋼の連続鋳造用設備。
   ０．００４≦δ／Ｔ≦０．０４