JP7332885B2 - 溶融金属の連続鋳造方法及び連続鋳造装置 - Google Patents

Description

本発明は、溶融金属の連続鋳造方法及び連続鋳造装置に関するものである。

連続鋳造用の溶融金属は、取鍋からタンディッシュを経由し、タンディッシュ底部に設けた浸漬ノズルから鋳型内に供給される。浸漬ノズルの底部付近の側面には溶融金属を吐出する吐出孔が設けられ、吐出孔は吐出方向が鋳型長辺面に平行であり、吐出流は鋳型短辺に向けて吐出される。鋳型短辺に衝突した吐出流は、短辺に沿って上昇する上昇流と、下降する下降流を形成する。下降流は未凝固溶融金属の深い位置まで到達するため、下降流とともに運ばれる気泡や非金属介在物も未凝固溶融金属の深い位置まで到達する。未凝固溶融金属の深い位置に到達した気泡や非金属介在物がその後上昇するに際して、凝固シェルに捕獲され、そのまま鋳片内に留まって鋳片内質欠陥の原因となるため好ましくない。

鋳片内質向上を図るため、浸漬ノズルの吐出孔から流出する吐出流の流速を低減する目的で、鋳型内に電磁ブレーキ（直流磁場発生装置）を配置する方法が知られている。特に、鋳型内の幅方向全体にわたって磁束密度が均一な直流磁場を鋳型の厚み方向に加え、これによって溶融金属の流れを制御しつつ連続鋳造する方法が有効である（特許文献１、２参照）。特許文献１においては、直流磁場を浸漬ノズルの下部に配置した場合には、溶鋼噴流の鋳型内奥底への浸入を抑制して溶鋼噴流に含まれる介在物の捕捉などは極力回避されるとしている。

連続鋳造法で鋳片を製造する場合には、しばしば、中心偏析と呼ばれる内部欠陥が問題となる。この中心偏析は、鋳片の厚み方向中心部（最終凝固部）で溶鋼成分が正偏析する現象であり、鋳造ロールによる軽圧下を行うことで対処している。特許文献３、４においては、鋳片の幅方向の凝固不均一がある場合、鋳片幅方向で均一な圧下ができないため、凝固が遅れた鋳片幅方向両端部で中心偏析が悪化するという問題意識のもと、浸漬ノズルを２本使用し、この問題に対応している。それぞれの浸漬ノズルが１つの溶鋼吐出孔を有し、各吐出孔が内側に向いて対向するように配設する。浸漬ノズルの下方には電磁ブレーキを設けている。２本の浸漬ノズルそれぞれの吐出孔からの溶鋼流が鋳型幅中央部で衝突し、その後下降流を形成し、電磁ブレーキの下流側でも幅中央部に速い流速の下降流が維持され、下流側に向かって凸状を有する凝固完了点が形成される。

通常の連続鋳造で用いられる浸漬ノズルは、前述のとおり、有底円筒状の形状であり、浸漬部の両側面にそれぞれ吐出孔を有している。一方、浸漬ノズルの底部に、下方に向かって外部に開口するスリットを有するノズルが知られている（特許文献５、６参照）。スリットは、円筒底部及び左右の吐出孔の底部を連ねて開口する。浸漬ノズルを通して鋳型内に流出する溶湯は、左右の吐出孔に加えてこのスリットからも流出するので、吐出孔から流出する溶湯流速を相対的に低減させることができる。しかし、通常の連続鋳造においては、浸漬ノズルの詰まり防止等を目的として、浸漬ノズルを通過する溶湯中にＡｒガスを吹き込む結果、スリットからノズル吐出流とともに下向きに吹き込まれた気泡がそのまま上方に浮上するため、ノズル周りでボイリングしてしまい、うまく活用できていない。

鋳片表面品位を改善するために、鋳型部に電磁攪拌装置を設け、電磁攪拌装置を鋳片長辺背面に対向して設置する方法がよく行われる（例えば特許文献７参照）。鋳型内の長辺付近の未凝固溶融金属に互いに逆方向の推進力を付与することで、湯面位置の未凝固溶融金属中に水平断面内で旋回流を付与することができる。

鋳型当たりで１本の浸漬ノズルを用いる通常の連続鋳造であれば、タンディッシュから浸漬ノズルを経由して鋳型内に注入する溶鋼注入量の調整に際し、鋳型内湯面位置が一定になるように調整することにより、自動的に鋳造量と等しい量の溶鋼を供給することができる。それに対して、鋳型当たりで２本の浸漬ノズルから溶鋼を供給する場合、それぞれの浸漬ノズルからの溶鋼供給量のバランスを調整する必要がある。これに対して、２本の浸漬ノズルのうちの少なくとも一方について、当該浸漬ノズルを通じて供給する溶鋼流量実績が計測できれば、当該一方の浸漬ノズル溶鋼供給量は計測した実績供給量が目標と一致するように制御し、他方の浸漬ノズルについては鋳型内湯面レベルが一定となるように溶鋼供給量を制御することで、結果として、それぞれの浸漬ノズルからの流量実績がより正確に目標溶鋼流量に一致するように流量制御が可能になる。特許文献８、９には、タンディッシュから鋳型内に溶鋼を供給する浸漬ノズル内の流量を非接触で測定する、浸漬ノズル内溶鋼流量測定方法及び流量測定装置、並びにそれを用いた連続鋳造用タンディッシュが開示されている。

スラブ厚が１５０ｍｍ以下、さらには４０～１００ｍｍの薄スラブ（薄鋳片）を鋳造する薄スラブ連続鋳造方法が知られている。鋳造された薄スラブは、加熱された後、４段から７段程度の小規模な圧延機で圧延される。薄スラブ鋳造に用いる連続鋳造鋳型としては、漏斗状鋳型を用いる方法と矩形の平行鋳型を用いる方法が採用されている。漏斗状鋳型は、鋳型下端部の開口部（溶鋼と凝固シェルが充填される部分）については矩形とし、鋳型メニスカス部の開口部については、短辺部の開口幅は鋳型下端部の短辺幅と同一としつつ、浸漬ノズルが挿入される部分の開口幅を拡げ、浸漬ノズルの下端よりも下方において開口部表面形状が徐々に狭くなる漏斗状に形成した形状の鋳型である。薄スラブの連続鋳造では、高速鋳造によって生産性を確保することが必要であり、工業的には５～６ｍ／分、最高では１０ｍ／分の高速鋳造が可能となっている（非特許文献１参照）。薄スラブの連続鋳造では、通常厚みの鋳片を鋳造する連続鋳造と相違し、浸漬ノズルを通過する溶湯中へのＡｒガス吹き込みは行わない。

特開平２－２８４７５０号公報 国際公開ＷＯ９５／２６２４３号 特開平９－１０８７９６号公報 特開２０１２－１１０９５２号公報 特開２００１－２０５３９６号公報 特開２００７－１０５７６９号公報 特開２００６－０４３７６３号公報 特開２０１７－３５７１６号公報 特開２０１８－１１４５４８号公報

第５版鉄鋼便覧 第１巻製銑・製鋼 第４５４～４５６頁 岡野忍ら著「鉄と鋼」６１（１９７５），２９８２頁

前述のように、浸漬ノズルの吐出孔から鋳型内の短辺側に向かって吐出した吐出流が、短辺に衝突した後、短辺に沿って下降流を形成する。下降流とともに有害な介在物や気泡が溶融金属の深部まで運搬され、鋳片の品質不良の原因となる。これに対し、鋳型内の幅方向全体にわたって磁束密度が均一な直流磁場を鋳型の厚み方向に加え（以下「電磁ブレーキ」ともいう。）、これによって下降流を抑制する方法が有効である。しかし、電磁ブレーキを用いても、下方に向かう溶融金属流速を幅方向でほぼ均一、即ちプラグフローを形成するには至っていない。浸漬ノズルを２本使用し、電磁ブレーキを併用する特許文献３、４に記載の方法においても、電磁ブレーキ下流側の幅中央部に速い流速の下降流が維持され、同じくプラグフローの実現には至っていない。本発明は、鋳型下方における溶融金属プール中における下降流が、幅方向いずれの位置でもほぼ均一になるようなプラグフローを形成することのできる、溶融金属の連続鋳造方法及び連続鋳造装置を提供することを第１の目的とする。通常厚み鋳片の連続鋳造と薄スラブの連続鋳造の両方を対象とする。

鋳型内に滞留する溶融金属は、四周を囲む鋳型によって冷却され抜熱される。特に鋳型内のメニスカス付近の溶融金属が十分な流動性を保持するためには、十分な温度を有している溶融金属が常にメニスカス部に供給される必要がある。通常の連続鋳造であれば、浸漬ノズル吐出孔からの吐出流が短辺付近で上昇流に転じ、この上昇流によって高温の溶融金属が常にメニスカス付近に供給される。それに対して、鋳型下方への下降流がプラグフローを形成する本発明において、鋳型内の上昇流も抑制されることとなると、鋳型内のメニスカス部への熱供給が十分に行われない懸念が生じる。本発明は、鋳型内のメニスカスへの熱供給を有効に行うことを第２の目的とする。通常厚み鋳片の連続鋳造と薄スラブの連続鋳造の両方を対象とする。

即ち、本発明の要旨とするところは以下のとおりである。
［１］溶融金属の連続鋳造方法であって、
鋳型幅方向全幅において、鋳型厚み方向に向かう直流磁場を付与する直流磁場発生装置をそなえ、鋳片厚み方向に見て前記直流磁場発生装置のコア存在部分を直流磁場帯とし、
鋳型内の溶融金属中に浸漬して溶融金属を供給する浸漬ノズルを鋳型幅中心に対して対称に２本有し、前記浸漬ノズルの鋳型幅方向両側面に吐出孔を有し、浸漬ノズルの底部と前記２つの吐出孔の底部を連ねて外部に開口するスリットを有し、前記浸漬ノズルの吐出孔及びスリット部分は前記直流磁場帯内にあり、
鋳型内の湯面レベルを計測する湯面レベル計を設け、２本の前記浸漬ノズルの両方に溶融金属流量調整装置を設けるとともに、２本の浸漬ノズルの一方又は両方に溶融金属流量測定装置を設け、前記溶融金属流量調整装置によって、前記湯面レベル計の計測結果に基づいて鋳型内の湯面レベルを一定に制御しつつ、２本の浸漬ノズルから鋳型内に供給する溶融金属供給量を調整することを特徴とする溶融金属の連続鋳造方法。
［２］前記吐出孔の吐出孔径ｄ（ｍ）、スリットのスリット厚みδ（ｍ）と浸漬ノズル内径Ｄ（ｍ）が下記（１）式及び（２）式を満足することを特徴とする［１］に記載の溶融金属の連続鋳造方法。
ただし、吐出孔径ｄは、浸漬ノズル側面に開口する部分の合計断面積と同じ断面積の円相当径を意味する。
Ｄ／８≦δ≦Ｄ／３ （１）
δ≦ｄ≦２／３×Ｄ （２）
［３］浸漬ノズル内平均流速Ｖ（ｍ／ｓ）に対して、印加する直流磁場の磁束密度Ｂ（Ｔ）ならびに前記浸漬ノズル下端から前記コア下端までの距離Ｌ（ｍ）が下記（３）式及び（４）式を満足することを特徴とする［１］又は［２］に記載の溶融金属の連続鋳造方法。
Ｌ≧Ｌ_Ｃ＝（ρＶ）／（２σＢ^２） （３）
０．１≦Ｕ_Ｃ＝ａ×Ｂ√（（σＤＶ）／ρ）≦０．３（ｍ／ｓ） （４）
浸漬ノズル内へのＡｒガス吹き込みなし：ａ＝０．３、浸漬ノズル内へのＡｒガス吹き込みあり：ａ＝０．５
ただし、Ｄ：浸漬ノズル内径（ｍ）、ρ：溶融金属の密度（ｋｇ／ｍ^３）、σ：溶融金属の電気伝導度（Ｓ／ｍ）、σ_Ｃｕ：鋳型銅板の電気伝導度（Ｓ／ｍ）
［４］さらに鋳型内溶融金属表面に旋回流を形成する電磁攪拌装置を有し、鋳型長辺の銅板厚みＤ_Ｃｕ （ｍ）、鋳片厚みＴ（ｍ）、前記電磁攪拌装置の周波数ｆ（Ｈｚ）、銅板電気伝導度σ_Ｃｕを下記（５Ａ）式及び（５Ｂ）式を満足するように調整することを特徴とする［１］から［３］までのいずれか１つに記載の溶融金属の連続鋳造方法。
Ｄ_Ｃｕ＜√（２／（σ_Ｃｕωμ）） （５Ａ）
√（１／（２σωμ））＜Ｔ （５Ｂ）
ただし、ω＝２πｆ：角速度（ｒａｄ／ｓｅｃ）、μ＝４π×１０^－７：真空の透磁率（Ｎ／Ａ^２）、σ：溶融金属の電気伝導度（Ｓ／ｍ）、σ_Ｃｕ：鋳型銅板の電気伝導度（Ｓ／ｍ）
［５］鋳型内溶融金属表面の溶融金属攪拌流速Ｖ_Ｒ （ｍ／ｓ）が、下記（６）式を満たすことを特徴とする［４］に記載の溶融金属の連続鋳造方法。
Ｖ_Ｒ≧Ｕ_Ｃ＝ａ×Ｂ√（（σＤＶ）／ρ） （６）
ただし、Ｂ：印加する直流磁場の磁束密度（Ｔ）、Ｖ：浸漬ノズル内平均流速（ｍ／ｓ）、ρ：溶融金属の密度（ｋｇ／ｍ ^３ ）、Ｄ：浸漬ノズル内径（ｍ）
浸漬ノズル内へのＡｒガス吹き込みなし：ａ＝０．３、浸漬ノズル内へのＡｒガス吹き込みあり：ａ＝０．５
溶融金属攪拌流速Ｖ_Ｒは鋳片断面のデンドライト傾角に基づいて定める。
［６］鋳造する鋳片厚みが１５０ｍｍ以下であることを特徴とする［１］から［５］までのいずれか１つに記載の溶融金属の連続鋳造方法。

［７］溶融金属の連続鋳造装置であって、
鋳型幅方向全幅において、鋳型厚み方向に向かう直流磁場を付与する直流磁場発生装置をそなえ、鋳片厚み方向に見て前記直流磁場発生装置のコア存在部分を直流磁場帯とし、
鋳型内の溶融金属中に浸漬して溶融金属を供給する浸漬ノズルを鋳型幅中心に対して対称に２本有し、前記浸漬ノズルの鋳型幅方向両側面に吐出孔を有し、浸漬ノズルの底部と前記２つの吐出孔の底部を連ねて外部に開口するスリットを有し、前記浸漬ノズルの吐出孔及びスリット部分は前記直流磁場帯内にあり、
鋳型内の湯面レベルを計測する湯面レベル計を設け、２本の前記浸漬ノズルの一方又は両方に溶融金属流量測定装置を設け、２本の前記浸漬ノズルの両方に、前記湯面レベル計の計測結果に基づいて鋳型内の湯面レベルを一定に制御しつつ、２本の前記浸漬ノズルから前記鋳型内に供給する前記溶融金属供給量を制御できる溶融金属流量調整装置を設けてなることを特徴とする溶融金属の連続鋳造装置。
［７Ａ］溶融金属の連続鋳造装置であって、
鋳型幅方向全幅において、鋳型厚み方向に向かう直流磁場を付与する直流磁場発生装置をそなえ、鋳片厚み方向に見て前記直流磁場発生装置のコア存在部分を直流磁場帯とし、
鋳型内の溶融金属中に浸漬して溶融金属を供給する浸漬ノズルを鋳型幅中心に対して対称に２本有し、前記浸漬ノズルの鋳型幅方向両側面に吐出孔を有し、浸漬ノズルの底部と前記２つの吐出孔の底部を連ねて外部に開口するスリットを有し、前記浸漬ノズルの吐出孔及びスリット部分は前記直流磁場帯内にあり、
鋳型内の湯面レベルを計測する湯面レベル計を設け、２本の前記浸漬ノズルの両方に溶融金属流量調整装置を設けるとともに、２本の浸漬ノズルの一方又は両方に溶融金属流量測定装置を設けてなることを特徴とする溶融金属の連続鋳造装置。
［８］前記吐出孔の吐出孔径ｄ（ｍ）、スリットのスリット厚みδ（ｍ）と浸漬ノズル内径Ｄ（ｍ）が下記（１）式及び（２）式を満足することを特徴とする［７］又は［７Ａ］に記載の溶融金属の連続鋳造装置。
ただし、吐出孔径ｄは、浸漬ノズル側面に開口する部分の合計断面積と同じ断面積の円相当径を意味する。
Ｄ／８≦δ≦Ｄ／３ （１）
δ≦ｄ≦２／３×Ｄ （２）
［９］さらに鋳型内溶融金属表面に旋回流を形成する電磁攪拌装置を有し、鋳型長辺の銅板厚みＤ_Ｃｕ （ｍ）、鋳片厚みＴ（ｍ）、前記電磁攪拌装置の周波数ｆ（Ｈｚ）、銅板電気伝導度σ_Ｃｕを下記（５Ａ）式及び（５Ｂ）式を満足することを特徴とする［７］から［８］までのいずれか１つに記載の溶融金属の連続鋳造装置。
Ｄ_Ｃｕ＜√（２／（σ_Ｃｕωμ）） （５Ａ）
√（１／（２σωμ））＜Ｔ （５Ｂ）
ただし、ω＝２πｆ：角速度（ｒａｄ／ｓｅｃ）、μ＝４π×１０^－７：真空の透磁率（Ｎ／Ａ^２）、σ：溶融金属の電気伝導度（Ｓ／ｍ）、σ_Ｃｕ：鋳型銅板の電気伝導度（Ｓ／ｍ）
［１０］鋳造する鋳片厚みが１５０ｍｍ以下であることを特徴とする［７］から［９］までのいずれか１つに記載の溶融金属の連続鋳造装置。

本発明の溶融金属の連続鋳造方法及び連続鋳造装置により、通常厚み鋳片の連続鋳造と薄スラブの連続鋳造のいずれにおいても、鋳型下方における溶融金属プール中における下降流が、幅方向いずれの位置でもほぼ均一になるようなプラグフローを形成することができるとともに、鋳型内のメニスカスへの熱供給を有効に行うことができる。これにより、表面品位と内部品位の両立を図ることができる。その結果、高速鋳造となる薄スラブ連続鋳造での鋳片清浄性改善、垂直曲げ連鋳機での極薄ブリキ材等の清浄性改善、湾曲式連鋳機での集積帯防止等の効果を享受することができ、表面と内部品位の２つを同時に安定して高品位化を達成することが可能となる。

本発明の連続鋳造装置を示す正面模式図である。 本発明で用いる浸漬ノズルの一例を示す図であり、（Ａ）はＡ－Ａ矢視正面断面図、（Ｂ）はＢ－Ｂ矢視側面断面図、（Ｃ）はＣ－Ｃ矢視平面断面図である。 磁場中を流動する導電性流体中の誘導電流の生成状況を示す図であり、（Ａ１）（Ａ２）は導体内の流動、（Ｂ１）（Ｂ２）は絶縁体内の流動の場合を示し、（Ａ１）（Ｂ１）は正面断面図、（Ａ２）（Ｂ２）は平面断面図である。 磁場中で浸漬ノズル吐出流に生成する誘導電流の状況を示す図であり、（Ａ）は側面に吐出孔を有する場合、（Ｂ）は底部に吐出孔を有する場合、（Ｃ）は側面の吐出孔と底部のスリットの両方を有する場合である。 導電性溶融金属を用いた鋳造試験において、浸漬ノズル本数、浸漬ノズルのスリットの有無、直流磁場の有無と、最大流速比との関係を示す図である。 直流磁場の磁束密度、ノズル内流速と、必要コア距離（浸漬ノズル下端からコア下端までの距離）の関係を示す図である。 スリットを有する浸漬ノズルからの吐出流と対向流の関係を示す断面模式図である。 導電性溶融金属を用いた鋳造試験において、直流磁場の磁束密度、ノズル内流速、Ａｒガス吹き込み有無と、対向流速との関係を示す図である。 本発明の鋳型内電磁攪拌について説明する図であり、（Ａ）は鋳型内電磁攪拌を行わない場合の鋳型内溶融金属表面、（Ｂ）は鋳型内電磁攪拌を行う場合の鋳型内溶融金属表面、（Ｃ）は（Ｂ）の正面断面図である。 スリット厚み比（δ／Ｄ）とノズル流速比（Ｖｂ／Ｖ）との関係を示す図である。 吐出孔径比（ｄ／Ｄ）とノズル流速比（Ｖａ／Ｖ）との関係を示す図である。 鋳型表皮深さと溶鋼電磁力表皮深さに及ぼす電磁攪拌周波数の影響を示す図である。 通常厚みの連続鋳造において、電磁攪拌条件を横軸とし、鋳型内攪拌流速に及ぼす影響を示した図であり、（Ａ）は縦軸が鋳片のデンドライト傾角、（Ｂ）は縦軸がデンドライト傾角平均値から求めた攪拌流速である。 薄スラブの連続鋳造において、電磁攪拌条件を横軸とし、鋳型内攪拌流速に及ぼす影響を示した図であり、（Ａ）は縦軸が鋳片のデンドライト傾角、（Ｂ）は縦軸がデンドライト傾角平均値から求めた攪拌流速である。 溶融金属流量測定装置と浸漬ノズルとの関係を示す図である。

本発明が対象とする溶融金属の連続鋳造方法及び連続鋳造装置において、溶融金属としては、溶鋼をはじめとする各種金属を対象とすることができる。ここでは、代表的な金属として、溶鋼を例に挙げて説明することとする。

本発明の第１の目的である、鋳型下端付近における未凝固溶鋼プールにおいて、下方に向かう溶鋼流速がほぼ均一、すなわちプラグフローを形成するため、鋳型内に電磁ブレーキを形成するとともに、電磁ブレーキによる電磁制動に適したノズル吐出流を形成する点について説明する。本発明では、鋳型内に溶鋼を供給する浸漬ノズルを鋳型幅中心に対して対称に２本用いるとともに、二次冷却帯のスプレーのような平板状のジェットでかつ鋳型内全幅にわたって運動量を形成できるノズル吐出流を、電磁ブレーキの静磁場帯の中に形成することにより、第１の目的を達成する。

前述のように、通常の連続鋳造においては、浸漬ノズルの詰まり防止等を目的として、浸漬ノズルを通過する溶湯中にＡｒガスを吹き込むことが行われている。その結果、浸漬ノズルの側面に設けた吐出孔の他に底部にスリットを設け、下向きにノズル吐出流を形成した場合、ノズル吐出流とともに下向きに吹き込まれた気泡がそのまま上方に浮上するため、ノズル周りでボイリングしてしまい、うまく活用できなかった。

本発明では、浸漬ノズルを鋳型幅中心に対して対称に２本用いることによりこの問題を解決した。即ち、浸漬ノズルが２本になるため、浸漬ノズル１本あたりの溶鋼供給量が半分になり、体積流量比として同じＡｒガスを吹き込めばよいためＡｒガス吹き込み量も半分で十分になる。具体的には最大５ＮＬ／分以下で十分である。そのため、Ａｒ気泡をノズル吐出流により分散させることを考慮する必要がなく、下向きの吐出流を活用することができる。本発明は第１にこの点に着目し、図１に示すように浸漬ノズルを２本用いるとともに、図２に示すように浸漬ノズル２の底部にスリット４を設けることとした。即ち、浸漬ノズル２の吐出孔３は通常一般的に用いられる側面（鋳型幅方向１８両側面）にそれぞれ吐出孔３を設けた２孔とし、かつその２孔の吐出孔３（以下「２孔部」ともいう。）を連続するように、浸漬ノズル２の底部と２つの吐出孔３の底部を連ねて外部に開口するスリット４を設ける。これにより、二次冷却帯のスプレーのような平板状のジェットでかつ鋳型内全幅にわたって運動量を形成できるノズル吐出流を形成することができる。

また、浸漬ノズルが２本となって、１本当たりの溶鋼流量は半分になるが、浸漬ノズル内の溶鋼流路の形状を１本浸漬ノズルと同一の形状とすれば、ノズル内の溶鋼流速及び吐出流速を、１本浸漬ノズル使用時に比較して半分に低減することができる。その結果、ノズル吐出流の設計については従来の１本浸漬ノズルに比較して設計の自由度が増す。そこで本発明は、ノズル内流速が半分になった状態でさらにノズル吐出流を効率よく制動することを指向する。

一方向流動溶鋼に対して、図３に示すように、溶鋼流２４の流動方向に直角に直流磁場２３を作用させた場合、流動溶鋼中に誘導起電力２５が生じる。図面において、○中に×を付した記号は、直流磁場２３の磁力線の方向が紙面に垂直に紙面の表から裏へ向かっていることを示している。誘導起電力２５によって流動溶鋼中に誘導電流２６が流れようとする。このとき、図３（Ａ２）のように、溶鋼の周りに導電体２１が存在すれば、リターンパス２８が導電体２１内に形成されるため、実際に誘導電流２６が流れ、電磁制動による制動力２７が得られる。しかしながら、図３（Ｂ２）に示すように、耐火物２２のような絶縁体の流路内を溶鋼が流れる場合、流動溶鋼中に誘導起電力２５が生じても、誘導電流２６のリターンパス２８が流れるルートが存在しないので、誘導電流２６が流れ得ず、制動力を打ち消してしまうことによる。すなわち、一般的に浸漬ノズルは非導電性の耐火物でできているため、浸漬ノズル内流動に直流磁場を作用させても電磁制動は得られない。電磁制動効率を高めるには誘導電流パス形成を考慮する必要があることが明らかである。

そこで、次の着眼点として、浸漬ノズル内の溶鋼流れに電磁制動を作用させる手段について検討した。ノズル吐出孔部に直流磁場を作用させた場合を考える。（ａ）図４（Ａ）に示すように、両側面にノズル吐出孔３を設けた通常の浸漬ノズル２の場合、吐出孔内部の流動溶鋼に直流磁場２３を作用させても、ノズル吐出孔部では電流パスを形成できず、ノズル外部で電流パスを形成することになる。（ｂ）図４（Ｂ）に示すように、複数のノズル吐出孔３をノズル底面に設けた場合を考えると、同様にノズル吐出孔部では電流パスは形成されず、また、隣接したノズル吐出孔間でも電流パスは形成されない。そのため、ノズル外で電流パスを形成することになる。それに対して上記本発明においては、（ｃ）図４（Ｃ）に示すように、ノズル吐出孔３部とノズル底部のスリット４を含んだ全体でノズル吐出流１２を形成することができれば、ノズルの制約なく電流パスを形成することができるので、浸漬ノズル２内の吐出流に直流磁場２３を作用させたときに誘導電流２６を誘起することができ、制動力を作用させることが可能になる。

そこで本発明の第１の目的を達成するため、鋳型１の全幅にわたって均一な直流磁界を厚み方向に印加することができる直流磁場発生装置５を設置する。鋳片厚み方向に見て直流磁場発生装置５のコア６存在部分が直流磁場帯７となる。図１が鋳片厚み方向に見た図である。浸漬ノズル２は２つの吐出孔３と底部にスリット４を設けノズル吐出流を形成する。直流磁場発生装置５の直流磁場帯７内に浸漬ノズル２の吐出孔３とスリット４の部分を配置する。このような吐出部の形状を有する浸漬ノズル２を用いる結果として、平板状のジェットを直流磁界帯内で形成することができるので、ジェット領域はもとよりノズル吐出孔間、全体にわたって誘導電流が流れるため、極めて効率よく制動できる。

本発明の鋳型内流動制御方法では、上記のように、平板状のジェットでかつ鋳型内全幅にわたって運動量を形成できるノズル吐出流を形成することに加え、ノズル吐出流の制動を図るため、浸漬ノズル２下端からコア６下端までの距離（ノズル下コア距離Ｌ）が以下の関係式を満足することが有効である。以下、説明する。
Ｌ≧Ｌ_C＝(ρＶ)／(２σＢ²) （３）
ただし、ρ：溶融金属の密度（ｋｇ／ｍ³）、σ：溶融金属の電気伝導度（Ｓ／ｍ）

後述のように、本発明の２孔の吐出孔３とスリット４を有する浸漬ノズル２においては、吐出流の流速が浸漬ノズル内平均流速Ｖ（浸漬ノズルの鉛直方向直管部内の平均流速）とほぼ等しい流速となる。流速Ｖの流体が有する運動エネルギーＥは
Ｅ＝(ρＶ²)／２ （３Ａ）
と表現できる。また、磁束密度Ｂの磁場内を流速Ｖで横切る導電性流体にかかる制動力Ｆは
Ｆ＝σＶＢ² （３Ｂ）
となる。制動力Ｆによって流体の流速を流速Ｖから流速ゼロに制動するに必要な制動距離をＬ_C（必要コア距離）とすると、
Ｌ_C＝Ｅ／Ｆ＝(ρＶ)／(２σＢ²) （３Ｃ）
となることが予想される。

そこで、連続鋳造の鋳型内溶鋼プールと浸漬ノズルを模擬したモデル実験の装置を用いて、導電性流体として水銀を用いた実験を行い、ノズル吐出流周囲に直流磁場を印加する実験を行った。実験では、２孔の吐出孔３とスリット４を施した本発明の浸漬ノズル２（スリット有り）と、スリットを有しない通常の２孔吐出孔の浸漬ノズル２（スリットなし）とを用いて、１本浸漬ノズルでスリットなし、１本浸漬ノズルでスリット有り、２本浸漬ノズルでスリット有りの３種類の条件で行った。浸漬ノズル下端からコア下端までの距離Ｌが６０ｍｍの条件で、コア下端から２００ｍｍ下方位置での、短辺近傍下降流速及び幅方向中心付近の下降流速を調査した。下降流速は、超音波ドップラー流速計を用いて測定した。なお、測定は各条件について１分間行いその時間平均値を測定値とした。流速計は厚み中央で短辺の内壁から２０ｍｍにセットした。水銀の電気伝導度σ＝１．０４×１０⁶Ｓ／ｍ、密度ρ＝１３．５５×１０³ｋｇ／ｍ³である。

また、直流磁場を印加する場合、磁束密度Ｂとしては、後述の最大流速比がほぼ１になる最低磁束密度を選択した。１本浸漬ノズル（スリットなし、スリット有り）はＢ＝０．５Ｔで試験を行った。２本浸漬ノズル（スリット有り）の場合、１本浸漬ノズルに比較してノズル内平均流速Ｖが半減することもあり、Ｂ＝０．３Ｔで試験を行うことができた。２本ノズル条件では、上記（３Ｃ）式で計算されるＬ_C＝１５ｍｍであり、Ｌ≧Ｌ_Cである。

３種類の浸漬ノズル条件について、磁束の有無の影響を調査した結果を、図５に示す。なお、図５の縦軸の「最大流速比」は、測定した短辺近傍下降流速及び幅方向中心付近の下降流速のうちの大きい方を平均流速（平均流量をプール断面積で除した値）で除した値を示しており、最大流速比が１であればコア下端近傍において下降流速が鋳型幅方向で均一となっていることを示している。スリットありの２本浸漬ノズルを用いることで、最大下降流速が磁場を印加しない条件においても低減できることに加え、１本浸漬ノズル使用時よりも低い磁束密度Ｂであって、上記（３）式を満足するように磁場を印加した条件とすることにより、最大流速比がほぼ１、すなわち図１のプラグフロー２９を形成することができる。また、溶鋼の場合の磁束密度Ｂ、ノズル内平均流速Ｖと、必要コア距離Ｌ_Cとの関係について、図６に示す。

前述のように、浸漬ノズルが２本となって、１本当たりの溶鋼流量は半分になるが、浸漬ノズル内の溶鋼流路の形状を１本浸漬ノズルと同一の形状とすれば、ノズル内平均流速Ｖを、１本浸漬ノズル使用時に比較して半分に低減することができる。その結果、磁束密度Ｂが同一であれば必要コア距離Ｌ_Cを短くすることができ、ノズル下コア距離Ｌが同一であれば磁束密度Ｂを低減することが可能となる。

次に、鋳型内のメニスカスへの熱供給手段について図７に基づいて説明する。

鋳型内の溶鋼プール中に直流磁場２３を付与し、この直流磁場２３中に浸漬ノズル２からの吐出流１２が流れるに際し、流動溶鋼中に誘導起電力が発生し、流動溶鋼中に誘導電流２６が流れる。誘導電流２６は閉ループとなる必要があることから、流動溶鋼の外側の静止溶鋼に電流が流れ、閉ループの電流を形成する。静止溶鋼中に流れる誘導電流２６と直流磁場２３との作用で静止溶鋼には吐出流１２と反対方向に力が働き、前述したジェットの端部ではジェットを制動するための誘導電流がその周囲を逆向きに加速し、吐出流１２と逆向きの流れが生まれる。この流れは一般的に対向流１３と呼ばれる。その対向流１３は浸漬ノズルの吐出流１２に沿って形成され、浸漬ノズル側面に到達すると浸漬ノズル２の側面に沿って上方に流れる。

そこで、本発明の第２の目的を達成するため、対向流起因の上昇流を本発明ではメニスカスへの熱供給手段として活用する。

まず、低融点合金実験を行い、対向流の観察を行った。前述した低融点合金実験の条件で、ノズル周囲の液面近傍の状況が、印加する磁場、ノズル内流速、浸漬ノズル内へのＡｒガス吹き込み有無によってどのように変化するかを詳細に観察した。その結果、印加する磁束密度を上げていくとある条件で、ノズル周囲の側面（２孔ノズル直上）に上昇流（対向流）が観察された。また、Ａｒガス吹込み（液体金属の１０％の体積流量）を行った条件では対向流が顕著となった。特に下向きジェットとともに吹き込まれたＡｒ気泡がそのままノズル周囲で浮上することと、対向流とともにＡｒ気泡が浮上することによる。

浸漬ノズル２の側面に沿って上昇した対向流１３は、図１に示すように、メニスカス部にて流れの向きを変え、水平に浸漬ノズル２から離れる方向に流れる。そこで次に、実際の溶鋼の連続鋳造において、浸漬ノズル２から離れる方向に向かうメニスカス部１４の流れを対向流１３とし、その流速を測定した。測定においては、以下の溶鋼流速計を用いた。流速計はモリブデンサーメット棒を溶鋼中に浸漬し、その端部にひずみゲージが張り付けられてあり、浸漬部に作用する慣性力を測定し、流速に換算するものである。なお、測定は各条件について１分間行いその時間平均値を測定値とした。流速測定箇所はノズル側面から５０ｍｍの位置でメニスカスから５０ｍｍ深さまで上記流速計を浸漬し測定した。鋳型サイズは、鋳造幅は１．２ｍ、鋳造厚さ（メニスカス部の短辺厚み）は０．２５ｍである。浸漬ノズル内平均流速Ｖは０．２、０．４ｍ／ｓとした。磁場の磁束密度Ｂを０．１～０．５Ｔの範囲で変化させ、Ａｒガス吹き込みの有無の条件と対向流の流速Ｕとの関係について調査した。浸漬ノズル２として、ノズル内径（浸漬ノズル２の鉛直方向直管部の内径）Ｄ、２孔の吐出孔３（孔径ｄ）とスリット４（スリット厚みδ）を有する浸漬ノズル２を用い、ｄ／Ｄ＝０．２５、δ／Ｄ＝０．３のものを用いた。浸漬ノズル２における吐出流１２と対向流１３の関係模式図を図７に示す。測定結果を図８に示す。対向流１３の流速Ｕは、ノズル内平均流速Ｖの平方根に比例し、磁束密度Ｂに比例して変化すること、さらに、Ａｒガス吹き込みを行った条件では対向流速がより顕著となることがわかる。ノズル内径Ｄを変化させて実験した結果、対向流の流速Ｕは、ノズル内径Ｄの平方根に比例することが判明した。なお、浸漬ノズル２の直管部の内周が真円ではない場合、同じ断面積の円相当径をもって浸漬ノズル内径Ｄとする。そこで、磁束密度Ｂ、ノズル内平均流速Ｖ、ノズル内径Ｄ、液体金属の密度ρ、電気伝導度σを用いて、対向流の流速Ｕが以下の（４Ａ）式の計算対向流速Ｕ_Cによって表されることがわかった。ここでａはパラメータであり、Ａｒ吹き込みを行わない条件では０．３、Ａｒ吹き込みを行う条件では０．５とすると実験結果とよく対応した。
Ｕ_C＝ａＢ√((σＤＶ)／ρ) （ｍ／ｓ） （４Ａ）
Ａｒガス吹き込みなし：ａ＝０．３、Ａｒガス吹き込みあり：ａ＝０．５
ただし、Ｄ：浸漬ノズル内径（ｍ）、ρ：溶融金属の密度（ｋｇ／ｍ³）、σ：溶融金属の電気伝導度（Ｓ／ｍ）
即ち、ノズル内に吹き込まれた気泡は対向流によって効率よく上方に輸送されるとともに、対向流速確保にも寄与する。その結果、Ａｒ気泡と磁場との相乗効果によりメニスカスへの熱供給、気泡、介在物の上昇をはかることができる。浸漬ノズルを２本用いることで浸漬ノズルからの吐出流速が半分になるため、対向流速も１／２になるが、Ａｒガスを吹き込むことが可能となるため、磁束密度をあげることなく対向流速を確保することが可能となる。

また、対向流の流速Ｕを０．１ｍ／ｓ以上とすることにより、対向流起因の上昇流を本発明ではメニスカスへの熱供給手段として活用できることもわかった。ただし、流速値には上限があり、０．３ｍ／ｓをこえると液面の変動が大きくなった。

通常厚み鋳片の連続鋳造ではＡｒ吹き込みを行うので、（４Ａ）式にａ＝０．５を代入し、薄スラブの連続鋳造ではＡｒ吹き込みを行わないので（４Ａ）式にａ＝０．３を代入し、下記（４）式を満足する磁束密度Ｂを印加することで、ノズル周囲に上昇流を形成し、メニスカスへの熱供給に加えて、ノズル吐出流上方に上昇流を形成することで介在物の浮上促進が期待される。なお、印加する磁場の磁束密度の最大値は１Ｔとする。
０．１≦Ｕ_C＝ａ×Ｂ√((σＤＶ)／ρ)≦０．３（ｍ／ｓ） （４）
Ａｒガス吹き込みなし：ａ＝０．３、Ａｒガス吹き込みあり：ａ＝０．５
ただし、Ｄ：浸漬ノズル内径（ｍ）、ρ：溶融金属の密度（ｋｇ／ｍ³）、σ：溶融金属の電気伝導度（Ｓ／ｍ）

その結果、ノズル吐出流の形状を制御し、かつ均一磁場中に前述したノズル吐出孔を配置し、鋳型内に溶鋼を供給することで、ノズル吐出流の制動と同時にジェット端部にのみ形成する対向流がノズル側面のみに形成されることで、メニスカスへの熱供給手段ならびに気泡や介在物の浮上促進手段として活用することができる。その結果、浸漬ノズル吐出流を最も制動効率が高いノズル吐出流とすることで、ノズル吐出流の制動を可能とし、ノズル吐出流の均一分散化による鋳型内下降流速の均一化、対向流を活用したメニスカスへの熱供給、介在物の浮上促進が可能となる。その結果、表面、内部品位ともに優れた鋳片の鋳造が可能となる。

以上のように、本発明では、対向流起因の上昇流をメニスカスへの熱供給手段として活用する。高速のノズル吐出流を強磁場で制動する際に浸漬ノズル側面に沿って対向流が形成される。この流動はノズル側壁に沿って上昇し、鋳型内辺１５に囲まれた溶鋼表面（メニスカス部）では、図９（Ａ）に示すように、対向流１３は浸漬ノズル２から離れる方向に向かう流れとなり、メニスカスでは放射状に広がる。前述のように、実際の溶鋼の連続鋳造において、ノズルから離れる方向に向かう流れを対向流とし、その流速を測定することができた。

一方、メニスカス部のうちで浸漬ノズル設置位置では、浸漬ノズル左右側面に沿って上昇した流動がぶつかるため、同じく図９（Ａ）に示すように、淀み点３０を形成する。淀み点３０は溶鋼温度が低下することや介在物捕捉の起点となるため好ましくない。そこで本発明で好ましくは、図９（Ｂ）（Ｃ）に示すように、鋳型内溶融金属表面に旋回流を形成する電磁攪拌装置８を配置して鋳型内電磁攪拌を行うことによって、鋳型内溶鋼表面に溶鋼の攪拌流として旋回流１６を形成することとし、これによって淀み点３０を解消することができる。また、本発明では、浸漬ノズルに沿って対向流とともにＡｒ気泡が上昇する場合がある。メニスカス部に淀み点３０が存在すると、淀み点３０においてＡｒ気泡が凝固シェルに捕獲される懸念がある。それに対して本発明では、鋳型内電磁攪拌で形成された攪拌流によって、アルゴン気泡が凝固シェルに捕獲される懸念を解消することができる。

ここで、本発明の溶融金属の連続鋳造装置について説明する。
本発明の溶融金属の連続鋳造装置は、図１に示すように、鋳型幅方向１８全幅において、鋳型厚み方向に向かう直流磁場を付与する直流磁場発生装置５をそなえ、直流磁場発生装置５のコア６存在部分を直流磁場帯７とし、鋳型１内の溶融金属中に浸漬して溶融金属を供給する浸漬ノズル２を２本有し、浸漬ノズル２の鋳型幅方向両側面に吐出孔３を有し、浸漬ノズル２の底部と前記２つの吐出孔３の底部を連ねて外部に開口するスリット４を有し、浸漬ノズル２の吐出孔３及びスリット４部分は直流磁場帯７内にあり、鋳型内の湯面レベルを計測する湯面レベル計１１を設け、２本の浸漬ノズル２の両方に溶融金属流量調整装置１０を設けるとともに、２本の浸漬ノズル２の一方又は両方に溶融金属流量測定装置９を設けてなる。

次に、好ましい浸漬ノズルの形状について説明する。

ここで、スリット４の厚みδ、浸漬ノズル２内径Ｄ、２孔部（吐出孔３）の吐出孔径ｄと、吐出孔３及びスリット４からの吐出流１２流速の好ましい関係を調査するため、水モデル実験を行い検討した。側面の吐出孔３の形状は円形＋スリットであり、円形部とスリット部合計の面積を求め、同じ断面積の円相当径を吐出孔径ｄとした。また、矩形の吐出孔の場合にも同じように取り扱えばよい。実験では浸漬ノズルの吐出孔３、スリット４周囲の流動状況を観察するとともに、それぞれの吐出孔、スリット前面の流速測定を行った。２孔部（吐出孔３）前面の流速Ｖａとノズル下端のスリット４前面の流速Ｖｂを測定した。浸漬ノズル２のノズル内径部分の水の平均流速をＶとする。その結果、スリット厚みδおよび２孔部の吐出孔径ｄとノズル内径Ｄとの関係は以下の関係式を満足することで、平板状のジェットでかつ鋳型内全幅にわたって運動量を付与するノズル吐出流を安定して形成できることがわかった。
Ｄ／８≦δ≦Ｄ／３ （１）
δ≦ｄ≦２／３×Ｄ （２）

具体的には、まず、スリット厚みδがノズル内径Ｄの１／８未満だとスリット部全体からの吐出流が十分には形成されなかった。一方、スリット厚みδがノズル内径Ｄの１／３を超えると、逆にスリット部からの流れが主となり、２孔部の孔径ｄによっては逆に吸い込みが発生し、ノズル吐出流がやや不安定となった。次に２孔部の吐出孔径については、平板状のジェットの両端部の流速はスリット部よりも速いほうが好ましいため、好ましい下限値はスリット厚みの下限値よりも大きくすることが重要である。これは短辺部への運動量、熱供給の目的からである。一方、好ましい上限値については、ノズル内径Ｄの２／３を超えると、スリットを設けた条件では吸い込み流が発生し、ノズル吐出流が不安定化する場合があることがわかった。そこで、本発明では上記関係式を満足することで平板状のジェットでかつ鋳型内全幅にわたって運動量を付与する好ましいノズル吐出流を形成する。

ｄ／Ｄ＝０．４一定としつつスリット厚み比δ／Ｄを変化させ、Ｖｂ／Ｖの関係を図１０にプロットした。また、δ／Ｄ＝０．２５一定としつつ吐出孔径比ｄ／Ｄを変化させ、Ｖａ／Ｖの関係を図１１にプロットした。Ｖｂ／Ｖ、Ｖａ／Ｖのいずれも、０．８～１．３の範囲内にあれば、本発明が目的とする均一な流れを安定して実現することができる。図１０、１１から明らかなように、上記（１）式、（２）式を満足することにより、Ｖｂ／Ｖ、Ｖａ／Ｖのいずれも、０．８～１．３の範囲内とすることができるので好ましい。

前述のように、本発明では、対向流起因の上昇流をメニスカスへの熱供給手段として活用する。高速のノズル吐出流を強磁場で制動する際に浸漬ノズル側面に沿って対向流が形成される。この流動はノズル側壁に沿って上昇する。鋳型内の溶鋼表面では、電磁攪拌を行わない場合、図９（Ａ）に示すように、対向流１３は浸漬ノズル２から離れる方向に向かう流れとなり、メニスカスでは放射状に広がる。前述のように、実際の溶鋼の連続鋳造において、ノズルから離れる方向に向かう流れを対向流とし、その流速を測定することができた。

本発明で好ましくは、図９に示すように、鋳型内溶融金属表面に旋回流を形成する電磁攪拌装置８を有している。旋回流形成のために好ましい電磁攪拌の条件について説明する。
まず、電磁攪拌装置８によって形成される交流磁場の表皮深さが鋳型長辺壁１７の銅板厚みＤ_Cuよりも大きくすることである。この条件は下記（５Ａ）式で規定される。すなわち、導体中での電磁場の表皮深さ（（５Ａ）式右辺）が銅板厚みＤ_Cuよりも大となる必要がある。
Ｄ_Cu＜√(２／(σ_Cuωμ)) （５Ａ）

対向する２枚の長辺壁１７のそれぞれの背面に設置した電磁攪拌装置が鋳型内で形成する電磁場が互いに干渉しないように、電磁攪拌装置が溶融金属中で形成する電磁力の表皮深さが鋳片厚みＴよりも小さくなるような周波数とすることで、湯面レベルにおいて旋回流が形成される。この条件は（５Ｂ）式で規定される。この式は電磁力の表皮深さ（（５Ｂ）式左辺）と鋳片厚みＴとの関係を示したものであり、電磁力の表皮深さは導体中の電磁場の表皮深さの１／２で規定される。これは電磁力は電流密度×磁束密度となるが、電流密度、磁場の導体内部への侵入は√(２／(σωμ))で記述されるため、その積の電磁力の表皮深さは１／２×√(２／(σωμ))となり、√(１／(２σωμ))で記述されることによる。
√(１／(２σωμ))＜Ｔ （５Ｂ）
上記（５Ａ）式、（５Ｂ）式において、ω＝２πｆ：角速度（ｒａｄ／ｓｅｃ）、μ：真空の透磁率（Ｎ／Ａ²）、Ｄ_Cu：鋳型銅板厚み、Ｔ：鋳片厚み、ｆ：周波数、σ：溶融金属の電気伝導度（Ｓ／ｍ）、σ_Cu：鋳型銅板の電気伝導度（Ｓ／ｍ）である。

（５Ａ）式、（５Ｂ）式を満足する周波数で電磁攪拌を行うことにより、鋳型内に十分な流速の旋回流を形成することができる。

鋳型表皮深さと溶鋼電磁力表皮深さに及ぼす電磁攪拌周波数の影響の１例を図１２に示す。長辺壁銅板厚みＤ_Cuが２５ｍｍのとき、電磁攪拌周波数ｆを２０Ｈｚより小さくすれば、（５Ａ）式を満足することができる。鋳型内鋳片厚みＴが２５０ｍｍのとき、電磁攪拌周波数ｆを２Ｈｚより大きくすれば、（５Ｂ）式を満足することができる。鋳型内鋳片厚みＴが１５０ｍｍのとき、電磁攪拌周波数ｆを５Ｈｚより大きくすれば、（５Ｂ）式を満足することができる。

そこで、鋳型内鋳片厚みＴが２５０ｍｍの場合と１５０ｍｍのそれぞれについて、鋳型銅板材質、厚みが異なる鋳型を幾つか製作するとともに、電磁攪拌装置に印加する交流電流の周波数が異なる条件で鋳造を行った。加えて、鋳造した鋳片の幅中央部について、幅方向中央部から凝固組織を調査し鋳片表面から内部に向けて成長しているデンドライトの傾き角、すなわち、長辺表面の垂線に対する角度を測定するとともに、非特許文献２に記載の岡野の式を用いて攪拌流速Ｖ_Rを求めた。さらに対向流１３の流速Ｕとの関係について調査した。対向流１３の計算対向流速Ｕ_Cは、前記（４Ａ）式で求めることができる。

電磁攪拌のコイル電流を変化させ、鋳型内鋳片厚みＴが２５０ｍｍの場合（Ａｒ吹き込みあり）と１５０ｍｍ（Ａｒ吹き込みなし）のそれぞれについて８種類の条件を設定し、電磁攪拌コイルの厚み方向中心（メニスカス下７５ｍｍ位置）でのシェル厚３ｍｍでのデンドライト傾角を測定した。
鋳型内鋳片厚みＴが２５０ｍｍの場合の結果を図１３（Ａ）に示した。条件Ｎｏ．２，３，４であれば、デンドライト傾角は０°を挟んでプラスマイナス変動しているのに対して、条件Ｎｏ．１，５，６，７，８であれば、ばらつきはあるものの少なくとも一方向に傾いていることがわかる。デンドライト傾角の平均値から岡野らの式を用いて凝固シェル前面の攪拌流速Ｖ_Rを求めプロットした結果を図１３（Ｂ）に示す。この実験では、（４Ａ）式でａ＝０．５として求めた対向流１３の計算対向流速Ｕ_Cは、いずれも０．１５ｍ／ｓであったが、条件１，５，６，７，８はいずれも、攪拌流速Ｖ_Rが計算対向流速Ｕ_Cと同等か、それ以上となっていた。
鋳型内鋳片厚みＴが１５０ｍｍの場合の結果を図１４（Ａ）に示した。条件Ｎｏ．１，５，８であれば、デンドライト傾角は０°を挟んでプラスマイナス変動しているのに対して、条件Ｎｏ．２，３，４，６，７であれば、ばらつきはあるものの少なくとも一方向に傾いていることがわかる。デンドライト傾角の平均値から岡野らの式を用いて凝固シェル前面の攪拌流速Ｖ_Rを求めプロットした結果を図１４（Ｂ）に示す。この実験では、（４Ａ）式でａ＝０．３として求めた対向流１３の計算対向流速Ｕ_Cは、いずれも０．１５ｍ／ｓであったが、条件２，３，４，６，７はいずれも、攪拌流速Ｖ_Rが計算対向流速Ｕ_Cと同等か、それ以上となっていた。
以上の結果から、攪拌流速Ｖ_Rと計算対向流速Ｕ_Cとの関係については、下記（６）式の関係を満足することで、メニスカス部での旋回流形成が安定化し、好適な結果を得られることがわかった。
Ｖ_R≧Ｕ_C＝ａ×Ｂ√((σＤＶ)／ρ) （６）
Ａｒガス吹き込みなし：ａ＝０．３、Ａｒガス吹き込みあり：ａ＝０．５

以上の結果を踏まえ、電磁攪拌装置に通電する交流電流の周波数ｆと鋳型銅板の電気伝導度σ_Cu、長辺の銅板厚みＤ_Cu、及び鋳片厚みＴとの間の関係が（５Ａ），（５Ｂ）式を満足し、好適にはさらに（６）式を満足することで、メニスカス部での旋回流形成が安定化した。これは浸漬ノズルを２本用いて鋳型内に溶融金属を注入し、さらに制動効果の高い形状にノズル吐出流を形成することで、注入流との干渉を考慮せず最低限必要な撹拌流を付与するだけでよいことによる。その結果、これらの式を満足する条件を選択することで旋回流を形成することができる。

鋳型内の溶融金属表面に攪拌流を形成するための電磁攪拌装置８については、鋳造方向におけるコア厚さが１００ｍｍ以上であれば好ましい。そして、メニスカス部１４がコア範囲内に入るものとする。メニスカス部１４は通常は鋳型上端から１００ｍｍの位置となるので、コアの上端が鋳型上端から１００ｍｍよりも上方であればよい。コアの下端位置については、電磁攪拌装置８の下方に配置される直流磁場発生装置５に干渉しない位置として定まる。

２本の浸漬ノズルを用いる場合における溶融金属流量制御方法について説明する。
前述のように、鋳型当たりで２本の浸漬ノズル２から溶融金属を供給する場合、それぞれの浸漬ノズル２からの溶融金属供給量のバランスを調整する必要がある。これに対して、２本の浸漬ノズル２のうちの少なくとも一方について、当該浸漬ノズル２を通じて供給する溶融金属流量実績が計測できれば、当該浸漬ノズルについては溶融金属流量実績が目標に一致するように流量調整を行い、他方の浸漬ノズルについては鋳型内湯面レベルが一定となるように溶融金属流量を調整することで、結果として、それぞれの浸漬ノズルからの流量実績がより正確に目標溶融金属流量に一致するように流量制御が可能になる。

本発明の溶融金属の連続鋳造装置は、図１に示すように、鋳型内の湯面レベルを計測する湯面レベル計１１を設け、２本の前記浸漬ノズル２の両方に溶融金属流量調整装置１０を設けるとともに、２本の浸漬ノズル２の一方又は両方に溶融金属流量測定装置９を設けている。溶融金属流量調整装置１０を設けることによって、前記湯面レベル計１１の計測結果に基づいて鋳型内の湯面レベルを一定に制御しつつ、２本の浸漬ノズル２から鋳型内に供給する溶融金属供給量を制御できる。以下、具体的に説明する。

２本の浸漬ノズル２の一方のみに溶融金属流量測定装置９を設けた場合、溶融金属流量測定装置９を備えた側の浸漬ノズル２について、溶融金属流量測定装置９で実測した溶融金属流量が、鋳型内に供給する全溶融金属流量目標の半分の溶融金属流量となるように、当該浸漬ノズル２の溶融金属流量調整装置１０によって流量調整を行う。他方の浸漬ノズルについては、湯面レベル計１１で計測した湯面レベルが一定になるように、当該浸漬ノズルの溶融金属流量調整装置１０によって流量調整を行う。

２本の浸漬ノズル２の両方に溶融金属流量測定装置９を設けた場合、上記と同様の制御を行うことはもちろん可能である。あるいは、両方の溶融金属流量測定装置９で計測した溶融金属流量が同一流量となるように溶融金属流量調整装置１０で調整しつつ、さらに湯面レベル計１１で計測した湯面レベルが一定になるように溶融金属流量調整装置１０で微調整を行うこともできる。

溶融金属流量測定装置９としては、特許文献８、９に記載のものを用いることができる。特許文献８、９いずれも、浸漬ノズル内溶鋼流と交差する交流磁場を励磁コイルによって励磁し、溶鋼流の流動方向と平行な方向の磁場又は磁場の時間変化を１箇所以上の検出器（検出コイル）で検出し、検出した信号に基づき浸漬ノズル内の溶鋼流量を算出するものである。当該方法で溶鋼流量を検出するに際し、検出部の浸漬ノズル内は充満流である必要がある。特許文献８に記載のものは、図１５（Ａ）に記載のように、タンディッシュ２０の底部に一体型の浸漬ノズル２を配置している。溶融金属流量調整装置１０としては、ストッパー１０Ｂが用いられる。特許文献９に記載のものは、図１５（Ｂ）に記載のように、溶融金属流量調整装置１０としてのスライディングゲート１０Ａの上方、タンディッシュ２０の下方に位置する上ノズル１９の部分に、溶融金属流量測定装置９を設けている。

湯面レベル計１１としては、渦流センサーを用いることができる。

本発明の溶融金属の連続鋳造方法及び連続鋳造装置を適用する場合の鋳片の厚み（鋳型下端における鋳片の厚み）は特に限定されない。従って、通常の連続鋳造（鋳片の厚みが１５０ｍｍ超）、例えば鋳片の厚みが３００ｍｍ、２５０ｍｍの場合に適用可能であることはもちろん、鋳片の厚みが１５０ｍｍ以下の薄スラブの連続鋳造においても適用することができる。

転炉での精錬と還流式真空脱ガス装置での処理ならびに合金添加により極低炭素鋼を溶製した。この溶鋼を湾曲半径１０．５ｍの湾曲型連続鋳造装置にて厚み（Ｔ）２８０ｍｍ、幅１８００ｍｍのスラブに鋳造した。鋳造速度は１．５ｍ／分であった。連続鋳造装置の鋳型まわりの模式図を図１に示す。

電磁攪拌装置８として、コア厚は１５０ｍｍとしコア上端が鋳型内湯面位置（メニスカス部１４）となるように設置した。

直流磁場発生装置５（均一電磁ブレーキ）は、鋳型１の幅方向全幅において、鋳型厚み方向に向かう直流磁場を付与することができる。鋳片厚み方向に見て直流磁場発生装置５のコア６存在部分が直流磁場帯７となる。コア高さが２００ｍｍであって、コア高さ中心をメニスカス下３００ｍｍ位置にセットした。コア上端位置はメニスカス下２００ｍｍ、コア下端位置はメニスカス下４００ｍｍに位置している。鋳型内の鋳片厚み方向全厚に直流磁場が形成され、厚み中心の磁束密度は最大０．４Ｔの磁場が印加できる。

浸漬ノズル２としては、同じ形状の２本の浸漬ノズル２を、鋳片の幅中央を中心として浸漬ノズル間距離を５００ｍｍ離して設置した。浸漬ノズル２の下端近傍には、短辺に向かう両側面に下向き１５°の２個の吐出孔３を有し、浸漬ノズルの底部と前記２つの吐出孔３の底部を連ねて外部に開口するスリット４を有している。浸漬ノズル２の吐出孔３及びスリット４部分は直流磁場帯７内にある。本発明ではこの浸漬ノズル２を２本設置し、かつ溶融金属吐出部の形状を変化して鋳造した。２本浸漬ノズルでスリットを有しない比較例（比較例２）、１本浸漬ノズルでスリットを有しない比較例（比較例１）も実施した。浸漬ノズルに流入する溶鋼中へのＡｒガス吹き込み条件について、２本浸漬ノズルでは３Ｎｌ／分とし、１本浸漬ノズルでは６Ｎｌ／分とした。

２本の浸漬ノズル２の両方に溶融金属流量測定装置９を設けた。溶融金属流量測定装置９としては、特許文献９に記載されたようなものを用いた。溶融金属流量調整装置１０としてスライディングゲート１０Ａを設け、溶融金属流量測定装置９の設置位置は、図１４（Ｂ）に示すように、スライディングゲート１０Ａ上方の上ノズル１９の位置とした。湯面レベル計１１として渦流センサーを用いた。

鋳型内電磁攪拌の実施の有無両方について評価を行った。電磁攪拌を行う場合、メニスカス部１４で攪拌流として旋回流１６を形成するための条件について検討した。そのために、鋳型銅板材質はＥＳ４０Ａ、鋳型銅板厚みは２５ｍｍとし、電磁攪拌装置８に通電する交流磁場の周波数を変化させた条件で通電し鋳造した。鋳片のＣ断面凝固組織を採取し、幅中央部のデンドライト傾角を測定し、その傾角から、非特許文献２に記載の岡野らの式を用いて攪拌流速Ｖ_Rを推定した。

鋳片の介在物個数については、全幅×鋳造方向長さ２００ｍｍのサンプルを鋳片の上面、下面それぞれから切り出し、全幅×長さ２００ｍｍの表面内における介在物を表面から１ｍｍおきに厚み４０ｍｍまで研削し、１００μｍ以上の介在物個数を調査し、その個数総和を指数化したものを欠陥指数とした。１本の２孔ノズルを用いて電磁力を印加しない条件で鋳造を行った際の比較例（比較例１）の条件での欠陥指数を１０としてその比で表示し、欠陥指数３以下が特に良好、３より大で５以下が良好、５を超えたものを不良とした。鋳片内部については、上面側１／４厚部の幅中央を挟んで左右１／４幅部、１／２幅部からサンプルを切り出し、介在物個数をスライム抽出法で調査した。１本の２孔ノズルを用いて電磁力を印加しない条件で鋳造した比較例１の条件での介在物指数を１０として、その比で示し、介在物指数３以下が特に良好、３より大で５以下が良好、５を超えたものを不良とした。また、鋳造中の湯面レベルの変動や流動状態についても併せて調査した。

［実施例１－１］
表１に示す条件で連続鋳造を行った。浸漬ノズル内径Ｄは１２０ｍｍ、浸漬ノズルの下端位置はメニスカス下２５０ｍｍとした。鋳型内電磁攪拌は実施していない。

表１において、比較例１は１本浸漬ノズルでスリットを有さず、直流磁場を付加しない比較例であり、ノズル吐出流速が速く、メニスカス流速が速いため、湯面変動が大きく、さらに、短辺に沿って下方に侵入する下降流速も速い。その結果として湯面変動大でパウダーの巻き込みや介在物、Ａｒ気泡等がストランド深部まで輸送され、操業性、鋳片品質ともに不良であった。比較例２は２本浸漬ノズルでスリットを有さず、直流磁場を付加した比較例であり、ノズル吐出流速は比較例１の半分になったものの短辺とノズル間距離が短くなるため、短辺凝固シェル再溶解が見られ、その結果として鋳片短辺部でのバルジングや一部ブリードが観察された。鋳片品質については比較例１よりも改善されたものの良好レベルとは言えなかった。

本発明１は、浸漬ノズル形状が（１）式、（２）式を満足している。浸漬ノズルの吐出孔及びスリット部分は前記直流磁場帯内にある。浸漬ノズル２下端からコア６下端までの距離（ノズル下コア距離Ｌ）は１５０ｍｍであり、（３）式右辺で算出される必要コア距離（Ｌ_C＝２０ｍｍ）を上回っている。鋳片品質は良好な結果を示した。

［実施例１－２］
表２に示す条件で連続鋳造を行った。浸漬ノズル本数はいずれも２本ノズル、浸漬ノズル内径Ｄは１２０ｍｍ、スリット厚みδは２８ｍｍ、吐出孔径ｄは７８ｍｍであり、浸漬ノズル形状が（１）式、（２）式を満足している。浸漬ノズルの下端位置はメニスカス下３００ｍｍとした。浸漬ノズルの吐出孔及びスリット部分は前記直流磁場帯内にある。浸漬ノズル２下端からコア６下端までの距離（ノズル下コア距離Ｌ）は１００ｍｍである。２本浸漬ノズルを用いており、浸漬ノズル内平均流速Ｖは０．３３ｍ／ｓである。鋳型内電磁攪拌は実施していない。計算対向流速Ｕ_Cは、（６）式でａ＝０．５として算出した。

本発明２１～本発明５１では、ノズル下コア距離（Ｌ＝１００ｍｍ）は、好適条件である（３）式右辺で算出される必要コア距離Ｌ_C（表２に記載）を上回っているが、本発明１１は、ノズル下コア距離が好適条件である（３）式の必要コア距離Ｌ_Cを下回っている。
計算対向流速Ｕ_Cについて見ると、本発明１１は好適範囲下限（０．１ｍ／ｓ）を下回っており、ほぼ鋳造性は問題ないものの品質評価結果はまだ改善の必要があった。本発明４１、５１はそれぞれ好適範囲上限（０．３ｍ／ｓ）を上回っていたが、品質評価結果は問題のないレベルであった。本発明２１、３１は計算対向流速Ｕ_Cが（４）式で定める好適範囲内にあり、良好な結果を得ることができた。

以上述べたように、２本の浸漬ノズルを用い、かつノズル吐出流を最も制動効率が高いノズル吐出流とすることで、ノズル吐出流の制動を可能とし、ノズル吐出流の均一分散化とメニスカスへの熱供給が可能となる。

［実施例１－３］
表３に示す条件で連続鋳造を行った。浸漬ノズル本数はいずれも２本ノズル、浸漬ノズル内径Ｄは１２０ｍｍ、スリット厚みδは２８ｍｍ、吐出孔径ｄは７８ｍｍであり、浸漬ノズル形状が（１）式、（２）式を満足している。浸漬ノズルの下端位置はメニスカス下３００ｍｍとした。浸漬ノズルの吐出孔及びスリット部分は前記直流磁場帯内にある。浸漬ノズル２下端からコア６下端までの距離（ノズル下コア距離Ｌ）は１００ｍｍである。２本浸漬ノズルを用いており、浸漬ノズル内平均流速Ｖは０．３３ｍ／ｓである。直流磁場帯の磁束密度は０．２５Ｔであり、計算対向流速Ｕ_Cは０．２３ｍ／ｓであった。

表３に示す本発明Ａ１～Ａ５はいずれも表３に示す条件で鋳型内電磁攪拌を実施しており、本発明Ａ０は鋳型内電磁攪拌を実施していない。

本発明Ａ１～Ａ５はいずれも、鋳型銅板厚みと鋳型表皮深さとの関係が（５Ａ）式を満足しており、鋳片厚み（Ｔ＝２８０ｍｍ）と溶鋼電磁力表皮深さとの関係が（５Ｂ）式を満足している。その結果として、表３に示す攪拌流速を得ることができた。
本発明Ａ１、Ａ２は、攪拌流速Ｖ_Rが計算対向流速（Ｕ_C＝０．２３ｍ／ｓ）を上回っていた。

欠陥指数について、電磁攪拌を実施していない本発明Ａ０は欠陥指数として良好な値とした３より大で５以下であった。電磁攪拌を実施した本発明Ａ１～Ａ５のうち、攪拌流速Ｖ_Rが計算対向流速Ｕ_Cよりも速い（（６）式を満足する）本発明Ａ１、Ａ２については、欠陥指数値がともに２以下となっており、きわめて良好な結果となった。攪拌流速Ｖ_Rが計算対向流速Ｕ_Cよりも遅い条件Ａ３、Ａ４はＡ０よりも欠陥指数値は３以下に低下し、良好となった。本発明Ａ５は攪拌流速Ｖ_Rが０．４０ｍ／ｓと若干高めであり、欠陥指数として良好な値とした３より大で５以下となり、Ａ３、Ａ４の欠陥指数値よりも若干大きい値となった。一方、なお、内部の介在物指数については電磁ブレーキの条件によって決まるため、本発明Ａ０～Ａ５でほぼ同じ数値であった。

このように、メニスカス近傍において旋回流を付与することでノズルと長辺間で淀むことなく旋回流が付与することができる。その結果、表面、内部品位ともに優れた鋳片の鋳造が可能となる。

その結果、本発明例のように、鋳型表皮深さが鋳型銅板厚みよりも大きく、かつ、電磁力の表皮深さが鋳片厚みよりも小さくするような周波数とし、さらに攪拌流速Ｖ_Rが計算対向流速Ｕ_Cと同じか大とすることで、湯面レベルにおいて効率よく旋回流が形成していることがわかった。

転炉での精錬と還流式真空脱ガス装置での処理ならびに合金添加により低炭アルミキルド鋼（０．０５％Ｃ鋼）を溶製した。この溶鋼を薄スラブの湾曲型連続鋳造装置にて厚み（Ｔ）１５０ｍｍ、幅１２００ｍｍのスラブに鋳造した。鋳造速度は３ｍ／分であった。連続鋳造装置の鋳型まわりの模式図は、前記実施例１と同様、図１に示すとおりである。
上記以外の鋳造条件、品質評価条件については、前記実施例１と同様である。なお、浸漬ノズル内流速は、２本浸漬ノズルを用いた条件で０．３３ｍ／ｓ、１本浸漬ノズルの場合で０．６７ｍ／ｓであった。

［実施例２－１］
表４に示す条件で連続鋳造を行った。浸漬ノズル内径Ｄは１００ｍｍ、浸漬ノズルの下端位置はメニスカス下２５０ｍｍとした。鋳型内電磁攪拌は実施していない。

表４から明らかなように、鋳片厚２５０ｍｍの実施例１－１の場合と同様、鋳片厚１５０ｍｍの薄スラブ鋳造においても、本発明１４は良好な鋳片品質を得ることができた。

［実施例２－２］
表５に示す条件で連続鋳造を行った。浸漬ノズル本数はいずれも２本ノズル、浸漬ノズル内径Ｄは１００ｍｍ、スリット厚みδは２３ｍｍ、吐出孔径ｄは６５ｍｍであり、浸漬ノズル形状が（１）式、（２）式を満足している。浸漬ノズルの下端位置はメニスカス下３００ｍｍとした。浸漬ノズルの吐出孔及びスリット部分は前記直流磁場帯内にある。浸漬ノズル２下端からコア６下端までの距離（ノズル下コア距離Ｌ）は１００ｍｍである。２本浸漬ノズルを用いており、浸漬ノズル内平均流速Ｖは０．５７ｍ／ｓである。鋳型内電磁攪拌は実施していない。計算対向流速Ｕ_Cは、（６）式でａ＝０．３として算出した。

結果を表５に示す。鋳片厚が１５０ｍｍの薄スラブ鋳造においても、鋳片厚が２５０ｍｍの前記実施例１－２の場合と同様の結果を得ることができた。即ち、２本の浸漬ノズルを用い、かつノズル吐出流を最も制動効率が高いノズル吐出流とすることで、ノズル吐出流の制動を可能とし、ノズル吐出流の均一分散化とメニスカスへの熱供給が可能となる。

［実施例２－３］
表６に示す条件で連続鋳造を行った。浸漬ノズル本数はいずれも２本ノズル、浸漬ノズル内径Ｄは１００ｍｍ、スリット厚みδは２３ｍｍ、吐出孔径ｄは６５ｍｍであり、浸漬ノズル形状が（１）式、（２）式を満足している。浸漬ノズルの下端位置はメニスカス下３００ｍｍとした。浸漬ノズルの吐出孔及びスリット部分は前記直流磁場帯内にある。浸漬ノズル２下端からコア６下端までの距離（ノズル下コア距離Ｌ）は１００ｍｍである。２本浸漬ノズルを用いており、浸漬ノズル内平均流速Ｖは０．５７ｍ／ｓである。直流磁場帯の磁束密度は０．５Ｔであり、計算対向流速Ｕ_Cは０．１５ｍ／ｓであった。
表６に示す本発明Ｂ１～Ｂ５はいずれも表６に示す条件で鋳型内電磁攪拌を実施しており、本発明Ｂ０は鋳型内電磁攪拌を実施していない。

本発明Ｂ１～Ｂ５は鋳型内電磁攪拌を実施した結果として、鋳型内電磁攪拌を実施していない本発明Ｂ０と比較し、品質がより良好であった。
中でも、本発明Ｂ２、Ｂ３は、鋳型内電磁攪拌の周波数と鋳型銅板厚みを好適に選択した結果として、鋳型銅板厚みと鋳型表皮深さとの関係が（５Ａ）式を満足しており、鋳片厚み（Ｔ＝１５０ｍｍ）と溶鋼電磁力表皮深さとの関係が（５Ｂ）式を満足している。その結果として、攪拌流速Ｖ_Rが計算対向流速（Ｕ_C＝０．１５ｍ／ｓ）を上回り、欠陥指数がともに２以下となっており、きわめて良好な結果となった。
なお、内部の介在物指数については電磁ブレーキの条件によって決まるため、本発明Ｂ０～Ｂ５でほぼ同じ数値であった。

このように、薄スラブ鋳造においても、本発明の効果が得られることが明らかとなった。

１ 鋳型
２ 浸漬ノズル
３ 吐出孔
４ スリット
５ 直流磁場発生装置
６ コア
７ 直流磁場帯
８ 電磁攪拌装置
９ 溶融金属流量測定装置
１０ 溶融金属流量調整装置
１０Ａ スライディングゲート
１０Ｂ ストッパー
１１ 湯面レベル計
１２ 吐出流
１３ 対向流
１４ メニスカス部
１５ 鋳型内辺
１６ 旋回流
１７ 鋳型長辺壁
１８ 鋳型幅方向
１９ 上ノズル
２０ タンディッシュ
２１ 導電体
２２ 耐火物
２３ 直流磁場
２４ 溶鋼流
２５ 誘導起電力
２６ 誘導電流
２７ 制動力
２８ リターンパス
２９ プラグフロー

Claims (10)

1. 溶融金属の連続鋳造方法であって、
   鋳型幅方向全幅において、鋳型厚み方向に向かう直流磁場を付与する直流磁場発生装置をそなえ、鋳片厚み方向に見て前記直流磁場発生装置のコア存在部分を直流磁場帯とし、
   鋳型内の溶融金属中に浸漬して溶融金属を供給する浸漬ノズルを鋳型幅中心に対して対称に２本有し、前記浸漬ノズルの鋳型幅方向両側面に吐出孔を有し、浸漬ノズルの底部と前記２つの吐出孔の底部を連ねて外部に開口するスリットを有し、前記浸漬ノズルの吐出孔及びスリット部分は前記直流磁場帯内にあり、
   鋳型内の湯面レベルを計測する湯面レベル計を設け、２本の前記浸漬ノズルの両方に溶融金属流量調整装置を設けるとともに、２本の浸漬ノズルの一方又は両方に溶融金属流量測定装置を設け、前記溶融金属流量調整装置によって、前記湯面レベル計の計測結果に基づいて鋳型内の湯面レベルを一定に制御しつつ、２本の浸漬ノズルから鋳型内に供給する溶融金属供給量を調整することを特徴とする溶融金属の連続鋳造方法。
2. 前記吐出孔の吐出孔径ｄ（ｍ）、スリットのスリット厚みδ（ｍ）と浸漬ノズル内径Ｄ（ｍ）が下記（１）式及び（２）式を満足することを特徴とする請求項１に記載の溶融金属の連続鋳造方法。
   ただし、吐出孔径ｄは、浸漬ノズル側面に開口する部分の合計断面積と同じ断面積の円相当径を意味する。
   Ｄ／８≦δ≦Ｄ／３ （１）
   δ≦ｄ≦２／３×Ｄ （２）
3. 浸漬ノズル内平均流速Ｖ（ｍ／ｓ）に対して、印加する直流磁場の磁束密度Ｂ（Ｔ）ならびに前記浸漬ノズル下端から前記コア下端までの距離Ｌ（ｍ）が下記（３）式及び（４）式を満足することを特徴とする請求項１又は請求項２に記載の溶融金属の連続鋳造方法。
   Ｌ≧Ｌ_Ｃ＝（ρＶ）／（２σＢ^２） （３）
   ０．１≦Ｕ_Ｃ＝ａ×Ｂ√（（σＤＶ）／ρ）≦０．３（ｍ／ｓ） （４）
   浸漬ノズル内へのＡｒガス吹き込みなし：ａ＝０．３、浸漬ノズル内へのＡｒガス吹き込みあり：ａ＝０．５
   ただし、Ｄ：浸漬ノズル内径（ｍ）、ρ：溶融金属の密度（ｋｇ／ｍ^３）、σ：溶融金属の電気伝導度（Ｓ／ｍ）、σ_Ｃｕ：鋳型銅板の電気伝導度（Ｓ／ｍ）
4. さらに鋳型内溶融金属表面に旋回流を形成する電磁攪拌装置を有し、鋳型長辺の銅板厚みＤ_Ｃｕ （ｍ）、鋳片厚みＴ（ｍ）、前記電磁攪拌装置の周波数ｆ（Ｈｚ）、銅板電気伝導度σ_Ｃｕを下記（５Ａ）式及び（５Ｂ）式を満足するように調整することを特徴とする請求項１から請求項３までのいずれか１項に記載の溶融金属の連続鋳造方法。
   Ｄ_Ｃｕ＜√（２／（σ_Ｃｕωμ）） （５Ａ）
   √（１／（２σωμ））＜Ｔ （５Ｂ）
   ただし、ω＝２πｆ：角速度（ｒａｄ／ｓｅｃ）、μ＝４π×１０^－７：真空の透磁率（Ｎ／Ａ^２）、σ：溶融金属の電気伝導度（Ｓ／ｍ）、σ_Ｃｕ：鋳型銅板の電気伝導度（Ｓ／ｍ）
5. 鋳型内溶融金属表面の溶融金属攪拌流速Ｖ_Ｒ （ｍ／ｓ）が、下記（６）式を満たすことを特徴とする請求項４に記載の溶融金属の連続鋳造方法。
   Ｖ_Ｒ≧Ｕ_Ｃ＝ａ×Ｂ√（（σＤＶ）／ρ） （６）
   ただし、Ｂ：印加する直流磁場の磁束密度（Ｔ）、Ｖ：浸漬ノズル内平均流速（ｍ／ｓ）、ρ：溶融金属の密度（ｋｇ／ｍ ^３ ）、Ｄ：浸漬ノズル内径（ｍ）
   浸漬ノズル内へのＡｒガス吹き込みなし：ａ＝０．３、浸漬ノズル内へのＡｒガス吹き込みあり：ａ＝０．５
   溶融金属攪拌流速Ｖ_Ｒは鋳片断面のデンドライト傾角に基づいて定める。
6. 鋳造する鋳片厚みが１５０ｍｍ以下であることを特徴とする請求項１から請求項５までのいずれか１項に記載の溶融金属の連続鋳造方法。
7. 溶融金属の連続鋳造装置であって、
   鋳型幅方向全幅において、鋳型厚み方向に向かう直流磁場を付与する直流磁場発生装置をそなえ、鋳片厚み方向に見て前記直流磁場発生装置のコア存在部分を直流磁場帯とし、
   鋳型内の溶融金属中に浸漬して溶融金属を供給する浸漬ノズルを鋳型幅中心に対して対称に２本有し、前記浸漬ノズルの鋳型幅方向両側面に吐出孔を有し、浸漬ノズルの底部と前記２つの吐出孔の底部を連ねて外部に開口するスリットを有し、前記浸漬ノズルの吐出孔及びスリット部分は前記直流磁場帯内にあり、
   鋳型内の湯面レベルを計測する湯面レベル計を設け、２本の前記浸漬ノズルの一方又は両方に溶融金属流量測定装置を設け、２本の前記浸漬ノズルの両方に、前記湯面レベル計の計測結果に基づいて鋳型内の湯面レベルを一定に制御しつつ、２本の前記浸漬ノズルから前記鋳型内に供給する前記溶融金属供給量を制御できる溶融金属流量調整装置を設けてなることを特徴とする溶融金属の連続鋳造装置。
8. 前記吐出孔の吐出孔径ｄ（ｍ）、スリットのスリット厚みδ（ｍ）と浸漬ノズル内径Ｄ（ｍ）が下記（１）式及び（２）式を満足することを特徴とする請求項７に記載の溶融金属の連続鋳造装置。
   ただし、吐出孔径ｄは、浸漬ノズル側面に開口する部分の合計断面積と同じ断面積の円相当径を意味する。
   Ｄ／８≦δ≦Ｄ／３ （１）
   δ≦ｄ≦２／３×Ｄ （２）
9. さらに鋳型内溶融金属表面に旋回流を形成する電磁攪拌装置を有し、鋳型長辺の銅板厚みＤ_Ｃｕ （ｍ）、鋳片厚みＴ（ｍ）、前記電磁攪拌装置の周波数ｆ（Ｈｚ）、銅板電気伝導度σ_Ｃｕを下記（５Ａ）式及び（５Ｂ）式を満足することを特徴とする請求項７又は請求項８に記載の溶融金属の連続鋳造装置。
   Ｄ_Ｃｕ＜√（２／（σ_Ｃｕωμ）） （５Ａ）
   √（１／（２σωμ））＜Ｔ （５Ｂ）
   ただし、ω＝２πｆ：角速度（ｒａｄ／ｓｅｃ）、μ＝４π×１０^－７：真空の透磁率（Ｎ／Ａ^２）、σ：溶融金属の電気伝導度（Ｓ／ｍ）、σ_Ｃｕ：鋳型銅板の電気伝導度（Ｓ／ｍ）
10. 鋳造する鋳片厚みが１５０ｍｍ以下であることを特徴とする請求項７から請求項９までのいずれか１項に記載の溶融金属の連続鋳造装置。

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