JP7159630B2 - 電磁撹拌方法、電磁撹拌装置及び鋳型設備 - Google Patents

Description

本発明は、連続鋳造における電磁撹拌方法、電磁撹拌装置及び鋳型設備に関する。

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、鋳型内の溶融金属中には、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。なお、本明細書において、単に鋳片の品質といった場合には、鋳片の表面品質及び鋳片の内部品質（内質）の少なくともいずれかを意味する。

一般的に、ガス気泡や非金属介在物等の不純物の比重は、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が、鋳片の品質をより向上させるために、鋳型内の溶融金属からこれらの不純物をより効果的に除去するための技術として、電磁撹拌装置が広く用いられている。

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（すなわち、溶融金属内に旋回流を発生させる）装置である。電磁撹拌装置によって旋回流を発生させることにより、凝固シェル界面での溶融金属の流動が促進されるため、上述したガス気泡や非金属介在物等の不純物が凝固シェル内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。

電磁撹拌装置については、鋳片の品質をより向上させ得るような、より適切な構造や駆動方法に関する技術が数多く開発されている。例えば、特許文献１には、電磁撹拌装置において、電磁力を発生させるためにコイルに印加する交流電流の周波数を適切な範囲に制御することにより、上述したピンホール性欠陥の発生をより効果的に抑制できることが記載されている。

特開２０１５－１５７３０９号公報

ここで、電磁撹拌装置を用いる場合における短所として、旋回流によって溶融金属の湯面が変動してしまう恐れがあることが挙げられる。かかる湯面の変動が顕著に生じると、湯面に浮上しているガス気泡及び非金属介在物、更には溶融パウダーが溶融金属内に巻き込まれてしまい、これらを原因とする欠陥が発生する可能性がある。電磁撹拌装置を用いた連続鋳造において、更に高品質な鋳片を得るためには、このような溶融金属の湯面の変動に起因する不純物の巻き込みも考慮する必要がある。

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、連続鋳造において、鋳片の品質をより向上させることが可能な、新規かつ改良された電磁撹拌方法、電磁撹拌装置及び鋳型設備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、電磁撹拌装置を用いて、鋳型内の溶融金属に対して鋳型長辺方向に沿った移動磁界を付与することにより、前記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ような電磁力を付与する電磁撹拌方法であって、前記電磁撹拌装置においては、前記鋳型の長辺鋳型板の外側面において鋳型長辺方向に並べられて設置される複数のコイルに対して、前記複数のコイルの配列順に位相差が順次ずれるように交流電流を印加することにより、前記移動磁界を発生させ、
鋳型長辺方向において前記複数のコイルにおける交流電流の位相の１周期分に対応する距離Ｌ、及び前記複数のコイルに印加される交流電流の周波数ｆが、下記数式（１０１）に示す関係を満たす、電磁撹拌方法が提供される。

さらに、鋳造速度Ｖｃが、下記数式（２０１）に示す関係を満たしてもよい。

さらに、鋳造速度Ｖｃが、下記数式（２０２）に示す関係を満たしてもよい。

また、当該電磁撹拌方法においては、前記距離Ｌ及び前記周波数ｆが、下記数式（１０３）に示す関係を満たしてもよい。

また、当該電磁撹拌方法においては、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方向の電磁力を更に付与し、前記鋳型を冷却するための冷却水を貯水する第１の水箱と、前記電磁撹拌装置と、前記電磁ブレーキ装置と、前記鋳型を冷却するための冷却水を貯水する第２の水箱と、が、前記鋳型の長辺鋳型板の外側面において上方から下方に向かってこの順に設置されるとともに、前記電磁撹拌装置のコア高さＨ１、及び前記電磁ブレーキ装置のコア高さＨ２が、下記数式（１０５）に示す関係を満たしてもよい。

また、当該電磁撹拌方法においては、前記距離Ｌ及び前記周波数ｆが、下記数式（１０７）に示す関係を満たしてもよい。

また、当該電磁撹拌方法においては、前記電磁撹拌装置のコア高さＨ１、及び前記電磁ブレーキ装置のコア高さＨ２が、下記数式（１０９）に示す関係を満たしてもよい。

また、上記課題を解決するために、本発明の別の観点によれば、鋳型内の溶融金属に対して鋳型長辺方向に沿った移動磁界を付与することにより、前記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ような電磁力を付与する電磁撹拌装置であって、前記鋳型の長辺鋳型板の外側面において鋳型長辺方向に並べられて設置される複数のコイルと、前記移動磁界を発生させるように、前記複数のコイルの配列順に位相差が順次ずれるように前記複数のコイルに対して交流電流を印加する、電源装置と、を備え、鋳型長辺方向において前記複数のコイルにおける交流電流の位相の１周期分に対応する距離Ｌ、及び前記複数のコイルに印加される交流電流の周波数ｆが、下記数式（１１１）に示す関係を満たす、電磁撹拌装置が提供される。

さらに、鋳造速度Ｖｃが、下記数式（２１１）に示す関係を満たしてもよい。

さらに、鋳造速度Ｖｃが、下記数式（２１２）に示す関係を満たしてもよい。

また、当該電磁撹拌装置においては、前記距離Ｌ及び前記周波数ｆが、下記数式（１１３）に示す関係を満たしてもよい。

また、上記課題を解決するために、本発明の別の観点によれば、鋳型と、前記鋳型を冷却するための冷却水を貯水する第１の水箱及び第２の水箱と、前記電磁撹拌装置と、前記鋳型内への浸漬ノズルからの溶融金属の吐出流に対して前記吐出流を制動する方向の電磁力を付与する電磁ブレーキ装置と、を備え、前記鋳型の長辺鋳型板の外側面において、前記長辺鋳型板の上端から下端の間に収まるように、前記第１の水箱、前記電磁撹拌装置、前記電磁ブレーキ装置、及び前記第２の水箱が、上方から下方に向かってこの順に設置され、前記電磁撹拌装置のコア高さＨ１、及び前記電磁ブレーキ装置のコア高さＨ２が、下記数式（１１５）に示す関係を満たす、鋳型設備が提供される。

また、当該鋳型設備においては、前記距離Ｌ及び前記周波数ｆが、下記数式（１１７）に示す関係を満たしてもよい。

また、当該鋳型設備においては、前記電磁撹拌装置のコア高さＨ１、及び前記電磁ブレーキ装置のコア高さＨ２が、下記数式（１１９）に示す関係を満たしてもよい。

以上説明したように本発明によれば、連続鋳造において、鋳片の品質をより向上させることが可能になる。

第１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。 第１の実施形態に係る電磁撹拌装置の一構成例を示す図である。 電源装置によって複数のコイルに対して印加される交流電流の位相について説明するための図である。 数値解析シミュレーションの結果である、第１の実施形態に係る移動磁界の速度と気泡性欠陥の数との関係を示すグラフ図である。 数値解析シミュレーションの結果である、第１の実施形態に係る移動磁界の速度とパウダー性欠陥の数との関係を示すグラフ図である。 第２の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６に示すＡ－Ａ断面での断面図である。 鋳型設備の、図７に示すＢ－Ｂ断面での断面図である。 鋳型設備の、図７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。 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。 数値解析シミュレーションの結果である、第２の実施形態に係る移動磁界の速度と気泡性欠陥の数との関係を示すグラフ図である。 数値解析シミュレーションの結果である、第２の実施形態に係る移動磁界の速度とパウダー性欠陥の数との関係を示すグラフ図である。

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．第１の実施形態）
（１－１．連続鋳造機の構成）
図１を参照して、本発明の第１の実施形態に係る連続鋳造機の構成、及び連続鋳造方法について説明する。図１は、第１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。

図１に示すように、第１の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６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８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、鋳型１１０から鋳片３が引き抜かれる方向）を、Ｚ軸方向とも呼称する。Ｚ軸方向のことを鉛直方向とも呼称する。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、長辺鋳型板の幅方向）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、短辺鋳型板の幅方向）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、第１の実施形態では、鋳型１１０の長辺鋳型板の外側面に電磁撹拌装置が設置される。そして、当該電磁撹拌装置を駆動させながら連続鋳造を行う。当該電磁撹拌装置は、鋳型１１０内の溶鋼２に対して鋳型長辺方向に移動する移動磁界を付与することにより、溶鋼２に対して水平面内において旋回流を発生させる。電磁撹拌装置によって鋳型１１０内の溶鋼２が撹拌されることにより、鋳片３の品質を向上させることが可能になる。当該電磁撹拌装置の構成については、図２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１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、第１の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、第１の実施形態では、鋳型１１０に対して後述する構成を有する電磁撹拌装置が設置され、当該電磁撹拌装置を用いて連続鋳造が行われればよく、連続鋳造機１における当該電磁撹拌装置以外の構成は、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。

（１－２．電磁撹拌装置の構成）
図２を参照して、上述した鋳型１１０に対して設置される電磁撹拌装置の構成について詳細に説明する。図２は、第１の実施形態に係る電磁撹拌装置１５０の一構成例を示す図である。図２では、電磁撹拌装置１５０が鋳型１１０に対して設置された構成を上方向から見た様子を概略的に示している。なお、図２では、鋳型１１０を簡易的に図示しているが、実際には、鋳型１１０は、後述する図６－図９に示す構成と同様に、一対の短辺鋳型板が、一対の長辺鋳型板によって両側から挟まれた構成を有する。

図示するように、一対の電磁撹拌装置１５０が、鋳型１１０を短辺鋳型板の幅方向（すなわち、Ｙ軸方向）に挟むように、当該鋳型１１０の長辺鋳型板の外側面にそれぞれ設置される。電磁撹拌装置１５０は、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形成される複数のコイル１５３と、複数のコイル１５３に交流電流を印加する電源装置１５６と、電源装置１５６の駆動を制御する制御装置１５７と、を備える。なお、簡単のため図示を省略しているが、実際には、コイル１５３が形成された電磁撹拌コア１５２がケース内に格納されて、電磁撹拌装置１５０が構成される（後述する図６－図８も参照）。

電磁撹拌コア１５２は、略直方体形状の本体部と、当該本体部から突設される複数のティース部１５４と、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。

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。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べられて設けられる。

具体的には、電磁撹拌コア１５２の略直方体形状の本体部がＸ軸方向に延伸するように設置され、当該本体部から鋳型１１０に向かって水平方向に突出するように複数のティース部１５４が設けられる。これら複数のティース部１５４は、Ｘ軸方向に互いに所定の間隔を有して並べられて設けられる。そして、当該複数のティース部１５４の間の領域にＸ軸方向を巻回軸方向としてそれぞれ導線が巻回され、複数のコイル１５３が形成される。ティース部１５４の幅（すなわち、Ｘ軸方向の長さ）Ｗｔ、及びコイル１５３の幅（すなわち、コイル１５３のＸ軸方向の長さであって、Ｘ軸方向における隣り合うティース部１５４間の距離に対応する）Ｗｃは、電磁撹拌コア１５２の幅Ｗ１の大きさ、鋳片３の品質を向上させ得るような所望の撹拌力が得られること、及び後述する移動磁界の速度を適切な範囲に制御可能であること等を考慮して、適宜設定される。例えば、ティース部１５４の幅Ｗｔは３０～１２０ｍｍ程度であり、コイル１５３の幅Ｗｃは２０～１２０ｍｍ程度である。

複数のコイル１５３のそれぞれには、電源装置１５６が接続される（図面が煩雑になることを避けるために、図１では、代表的に、電源装置１５６と一のコイル１５３との接続のみを示している）。電源装置１５６によって、隣り合うコイル１５３における電流の位相が適宜ずれるように複数のコイル１５３に対して電流を印加することにより、溶鋼２に対して旋回流を生じさせるような電磁力が付与され得る。

図３は、電源装置１５６によって複数のコイル１５３に対して印加される交流電流の位相について説明するための図である。第１の実施形態では、電源装置１５６は、互いに位相が１２０度ずつずれた３相交流電流（＋Ｕ、＋Ｖ、＋Ｗ）を印加可能に構成される。電流の向きまで考慮すると、電源装置１５６は、＋Ｕ、－Ｗ、＋Ｖ、－Ｕ、＋Ｗ、－Ｖの、６０度ずつ位相がずれた６種類の交流電流をコイル１５３に対して印加することができる。図３では、これら６種類の交流電流の位相を概略的に図示している。図３において、円周上の位置が各交流電流間の位相差を表しており、例えば、－Ｗは、＋Ｕよりも６０度だけ位相が遅れていることを示している。

電源装置１５６は、Ｘ軸方向に並べられて設けられる複数のコイル１５３に対して、コイル１５３の配列順に位相が６０度ずつ順次ずれるように、交流電流を印加する。具体的には、電源装置１５６は、あるコイル１５３に対して＋Ｕの交流電流を印加したら、その隣のコイル１５３には－Ｗの交流電流を印加し、更にその隣のコイル１５３には＋Ｖの交流電流を印加する。以下、同様に、コイル１５３に対して順次－Ｕ、＋Ｗ、－Ｖの交流電流がそれぞれ印加される。その隣のコイル１５３から先に並ぶコイル１５３には、同様に、順次＋Ｕ、－Ｗ、＋Ｖ、－Ｕ、＋Ｗ、－Ｖの交流電流がそれぞれ印加される。図２では、各コイル１５３の上に、各コイル１５３に対して印加される交流電流の種類を示す記号を模擬的に記載している。

複数のコイル１５３に対してこのような位相差で交流電流が印加されることにより、鋳型１１０の長辺鋳型板近傍の溶鋼２には、見掛け上、当該長辺鋳型板の幅方向（すなわち、Ｘ軸方向）に沿って移動する磁界が生じることとなる。図２では、かかる移動磁界の方向を示す矢印を太い実線で示している。かかる移動磁界により、溶鋼２に対して、Ｘ軸方向に沿った電磁力が付与されることとなる。

このとき、図２に示すように、複数のコイル１５３に対して印加される交流電流は、一対の電磁撹拌装置１５０について、その位相のずれ方が逆方向となるように設定される。図２に示す例であれば、紙面下方向に設置される電磁撹拌装置１５０では、紙面左から右に向かって、＋Ｕ、－Ｗ、＋Ｖ、－Ｕ、＋Ｗ、－Ｖの順に交流電流が印加されているが、紙面上方向に設置される電磁撹拌装置１５０では、紙面右から左に向かって、＋Ｕ、－Ｗ、＋Ｖ、－Ｕ、＋Ｗ、－Ｖの順に交流電流が印加されている。交流電流の印加方法をこのように設定することにより、一方の長辺鋳型板近傍において溶鋼２に生じる移動磁界の方向が、他方の長辺鋳型板近傍において溶鋼２に生じる移動磁界の方向とは逆方向になる（図２に示す例であれば、紙面下方向に位置する長辺鋳型板近傍において溶鋼２に生じる移動磁界の方向は紙面右から左に向かう方向であり、紙面上方向に位置する長辺鋳型板近傍において溶鋼２に生じる移動磁界の方向は紙面左から右に向かう方向である）。

このように、対向する長辺鋳型板近傍の溶鋼２に対して、それぞれ逆向きに移動磁界が印加されることにより、一対の電磁撹拌装置１５０によって溶鋼２に対して与えられる電磁力の向きも互いに逆方向となり、溶鋼２においては、水平面内において旋回流が発生することとなる。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への気泡や非金属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。

以上説明した電源装置１５６の動作は、制御装置１５７によって制御される。制御装置１５７は、ＣＰＵ等のプロセッサや、プロセッサとメモリ等の記憶素子が搭載された制御基板であり得る。制御装置１５７のプロセッサが所定のプログラムに従って動作することにより、電源装置１５６の動作、すなわち電磁撹拌装置１５０の動作が制御され得る。具体的には、制御装置１５７は、電源装置１５６によって複数のコイル１５３のそれぞれに対して印加される交流電流の電流量及び周波数等を制御することにより、溶鋼２に対して与えられる電磁力の強さや、移動磁界の速度を制御することができる。

（１－３．電磁撹拌装置の駆動条件について）
第１の実施形態では、電磁撹拌装置１５０によって溶鋼２に対して印加される移動磁界の速度に着目し、当該移動磁界の速度が所定の範囲に収まるように、電磁撹拌装置１５０を構成するとともに、その駆動を制御する。移動磁界の速度を適切に制御することにより、鋳片３の品質をより向上させることが可能となる。ここで、Ｘ軸方向に並べられた複数のコイル１５３において同じ種類の交流電流が印加されるコイル１５３間の距離（すなわち、複数のコイル１５３における交流電流の位相の１周期分に対応する距離）をＬ、コイル１５３に印加される交流電流の周波数をｆとすると、移動磁界の速度Ｖｍは、Ｖｍ＝Ｌ×ｆと表すことができる。また、Ｌ＝６×（Ｗｔ＋Ｗｃ）である。

ここで、従来、電磁撹拌装置においては、撹拌力（すなわち、旋回流を発生させるための、溶鋼内に生じる電磁力の大きさ）をより強くすることを指向して、その開発が行われてきた。例えば、電磁撹拌装置のティース幅やコイル幅は、電磁場解析シミュレーション等を用いて、より大きな撹拌力を得ることを指標に設計されることが多かった。しかしながら、近年では、撹拌力が大きすぎると、溶鋼湯面のガス気泡や非金属介在物、溶融パウダーを巻き込みやすくなってしまい、かえって鋳片の品質が悪化する恐れがあることが分かっている。例えば、操業上得られた知見から、電磁撹拌による凝固シェル界面の溶鋼流速を２０ｃｍ／ｓ～６０ｃｍ／ｓ程度に制御することにより、良好な鋳片品質が得られることが分かっている。

一方、これまで、電磁撹拌における移動磁界の速度については特段注目されていなかった。本発明者らは、今回、更に安定して高品質な鋳片を製造するためには、溶鋼流速の大きさを制御するだけでなく、溶鋼流速の変動をできるだけ抑制することが重要であり、そのためには移動磁界の速度についても適切な範囲に制御することが重要であることを新たに見い出した。具体的には、本発明者らによる検討によれば、移動磁界の速度が溶鋼流速よりも大きくなった場合には、溶鋼流速の変動が大きくなり、その結果、溶鋼湯面の変動も大きくなることが分かった。溶鋼湯面の変動が大きくなれば、ガス気泡、非金属介在物及び／又は溶融パウダーの巻き込みも顕著になり、鋳片品質が悪化し得る。従って、鋳片品質を確保するためには、移動磁界の速度を適切に制御することが重要になるのである。

以下、本発明者らが検討した結果について詳細に説明する。本発明者らは、図２に示す電磁撹拌装置１５０を用いた連続鋳造における適切な移動磁界の速度を、数値解析シミュレーションによって検討した。当該数値解析シミュレーションでは、移動磁界の速度と、Ａｒガス気泡が凝固シェルに捕捉されることによって生じる欠陥（以下、気泡性欠陥とも呼称する）の数と、の関係、並びに、移動磁界の速度と、非金属介在物及び溶融パウダーが凝固シェルに捕捉されることによって生じる欠陥（以下、便宜的にパウダー性欠陥とも呼称する）の数と、の関係を解析した。

まず、移動磁界の速度と気泡性欠陥の数との関係の解析方法について説明する。まず、電磁撹拌装置１５０を駆動させた場合を想定した移動磁場を溶鋼２に与えながら、電磁場解析シミュレーションによって、鋳型１１０内の溶鋼２内におけるローレンツ力密度の分布を求めた。ここで、ローレンツ力密度とは、溶鋼２の単位体積当たりに作用する電磁力（Ｎ／ｍ^３）を意味する。

次いで、得られたローレンツ力密度を考慮した流体シミュレーションを実行し、溶鋼２や、溶鋼２内のＡｒガス気泡の挙動を解析した。具体的には、流体シミュレーションを、「K. Takatani，ISIJ International，Vol.43，2003，No.6，p．915-922」に記載された方法に従って行い、連続鋳造中における溶鋼流速、凝固速度、及び溶鋼２内のＡｒガス気泡の分布等を求めた。

次いで、流体シミュレーションの結果を用いて、凝固シェルに捕捉されるＡｒガス気泡の個数の評価を行った。具体的には、上述したように、凝固シェル界面の溶鋼流速を２０ｃｍ／ｓ～６０ｃｍ／ｓ程度にすることにより良好な鋳片品質が得られるとの知見から、Ａｒガス気泡が凝固シェルに捕捉される確率Ｐ_ｇを、下記数式（１）に示すような、凝固シェル界面における溶鋼流速Ｕ（ｍ／ｓ）の関数として定義した。ここで、Ｃ_０は定数であり、例えば、Ｃ_０の値は１０～１０００である。

ここで、上記数式（１）においてＣ_０＝１００とした場合には、溶鋼流速Ｕが２０ｃｍ／ｓの場合の捕捉確率Ｐ_ｇは１０^－８以下となる。１０^－８は、１億個のＡｒガス気泡のうちの１個が凝固シェルに捕捉される確率であり、数値解析シミュレーション上はゼロとみなされる値である。このように、上記数式（１）は、凝固シェル界面の溶鋼流速Ｕを２０ｃｍ／ｓ～６０ｃｍ／ｓ程度にすることにより良好な鋳片品質が得られるとの知見と合致するものである。

流体シミュレーションの結果を用いて上記数式（１）に従って捕捉確率Ｐ_ｇを求めた。その後、下記数式（２）に従って、Ａｒガス気泡が凝固シェルに捕捉される速度η_ｇ（個／ｍ^３・ｓ）を算出した。ここで、ｎ_ｇ（個／ｍ^３）は凝固シェル界面におけるＡｒガス気泡の個数密度、Ｒ_ｓ（１／ｓ）は凝固速度である。

そして、算出したＡｒガス気泡が凝固シェルに捕捉される速度η_ｇを用いて、凝固シェル中のＡｒガス気泡の個数密度Ｓ_ｇ（個／ｍ^３）を、下記数式（３）に従って算出した。ここで、Ｕ_ｓ（ｍ／ｓ）は凝固シェルのスラブ引き抜き方向の移動速度である。

上記数式（３）から得られる凝固シェル中のＡｒガス気泡の個数密度Ｓ_ｇを時間平均化することにより、凝固シェル内のＡｒガス気泡の個数（すなわち、気泡性欠陥の数）を評価した。なお、以上の計算では、Ａｒガスの気泡の直径は１ｍｍとした。また、直径が１ｍｍのＡｒガス気泡が鋳片表面に影響を及ぼす範囲として、鋳片表層から２ｍｍの範囲を気泡性欠陥の評価対象とした。

以上の解析を、電磁撹拌装置１５０の駆動条件を変更し、移動磁界の速度を変更しながら、繰り返し実行し、移動磁界の速度と気泡性欠陥の数との関係を求めた。なお、以上説明した気泡性欠陥の解析方法は、上記特許文献１に記載の方法と同様の方法である。

次に、移動磁界の速度とパウダー性欠陥の数との関係の解析方法について説明する。まず、上述した気泡性欠陥の解析方法と同様に、電磁撹拌装置１５０を駆動させた場合を想定した移動磁場を溶鋼２に与えながら、電磁場解析シミュレーションによって、鋳型１１０内の溶鋼２内におけるローレンツ力密度の分布を求めた。

次いで、これも気泡性欠陥の解析方法と同様に、得られたローレンツ力密度を考慮した流体シミュレーションを実行し、連続鋳造中における溶鋼流速、凝固速度、並びに溶鋼２内の非金属介在物及び溶融パウダーの分布等を求めた。このとき、非金属介在物及び溶融パウダーが存在する相（以下、溶融パウダー相とも呼称する）が、体積率１．０で溶鋼湯面に存在すると仮定した。そして、流体シミュレーションでは、湯面における乱流粘性係数を求め、この乱流粘性係数により溶融パウダー相の非金属介在物及び溶融パウダーが溶鋼中に乱流拡散によって巻き込まれるものとして、気泡と同様に、溶鋼中の非金属介在物及び溶融パウダーの挙動を解析した。なお、溶鋼中の溶融パウダーについては、直径０．２ｍｍ、比重３０００ｋｇ／ｍ^３の球体の非金属性介在物として扱った。

次いで、流体シミュレーションの結果を用いて、上記数式（１）～（３）に従って、凝固シェルに捕捉される非金属介在物及び溶融パウダーの個数（すなわち、パウダー性欠陥の数）の評価を行った。この非金属介在物及び溶融パウダーの個数の評価方法は、上述した気泡の数の評価方法と同様である。

以上の解析を、電磁撹拌装置１５０の駆動条件を変更し、移動磁界の速度を変更しながら、繰り返し実行し、移動磁界の速度とパウダー性欠陥の数との関係を求めた。

なお、以上説明した気泡性欠陥の数及びパウダー性欠陥の数を求めた数値解析シミュレーションにおいて、鋳型１１０や浸漬ノズル６、電磁撹拌装置１５０の条件は、以下の通りである。

（鋳型１１０）
鋳片サイズ（鋳型１１０のサイズ）：幅１６３０ｍｍ、厚さ２５０ｍｍ
（浸漬ノズル６）
浸漬ノズル６の吐出孔上端の浸漬深さ：溶鋼湯面から２８０ｍｍ
浸漬ノズル６の吐出孔のサイズ：高さ９０ｍｍ、幅８０ｍｍ
浸漬ノズル６の吐出孔の角度：下向きに４５度
（電磁撹拌装置１５０）
電磁撹拌コア１５２のサイズ：幅２０００ｍｍ、高さ２５０ｍｍ
複数のコイル１５３における交流電流の位相の１周期分に対応する距離Ｌ（Ｌ＝６×（Ｗｔ＋Ｗｃ））：９４８ｍｍ

また、移動磁界の速度Ｖｍについては、コイル１５３に印加する交流電流の周波数ｆを変更することによって調整した。上述したように、Ｖｍ＝Ｌ×ｆであるから、本数値解析シミュレーションにおける移動磁界の速度Ｖｍは、Ｖｍ＝０．９４８×ｆである。

数値解析シミュレーションの結果を、図４及び図５に示す。図４は、数値解析シミュレーションの結果である、第１の実施形態に係る移動磁界の速度と気泡性欠陥の数との関係を示すグラフ図である。図４では、横軸に移動磁界の速度を取り、縦軸に気泡性欠陥の数を指数に換算した値（気泡性欠陥指数）を取り、両者の関係をプロットしている。図５は、数値解析シミュレーションの結果である、第１の実施形態に係る移動磁界の速度とパウダー性欠陥の数との関係を示すグラフ図である。図５では、横軸に移動磁界の速度を取り、縦軸にパウダー性欠陥の数を指数に換算した値（パウダー性欠陥指数）を取り、両者の関係をプロットしている。

なお、気泡性欠陥指数及びパウダー性欠陥指数は、それぞれ、鋳片表層における単位面積当たりの気泡性欠陥の数及びパウダー性欠陥の数を表す数値である。気泡性欠陥指数及びパウダー性欠陥指数とも、その値が小さいほど鋳片の品質は良好であると言え、１．０が通常の操業における欠陥発生レベルに対応している。つまり、これらの指数が１．０を下回っていれば、少なからず鋳片の品質は良化していると言える。また、これらの指数が０．７５以下であれば、鋳片の品質は高品質であると言え、これらの指数が０．５以下であれば、鋳片の品質は更に高品質であると言える。

また、図４及び図５とも、鋳造速度Ｖｃ＝１．４（ｍ／ｍｉｎ）の場合と、Ｖｃ＝２．０（ｍ／ｍｉｎ）の場合の結果を示している。なお、Ｖｃ＝１．４（ｍ／ｍｉｎ）は一般的な鋳造速度であると言え、Ｖｃ＝２．０（ｍ／ｍｉｎ）は比較的速い鋳造速度であると言える。一般的に、連続鋳造では、鋳造速度が大きいほど、ガス気泡等の浮上が妨げられることとなるため、鋳片の品質は低下する傾向がある。従って、Ｖｃ＝２．０（ｍ／ｍｉｎ）において鋳片の品質を向上させることができれば、生産性の向上と鋳片の高品質化をともに実現できることとなり、非常に有用である。

まず、気泡性欠陥についての解析結果について説明する。図４を参照すると、Ｖｃ＝１．４（ｍ／ｍｉｎ）の場合には、移動磁界の速度を４．０ｍ／ｓ程度まで増加させた場合であっても、気泡性欠陥指数は０．７５を下回っており、鋳片品質は良化するものと考えられる。特に、移動磁界の速度が約３．５ｍ／ｓ以下の場合に気泡性欠陥指数が０．５以下となっており、より高品質な鋳片を得ることができると考えられる。当該結果から、一般的な鋳造速度において連続鋳造を行う際に、気泡性欠陥を低減させ、鋳片の品質をより向上させようとする場合には、電磁撹拌装置１５０における移動磁界の速度を好ましくは４．０ｍ／ｓ以下、より好ましくは約３．５ｍ／ｓ以下に制御することが好ましい。

また、Ｖｃ＝２．０（ｍ／ｍｉｎ）の場合には、移動磁界の速度が約０．７ｍ／ｓ～約３．５ｍ／ｓの場合に、気泡性欠陥指数が０．７５以下となり、鋳片品質は良化するものと考えられる。特に、移動磁界の速度が約０．８ｍ／ｓ～約２．６ｍ／ｓの場合に気泡性欠陥指数が０．５以下となっており、より高品質な鋳片を得ることができると考えられる。なお、Ｖｃ＝２．０（ｍ／ｍｉｎ）の場合であって、移動磁界の速度が１．０ｍ／ｓよりも小さい場合には、０．５までは達しないものの気泡性欠陥指数が増加している。これは、交流電流の周波数ｆが小さくなることにより、電磁力が低下し過ぎた（すなわち、撹拌力が低下し過ぎた）ことが原因と考えられる。当該結果から、比較的高速な鋳造速度において連続鋳造を行う際に、気泡性欠陥を低減させ、鋳片の品質を充分に向上させようとする場合には、電磁撹拌装置１５０における移動磁界の速度を好ましくは約０．７ｍ／ｓ～約３．５ｍ／ｓ、より好ましくは０．８ｍ／ｓ～２．６ｍ／ｓの範囲に制御すればよい。

次に、パウダー性欠陥についての解析結果について説明する。図５を参照すると、パウダー性欠陥については、気泡性欠陥とは異なり、Ｖｃ＝１．４（ｍ／ｍｉｎ）の場合、及びＶｃ＝２．０（ｍ／ｍｉｎ）の場合ともに、移動磁界の速度が小さくなるほど、その数が低下し、鋳片の品質が向上している。これは、交流電流の周波数ｆが小さくなるほど、電磁力が低下することとなるため、溶鋼湯面の非金属介在物や溶融パウダーを巻き込みにくくなるからであると考えられる。

Ｖｃ＝１．４（ｍ／ｍｉｎ）の場合には、移動磁界の速度が約３．０ｍ／ｓ以下の場合に、パウダー性欠陥指数は０．７５以下となり、鋳片品質は良化するものと考えられる。また、Ｖｃ＝２．０（ｍ／ｍｉｎ）の場合には、移動磁界の速度が約２．５ｍ／ｓ以下の場合に、パウダー性欠陥指数が０．７５以下となり、鋳片品質は良化するものと考えられる。更に、Ｖｃ＝１．４（ｍ／ｍｉｎ）の場合、及びＶｃ＝２．０（ｍ／ｍｉｎ）の場合ともに、移動磁界の速度が約２．０ｍ／ｓ以下の場合に、パウダー性欠陥指数が０．５以下となっており、より高品質な鋳片を得ることができると考えられる。当該結果から、一般的な鋳造速度において連続鋳造を行う際に、パウダー性欠陥を低減させ、鋳片の品質をより向上させようとする場合には、電磁撹拌装置１５０における移動磁界の速度を好ましくは約３．０ｍ／ｓ以下、より好ましくは約２．０ｍ／ｓ以下に制御することが好ましい。また、比較的高速な鋳造速度において連続鋳造を行う際に、パウダー性欠陥を低減させ、鋳片の品質をより向上させようとする場合には、移動磁界の速度を好ましくは約２．５ｍ／ｓ以下、より好ましくは約２．０ｍ／ｓ以下に制御することが好ましいと考えられる。

以上の結果をまとめると、電磁撹拌装置１５０を用いた場合において、高品質な鋳片を得るための移動磁界の速度の条件は、下記表１のようになる。

表１から、一般的な鋳造速度Ｖｃ＝１．４（ｍ／ｍｉｎ）において、気泡性欠陥及びパウダー性欠陥をともに低減させ、高品質な鋳片を得るためには（すなわち、気泡性欠陥指数及びパウダー性欠陥指数をともに０．７５以下にするためには）、移動磁界の速度を約３．０ｍ／ｓ以下に制御することが好ましい。また、Ｖｃ＝１．４（ｍ／ｍｉｎ）において更に充分に高品質な鋳片を得るためには（すなわち、気泡性欠陥指数及びパウダー性欠陥指数をともに０．５以下にするためには）、移動磁界の速度を約２．０ｍ／ｓ以下に制御することが好ましい。

一方、より高速な鋳造速度Ｖｃ＝２．０（ｍ／ｍｉｎ）において、気泡性欠陥及びパウダー性欠陥をともに低減させ、高品質な鋳片を得るためには（すなわち、気泡性欠陥指数及びパウダー性欠陥指数をともに０．７５以下にするためには）、移動磁界の速度を約０．７ｍ／ｓ～約２．５ｍ／ｓの範囲に制御することが好ましい。また、Ｖｃ＝２．０（ｍ／ｍｉｎ）において更に充分に高品質な鋳片を得るためには（すなわち、気泡性欠陥指数及びパウダー性欠陥指数をともに０．５以下にするためには）、移動磁界の速度を約０．８ｍ／ｓ～約２．０ｍ／ｓの範囲に制御することが好ましい。

以上の結果を踏まえて、第１の実施形態では、製品に求められる品質や、生産性と鋳片の品質との兼ね合い等を考慮して、電磁撹拌装置における移動磁界の速度を上述した適切な範囲に適宜制御する。例えば、鋳造速度約１．４ｍ／ｍｉｎ以下で、充分な鋳片品質を確保しようとする場合には、移動磁界の速度が約２．０ｍ／ｓ以下になるように電磁撹拌装置１５０を駆動させながら、連続鋳造を行えばよい。あるいは、例えば、鋳造速度約１．４ｍ／ｍｉｎ以下で、ある程度の鋳片品質を確保しようとする場合には、移動磁界の速度が約３．０ｍ／ｓ以下になるように電磁撹拌装置１５０を駆動させながら、連続鋳造を行えばよい。また、例えば、鋳造速度約２．０ｍ／ｍｉｎ以下で、充分な鋳片品質を確保しようとする場合には、移動磁界の速度が約０．８ｍ／ｓ～約２．０ｍ／ｓの範囲内になるように電磁撹拌装置１５０を駆動させながら、連続鋳造を行えばよい。あるいは、例えば、鋳造速度約２．０ｍ／ｍｉｎ以下で、ある程度の鋳片品質を確保しようとする場合には、移動磁界の速度が約０．７ｍ／ｓ～約２．５ｍ／ｓの範囲内になるように電磁撹拌装置１５０を駆動させながら、連続鋳造を行えばよい。換言すれば、第１の実施形態では、移動磁界の速度を上述した適切な範囲に制御可能なように、電磁撹拌装置１５０の構成（電磁撹拌コア１５２の複数のコイル１５３における交流電流の位相の１周期分に対応する距離Ｌ（すなわち、ティース幅Ｗｔ及びコイル幅Ｗｃ）、並びに電源装置１５６の性能等）が設定される。これにより、より高品質な鋳片を得ることが可能になる。

以上、第１の実施形態について説明した。なお、第１の実施形態に係る電磁撹拌装置１５０の構成は、以上説明したものに限定されない。第１の実施形態では、電磁撹拌装置１５０は、鋳型１１０内の溶鋼２に移動磁界を付与し得るように構成され、かつ当該移動磁界の速度を上述した範囲に制御可能であればよく、その具体的な装置構成は任意であってよい。例えば、以上説明した構成例では、電磁撹拌コア１５２はティース部１５４を有していたが、第１の実施形態はかかる例に限定されない。第１の実施形態では、電磁撹拌コア１５２にはティース部１５４は設けられなくてもよい。また、例えば、以上説明した構成例では、電源装置１５６は、互いに位相が１２０度ずつずれた３相交流電流を印加可能に構成されており、そのため、複数のコイル１５３には、位相が６０度ずつずれた交流電流が印加されていたが、第１の実施形態はかかる例に限定されない。第１の実施形態では、隣り合うコイル１５３に印加される交流電流の位相差は、６０度でなくてもよく、当該位相差は任意の角度であってよい。また、電源装置１５６は、その位相差を実現可能な交流電流を各コイル１５３に印加可能に構成されればよい。

（２．第２の実施形態）
本発明の第２の実施形態について説明する。第２の実施形態では、以上説明した第１の実施形態に係る電磁撹拌装置１５０に加えて、電磁ブレーキ装置を鋳型１１０に対して設置する。ここで、電磁ブレーキ装置は、鋳型１１０内の溶鋼２に静磁場を印可することにより、当該溶鋼中に制動力を発生させて、当該溶鋼の流動を抑制する装置である。

電磁ブレーキ装置は、浸漬ノズル６から噴出する吐出流の勢いを弱めるような制動力を溶鋼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６からの吐出流は、鋳型１１０の内壁に衝突することにより、溶鋼湯面が存在する方向へ向かう上昇流及び鋳片３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と、上昇流の勢いが弱められ、溶鋼湯面の変動が抑制され得る。これにより、溶鋼湯面の非金属介在物や溶融パウダーの溶鋼内への巻き込みが抑制される。また、吐出流によって形成される下降流の流速も抑制されるため、溶鋼中のガス気泡や非金属介在物等の不純物の浮上分離が促進される。

このように、電磁ブレーキ装置によれば、吐出流の勢いが弱められることにより、鋳片３の内質を向上させる効果を得ることが可能になる。従って、電磁撹拌装置１５０及び電磁ブレーキ装置を併用することにより、鋳片３の表面品質及び内質をともに向上させることができ、更に高品質な鋳片３を得ることが可能になる。

なお、本明細書では、電磁撹拌装置１５０及び電磁ブレーキ装置の少なくともいずれかのことを指して、電磁力発生装置と呼称することとする。また、鋳型１１０及び電磁力発生装置を含む鋳型１１０周辺の部材群のことを、便宜的に鋳型設備ともいう。

ここで、連続鋳造においては、一般的に、鋳造速度を増加させると、ガス気泡や非金属介在物等の不純物の浮上分離が十分に行われなくなり、鋳片３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３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３の品質が悪化し、鋳片３の品質を優先すると生産性が低下する関係がある。そのため、連続鋳造においては、鋳片３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る。

そこで、従来、鋳片３の品質を確保しつつ生産性をより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、特開平６－２２６４０９号公報（以下、特許文献２ともいう）には、鋳型上部（より詳細にはメニスカス近傍）に電磁撹拌装置を設けるとともに、鋳型よりも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。特許文献２には、かかる構成により、電磁攪拌装置によって鋳片の表面品質が向上し得るとともに、電磁ブレーキ装置によって高速鋳造を行う際に顕著となり得る鋳片内への介在物の侵入が低減され得る（すなわち、内質が向上し得る）効果が得られると記載されている。

しかしながら、特許文献２に開示されている鋳型設備では、電磁ブレーキ装置の下端が鋳型よりも下方に位置している。電磁ブレーキにより生じる電磁力（制動力）は溶融金属の流速に応じて作用するため、かかる設置位置では、電磁ブレーキ装置を浸漬ノズルの吐出孔付近に設置した場合に比べて、溶融金属に作用する電磁力が非常に小さくなることが懸念される。つまり、特許文献２に記載されている、高速鋳造時における電磁ブレーキ装置による鋳片の内質向上の効果は、限定的なものである可能性がある。この点について、本発明者らが一般的な鋳造条件（鋳片サイズや品種、浸漬ノズルの位置等）を仮定して数値解析シミュレーション等を行い検討した結果、特許文献２に記載の位置に電磁ブレーキ装置を設置した場合において、生産性向上のために鋳造速度を増加させた場合には、介在物の侵入を好適に防止できるのは鋳造速度が１．６ｍ／ｍｉｎ程度までであり、鋳造速度が１．６ｍ／ｍｉｎ程度を超えると介在物の侵入を効果的に防止することが困難であるといった問題が生じ得ることが新たに判明した。

このように、鋳片の品質を確保しつつ生産性を向上させることを可能とするような、電磁力発生装置の適切な構成については、いまだ検討の余地がある。

そこで、第２の実施形態では、電磁撹拌装置１５０及び電磁ブレーキ装置を組み合わせた電磁力発生装置を用いた連続鋳造において、生産性を向上させた場合であっても安定的に鋳片の品質を確保することが可能な鋳型設備の適切な構成を提供する。また、この際、電磁撹拌装置１５０について、第１の実施形態において説明したように、その移動磁界の速度を適切に制御することにより、鋳片の表面品質をより向上させることができ、鋳片の品質を更に向上させることが可能になる。

以下、第２の実施形態に係る電磁力発生装置の構成について詳細に説明する。

（２－１．電磁力発生装置の構成）
図６－図９を参照して、第２の実施形態に係る電磁力発生装置の構成について詳細に説明する。図６－図９は、第２の実施形態に係る鋳型設備の一構成例を示す図である。なお、第１の実施形態と同様に、電磁力発生装置は、図１に示す鋳型１１０の長辺鋳型板の外側面に設置される。

図６は、第２の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７は、鋳型設備１０の、図６に示すＡ－Ａ断面での断面図である。図８は、鋳型設備１０の、図７に示すＢ－Ｂ断面での断面図である。図９は、鋳型設備１０の、図７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６、図８及び図９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６、図８及び図９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６～図９を参照すると、第２の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、第２の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、第２の実施形態では、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、詳しくは後述するが、第２の実施形態では、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。第２の実施形態では、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）の端部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７～図９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。第２の実施形態では、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の構成は、第１の実施形態に係る電磁撹拌装置１５０の構成と同様であるため、ここでは詳細な説明を省略する。なお、図２では図示を省略していたが、実際には、図６－図８に示すように、コイル１５３が形成された電磁撹拌コア１５２がケース１５１内に格納されて、電磁撹拌装置１５０が構成される。また、簡単のため、図６－図８では図示を省略しているが、電磁撹拌装置１５０は、上述した複数のコイル１５３に交流電流を印加する電源装置１５６、及び電源装置の駆動を制御する制御装置１５７を備えている。

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。

上述したように、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）に沿った電磁力を溶鋼２に付与するように駆動される。図８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１０は、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について説明するための図である。図１０では、鋳型１１０近傍の構成の、Ｘ－Ｚ平面での断面を概略的に図示している。また、図１０では、電磁撹拌コア１５２、及び後述する電磁ブレーキコア１６２の端部１６４の位置を模擬的に破線で示している。

図１０に示すように、浸漬ノズル６には、短辺鋳型板１１２に対向する位置に一対の吐出孔が設けられ得る。電磁ブレーキ装置１６０は、浸漬ノズル６の当該吐出孔からの溶鋼２の流れ（吐出流）を抑制する方向の電磁力を、当該溶鋼２に対して付与するように駆動される。図１０には、吐出流の方向を模擬的に細線矢印で示すとともに、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を模擬的に太線矢印で示している。電磁ブレーキ装置１６０によれば、このような吐出流を抑制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、第２の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が設けられる一対の端部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端部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端部１６４が設けられて構成される。一対の端部１６４が設けられる位置は、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１０も参照）。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。

電磁ブレーキコア１６２の各端部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がそれぞれ形成される。当該コイル１６３を構成する導線の構造は、上述した電磁撹拌装置１５０のコイル１５３のものと同様である。

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に直流電流を印加することにより、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。この電源装置の駆動方法としては、一般的な電磁ブレーキ装置において用いられている各種の公知の方法が適用されてよいため、ここではその詳細な説明を省略する。

電磁ブレーキコア１６２のＸ軸方向の幅Ｗ０、端部１６４のＸ軸方向の幅Ｗ２、及びＸ軸方向における端部１６４間の距離Ｗ３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、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。

ここで、例えば上記特許文献２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、鋳型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、第２の実施形態では、上記のように、２つの端部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、鋳型１１０の幅方向（すなわち、Ｘ軸方向）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。

なお、図示する構成例では、電磁ブレーキ装置１６０は磁極を２つ有するように構成されているが、第２の実施形態はかかる例に限定されない。電磁ブレーキ装置１６０は、３つ以上の端部１６４を有し、３つ以上の磁極を有するように構成されてもよい。この場合、各端部１６４のコイル１６３に印加する電流量がそれぞれ適宜調整されることにより、電磁ブレーキに係る溶鋼２への電磁力の印加を更に詳細に制御することが可能となる。

（２－２．電磁力発生装置の設置位置の詳細）
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の端部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２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２においても、その具体的な装置構成は明示されておらず、両装置の鉄芯（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るとは言えなかった。

これに対して、第２の実施形態では、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、鋳片３の品質を確保しつつ生産性を向上させ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。例えば、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、第２の実施形態では、上記の事情に鑑みて、例えば、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する。以下、当該目標を満たし得るような、第２の実施形態における電磁撹拌コア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、第２の実施形態では、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、浸漬ノズル６の吐出孔は下部水箱１４０よりもの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６参照）。

第２の実施形態では、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（４）が成立する。

換言すれば、上記数式（４）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、第２の実施形態では、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、第２の実施形態では、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（４）に代入すると、下記数式（５）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（５）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）
第２の実施形態では、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という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（６）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（６）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１１にその結果を示す。図１１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１１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１１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１１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、第２の実施形態では、例えば、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している。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１１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、第２の実施形態では、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（５）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、第２の実施形態におけるコア高さ割合Ｈ１／Ｈ２は、例えば、下記数式（７）となる。

まとめると、第２の実施形態では、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、例えば、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（７）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の品質、特に内質向上の効果が得られなくなるからである。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、例えば下記実施例３に示すような、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及び実機試験等に基づいて規定され得る。

以上、第２の実施形態に係る鋳型設備１０の構成について説明した。なお、以上の説明では、上記数式（７）に示す関係性を得る際に、上記数式（５）からＨ１＋Ｈ２＝５００ｍｍとして、これらの関係性を得ていた。ただし、第２の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１１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、第２の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の最小値を図１１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１１から、鋳造速度が２．０ｍ／ｍｉｎ以上である場合に、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を求める。図１１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（８）で表される。

つまり、第２の実施形態において、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（８）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及び実機試験等に基づいて規定すればよい。

このように、第２の実施形態では、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。

（２－３．電磁撹拌装置の駆動条件について）
第２の実施形態においても、第１の実施形態と同様に、移動磁界の速度が所定の範囲に収まるように電磁撹拌装置１５０を構成するとともに、その駆動を制御する。ここでは、図６－図９に示す電磁力発生装置１７０における（すなわち、電磁ブレーキ装置１６０と併用した場合における）、電磁撹拌装置１５０における移動磁界の速度の適切な範囲について説明する。

本発明者らは、図６－図９に示す電磁力発生装置１７０を用いた連続鋳造における適切な移動磁界の速度を、数値解析シミュレーションによって検討した。当該数値解析シミュレーションでは、移動磁界の速度と気泡性欠陥の数との関係、及び移動磁界の速度とパウダー性欠陥の数との関係を解析した。当該数値解析シミュレーションの条件及び方法は、上記（１－３．電磁撹拌装置の駆動条件について）で説明した条件及び方法と同様である。なお、電磁ブレーキ装置１６０の電磁ブレーキコア１６２の高さは、２００ｍｍとした（電磁撹拌装置１５０の電磁撹拌コア１５２の高さは２５０ｍｍであるから、コア高さ割合Ｈ１／Ｈ２＝１．２５である）。また、電磁ブレーキ装置１６０による磁界として、鋳型厚み中心において０．４Ｔの磁束密度強度の磁界を印加した。

数値解析シミュレーションの結果を、図１２及び図１３に示す。図１２は、数値解析シミュレーションの結果である、第２の実施形態に係る移動磁界の速度と気泡性欠陥の数との関係を示すグラフ図である。図１２では、横軸に移動磁界の速度を取り、縦軸に気泡性欠陥指数を取り、両者の関係をプロットしている。図１３は、数値解析シミュレーションの結果である、第２の実施形態に係る移動磁界の速度とパウダー性欠陥の数との関係を示すグラフ図である。図１３では、横軸に移動磁界の速度を取り、縦軸にパウダー性欠陥指数を取り、両者の関係をプロットしている。

なお、図１２及び図１３とも、鋳造速度Ｖｃ＝２．０（ｍ／ｍｉｎ）の場合であって電磁ブレーキ装置１６０が設けられない場合（第１の実施形態に対応。図中「Ｖｃ ２．０」で示す）と、鋳造速度Ｖｃ＝２．０（ｍ／ｍｉｎ）の場合であって電磁ブレーキ装置１６０が設けられる場合（第２の実施形態に対応。図中「Ｖｃ ２．０＋ＥＭＢｒ」で示す）の結果を示している。

まず、気泡性欠陥についての解析結果について説明する。図１２を参照すると、電磁ブレーキ装置１６０を併用することにより、少なくとも移動磁界の速度が約３．５ｍ／ｓ以下の範囲においては、電磁ブレーキ装置１６０を併用しない場合に比べて、気泡性欠陥指数が低下していることが確認できる。また、電磁ブレーキ装置１６０を併用した場合、及び併用しない場合ともに、移動磁界の速度が約３．６ｍ／ｓ以下の場合に、気泡性欠陥指数が、鋳片が高品質であることの基準である０．７５以下となり、鋳片品質は良化するものと考えられる。更に、移動磁界の速度が約２．８ｍ／ｓ以下の範囲においては、電磁ブレーキ装置１６０を併用することにより、気泡性欠陥指数が、鋳片が更に高品質であることの基準である０．５以下に減少している。当該結果から、第２の実施形態においては、電磁撹拌装置１５０における移動磁界の速度を約３．６ｍ／ｓ以下にするとともに、電磁ブレーキ装置１６０を併用することにより、Ｖｃ＝２．０（ｍ／ｍｉｎ）という高速鋳造において、気泡性欠陥が低減された高品質な鋳片を得ることが可能になると考えられる。また、電磁撹拌装置１５０における移動磁界の速度を約２．８ｍ／ｓ以下にするとともに、電磁ブレーキ装置１６０を併用することにより、Ｖｃ＝２．０（ｍ／ｍｉｎ）という高速鋳造において、気泡性欠陥が更に低減された充分に高品質な鋳片を得ることが可能になると考えられる。

次に、パウダー性欠陥についての解析結果について説明する。図１３を参照すると、気泡性欠陥とは異なり、パウダー性欠陥については、移動磁界の速度にかかわらず、電磁ブレーキ装置１６０を併用することにより、電磁ブレーキ装置１６０を併用しない場合に比べて、パウダー性欠陥指数が若干増加する傾向があることが分かる。これは、電磁ブレーキ装置１６０による制動力により、吐出流が上方に跳ね上げられ、溶鋼湯面に向かう上昇流の勢いが増加し、溶鋼湯面の溶融パウダー等を巻き込みやすくなるからであると考えられる。ただし、電磁ブレーキ装置１６０を併用した場合であっても、移動磁界の速度を約２．４ｍ／ｓ以下にした場合には、パウダー性欠陥指数が０．７５以下となり、鋳片品質は良化するものと考えられる。更に、電磁ブレーキ装置１６０を併用した場合であっても、移動磁界の速度を約１．５ｍ／ｓ以下にした場合には、パウダー性欠陥指数を０．５以下に低下させることが可能である。当該結果から、第２の実施形態においては、電磁撹拌装置１５０における移動磁界の速度を約２．４ｍ／ｓ以下にするとともに、電磁ブレーキ装置１６０を併用することにより、Ｖｃ＝２．０（ｍ／ｍｉｎ）という高速鋳造において、パウダー性欠陥が低減された充分に高品質な鋳片を得ることが可能になると考えられる。また、電磁撹拌装置１５０における移動磁界の速度を約１．５ｍ／ｓ以下にするとともに、電磁ブレーキ装置１６０を併用することにより、Ｖｃ＝２．０（ｍ／ｍｉｎ）という高速鋳造において、パウダー性欠陥が低減された充分に高品質な鋳片を得ることが可能になると考えられる。

以上の結果をまとめると、電磁力発生装置１７０を用いた場合において、Ｖｃ＝２．０（ｍ／ｍｉｎ）の場合に、高品質な鋳片を得るための移動磁界の速度の条件は、下記表２のようになる。

表２から、電磁撹拌装置１５０及び電磁ブレーキ装置１６０をともに用いた場合に、比較的高速な鋳造速度Ｖｃ＝２．０（ｍ／ｍｉｎ）において、気泡性欠陥及びパウダー性欠陥をともに低減させ、高品質な鋳片を得るためには（すなわち、気泡性欠陥指数及びパウダー性欠陥指数をともに０．７５以下にするためには）、電磁撹拌装置１５０における移動磁界の速度を約２．４ｍ／ｓ以下の範囲に制御することが好ましい。また、気泡性欠陥及びパウダー性欠陥をともに低減させ、更に充分に高品質な鋳片を得るためには（すなわち、気泡性欠陥指数及びパウダー性欠陥指数をともに０．５以下にするためには）、電磁撹拌装置１５０における移動磁界の速度を約１．５ｍ／ｓ以下の範囲に制御することが好ましい。

以上の結果を踏まえて、第２の実施形態では、製品に求められる品質等を考慮して、電磁撹拌装置における移動磁界の速度を上述した適切な範囲に適宜制御する。例えば、品質についての要求が厳格な製品であり、充分な鋳片品質を確保しようとする場合には、移動磁界の速度が約１．５ｍ／ｓ以下になるように電磁撹拌装置１５０を駆動させつつ、電磁ブレーキ装置１６０も併用しながら、連続鋳造を行えばよい。あるいは、例えば、品質についての要求がそこまで厳格でなく、ある程度の鋳片品質を確保しようとする場合には、移動磁界の速度が約２．４ｍ／ｓ以下になるように電磁撹拌装置１５０を駆動させつつ、電磁ブレーキ装置１６０も併用しながら、連続鋳造を行えばよい。換言すれば、第２の実施形態では、移動磁界の速度を上述した適切な範囲に制御可能なように、電磁力発生装置１７０における電磁撹拌装置１５０の構成（電磁撹拌コア１５２の複数のコイル１５３における交流電流の位相の１周期分に対応する距離Ｌ（すなわち、ティース幅Ｗｔ及びコイル幅Ｗｃ）並びに、電源装置１５６の性能等）が設定される。これにより、より高品質な鋳片を得ることが可能になる。

本発明の第１の実施形態における電磁撹拌装置１５０の移動磁界の速度の制御による鋳片品質の向上効果について確認するために、実機試験を行った結果について説明する。本実施例では、上述した第１の実施形態に係る電磁撹拌装置１５０と同様の構成を有する電磁撹拌装置を、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、移動磁界の速度Ｖｍを様々に変更しながら連続鋳造を行った。そして、鋳造後に得られた鋳片について、表層の気泡性欠陥及びパウダー性欠陥の出現頻度を調査した。連続鋳造の条件は以下の通りである。

鋳片サイズ（鋳型のサイズ）：幅１６３０ｍｍ、厚さ２５０ｍｍ
浸漬ノズルの吐出孔上端の浸漬深さ：溶鋼湯面から２８０ｍｍ
浸漬ノズルの吐出孔のサイズ：高さ９０ｍｍ、幅８０ｍｍ
浸漬ノズルの吐出孔の角度：下向きに４５度
電磁撹拌コアの高さ：２５０ｍｍ
電磁撹拌コアの上端位置：溶鋼湯面と同レベル
鋳造速度：１．４ｍ／ｍｉｎ

結果を表３に示す。なお、表３において、気泡性欠陥及びパウダー性欠陥の出現頻度については、３段階で評価した結果を示している。具体的には、鋳片が手入れを実施する必要がない充分に良い品質であった場合を「○」、鋳片が手入れ発生率が２％以下である良好な品質であった場合を「△」、鋳片が手入れする必要が２％以上あった好ましくない品質であった場合を「×」としている。なお、「○」は、おおよそ、図４及び図５における気泡性欠陥指数及びパウダー性欠陥指数が０．５以下である場合における鋳片の品質に対応しており、「△」は、おおよそ、図４及び図５における気泡性欠陥指数及びパウダー性欠陥指数が０．７５以下である場合における鋳片の品質に対応している。また、表３に示すように、本実施例では、電磁撹拌装置の複数のコイルにおける交流電流の位相の１周期分に対応する距離Ｌ、及び交流電流の周波数ｆの両方を変更することにより、電磁撹拌装置における移動磁界の速度Ｖｍを変更した。

表３に示す結果から、移動磁界の速度Ｖｍが２．００ｍ／ｓ以下であれば、鋳片について「○」に対応する充分に良い品質を確保することが可能になることが分かった。また、移動磁界の速度Ｖｍが２．８４ｍ／ｓ以下であれば、鋳片について「△」に対応する良好な品質を確保することが可能になることが分かった。この結果は、図４及び図５を参照して説明した数値解析シミュレーションの結果と矛盾しない結果であり、当該数値解析シミュレーションの結果が妥当であることを示している。

本発明の第２の実施形態における電磁撹拌装置１５０の移動磁界の速度の制御による鋳片品質の向上効果について確認するために、実機試験を行った結果について説明する。上述した第２の実施形態に係る電磁力発生装置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、鋳造速度、電磁撹拌装置１５０における移動磁界の速度Ｖｍ、及びコア高さ割合Ｈ１／Ｈ２の値を様々に変更しながら連続鋳造を行った。そして、鋳造後に得られた鋳片について、表層の気泡性欠陥及びパウダー性欠陥の出現頻度を調査した。連続鋳造の条件は、上記実施例１と同様である。

結果を表４に示す。表４においても、表３と同様に、気泡性欠陥及びパウダー性欠陥の出現頻度については、「○」、「△」及び「×」の３段階で評価した結果を示している。なお、「○」は、おおよそ、図１２及び図１３における気泡性欠陥指数及びパウダー性欠陥指数が０．５以下である場合における鋳片の品質に対応しており、「△」は、おおよそ、図４及び図５における気泡性欠陥指数及びパウダー性欠陥指数が０．７５以下である場合における鋳片の品質に対応している。また、表４に示すように、本実施例においても、電磁撹拌装置の複数のコイルにおける交流電流の位相の１周期分に対応する距離Ｌ、及び交流電流の周波数ｆの両方を変更することにより、電磁撹拌装置における移動磁界の速度Ｖｍを変更した。

また、コア高さ割合Ｈ１／Ｈ２については、電磁撹拌コアの高さＨ１を２５０ｍｍで固定し、電磁ブレーキコアの高さＨ２を２５０ｍｍ（すなわち、Ｈ１／Ｈ２＝１．００）、２００ｍｍ（すなわち、Ｈ１／Ｈ２＝１．２５）、１２５ｍｍ（すなわち、Ｈ１／Ｈ２＝２．００）の３水準で変更することにより、当該Ｈ１／Ｈ２の値を変更した。なお、電磁ブレーキ装置によって発生可能な磁界の大きさは、電磁ブレーキコアのサイズに依存する。本実施例では、電磁ブレーキコアの高さＨ２が２５０ｍｍ、２００ｍｍの場合には、０．４Ｔ以上の磁束密度の磁界を発生可能であったが、当該高さＨ２が１２５ｍｍの場合には、約０．３Ｔの磁束密度の磁界しか発生させることができなかった。従って、表４に示すように、Ｈ２＝２５０ｍｍ、２００ｍｍの場合には、電磁ブレーキ装置による磁界の磁束密度を０．４Ｔとし、Ｈ２＝１２５ｍｍの場合には、電磁ブレーキ装置による磁界の磁束密度を０．３Ｔとしている。

表４に示す結果から、鋳造速度が１．８ｍ／ｍｉｎ～２．０ｍ／ｍｉｎの比較的高速での連続鋳造において、移動磁界の速度Ｖｍを１．４２ｍ／ｓ以下にすることにより、鋳片について「○」に対応する充分に良い品質を確保することが可能になることが分かった。また、鋳造速度が１．８ｍ／ｍｉｎ～２．０ｍ／ｍｉｎの比較的高速での連続鋳造において、移動磁界の速度Ｖｍを２．８４ｍ／ｓ以下にすることにより、鋳片について「△」に対応する良好な品質を確保することが可能になることが分かった。この結果は、図１２及び図１３を参照して説明した数値解析シミュレーションの結果と概ね矛盾しない結果であり、当該数値解析シミュレーションの結果が妥当であることを示している。

本発明の第２の実施形態におけるコア高さ割合Ｈ１／Ｈ２の調整による鋳片品質の向上効果について確認するために、実機試験を行った結果について説明する。上記実施例２と同様に、第２の実施形態に係る電磁力発生装置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、鋳造速度、及びコア高さ割合Ｈ１／Ｈ２の値を様々に変更しながら連続鋳造を行った。そして、鋳造後に得られた鋳片の表面品質及び内質を目視及び超音波探傷検査によってそれぞれ調査した。連続鋳造の条件は、上記実施例１、２と同様である。

なお、本実施例では、比較のため、電磁撹拌装置のみを設置した場合についても、連続鋳造を行い、その鋳片の品質を同様の方法によって調査した。電磁撹拌装置のみを設置した場合における鋳型設備の構成は、図６－図９に示す鋳型設備１０において電磁ブレーキ装置１６０が取り除かれたものに対応する。また、電磁撹拌装置のみを設置した場合については、鋳造速度を１．６ｍ／ｍｉｎ、電磁撹拌装置の電磁撹拌コアの高さＨ１を２００ｍｍとした。

結果を、下記表５に示す。表５では、鋳片の品質については、電磁撹拌装置のみを設置した場合に得られた鋳片の品質を基準として、電磁撹拌装置のみを設置した場合よりも良い品質が得られた場合には「○」、電磁撹拌装置のみを設置した場合と同程度の品質が得られた場合には「△」、電磁撹拌装置のみを設置した場合よりも悪い品質が得られた場合には「×」を付すことにより表現している。

本実施例では、鋳造速度を２．０ｍ／ｍｉｎまで増加させた場合であっても、より低速（具体的には、鋳造速度１．６ｍ／ｍｉｎ）での電磁撹拌装置のみを用いた連続鋳造よりも優れた鋳片の品質（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の範囲を調査した。表５に示す結果から、本実施例における鋳造条件においては、コア高さ割合Ｈ１／Ｈ２の値を約０．８０～約２．３３にすることにより、鋳造速度を２．０ｍ／ｍｉｎまで増加させた場合であっても、より低速での電磁撹拌装置のみを用いた連続鋳造よりも優れた鋳片の品質を確保することが可能になることが分かった。換言すれば、本実施例の結果から、第２の実施形態に係る電磁力発生装置１７０を適用し、コア高さ割合Ｈ１／Ｈ２の値を約０．８０～約２．３３にすることにより、鋳片の品質を確保しつつ、鋳造速度を２．０ｍ／ｍｉｎまで増加させ、生産性を向上させることが可能になることが示された。また、同様に、表５に示す結果から、本実施例における鋳造条件においては、コア高さ割合Ｈ１／Ｈ２の値を約１．００～約２．００にすることにより、鋳造速度を２．２ｍ／ｍｉｎまで増加させた場合であっても、より低速での電磁撹拌装置のみを用いた連続鋳造よりも優れた鋳片の品質を確保することが可能になることが分かった。

（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。

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
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
１５４ ティース部
１５６ 電源装置
１５７ 制御装置
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 端部
１６５ 連結部
１７０ 電磁力発生装置

Claims (14)

1. 電磁撹拌装置を用いて、鋳型内の溶融金属に対して鋳型長辺方向に沿った移動磁界を付与することにより、前記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ような電磁力を付与する電磁撹拌方法であって、
   前記電磁撹拌装置においては、前記鋳型の長辺鋳型板の外側面において鋳型長辺方向に並べられて設置される複数のコイルに対して、前記複数のコイルの配列順に位相差が順次ずれるように交流電流を印加することにより、前記移動磁界を発生させ、
   鋳型長辺方向において前記複数のコイルにおける交流電流の位相の１周期分に対応する距離Ｌ、及び前記複数のコイルに印加される交流電流の周波数ｆが、下記数式（１０１）に示す関係を満たす、
   電磁撹拌方法。
   

   
2. さらに、鋳造速度Ｖｃが、下記数式（２０１）に示す関係を満たす、
   請求項１に記載の電磁撹拌方法。
   

   
3. さらに、鋳造速度Ｖｃが、下記数式（２０２）に示す関係を満たす、
   請求項１に記載の電磁撹拌方法。
   

   
4. 前記距離Ｌ及び前記周波数ｆが、下記数式（１０３）に示す関係を満たす、
   請求項１～３の何れか１項に記載の電磁撹拌方法。
   

   
5. 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方向の電磁力を更に付与し、
   前記鋳型を冷却するための冷却水を貯水する第１の水箱と、前記電磁撹拌装置と、前記電磁ブレーキ装置と、前記鋳型を冷却するための冷却水を貯水する第２の水箱と、が、前記鋳型の長辺鋳型板の外側面において上方から下方に向かってこの順に設置されるとともに、前記電磁撹拌装置のコア高さＨ１、及び前記電磁ブレーキ装置のコア高さＨ２が、下記数式（１０５）に示す関係を満たす、
   請求項１に記載の電磁撹拌方法。
   

   
6. 前記距離Ｌ及び前記周波数ｆが、下記数式（１０７）に示す関係を満たす、
   請求項５に記載の電磁撹拌方法。
   

   
7. 前記電磁撹拌装置のコア高さＨ１、及び前記電磁ブレーキ装置のコア高さＨ２が、下記数式（１０９）に示す関係を満たす、
   請求項５又は６に記載の電磁撹拌方法。
   

   
8. 鋳型内の溶融金属に対して鋳型長辺方向に沿った移動磁界を付与することにより、前記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ような電磁力を付与する電磁撹拌装置であって、
   前記鋳型の長辺鋳型板の外側面において鋳型長辺方向に並べられて設置される複数のコイルと、
   前記移動磁界を発生させるように、前記複数のコイルの配列順に位相差が順次ずれるように前記複数のコイルに対して交流電流を印加する、電源装置と、
   を備え、
   鋳型長辺方向において前記複数のコイルにおける交流電流の位相の１周期分に対応する距離Ｌ、及び前記複数のコイルに印加される交流電流の周波数ｆが、下記数式（１１１）に示す関係を満たす、
   電磁撹拌装置。
   

   
9. さらに、鋳造速度Ｖｃが、下記数式（２１１）に示す関係を満たす、
   請求項８に記載の電磁撹拌装置。
   

   
10. さらに、鋳造速度Ｖｃが、下記数式（２１２）に示す関係を満たす、
    請求項８に記載の電磁撹拌装置。
    

    
11. 前記距離Ｌ及び前記周波数ｆが、下記数式（１１３）に示す関係を満たす、
    請求項８～１０の何れか１項に記載の電磁撹拌装置。
    

    
12. 前記鋳型と、
    前記鋳型を冷却するための冷却水を貯水する第１の水箱及び第２の水箱と、
    請求項８に記載の電磁撹拌装置と、
    前記鋳型内への浸漬ノズルからの溶融金属の吐出流に対して前記吐出流を制動する方向の電磁力を付与する電磁ブレーキ装置と、
    を備え、
    前記鋳型の長辺鋳型板の外側面において、前記長辺鋳型板の上端から下端の間に収まるように、前記第１の水箱、前記電磁撹拌装置、前記電磁ブレーキ装置、及び前記第２の水箱が、上方から下方に向かってこの順に設置され、
    前記電磁撹拌装置のコア高さＨ１、及び前記電磁ブレーキ装置のコア高さＨ２が、下記数式（１１５）に示す関係を満たす、
    鋳型設備。
    

    
13. 前記距離Ｌ及び前記周波数ｆが、下記数式（１１７）に示す関係を満たす、
    請求項１２に記載の鋳型設備。
    

    
14. 前記電磁撹拌装置のコア高さＨ１、及び前記電磁ブレーキ装置のコア高さＨ２が、下記数式（１１９）に示す関係を満たす、
    請求項１２又は１３に記載の鋳型設備。
    

    

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