JP6623793B2 - 連続鋳造方法 - Google Patents

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。

ここで、溶融金属中にはガス気泡や非金属介在物が含まれており、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。

一方、鋳型内における溶融金属の流れに注目すると、鋳型内には、浸漬ノズルの吐出孔から噴出された溶融金属が鋳型内壁に衝突することにより、上方（すなわち、湯面方向）に向かう上昇流と、下方（すなわち、鋳片の引き抜き方向）に向かう下降流が形成される。当該下降流の流速が大きい場合には、不純物が浮上できず、製品品質が劣化する可能性が高まるため、製品品質を確保するためには、この下降流速を制御することが重要である。なお、一般的に、連続鋳造機では、浸漬ノズルの吐出口は、鋳型の幅方向を向くように、すなわち鋳型の短辺面と対向するように設けられるため、上述した下降流としては、溶融金属が鋳型短辺面と衝突することにより形成される下降流（以下、短辺下降流という）が主に問題となる。

そこで、連続鋳造においては、短辺下降流に注目することにより製品品質の向上を図る技術が開発されている。例えば、特許文献１には、鋼の連続鋳造において、短辺下降流の運動量を下記数式（１）に示す下降流Ｆ値によって評価し、この下降流Ｆ値を１．０以下とすることにより、鋳片内の介在物量を低減する技術が開示されている。

ここで、上記数式（１）において、ρ_ｌは溶鋼の密度（ｋｇ／ｍ^３）、Ｑ_Ｌは単位時間当たりの溶鋼注入量（ｍ^３／ｓｅｃ）、Ｖｅは溶鋼吐出流が鋳型短辺面と衝突する時の速度（ｍ／ｓｅｃ）、θは溶鋼吐出流が鋳型短辺面と衝突する位置における水平となす角度（ｄｅｇ）である。

また、例えば、特許文献２には、連続鋳造機の溶鋼吐出流が鋳型短辺面と衝突する部位よりも下方に電磁ブレーキ装置を設けるとともに、当該電磁ブレーキ装置による印加制動磁界の強さＢ（Ｇａｕｓｓ）を下記数式（２）に示す関係を満たすように制御することにより、鋳片内の介在物量を低減する技術が開示されている。

ここで、上記数式（２）において、Ｖは電磁ブレーキ装置直前での短辺下降流の流速（ｍ／ｓｅｃ）である。

また、例えば、特許文献３には、鋳片長辺面の表皮下５（ｍｍ）から１０（ｍｍ）の間の凝固組織におけるデンドライト傾斜角度が１０〜４０（ｄｅｇ）となり、鋳片短辺面の表皮下１５（ｍｍ）から２５（ｍｍ）の間の凝固組織におけるデンドライト傾斜角度が０〜１５（ｄｅｇ）となるように連続鋳造を行うことにより、鋳片内の介在物量を低減する技術が開示されている。ここで、鋼が凝固する場合には、溶鋼流動の上流側に向かって凝固組織のデンドライトが傾斜して成長するという特徴がある。特許文献３に記載の技術において、鋳片短辺面のデンドライト傾斜角度を０〜１５（ｄｅｇ）の範囲とすることは、短辺下降流の流速を比較的小さい範囲に抑えることを意味し得る。

特開２００５−１０３５７０号公報 特開２０００−１５４０４号公報 特開２０００−２４６４０７号公報

しかしながら、特許文献１に記載の方法について検討したところ、発明者らの所有する連続鋳造機では、下降流Ｆ値＞１．０となる条件であっても鋳片の品質改善が実現されることが多かった。これは、特許文献１に記載の技術では、上記数式（１）における流速Ｖｅを水モデル実験に基づく近似式から求めているため、例えば浸漬ノズルの吐出孔の形状等、実際の連続鋳造機において流速Ｖｅに影響を与え得る諸条件が水モデル実験と異なる場合には、下降流Ｆ値によって鋳片の品質を正確に評価することができなくなるからであると考えられる。特に、浸漬ノズルの浸漬深さ（すなわち、吐出孔の湯面からの深さ）が考慮されていないことによる影響は大きいと考えられる。つまり、特許文献１に記載の下降流Ｆ値によって鋳片の品質を評価する方法は、連続鋳造における多様な条件に必ずしも対応し得るものではなく、当該方法では鋳片の品質を適切に評価できない可能性がある。

また、特許文献２に記載の方法は、電磁ブレーキ装置を有する連続鋳造機にしか適用することができない。また、上記数式（２）における流速Ｖを直接測定することは不可能であるため、特許文献２に記載の技術では、当該流速Ｖを水モデル実験による推定式から求めている。従って、当該推定式が不確かである場合には、印加制動磁界の強さＢを上記数式（２）を満たすように高精度に制御することが困難となり、鋳片の品質を確保できない可能性がある。

また、特許文献３に記載の方法では、上記のようにデンドライト傾斜角度に基づいて短辺下降流速を評価している。しかし、デンドライト傾斜角度は、溶鋼の炭素濃度や凝固速度に応じて大きく変化するため、０〜１５（ｄｅｇ）という範囲は、流速を評価するためには非常に大雑把であり、デンドライト傾斜角度が当該範囲であったとしても、短辺下降流速が十分に小さくなっているとは限らない。従って、特許文献３に記載の技術は、確実に鋳片の品質を確保できる技術とは言えない。また、デンドライト傾斜角度に影響する溶鋼流速は、凝固界面近傍における流速である。例えば、溶鋼中の下降流速の最大値が、凝固界面近傍以外に存在している場合には、デンドライト傾斜角度では当該流速を評価することはできないため、特許文献３に記載の技術では、鋳片品質を確保することができないと考えられる。

以上説明したように、下降流に注目することにより鋳片の品質を向上させる技術は様々開発されているものの、いずれの方法も確実に鋳片品質を確保し得るものとは言い難い。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、より確実に鋳片品質を確保することが可能な、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、鋳型の下方から引き抜かれた鋳片が搬送される搬送経路が、前記鋳型の直下において鉛直方向に延伸する垂直部と、鉛直方向から水平方向に向かって曲線状に湾曲する湾曲部と、水平方向に延伸する水平部と、が、この順に連なって形成される、垂直曲げ型の連続鋳造機を用いた連続鋳造方法であって、前記垂直部の終端位置又は前記垂直部の終端位置近傍のいずれかの位置での水平断面において溶融金属内に生じている下降流速の大きさの最大値が、下記数式（１０１）に示す前記溶融金属内での介在物の浮上速度Ｕの大きさよりも小さくなるように制御され、前記垂直部の終端位置近傍は、前記垂直部の終端位置の上方３００（ｍｍ）よりも下方かつ前記垂直部の終端位置の下方３００（ｍｍ）よりも上方の範囲であり、前記下降流速の大きさは、流体解析シミュレーションによって得られる、連続鋳造方法が提供される。

ここで、上記数式（１０１）において、
ｇ：重力加速度
ρｌ：前記溶融金属の密度
ρ：前記介在物の密度
ｄ：鋳片の品質に影響を及ぼす前記介在物の直径の最小値
μ：前記溶融金属の粘性係数
である。

また、当該連続鋳造方法においては、前記溶融金属は溶鋼であり、前記介在物はアルミナであり、前記介在物の直径ｄは０．６（ｍｍ）であり、前記介在物の前記浮上速度Ｕは、１１．８（ｃｍ／ｓ）であってもよい。

また、当該連続鋳造方法においては、前記鋳型の厚みＴ（ｍｍ）、鋳造速度Ｖｃ（ｍ／ｍｉｎ）、前記鋳型に対して上方から前記溶融金属を注入する浸漬ノズルの前記溶融金属の吐出孔の上端の湯面からの距離であるノズル浸漬深さＤ（ｍｍ）、及び前記鋳型内の前記溶融金属を撹拌するために設けられる電磁撹拌装置による撹拌力Ｆ（Ｎ／ｍ^３）が、下記数式（１０３）に示す関係を満たすように制御されることにより、前記下降流速が制御されてもよい。

本発明によれば、垂直曲げ型の連続鋳造機を用いた連続鋳造において、より確実に鋳片品質を確保することが可能になる。

介在物の直径ｄと介在物の浮上速度Ｕとの関係の一例を示すグラフ図である。 垂直曲げ型の連続鋳造機の概略構成を示す側断面図である。 連続鋳造機における鋳型の、幅方向と平行な方向での断面を模式的に示す図である。 条件１における流体解析シミュレーションによって得られた、鋳型の厚み方向における中心断面での溶鋼流速の分布を示す図である。 条件１における流体解析シミュレーションによって得られた、鋳型の短辺面の凝固シェル界面における下降流速の深さ方向の分布を示す図である。 条件１における流体解析シミュレーションによって得られた、垂直部終端位置（湯面からの深さ２．５（ｍ）の位置）での水平断面における下降流速の分布を示す等高線図である。 電磁撹拌装置が設けられた鋳型の構成を概略的に示す図である。 浸漬ノズルの吐出孔と電磁撹拌装置との位置関係の一例を示す図である。 浸漬ノズルの吐出孔と電磁撹拌装置とが図８に示す位置関係にある場合における、鉄芯コア中心位置での溶鋼の流れを模擬的に示す図である。 条件２における流体解析シミュレーションによって得られた、鋳型の短辺面の凝固シェル界面における下降流速の深さ方向の分布を示す図である。 条件２における流体解析シミュレーションによって得られた、垂直部終端位置（湯面からの深さ２．５（ｍ）の位置）での水平断面における下降流速の分布を示す等高線図である。

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構成部材の相対的な大きさは、必ずしも実際の構成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場合について説明する。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．本発明に想到した背景と本発明の基本原理）
本発明の好適な一実施形態について説明するに先立ち、本発明者らが本発明に想到した背景と、本発明の基本原理について説明する。

（１−１．介在物の浮上条件についての考察）
上述したように、連続鋳造中に溶鋼内で介在物が浮上して湯面に到達することができれば、当該介在物は除去され、高品質な鋳片を得ることが可能になる。そこで、本発明者らは、まず、溶鋼内で介在物が浮上して湯面に到達し得る条件（以下、単に浮上条件ともいう）について考察した。

（１−１−１．下降流速の大きさについての検討）
溶鋼内を浮上する介在物の浮上速度は、下記数式（３）に示すストークスの式によって算出することができる。ここで、Ｕは介在物の流動抵抗と浮力が平衡状態となった場合の浮上速度（すなわち、介在物が浮上する際の終端速度）、ｇは重力加速度、ρ_ｌは溶鋼の密度、ρは介在物の密度、ｄは介在物の直径（粒径）、μは溶鋼の粘性係数である。なお、具体的には、重力加速度ｇは略９．８（ｍ／ｓ^２）、溶鋼の粘性係数μは略５．０×１０^−３（Ｐａ・ｓ）である。また、下記数式（３）では、浮上速度Ｕを、浮上する方向を正として定義している。

溶鋼内に生じている下降流によって下方に流された介在物は、ある程度の深さ位置において自身の浮力によって上昇を開始する。そして、この浮上する際の終端速度、すなわち上記数式（３）から求められる介在物の浮上速度Ｕの大きさが、下降流速の大きさよりも大きければ、介在物は溶鋼内を浮上して湯面に到達し得ることとなる。換言すれば、高品質な鋳片を得るためには、溶鋼内で生じる下降流速の大きさが、上記数式（３）から求められる介在物の浮上速度Ｕの大きさよりも小さくなるように、連続鋳造を行えばよい。

具体的には、上記数式（３）から介在物の浮上速度Ｕを算出する際には、重力加速度ｇ、溶鋼の粘性係数μ、介在物の密度ρ及び溶鋼の密度ρ_ｌとしては、文献値や実験等によって得られた値を用いればよい。例えば、重力加速度ｇ及び溶鋼の粘性係数μとしては、上述した定数を用いることができる。また、例えば、介在物の密度ρとしては、除去の対象としている介在物についての文献値を用いることができる。また、例えば、溶鋼の密度ρ_ｌとしては、連続鋳造中の溶鋼の温度を加味した文献値を用いることができる。

また、介在物の直径ｄとしては、鋳片の品質を著しく悪化させ得る最小の値を用いればよい。上記数式（３）から、介在物の直径ｄが大きくなるほど浮上速度Ｕも大きくなるため、鋳片の品質に影響し得る最小の直径を有する介在物の浮上速度の大きさよりも下降流速の大きさを小さくすれば、より大きな直径を有する介在物も浮上し得るからである。

一例として、溶鋼の温度が１５５０℃であり、対象としている介在物がアルミナであるとする。この場合、介在物の密度ρは約３９９０（ｋｇ／ｍ^３）であり、溶鋼の密度ρ_ｌは約７０００（ｋｇ／ｍ^３）とみなすことができる。これらの値を上記数式（３）に代入し、介在物の直径ｄと介在物の浮上速度Ｕとの関係を求めた。その結果を図１に示す。図１は、介在物の直径ｄと介在物の浮上速度Ｕとの関係の一例を示すグラフ図である。図１では、横軸に介在物の直径ｄを取り、縦軸に介在物の浮上速度Ｕを取り、両者の関係をプロットしている。

ここで、各種の実験や実際の操業における実績データ等により、一般的に、鋳片の品質を著しく悪化させ得る介在物の直径は約０．６（ｍｍ）以上であることが知られている。ｄ＝０．６（ｍｍ）である介在物の浮上速度Ｕは、上記数式（３）から、Ｕ＝１１．８（ｃｍ／ｓ）と求めることができる。従って、例えば、溶鋼内における下降流速の大きさが１１．８（ｃｍ／ｓ）よりも小さくなるような条件で連続鋳造を行うことにより、高品質な鋳片を得ることが可能になる。

なお、上述した介在物の密度ρ、溶鋼の密度ρ_ｌ、及び介在物の直径ｄの具体的な数値はあくまで一例である。本発明を適用する際には、これらの値としては、実際の操業条件に則した値が用いられればよい。

（１−１−２．下降流速の評価位置についての検討）
以上説明したように、上記数式（３）を用いることにより、高品質な鋳片を得るための溶鋼内の下降流速の大きさについての条件を規定することができる。一方、溶鋼内における下降流速の大きさは、水平面内及び深さ方向において分布を有していると考えられるため、どの位置での下降流速を評価の対象とするかが問題となる。下降流速の評価位置を決定するためには、連続鋳造中における溶鋼内での下降流の挙動を把握する必要がある。そこで、本発明者らは、次に、連続鋳造中における溶鋼の流動状態について考察した。

ここで、連続鋳造においては、鋳型とその下流２〜３メートルの範囲を垂直な形状とし、その後、鋳片を曲げて、最終的には水平に鋳片を引き抜く、いわゆる垂直曲げ型の連続鋳造機が多く用いられている。後述するように、垂直曲げ型の連続鋳造機では、不純物除去作用と高い生産性とを両立させることが可能となるからである。従って、本発明者らは、垂直曲げ型の連続鋳造機を用いた連続鋳造を対象として、連続鋳造中における溶鋼の流動状態についての考察を行った。

まず、図２及び図３を参照して、垂直曲げ型の連続鋳造機の概略構成、及び垂直曲げ型の連続鋳造機を用いた連続鋳造の概要について説明する。図２は、垂直曲げ型の連続鋳造機の概略構成を示す側断面図である。簡単のため、図２では、垂直曲げ型の連続鋳造機１０のうち、鋳型１１０と、鋳型１１０の下方に設けられる複数対の支持ロール１４０のみを図示している。

鋳型１１０に対して浸漬ノズル（図示せず。）を介して溶鋼１５０が供給される。鋳型１１０によって冷却された溶鋼１５０は凝固し、鋳片１６０として鋳型１１０の下端から引き抜かれる。支持ロール１４０は、鋳片１６０の厚さ方向両側に対となって配置され、鋳型１１０の下端から引き抜かれた鋳片１６０を支持しながら搬送する支持搬送手段として機能する。つまり、支持ロール１４０によって鋳片１６０の搬送経路（パスライン）が形成される。

このパスラインは、図２に示すように、鋳型１１０の直下では鉛直方向に延伸し、次いで鉛直方向から水平方向に向かって曲線状に湾曲して、最終的には水平方向に延伸する。当該パスラインが鉛直方向に（すなわち、垂直に）延伸している部分を垂直部、湾曲している部分を湾曲部、水平方向に延伸している部分を水平部とも呼称する。当該パスラインの形状が、連続鋳造機１０が、垂直曲げ型の連続鋳造機１０と呼称される所以である。なお、以下の説明では、鋳型１１０内の湯面から垂直部の下端（終端）までの長さを垂直部長さＤ_Ｖとも呼称する。

図３は、連続鋳造機１０における鋳型１１０の、幅方向と平行な方向での断面を模式的に示す図である。図３に示すように、浸漬ノズル１２０は、鋳型１１０の幅方向における略中央に、その先端から所定の長さの領域が溶鋼１５０内に浸漬するように配置される。浸漬ノズル１２０の先端近傍の側壁には、溶鋼１５０の吐出孔１２１が１対設けられる。当該１対の吐出孔１２１は、浸漬ノズル１２０の中心軸まわりに互いに１８０度ずれた位置にそれぞれ設けられており、鋳型１１０の短辺面とそれぞれ対向している。

吐出孔１２１から溶鋼１５０が鋳型１１０内に供給される。このとき、鋳型１１０の上部からはパウダ１５１が溶鋼１５０の湯面上に供給される。溶鋼１５０によって溶解したパウダは、溶鋼１５０と鋳型１１０の内壁との間の潤滑、浮上してきた介在物の吸着、及び溶鋼１５０の保温等の機能を果たす。

鋳型１１０内の溶鋼１５０は、鋳型１１０により冷却され、その外殻から徐々に凝固する。溶鋼１５０が鋳型１１０の下方に向かって移動するにつれて、内部の未凝固部１６０ｂの凝固が進行し、外殻の凝固シェル１６０ａの厚さは、徐々に厚くなる。かかる凝固シェル１６０ａと未凝固部１６０ｂを含む鋳片１６０が鋳型１１０の下端から引き抜かれることにより、連続鋳造が行われる。

以上、垂直曲げ型の連続鋳造機の概略構成、及び垂直曲げ型の連続鋳造機を用いた連続鋳造の概要について説明した。

ここで、上記のように、溶鋼１５０内の介在物は、ある程度の深さ位置において自身の浮力によって上昇を開始する。そして、この浮上する際の終端速度の大きさが下降流速の大きさよりも大きければ、介在物は湯面に到達し、鋳片１６０から除去され得る。しかしながら、垂直曲げ型の連続鋳造機１０においては、介在物が浮上を開始した位置が既に湾曲部に到達していた場合には、浮上した介在物が鋳片１６０の上側長辺面に集積してしまうため、当該介在物は除去され得ないこととなる。つまり、垂直曲げ型の連続鋳造機１０において介在物を除去するためには、当該介在物が垂直部に位置している間に、当該介在物の浮上速度の大きさが下降流速の大きさよりも大きくなっている必要がある。つまり、高品質な鋳片を得るための溶鋼内の下降流速の大きさを評価する位置としては、垂直部終端位置が適切であると考えられる。なお、垂直部終端位置は、例えば設備図面に従って定義され得る。例えば、垂直部終端位置は、設備図面における垂直部と湾曲部との境界位置として定義される。

なお、垂直部長さＤ_Ｖが長いほど、湾曲部において介在物が捕捉される可能性が低くなるため、介在物の除去能力は高くなる。従って、不純物除去能力が最も優れているのは、完全に垂直な連続鋳造機（すなわち、パスラインが垂直部のみによって構成される連続鋳造機）である。しかしながら、完全に垂直な連続鋳造機では、鋳片が垂直方向に引き抜かれることとなるため、生産性が悪化する。そのため、垂直部を設けることによる不純物除去作用と、高い生産性とを両立させる観点から、好適に垂直曲げ型の連続鋳造機１０が多く用いられているのである。

本発明者らは、垂直部における溶鋼１５０の流れについて考察するために、連続鋳造機１０の垂直部を模した計算モデルに対して流体解析シミュレーションを行った。当該流体解析シミュレーションにおける条件（以下、条件１ともいう）は、以下の通りである。

（条件１）
鋳型幅：２２００（ｍｍ）
鋳型厚み：３００（ｍｍ）
鋳造速度：１．２（ｍ／ｍｉｎ）
吐出孔の形状：鋳片の厚み方向の幅が６５（ｍｍ）、深さ方向の高さが８０（ｍｍ）で、下向き２５度を向いた形状
ノズル浸漬深さ（浸漬ノズル１２０の浸漬深さ）：吐出孔１２１の上端の湯面からの深さが２１０（ｍｍ）
連続鋳造機の垂直部長さＤ_Ｖ：２．５（ｍ）

また、一般的に、連続鋳造機１０には電磁撹拌装置（図２では図示せず）が設けられることが多い。電磁撹拌装置は、溶鋼１５０内の気泡等が凝固シェル１６０ａの界面に捕捉され欠陥となって現れることを防ぐために、鋳型１１０内の溶鋼１５０を電磁力により撹拌するものである。そこで、当該流体解析シミュレーションでは、当該電磁撹拌装置も考慮した。具体的には、当該流体解析シミュレーションでは、鋳型１１０内の溶鋼１５０に、水平面内において鋳型１１０の長辺面に沿った流れを生じさせるように電磁撹拌装置が設置されているものとした。なお、電磁撹拌装置の設置位置は、後述する図８と同様、その鉄芯コアの中心位置が、浸漬ノズル１２０の吐出孔１２１と略同一の高さになる位置である。条件１では、６２０（Ａ）、３．５（Ｈｚ）の交流電流を通電して当該電磁撹拌装置を駆動させた場合における溶鋼１５０の流れを解析した。

図４は、条件１における流体解析シミュレーションによって得られた、鋳型１１０の厚み方向における中心断面での溶鋼流速の分布を示す図である。図４では、流速分布をベクトルによって表示している。図４を参照すると、垂直部終端位置において、鋳型短辺面両側の凝固シェル界面近傍及び幅方向の中心の３系統の下降流が形成されていることが確認できる。

このような３系統の下降流が形成される経緯は、以下のように説明できる。すなわち、浸漬ノズル１２０の吐出孔１２１から噴出された溶鋼１５０の吐出流は、鋳型１１０の短辺面に衝突し、上昇流と下降流が形成される。当該下降流に従って鋳型１１０の下方に向かって流れた溶鋼１５０のうちの一部は、鋳型１１０の短辺による冷却により温度が低下し、そのまま熱対流により短辺の凝固シェル１６０ａに沿って下降していく。一方、比較的高温な溶鋼１５０を多く含む部分は、熱対流により鋳型１１０内を幅方向の中央に向かって上昇していく。この鋳型１１０内を幅方向の中央に向かって上昇する流れは、幅方向の中央近傍で対面側の短辺からの同様の流れと衝突し、上下流が形成される。このようにして、連続鋳造時には、鋳型１１０の両方の短辺近傍、及び幅方向の中心の、３系統の下降流が形成される。なお、図３では、以上説明した溶鋼１５０の流動を、概略的に矢印で示している。

更に、本発明者らは、上記流体解析シミュレーションの結果に基づいて、下降流の流速を定量的に評価した。図５は、条件１における流体解析シミュレーションによって得られた、鋳型１１０の短辺面の凝固シェル界面における下降流速の深さ方向の分布を示す図である。図６は、条件１における流体解析シミュレーションによって得られた、垂直部終端位置（湯面からの深さ２．５（ｍ）の位置）での水平断面における下降流速の分布を示す等高線図である。なお、図５及び図６では、深さ方向への流速を正としている。従って、図６において、値が負である領域（「＜０．０」を付している領域）は、上昇流が生じている領域を意味している。

図５を参照すると、鋳型１１０の短辺面の凝固シェル界面に沿った下降流は、湯面からの深さが０．７（ｍ）から１．５（ｍ）の範囲において、２０〜３０（ｃｍ／ｓ）という比較的大きな流速を有するが、湯面からの深さが１．５（ｍ）よりも深い領域では、６〜８（ｃｍ／ｓ）という比較的小さな流速を有する。

一方、図６を参照すると、垂直部終端位置での水平断面では、鋳型１１０の短辺面の凝固シェル界面から少し内側に入った位置に、下降流速が最大となる領域が存在していることが分かる。当該領域における下降流速は、１０〜１５（ｃｍ／ｓ）である。

ここで、図６に示す結果は、条件１に対応する鋳造条件で連続鋳造を行った場合には、垂直部終端位置において、最大で１５（ｃｍ／ｓ）程度の流速を有する下降流が存在していることを示している。図１に示すグラフ図を参照すれば、あくまで溶鋼の温度が１５５０℃であり対象としている介在物がアルミナであると仮定した場合ではあるが、１５（ｃｍ／ｓ）の流速を有する下降流が存在する場合には、直径０．７（ｍｍ）程度の介在物も鋳片に残留する可能性があることとなる。つまり、図６に示す結果から、条件１に対応する鋳造条件で連続鋳造を行った場合には、上記（１−１−１．下降流速の大きさについての検討）で説明した下降流速の大きさについての条件を満たしていないため、鋳片の品質は著しく悪化することが予想される。

本発明者らは、この予想が正しいことを確認するために、条件１と同様の鋳造条件で実際に連続鋳造を行い、その結果得られた鋳片の品質を超音波探傷検査によって調査した。その結果、欠陥発生率は４０％であり、鋳片の品質が非常に悪いことが確認できた。なお、超音波探傷検査において検出される欠陥は、サイズが０．５（ｍｍ）以上の介在物が鋼板製品の断面内に存在する比率である。

（１−２．検討内容のまとめと本発明の基本原理）
以上、本発明者らが浮上条件について検討した結果について説明した。以上説明したように、本発明者らは、垂直部終端位置における水平断面内での下降流速の大きさによって、介在物の浮上条件を規定し得ることを見い出した。

ただし、下降流速の大きさを評価する高さ方向の位置は、必ずしも垂直部終端位置でなくてもよく、垂直部終端位置から上方及び／又は下方の所定の範囲（以下、垂直部終端位置近傍ともいう）であってもよい。例えば、図４に示すように、下降流速の大きさは、下降流が垂直部終端位置に達する前に、当該垂直部終端位置での流速の大きさに近い値になっていることがある。従って、垂直部終端位置から上方の所定の範囲において下降流速の大きさを評価したとしても、介在物の浮上条件を規定することができる。また、パスラインの湾曲部の曲率半径は、例えば１０（ｍ）前後であることが多いため、垂直部終端位置よりも下方において下降流速の大きさが介在物の浮上速度Ｕの大きさよりも小さくなった場合であっても、浮上した介在物が鋳片１６０の上側長辺面に集積することなく湯面まで到達できる可能性がある。つまり、垂直部終端位置から下方の所定の範囲において下降流速の大きさを評価したとしても、介在物の浮上条件を規定することができる。

まとめると、垂直曲げ型の連続鋳造機１０を用いた連続鋳造における浮上条件は、「垂直部終端位置又は垂直部終端位置近傍における水平断面内において溶鋼１５０内で生じている下降流速の大きさが、上記数式（３）から求められる介在物の浮上速度Ｕの大きさよりも小さいこと」であると規定することができる。換言すれば、当該浮上条件を満たすように連続鋳造を行えば、高品質な鋳片１６０を得ることが可能となる。本発明の基本原理は、当該浮上条件を満たすように連続鋳造を行うことである。

なお、「垂直部終端位置近傍」の具体的な範囲については、連続鋳造機１０の構成（特に垂直部長さＤ_Ｖ）や、鋳造条件（鋳型１１０の幅、鋳型１１０の厚み、鋳造速度、浸漬ノズル１２０の吐出孔１２１の形状、ノズル浸漬深さ、及び電磁撹拌装置の駆動電流等）等に基づいて、適宜決定すればよい。例えば、本発明者らによる検討の結果、一般的な構成を有する連続鋳造機、及び一般的な操業条件を想定した場合には、垂直部終端位置の上方５００（ｍｍ）よりも下方、より好ましくは垂直部終端位置の上方３００（ｍｍ）よりも下方において下降流速の大きさを評価することにより、垂直部終端位置において下降流速の大きさを評価した場合とほぼ同様に、鋳片１６０の品質を良好に判定することができた。また、同様に、例えば、垂直部終端位置の下方５００（ｍｍ）よりも上方、より好ましくは垂直部終端位置の下方３００（ｍｍ）よりも上方において下降流速の大きさを評価することにより、垂直部終端位置において下降流速の大きさを評価した場合とほぼ同様に、鋳片１６０の品質を良好に判定することができた。つまり、「垂直部終端位置近傍」の具体的な範囲は、例えば、垂直部終端位置の上方５００（ｍｍ）よりも下方かつ垂直部終端位置の下方５００（ｍｍ）よりも上方の範囲であり、より好ましくは、垂直部終端位置の上方３００（ｍｍ）よりも下方かつ垂直部終端位置の下方３００（ｍｍ）よりも上方の範囲である。

（２．本実施形態に係る連続鋳造方法）
本発明者らは、以上説明した基本原理に則した連続鋳造方法について鋭意検討した結果、以下に示す本発明の好適な一実施形態に係る連続鋳造方法に想到した。以下、本発明者らが想到した、一実施形態に係る連続鋳造方法について詳しく説明する。なお、以下の実施形態及び実施例では、一例として、浮上条件について検討する際に「垂直部終端位置」での下降流速に注目した場合について説明する。ただし、上述したように、本発明における浮上条件では、必ずしも「垂直部終端位置」のみにおいて下降流速を評価しなくてもよく、「垂直部終端位置近傍」において下降流速を評価してもよい。

（２−１．連続鋳造機の構成）
まず、本実施形態に係る連続鋳造方法に用いられる連続鋳造機の構成について説明する。本実施形態では、例えば図２に示すような垂直曲げ型の連続鋳造機が用いられる。当該連続鋳造機としては、一般的な構成を有する各種の垂直曲げ型の連続鋳造機を用いることができる。

また、本実施形態では、電磁撹拌装置が設けられた連続鋳造機を好適に用いる。図７は、電磁撹拌装置が設けられた鋳型の構成を概略的に示す図である。図７では、鋳型を上方から見た様子を示しており、浸漬ノズルの位置を概略的に併せて図示している。

図７に示すように、鋳型１１０は、鋳片の幅及び厚さに応じた四角筒状を有する。浸漬ノズル１２０は、図３を参照して上述したように、１対の溶鋼１５０の吐出孔がそれぞれ鋳型１１０の短辺面と対向するように、鋳型１１０の幅方向の略中央に配置される。鋳型１１０の長辺面の外側に、それぞれ、例えばステンレスからなるバックアッププレート１３５を介して、電磁撹拌装置１３０が設けられる。電磁撹拌装置１３０は、電磁鋼板からなる鉄芯コアに銅線を巻き付けることにより構成される電磁コイル（図示せず）が鋳型１１０の長辺面の幅方向（すなわち、鋳型１１０の幅方向）に沿って複数並べられて構成される。

これらの電磁コイルには、図示しない電源が接続される。当該電源によって、隣り合う電磁コイルに印加される電流の位相が適宜ずれるように、これらの電磁コイルに対して電流が印加されることにより、鋳型１１０内の溶鋼１５０に磁界が印加される。なお、電源の駆動は、図示しない制御装置によって適宜制御され得る。当該制御装置により、各電磁コイルに印加する電流量や、各電磁コイルに電流を印加するタイミング等が適宜制御され、溶鋼１５０に印加される磁界の強さが制御され得る。

電磁撹拌装置１３０によって溶鋼１５０に対して磁界が印加されることにより、ローレンツ力の作用により、溶鋼１５０内に流れが発生する。図７では、溶鋼１５０に作用するローレンツ力（電磁力）を、太線矢印で概略的に図示している。

図示するように、電磁撹拌装置１３０は、鋳型１１０の幅方向に沿った方向の電磁力が作用するように、溶鋼１５０に対して磁界を印加する。また、この際、電磁撹拌装置１３０は、一の長辺面に沿った電磁力の方向が、対向する他の長辺面に沿った電磁力の方向と逆向きになるように、溶鋼１５０に対して磁界を印加する。これにより、鋳型１１０内の溶鋼１５０には、水平面内での旋回流が形成されることとなる。このように旋回流を発生させて、凝固シェル成長界面の溶鋼１５０を流動させることにより、溶鋼１５０中の不活性ガスの気泡が凝固シェルに捕捉されてピンホール性欠陥が発生することを抑制することができる。

なお、電磁撹拌装置１３０は、鋳型１１０の幅方向に沿った流動を溶鋼１５０に生じさせるものであればよく、その具体的な構成は限定されない。電磁撹拌装置１３０としては、各種の公知の構成のものを用いることができる。

（２−２．下降流速の制御方法）
次に、本実施形態における下降流速の制御方法について説明する。図４を参照して上述したように、鋳型１１０内の下降流は、浸漬ノズル１２０の吐出孔１２１から噴出されて鋳型１１０の短辺面に衝突する溶鋼流に起因して生じている。従って、下降流速を制御するためには、この浸漬ノズル１２０の吐出孔１２１から鋳型１１０の短辺面に向かう溶鋼流速を制御すればよい。

本実施形態では、鋳型厚み、鋳造速度、浸漬ノズルの浸漬深さ（ノズル浸漬深さ）、及び電磁撹拌装置の駆動電流の少なくともいずれかを調整することにより、この鋳型短辺面に向かう溶鋼流速を制御する。鋳型厚みについては、当該鋳型厚みが大きければ、浸漬ノズル１２０の吐出孔１２１から噴出された溶鋼１５０が、鋳型１１０の厚み方向により拡散しやすくなるため、鋳型短辺面に向かう溶鋼流速をより小さくすることができる。一方、鋳型厚みが小さければ、浸漬ノズル１２０の吐出孔１２１から噴出された溶鋼１５０が、鋳型１１０の厚み方向により拡散し難くなるため、鋳型短辺面に向かう溶鋼流速をより大きくすることができる。

鋳造速度については、当該鋳造速度を調整することにより、浸漬ノズル１２０の吐出孔１２１から噴出される単位時間当たりの溶鋼量を制御することができるため、鋳型短辺面に向かう溶鋼流速を制御することができる。具体的には、鋳型短辺面に向かう溶鋼流速をより小さくしたければ鋳造速度を低下させればよく、鋳型短辺面に向かう溶鋼流速をより大きくしたければ鋳造速度を増加させればよい。

ただし、鋳型厚みは、製品の規格に応じて決定され得るパラメータであるため、実際には任意に変更することは難しい。また、鋳造速度の変化は生産効率に直結する。従って、好ましくは、他の制御因子であるノズル浸漬深さ及び／又は電磁撹拌装置の駆動電流によって鋳型短辺面に向かう溶鋼流速が制御されることが好ましい。

ノズル浸漬深さ又は電磁撹拌装置の駆動電流によって鋳型短辺面に向かう溶鋼流速が制御され得ることは、以下のように説明される。図８は、浸漬ノズル１２０の吐出孔１２１と電磁撹拌装置１３０との位置関係の一例を示す図である。図８では、図３と同様に、鋳型１１０の幅方向と平行な方向での断面を模式的に示すとともに、電磁撹拌装置１３０の位置を想像線で模擬的に示している。図９は、浸漬ノズル１２０の吐出孔１２１と電磁撹拌装置１３０とが図８に示す位置関係にある場合における、鉄芯コア中心位置での溶鋼１５０の流れを模擬的に示す図である。図９では、鋳型１１０とともに、溶鋼１５０の流れを模擬的に矢印で図示している。当該矢印の太さは流速の大きさを概略的に示している。

図８に示すように、浸漬ノズル１２０の吐出孔１２１と、電磁撹拌装置１３０の鉄芯コアの中心位置と、が略同一の高さに位置しているとする。なお、この状態は、上述した条件１におけるノズル浸漬深さに対応している。この場合における鉄芯コアの中心位置における溶鋼１５０の流動について考察すると、図９（ａ）に示すように、浸漬ノズル１２０の吐出孔１２１からの吐出流は、鋳型１１０の幅方向中央から短辺面に向かう方向の流れを有している。一方、図９（ｂ）に示すように、電磁撹拌装置１３０によって生じる溶鋼流は、図７にも示したように、２つの長辺面において互いに逆向きの、鋳型１１０の幅方向に沿った流れを有している。溶鋼１５０内にはこれらの流れが合成された流れが生じるため、図９（ｃ）に示すように、最終的に、浸漬ノズル１２０の吐出孔１２１からの吐出流が電磁撹拌装置１３０によって加速されたものが、鋳型短辺面に向かう溶鋼流となって生じることとなる。

従って、ノズル浸漬深さを調整し、吐出孔１２１と電磁撹拌装置１３０の鉄芯コアとの高さ方向における位置関係を変更することにより、鋳型短辺面に向かう溶鋼流速を制御することができる。具体的には、鋳型短辺面に向かう溶鋼流速をより小さくしたければ、浸漬ノズル１２０の吐出孔１２１の高さ方向における位置を電磁撹拌装置１３０の鉄芯コアからよりずらせばよい。また、鋳型短辺面に向かう溶鋼流速をより大きくしたければ、浸漬ノズル１２０の吐出孔１２１の高さ方向における位置を電磁撹拌装置１３０の鉄芯コアにより近付ければよい。

また、電磁撹拌装置１３０の駆動電流を調整し、電磁撹拌装置１３０によって生じる溶鋼流の大きさを制御することにより、鋳型短辺面に向かう溶鋼流速を制御することができる。具体的には、鋳型短辺面に向かう溶鋼流速をより小さくしたければ、電磁撹拌装置１３０の駆動電流をより小さくすればよい。また、鋳型短辺面に向かう溶鋼流速をより大きくしたければ、電磁撹拌装置１３０の駆動電流をより大きくすればよい。

ここで、上記浮上条件を満たすための、鋳型厚み、鋳造速度、ノズル浸漬深さ、及び／又は電磁撹拌装置の駆動電流の調整量は、例えば流体解析シミュレーションによって設定すればよい。ここでは、上記浮上条件を満たす条件の一例として、上述した条件１とは異なる、下記条件２の下で流体解析シミュレーションを行った結果について説明する。条件２の詳細は以下の通りである。

（条件２）
鋳型の幅：２２００（ｍｍ）
鋳型の厚み：３００（ｍｍ）
鋳造速度：１．２（ｍ／ｍｉｎ）
吐出孔の形状：鋳片の厚み方向の幅が６５（ｍｍ）、深さ方向の高さが８０（ｍｍ）で、下向き２５度を向いた形状
ノズル浸漬深さ：吐出孔１２１の上端の湯面からの深さが３１０（ｍｍ）
連続鋳造機の垂直部長さＤ_Ｖ：２．５（ｍ）
電磁撹拌装置の駆動電流：４００（Ａ）、３．５（Ｈｚ）の交流電流

条件２は、条件１に対して、ノズル浸漬深さをより深くして吐出孔１２１の高さを電磁撹拌装置の鉄芯コアの中心位置からずらすとともに、電磁撹拌装置の駆動電流をより小さくしたものに対応する。つまり、条件２では、条件１よりも、下降流速を小さくすることを意図している。

流体解析シミュレーションの結果を図１０及び図１１に示す。図１０は、条件２における流体解析シミュレーションによって得られた、鋳型１１０の短辺面の凝固シェル界面における下降流速の深さ方向の分布を示す図である。図１１は、条件２における流体解析シミュレーションによって得られた、垂直部終端位置（湯面からの深さ２．５（ｍ）の位置）での水平断面における下降流速の分布を示す等高線図である。図５及び図６と同様に、図１０及び図１１では、深さ方向への流速を正としている。図１１において、値が負である領域（「＜０．０」を付している領域）は、上昇流が生じている領域を意味している。

図１０に示す結果と、図５に示す条件１における結果とを比較すると、湯面からの深さが比較的浅い領域における流動状態が変化していることが分かる。具体的には、条件２の場合には、ノズル浸漬深さをより深くしたことにより、湯面からの深さが０．６（ｍ）程度の位置で下降流速がゼロ、すなわち吐出孔１２１からの吐出流が鋳型短辺面に衝突していることが分かる。しかしながら、湯面からの深さが１．５（ｍ）よりも深い領域では、条件１の場合と同様、下降流速は６〜８（ｃｍ／ｓ）である。つまり、条件１、２とも、凝固シェル界面近傍のみに注目すれば、この界面近傍の領域における介在物の浮上状況は同様であると考えられる。

しかしながら、図１１に示す結果と、図６に示す条件１における結果とを比較すると、条件２の場合には、垂直部終端位置において、下降流速が１０（ｃｍ／ｓ）よりも大きい領域が存在していないことが分かる。この結果は、図１に示す介在物の直径と浮上速度との関係と照らし合わせれば、条件２においては、直径約０．５５（ｍｍ）以上の介在物が湾曲部よりも下に下降しないことを示している。つまり、直径約０．５５（ｍｍ）以上の介在物を対象とした場合には、条件２は、上記浮上条件を満たしている。上述したように、鋳片の品質を著しく悪化させ得る介在物の直径は約０．６（ｍｍ）以上であると言われているため、条件２では、条件１に比べて鋳片品質が向上し得ることが予想される。

本発明者らは、この予想が正しいことを確認するために、条件１の場合と同様に、条件２と同様の鋳造条件で実際に連続鋳造を行い、その結果得られた鋳片の品質を超音波探傷検査によって調査した。その結果、欠陥発生率は約５％であり、条件１に比べて鋳片品質が非常に向上していることが確認できた。

（２−３．従来技術との比較）
ここで、従来技術である上記特許文献１〜３に記載の技術と、本実施形態に係る連続鋳造方法との比較を行う。

特許文献１に記載の技術では、上記数式（１）に示す下降流Ｆ値を用いて鋳片内の介在物量を評価している。ここで、上述したように、本発明者らは、条件２において条件１よりも介在物量が低下し、鋳片品質が向上することを確認した。しかしながら、条件１と条件２との違いは、ノズル浸漬深さ及び電磁撹拌装置の駆動電流であり、これらの因子は上記数式（１）には含まれていない。従って、特許文献１に記載の技術では、条件１と条件２との違いを評価することができない。実際に、本発明者らが、条件１、２について、特許文献１に記載の方法によって下降流Ｆ値を算出した結果、当該下降流Ｆ値は、いずれも約３１．３であった。つまり、条件２では、下降流Ｆ値が特許文献１に示す条件（下降流Ｆ値＜１．０）を満たしていないにもかかわらず、高品質な鋳片を得ることができている。このように、特許文献１に記載の下降流Ｆ値による評価では、鋳片品質を正確に評価できているとは言い難い。

これに対して、本実施形態に係る連続鋳造方法は、垂直部終端位置での下降流速の大きさに基づいて、介在物の浮上速度の大きさとの関係から鋳片内の介在物量を評価する。下降流速の大きさと介在物の浮上速度の大きさとのより直接的な大小関係によって鋳片内の介在物量を評価するため、より確実にその評価を行うことができる。

また、特許文献２に記載の技術は、電磁ブレーキ装置による印加制動磁界の強さＢを上記数式（２）を満たすように制御することにより、鋳片内の介在物量を低減するものである。しかしながら、特許文献２に記載の技術は、電磁ブレーキ装置を有する連続鋳造機にしか適用することができないため、汎用性が低いという問題がある。

これに対して、本実施形態に係る連続鋳造方法は、垂直曲げ型の連続鋳造機であれば各種の連続鋳造機に適用可能であるため、適用範囲がより広いと言える。

また、特許文献３に記載の技術は、デンドライト傾斜角によって下降流速を評価し、鋳片内の介在物量を低減するものである。ここで、デンドライト傾斜角によって評価可能な下降流速は、図５及び図１０に示すような、凝固シェル界面における流速である。一方、図５及び図６を参照して説明したように、鋳型１１０の短辺面の凝固シェル界面での流速は、必ずしも垂直部終端位置での水平断面内における最大流速ではない。従って、特許文献３に記載の技術において、条件１に対応する鋳造条件で連続鋳造を行った場合には、デンドライト傾斜角から推定される下降流速は介在物量を低減するための条件を満たし得るが、水平断面内での下降流速は介在物量を低減するための条件を満たしていない、という事態が生じ得る。つまり、特許文献３に記載の方法では、凝固シェル界面における下降流速にしか注目していないため、介在物の浮上及び除去に影響し得る下降流速を正当に評価できていない恐れがある。

これに対して、本実施形態に係る連続鋳造方法では、介在物の浮上条件として、垂直部終端位置での水平断面内における最大流速に注目している。従って、より確実に、高品質な鋳片を得るための鋳造条件を設定することが可能になる。

このように、本実施形態によれば、従来の連続鋳造方法に比べて、より確実に鋳片品質を確保することが可能になる。また、各種の連続鋳造機に、より汎用的に適用することが可能となる。

以上説明した本実施形態に係る連続鋳造方法を、鉄鋼プラントにおける実際の連続鋳造機に適用し、本発明の効果を確認するための実験を行った。当該実験では、電磁撹拌装置が設けられた垂直曲げ型の連続鋳造機を用いて、鋳型厚み、鋳造速度、ノズル浸漬深さ、電磁撹拌装置の駆動電流（ＥＭＳ電流）が互いに異なる複数の条件において実際に連続鋳造を行い、得られた鋳片の欠陥率を評価した。欠陥率は、超音波探傷試験による評価結果である。なお、電磁撹拌装置の鉄芯コアの中心位置は、湯面から１６０ｍｍの深さである。また、鋳型幅は２２００（ｍｍ）で同一にした。また、これらの因子以外に鋳片品質に影響を及ぼす因子について調査するために、浸漬ノズルの吐出孔角度も変更した。

結果を下記表１に示す。表１では、各条件における上記の各因子の値を示すとともに、欠陥率、及び当該欠陥率から導かれる鋳片品質の合否判定の結果を示している。合否判定については、欠陥率が１０％以下であった条件を合格とみなして「○」を、欠陥率が１０％よりも大きかった条件を不合格とみなして「×」を付している。なお、表中の条件１、２は、上述した条件１、２に対応している。

また、表１では、併せて、各条件における、シミュレーションによって求めた、電磁撹拌装置によって溶鋼に生じる撹拌力（ＥＭＳ撹拌力）、及び垂直部終端位置における最大下降流速の値を示している。なお、垂直部長さＤ_Ｖは２．５（ｍ）である。また、ＥＭＳ撹拌力については、代表値として、鋳型内の長辺面から６（ｍｍ）の位置において、鋳型の幅方向全域及び湯面から電磁撹拌装置の鉄芯コアが存在する深さまでの範囲内における電磁力を平均化した値を示している。

表１に示す結果から、垂直部終端位置における最大下降流速が１０（ｃｍ／ｓ）よりも小さくなる場合には、欠陥率を１０％以下に抑えられることが確認できる。換言すれば、表１に示す結果から、垂直部終端位置において１０（ｃｍ／ｓ）以上の下降流速を発生させないことが、鋳片の内質を確保するために有効であることが分かる。ここで、図１に示す介在物の直径と浮上速度との関係と照らし合わせれば、最大下降流速が１０（ｃｍ／ｓ）よりも小さければ、直径約０．５５（ｍｍ）以上の介在物が湾曲部よりも下に下降しないこととなるため、最大下降流速が１０（ｃｍ／ｓ）よりも小さくなる条件とは、すなわち、本発明における浮上条件を満たし得る条件であると言える。つまり、当該結果は、本発明における浮上条件を満たすように連続鋳造を行うことにより、実際に鋳片品質が確保され得ることを示している。

個別の因子について詳細に考察すると、ノズル浸漬深さについては、当該ノズル浸漬深さが２１０（ｍｍ）の場合には、欠陥率が１０％以下となることがなかった。一方、ノズル浸漬深さが２６０（ｍｍ）以上の場合には、他の因子に応じて欠陥率が１０％以下となった。従って、少なくとも本実験を行った条件においては、ノズル浸漬深さは２６０（ｍｍ）よりも深くする必要がある。ただし、この結果は、電磁撹拌装置の鉄芯コアの中心位置が湯面から１６０ｍｍの深さである場合における結果である。浸漬ノズルの吐出し孔の高さと電磁撹拌装置の鉄芯コアの高さとの間に差があれば、下降流速が低下し、欠陥率も低下すると考えられるため、ノズル浸漬深さの最適値は、電磁撹拌装置の設置位置も考慮して決定する必要がある。

ＥＭＳ電流については、当該ＥＭＳ電流が６２０（Ａ）（ＥＭＳ撹拌力：５０８１Ｎ／ｍ^３に対応）以上の場合には、ノズル浸漬深さを深くしても、欠陥率が１０％以下となることがなかった。一方、ＥＭＳ電流が５３０（Ａ）（ＥＭＳ撹拌力：３７１５Ｎ／ｍ^３に対応）以下の場合には、他の因子に応じて欠陥率が１０％以下となった。従って、少なくとも本実験を行った条件においては、ＥＭＳ電流は５３０（Ａ）以下にする必要がある。

吐出孔角度については、当該吐出孔角度を変更した影響は小さかった（条件３４、３５の結果を参照）。従って、少なくとも本実験を行った条件においては、鋳片品質向上のために吐出孔角度を調整する意義は小さいと考えられる。

鋳型厚みと鋳造速度については、鋳型厚みが３００（ｍｍ）である場合には、鋳造速度が１．３（ｍ/ｍｉｎ）以下でないと、欠陥率が１０％以下にならなかった（条件３６、３７の結果を参照）。また、鋳型厚みが２４０（ｍｍ）である場合には、鋳造速度が１．４（ｍ/ｍｉｎ）以下でないと、欠陥率が１０％以下にならなかった（条件３８の結果を参照）。

以上の各因子についての考察から、本実験を行った条件においては、鋳片品質への影響度が大きい因子は、鋳型厚み、鋳造速度、ノズル浸漬深さ及びＥＭＳ撹拌力であると考えられる。これらの因子（鋳型厚みＴ（ｍｍ）、鋳造速度Ｖｃ（ｍ／ｍｉｎ）、ノズル浸漬深さＤ（ｍｍ）、ＥＭＳ撹拌力Ｆ（Ｎ／ｍ^３））について、欠陥率が１０％以下となる範囲を近似式により規定すると、下記数式（４）となる。

つまり、上記数式（４）を満たすように連続鋳造を行うことにより、高品質な鋳片を製造することができる。

ただし、本実施例において挙げた各因子の最適値や上記数式（４）に示す条件式は、あくまで、本実施例に係る実験を行った条件を前提としたものである。従って、垂直部終端位置における下降流速に影響し得る他の因子（例えば、垂直部高さＤ_Ｖ、鋳型幅、及び／又は電磁撹拌装置の鉄芯コアの高さ（電磁撹拌装置の高さ方向の設置位置）等）が変更されれば、各因子の最適値や上記数式（４）に示す条件式は変化し得る。鋳造条件についての具体的な最適条件は、このような垂直部終端位置における下降流速に影響し得る各因子を総合的に考慮して決定されるべきである。

（３．補足）
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、本発明はかか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、各種の変更例または修正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。

１０ 連続鋳造機
１１０ 鋳型
１２０ 浸漬ノズル
１２１ 吐出孔
１３０ 電磁撹拌装置
１３５ バックアッププレート
１４０ 支持ロール
１５０ 溶鋼
１６０ 鋳片
１６０ａ 凝固シェル
１６０ｂ 未凝固部

Claims (3)

1. 鋳型の下方から引き抜かれた鋳片が搬送される搬送経路が、前記鋳型の直下において鉛直方向に延伸する垂直部と、鉛直方向から水平方向に向かって曲線状に湾曲する湾曲部と、水平方向に延伸する水平部と、が、この順に連なって形成される、垂直曲げ型の連続鋳造機を用いた連続鋳造方法であって、
   前記垂直部の終端位置又は前記垂直部の終端位置近傍のいずれかの位置での水平断面において溶融金属内に生じている下降流速の大きさの最大値が、下記数式（１０１）に示す前記溶融金属内での介在物の浮上速度Ｕの大きさよりも小さくなるように制御され、
   前記垂直部の終端位置近傍は、前記垂直部の終端位置の上方３００（ｍｍ）よりも下方かつ前記垂直部の終端位置の下方３００（ｍｍ）よりも上方の範囲であり、
   前記下降流速の大きさは、流体解析シミュレーションによって得られる、
   連続鋳造方法。
   ここで、上記数式（１０１）において、
   ｇ：重力加速度
   ρ_ｌ：前記溶融金属の密度
   ρ：前記介在物の密度
   ｄ：鋳片の品質に影響を及ぼす前記介在物の直径の最小値
   μ：前記溶融金属の粘性係数
   である。
2. 前記溶融金属は溶鋼であり、前記介在物はアルミナであり、前記介在物の直径ｄは０．６（ｍｍ）であり、
   前記介在物の前記浮上速度Ｕは、１１．８（ｃｍ／ｓ）である、
   請求項１に記載の連続鋳造方法。
3. 前記鋳型の厚みＴ（ｍｍ）、鋳造速度Ｖｃ（ｍ／ｍｉｎ）、前記鋳型に対して上方から前記溶融金属を注入する浸漬ノズルの前記溶融金属の吐出孔の上端の湯面からの距離であるノズル浸漬深さＤ（ｍｍ）、及び前記鋳型内の前記溶融金属を撹拌するために設けられる電磁撹拌装置による撹拌力Ｆ（Ｎ／ｍ ^３ ）が、下記数式（１０３）に示す関係を満たすように制御されることにより、前記下降流速が制御される、
   請求項１又は２に記載の連続鋳造方法。