JP7807641B2 - 鋳造条件の設定装置、連続鋳造装置、鋳造条件の設定方法、連続鋳造方法、及び高張力鋼鋳片の製造方法 - Google Patents

Description

本発明は、鋳造条件の設定装置、連続鋳造装置、鋳造条件の設定方法、連続鋳造方法、及び高張力鋼鋳片の製造方法に関する。

鋼鋳片は、連続鋳造設備により連続的に鋳造されることがある。連続鋳造設備において、鋼鋳片の表面品質を良くするために、鋳型内で電磁撹拌装置及び電磁ブレーキ装置が広く用いられている。

例えば特許文献１には、鋳造中の湯面変動に関して安定した状態を確保して、表面及び内部品質に優れた鋳片を容易に得るために、浸漬ノズルの吐出口における磁束密度が電磁撹拌装置の最大磁束密度の５０％以下である位置に浸漬ノズルの吐出口を設置して浸漬ノズルから吐出流を吐出させ、この吐出流を電磁ブレーキにより形成される静磁場に導入する連続鋳造方法が開示されている。

また、特許文献２には、連続鋳造される鋳片に含まれるＡｒガス気泡や介在物を減少させ、鋳片の品質を向上させるために、浸漬ノズル内にＡｒガスを吹き込みながら、電磁撹拌装置によって、前記鋳型内の上部の溶鋼を撹拌して前記鋳型の水平断面内で溶鋼の旋回流を形成し、かつ、電磁ブレーキ装置によって、前記浸漬ノズルの吐出孔から吐出された溶鋼に直流磁界を作用させて溶鋼を鋳造する鋼の連続鋳造方法において、前記浸漬ノズルから吐出される溶鋼を制御する鋼の連続鋳造方法が開示されている。

特開２００１－４７１９５号公報 特開２００９－６６６１８号公報

高橋忠義、市川洌、工藤昌行、島原皓一、「鋼塊の凝固偏析におよぼす溶湯流動の影響」、鉄と鋼、６１（１９７５）、第９号、２１９８～２２１３頁． 長田修次、松宮徹、小澤浩作、大橋徹郎、「連続鋳造スラブの内部割れ発生限界歪みの推定」、鉄と鋼、７６（１９９０）、第２号、２１４～２２１頁． A. Jablonka, K. Harste and K. Schwerdtfeger, "Thermomechanical properties of iron and iron-carbon alloys: density and thermal contraction, Steel Research, 62 (1991), 24-33. J. Ni and C. Beckermann, "A Volume-Averaged Two-Phase model for Transport Phenomena during Solidification", Metallurgical Transactions B, 22B, June, 1991, 349-361

近年、高付加価値製品のニーズの増加に伴い、鋼鋳片の高合金化が進んでおり、高合金鋼の連続鋳造においては、電磁撹拌による含有成分の偏析が問題になり得る。例えば、ＳｉやＭｎを多く含有する高張力鋼においては、電磁撹拌と吐出流による流動により、鋳型内部の隅部付近に局所的な偏析が生じる。これにより、高合金の鋼鋳片の組織が不均一となり、当該鋼鋳片に割れが発生しやすくなる。

本発明は、上述した状況に鑑みてなされたものであって、鋳型内部の長辺壁における隅部付近の部分で生じる溶鋼の構成元素の偏析を防止して、鋼鋳片の割れを抑制することができる鋳造条件の設定装置、連続鋳造装置、鋳造条件の設定方法、連続鋳造方法、及び高張力鋼鋳片の製造方法を提供することを目的としている。

上記課題を解決するために、本発明者らが鋭意検討した結果、合金の凝固では、凝固に伴いＣやＳｉ、Ｍｎといった合金成分が固相から溶鋼側に排出されるが、溶鋼が流動している場合、溶鋼に排出された上記合金成分が流されるため、凝固後に数ｍｍスケールの成分の濃淡、いわゆるマクロ偏析ができやすいことを見出した。そして、そのマクロ偏析は、電磁撹拌装置を備える連続鋳造設備が鋼鋳片の製造に使用される場合、鋳型内部の長辺壁における隅部付近の部分で生じやすいという知見を得た。本発明者らは、更なる検討を行った結果、電磁ブレーキ装置によって、吐出流を制動し、鋳型内部の長辺壁における隅部付近の部分のマクロ偏析を抑制することで、包晶凝固が空間的に不均一に生じるのを抑制することができ、それにより、鋼鋳片の割れを防止することができることが分かった。そして、本発明者らは本発明をするに至った。

本発明の要旨は、以下のとおりである。
［１］ 本発明のある観点によれば、一対の長辺壁及び一対の短辺壁により断面矩形状をなす鋳型と、上記鋳型の一対の短辺壁のそれぞれに対向して配された２つの吐出孔を有し、上記吐出孔のそれぞれから上記鋳型の内部に溶鋼を供給する浸漬ノズルと、磁場を発生して、上記鋳型内部の上記溶鋼に電磁力を作用させて上記溶鋼を撹拌する電磁撹拌装置と、磁場を発生して、上記吐出孔から吐出された溶鋼の主な流れである吐出流を構成する上記溶鋼に電磁力を作用させて上記吐出流を制動する電磁ブレーキ装置と、を備え、連続的に高張力鋼鋳片を鋳造する連続鋳造装置の鋳造条件を設定する鋳造条件の設定装置であって、上記設定装置は、鋳造条件として、鋳造速度Ｖｃ、溶鋼表面から上記電磁ブレーキ装置のコア上端までの距離Ｈｂ、合金成分の質量濃度、上記電磁ブレーキ装置が発生する磁場の平均磁束密度Ｂｂ、上記電磁撹拌装置が発生する磁場の平均磁束密度Ｂｓ、上記電磁撹拌装置に印加される交流電流の位相の波長Δｘ、上記電磁撹拌装置に印加される交流電流の周波数ｆ、上記吐出孔の断面積Ｓｐ、上記吐出孔の下向き角度θ、上記吐出孔の深さ位置Ｄ、上記浸漬ノズルの外径Ｄ１、上記鋳型の内部空間の水平断面における断面積Ｓｓ、及び内部空間における上記長辺壁間の距離Ｗのうちの少なくとも１つを変更することができ、上記吐出流が上記電磁撹拌装置及び上記電磁ブレーキ装置による電磁力の作用を受けて上記鋳型の上記長辺壁へ衝突するときの衝突速度を、所定の基準値未満にするための上記鋳造条件を算出する鋳造条件算出部と、上記鋳造条件算出部により算出された上記鋳造条件で鋳造可能な設定値を上記連続鋳造装置に対して設定する設定部と、を備え、上記所定の基準値が、上記吐出流による、上記溶鋼に含まれるＳｉ及びＭｎの濃度変化が包晶凝固に及ぼす影響度に基づいて決定される値である、鋳造条件の設定装置が提供される。
［２］ 上記［１］に記載の鋳造条件の設定装置では、上記鋳造条件に、少なくとも上記電磁撹拌装置が発生する磁場の強度が含まれてもよい。
［３］ 上記［１］又は［２］に記載の鋳造条件の設定装置では、上記鋳造条件に、上記電磁ブレーキ装置が発生する磁場の強度が含まれてもよい。
［４］ 上記［１］～［３］のいずれかに記載の鋳造条件の設定装置では、上記設定部が、上記衝突速度が下記（１）式を満たすように上記設定値を設定してもよい。
Ｕ２＜０．０１５×７５００×Ｖ／｛（｜０．１×（１－ｋ_Ｓｉ）×％Ｓｉ｜＋｜０．０２×（１－ｋ_Ｍｎ）×％Ｍｎ｜）－０．０１５｝ ・・・（１）式
ここで、
Ｖ＝６．４５×１０^－５×Ｋ×（Ｖｃ／Ｈｂ）^０．５
ただし、
％Ｘ：成分Ｘの質量濃度（質量％）
ｋ_Ｘ：成分Ｘの平衡分配係数（－）
Ｕ２：衝突速度（ｍ／ｓ）
Ｖｃ：鋳造速度（ｍ／ｓ）
Ｈｂ：溶鋼表面から電磁ブレーキのコア上端までの距離（ｍ）
Ｋ：凝固係数（ｍｍ／ｍｉｎ^０．５）
［５］ 上記［１］～［４］のいずれかに記載の鋳造条件の設定装置では、上記設定部が、下記（２）式で表されるΔＣＥが０．０１５未満になるように上記設定値を設定してもよい。
ΔＣＥ＝（｜０．１×（１－ｋ_Ｓｉ）×％Ｓｉ｜＋｜０．０２×（１－ｋ_Ｍｎ）×％Ｍｎ｜）／（７５００×Ｖ／Ｕ２＋１） ・・・（２）式
ここで、
Ｖ＝６．４５×１０^－５×Ｋ×（Ｖｃ／Ｈｂ）^０．５
Ｕ２＝Ｕ０－（σ×Ｌｂ×Ｂｂ^２） （ただし、Ｕ０＞σ×Ｌｂ×Ｂｂ^２の場合）
Ｕ２＝０ （ただし、Ｕ０≦σ×Ｌｂ×Ｂｂ^２の場合）
Ｕ０＝（Ｖｐ^２＋４×Ｃｓ×Ｌｓ）^０．５
Ｌｓ＝（Ｈｂ―Ｄ）／ｓｉｎθ
Ｌｂ＝０．５×（Ｗ―Ｄ１）／ｃｏｓθ―Ｌｓ
Ｃｓ＝０．５×σ×ｆ×Δｘ×Ｂｓ^２
Ｖｐ＝Ｖｃ×（Ｓｓ／Ｓｐ）
ただし、
％Ｘ：成分Ｘの質量濃度（質量％）
ｋ_Ｘ：成分Ｘの平衡分配係数（－）
σ：上記溶鋼の単位質量当たりの導電率（Ｓｍ^２／ｋｇ）
Ｕ２：衝突速度（ｍ／ｓ）
Ｂｂ：上記電磁ブレーキ装置が発生する磁場の平均磁束密度（Ｔ）
Ｂｓ：上記電磁撹拌装置が発生する磁場の平均磁束密度（Ｔ）
Ｈｂ：溶鋼表面から電磁ブレーキのコア上端までの距離（ｍ）
Ｖｃ：鋳造速度（ｍ／ｓ）
Ｖｐ：上記浸漬ノズルの上記吐出孔における上記吐出流の流速（ｍ／ｓ）
Ｓｐ：上記吐出孔の断面積（ｍ^２）
Ｓｓ：上記鋳型の内部空間の水平断面における断面積（ｍ^２）
Ｗ：上記鋳型の内部空間における上記長辺壁間の距離（ｍ）
Δｘ：上記電磁撹拌装置に印加される交流電流の位相の波長（ｍ）
ｆ：上記電磁撹拌装置に印加される交流電流の周波数（１／ｓ）
Ｄ：上記吐出孔の深さ位置（ｍ）
Ｄ１：上記浸漬ノズルの外径（ｍ）
θ：上記吐出孔の下向き角度（ｒａｄ）
Ｋ：凝固係数（ｍｍ／ｍｉｎ^０．５）
［６］ 上記［５］に記載の鋳造条件の設定装置では、上記Ｕ０、上記Ｂｂ及び上記Ｌｂが、Ｕ０≦σ×Ｌｂ×Ｂｂ^２を満たすようにして鋳造してもよい。
［７］ 上記［１］～［６］のいずれかに記載の鋳造条件の設定装置では、上記溶鋼が、Ｃ：０．１～０．５質量％、かつ、Ｓｉ：０．８質量％以上又はＭｎ：４．０質量％以上の少なくともいずれかを含有してもよい。

［８］ 本発明の別の観点によれば、上記［１］～［７］のいずれかに記載の鋳造条件の設定装置により設定された上記鋳造条件で高張力鋼鋳片を鋳造する、連続鋳造装置が提供される。

［９］ 本発明の更に別の観点によれば、一対の長辺壁及び一対の短辺壁により断面矩形状をなす鋳型と、上記鋳型の一対の短辺壁のそれぞれに対向して配された２つの吐出孔を有し、上記吐出孔のそれぞれから上記鋳型の内部に溶鋼を供給する浸漬ノズルと、磁場を発生して、上記鋳型内部の上記溶鋼に電磁力を作用させて上記溶鋼を撹拌する電磁撹拌装置と、磁場を発生して、上記吐出孔から吐出された溶鋼の主な流れである吐出流を構成する上記溶鋼に電磁力を作用させて上記吐出流を制動する電磁ブレーキ装置と、を備え、連続的に高張力鋼鋳片を鋳造する連続鋳造装置の鋳造条件を設定する鋳造条件の設定方法であって、上記設定方法において、鋳造条件として、鋳造速度Ｖｃ、溶鋼表面から上記電磁ブレーキ装置のコア上端までの距離Ｈｂ、合金成分の質量濃度、上記電磁ブレーキ装置が発生する磁場の平均磁束密度Ｂｂ、上記電磁撹拌装置が発生する磁場の平均磁束密度Ｂｓ、上記電磁撹拌装置に印加される交流電流の位相の波長Δｘ、上記電磁撹拌装置に印加される交流電流の周波数ｆ、上記吐出孔の断面積Ｓｐ、上記吐出孔の下向き角度θ、上記吐出孔の深さ位置Ｄ、上記浸漬ノズルの外径Ｄ１、上記鋳型の内部空間の水平断面における断面積Ｓｓ、及び内部空間における上記長辺壁間の距離Ｗのうちの少なくとも１つを変更することができ、上記吐出流が上記電磁撹拌装置及び上記電磁ブレーキ装置による電磁力の作用を受けて上記鋳型の上記長辺壁へ衝突するときの衝突速度が、所定の基準値未満になるための上記鋳造条件を算出する鋳造条件算出ステップと、上記鋳造条件算出ステップにおいて算出された上記鋳造条件で鋳造可能な設定値を上記連続鋳造装置に対して設定する設定ステップと、を有し、上記所定の基準値は、上記吐出流による、上記溶鋼に含まれるＳｉ及びＭｎの濃度変化が包晶凝固に及ぼす影響度に基づいて決定される値である、鋳造条件の設定方法が提供される。

［１０］ 本発明の更に別の観点によれば、上記［９］に記載の鋳造条件の設定方法により設定された上記鋳造条件で高張力鋼鋳片を鋳造する、連続鋳造方法が提供される。

［１１］ 本発明の更に別の観点によれば、一対の長辺壁及び一対の短辺壁により断面矩形状をなす鋳型と、上記鋳型の一対の短辺壁のそれぞれに対向して配された２つの吐出孔を有し、上記吐出孔のそれぞれから上記鋳型の内部に溶鋼を供給する浸漬ノズルと、磁場を発生して、上記鋳型内部の上記溶鋼に電磁力を作用させて上記溶鋼を撹拌する電磁撹拌装置と、磁場を発生して、上記吐出孔から吐出された溶鋼の主な流れである吐出流を構成する上記溶鋼に電磁力を作用させて上記吐出流を制動する電磁ブレーキ装置と、を備える連続鋳造装置を用いて連続的に高張力鋼鋳片を鋳造する高張力鋼鋳片の製造方法であって、上記電磁撹拌装置が発生した磁場によって上記鋳型内の上記溶鋼に電磁力を作用させて、上記溶鋼が水平方向に旋回する旋回流を生じさせ、上記電磁ブレーキ装置が発生した磁場によって上記吐出流を構成する上記溶鋼に作用する電磁力が、上記吐出流を制動し、上記旋回流により湾曲して上記鋳型の長辺壁へ衝突する上記吐出流の衝突速度を所定の基準値未満にし、上記所定の基準値が、上記吐出流による、上記溶鋼に含まれるＳｉ及びＭｎの濃度変化が包晶凝固に及ぼす影響度に基づいて決定される値である、高張力鋼鋳片の製造方法が提供される。
［１２］ 上記［１１］に記載の高張力鋼鋳片の製造方法は、上記衝突速度が下記（１）式を満たしてもよい。
Ｕ２＜０．０１５×７５００×Ｖ／｛（｜０．１×（１－ｋ_Ｓｉ）×％Ｓｉ｜＋｜０．０２×（１－ｋ_Ｍｎ）×％Ｍｎ｜）－０．０１５｝ ・・・（１）式
ここで、
Ｖ＝６．４５×１０^－５×Ｋ×（Ｖｃ／Ｈｂ）^０．５
ただし、
％Ｘ：成分Ｘの質量濃度（質量％）
ｋ_Ｘ：成分Ｘの平衡分配係数（－）
Ｕ２：衝突速度（ｍ／ｓ）
Ｖｃ：鋳造速度（ｍ／ｓ）
Ｈｂ：溶鋼表面から電磁ブレーキのコア上端までの距離（ｍ）
Ｋ：凝固係数（ｍｍ／ｍｉｎ^０．５）
［１３］ 上記［１１］又は［１２］に記載の高張力鋼鋳片の製造方法は、上記基準値が下記（２）式で表されるΔＣＥであり、当該ΔＣＥが０．０１５未満になるように上記連続鋳造装置の設定値を定めてもよい。
ΔＣＥ＝（｜０．１×（１－ｋ_Ｓｉ）×％Ｓｉ｜＋｜０．０２×（１－ｋ_Ｍｎ）×％Ｍｎ｜）／（７５００×Ｖ／Ｕ２＋１） ・・・（２）式
ここで、
Ｖ＝６．４５×１０^－５×Ｋ×（Ｖｃ／Ｈｂ）^０．５
Ｕ２＝Ｕ０－（σ×Ｌｂ×Ｂｂ^２） （ただし、Ｕ０＞σ×Ｌｂ×Ｂｂ^２の場合）
Ｕ２＝０ （ただし、Ｕ０≦σ×Ｌｂ×Ｂｂ^２の場合）
Ｕ０＝（Ｖｐ^２＋４×Ｃｓ×Ｌｓ）^０．５
Ｌｓ＝（Ｈｂ―Ｄ）／ｓｉｎθ
Ｌｂ＝０．５×（Ｗ―Ｄ１）／ｃｏｓθ―Ｌｓ
Ｃｓ＝０．５×σ×ｆ×Δｘ×Ｂｓ^２
Ｖｐ＝Ｖｃ×（Ｓｓ／Ｓｐ）
ただし、
％Ｘ：成分Ｘの質量濃度（質量％）
ｋ_Ｘ：成分Ｘの平衡分配係数（－）
σ：上記溶鋼の単位質量当たりの導電率（Ｓｍ^２／ｋｇ）
Ｕ２：衝突速度（ｍ／ｓ）
Ｂｂ：上記電磁ブレーキ装置が発生する磁場の平均磁束密度（Ｔ）
Ｂｓ：上記電磁撹拌装置が発生する磁場の平均磁束密度（Ｔ）
Ｈｂ：溶鋼表面から電磁ブレーキのコア上端までの距離（ｍ）
Ｖｃ：鋳造速度（ｍ／ｓ）
Ｖｐ：上記浸漬ノズルの上記吐出孔における上記吐出流の流速（ｍ／ｓ）
Ｓｐ：上記吐出孔の断面積（ｍ^２）
Ｓｓ：上記鋳型の内部空間の水平断面における断面積（ｍ^２）
Ｗ：上記鋳型の内部空間における上記長辺壁間の距離（ｍ）
Δｘ：上記電磁撹拌装置に印加される交流電流の位相の波長（ｍ）
ｆ：上記電磁撹拌装置に印加される交流電流の周波数（１／ｓ）
Ｄ：上記吐出孔の深さ位置（ｍ）
Ｄ１：上記浸漬ノズルの外径（ｍ）
θ：上記吐出孔の下向き角度（ｒａｄ）
Ｋ：凝固係数（ｍｍ／ｍｉｎ^０．５）
［１４］ 上記［１３］に記載の高張力鋼鋳片の製造方法は、上記Ｕ０、上記Ｂｂ及び上記Ｌｂが、Ｕ０≦σ×Ｌｂ×Ｂｂ^２を満たすようにして鋳造してもよい。
［１５］ 上記［１１］～［１４］のいずれかに記載の高張力鋼鋳片の製造方法では、上記溶鋼が、Ｃ：０．１～０．５質量％、かつ、Ｓｉ：０．８質量％以上又はＭｎ：４．０質量％以上の少なくともいずれかを含有してもよい。

本発明によれば、吐出流が鋳型の長辺壁へ衝突するときの衝突速度が基準値未満になるため、鋳型内部の長辺壁における隅部付近の部分で生じる溶鋼の構成元素の偏析を防止して、鋼鋳片の割れを抑制することが可能となる。

連続鋳造製造装置の一例を示す概略説明図である。 鋳型と、電磁撹拌装置及び電磁ブレーキ装置の位置関係並びに電磁撹拌装置及び電磁ブレーキ装置の構成を示すＹ－Ｚ平面での部分断面図である。 図２に示すＡ－Ａ断面での断面図である。 図３に示すＢ－Ｂ断面での断面図である。 図３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作用する電磁力の方向について説明するための図である。 本発明の一実施形態に係る鋳造条件の設定装置の構成を示すブロック図である。 電磁ブレーキが作用しない場合及び十分に作用する場合における吐出流の流動を説明するための概念図である。 吐出流の流れを説明するための概念図である。 ＥＭＳ強度を変更したときのＥＭＢｒ強度と偏析比率Δ％Ｓｉ／％Ｓｉの関係のグラフである。 鋳造速度Ｖｃを変更したときのＥＭＢｒ強度と偏析比率Δ％Ｓｉ／％Ｓｉとの関係のグラフである。 ＥＭＳ強度を変更したときのＥＭＢｒ強度とΔＣＥ’の関係のグラフである。 鋳造速度Ｖｃを変更したときのＥＭＢｒ強度とΔＣＥ’の関係のグラフである。 鋼種が０．１３％Ｃ－０．１％Ｓｉ－０．１％Ｍｎ鋼であるときの、ΔＣＥ＝０．０１５なるＥＭＳ強度とＥＭＢｒ電磁ブレーキ強度の関係を示すグラフである。 鋼種が０．１３％Ｃ－１．０％Ｓｉ－０．１％Ｍｎ鋼であるときの、ΔＣＥ＝０．０１５なるＥＭＳ強度とＥＭＢｒ電磁ブレーキ強度の関係を示すグラフである。 鋼種が０．１３％Ｃ－０．１％Ｓｉ－６．０％Ｍｎ鋼であるときの、ΔＣＥ＝０．０１５なるＥＭＳ強度とＥＭＢｒ電磁ブレーキ強度の関係を示すグラフである。

以下に、本発明の実施形態である鋼鋳片の製造設備について、添付した図面を参照して説明する。なお、本発明は、以下の実施形態に限定されるものではない。また、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。

＜＜連続鋳造装置の構成＞＞
まず、図１を参照して、本発明の一実施形態に係る鋳造条件の設定装置が適用され得る連続鋳造装置の全体構成を説明する。図１は、連続鋳造装置の一例を示す概略説明図である。

図１に示すように、本実施形態に係る連続鋳造装置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。連続鋳造装置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２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４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、鋳型幅方向）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、鋳型厚み方向）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、本実施形態では、鋳型１１０の長辺鋳型板の外側面に電磁力発生装置１７０が設置される。そして、当該電磁力発生装置１７０を駆動させながら連続鋳造を行う。当該電磁力発生装置１７０は、電磁撹拌装置１５０及び電磁ブレーキ装置１６０を備えるものである。本実施形態では、当該電磁力発生装置１７０を駆動させながら連続鋳造を行うことにより、鋳片の品質を確保しつつ、より高速での鋳造が可能になる。当該電磁力発生装置１７０の構成及び鋳型１１０に対する設置位置等については、図２～図５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装置１は、垂直曲げ型の連続鋳造装置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装置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装置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、本実施形態に係る連続鋳造装置１の全体構成について説明した。なお、本実施形態では、鋳型１１０に対して後述する構成を有する電磁力発生装置１７０が設置され、当該電磁力発生装置１７０を用いて連続鋳造が行われればよく、連続鋳造装置１における当該電磁力発生装置１７０以外の構成は、一般的な従来の連続鋳造装置と同様であってよい。従って、連続鋳造装置１の構成は図示したものに限定されず、連続鋳造装置１としては、あらゆる構成のものが用いられてよい。

＜＜電磁力発生装置１７０＞＞
＜電磁力発生装置１７０の構成＞
図２～図５を参照して、上述した鋳型１１０に対して設置される電磁力発生装置１７０の構成について詳細に説明する。

図２は、本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３は、鋳型設備１０の、図２に示すＡ－Ａ断面での断面図である。図４は、鋳型設備１０の、図３に示すＢ－Ｂ断面での断面図である。図５は、鋳型設備１０の、図３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２、図４及び図５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２、図４及び図５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２～図５を参照すると、本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、本実施形態はかかる例に限定されず、鋳型板１１１、１１２は、一般的に連続鋳造装置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、本実施形態では、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。

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Ｚ軸方向の長さは、溶鋼湯面から、長くても１０００ｍｍ程度が限界とされている。

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。

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３～図５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。本実施形態では、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。

電磁撹拌装置１５０は、鋳型１１０内の溶鋼２に対して、動磁場を印加することにより、当該溶鋼２に対して電磁力を作用させる。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）の電磁力が溶鋼２に作用するように駆動される。図４には、電磁撹拌装置１５０によって溶鋼２に対して作用する電磁力の方向を、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が作用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。

電磁撹拌装置１５０の詳細な構成について説明する。電磁撹拌装置１５０は、ケース１５１と、当該ケース１５１内に格納される鉄芯（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構成される複数のコイル１５３と、から構成される。

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。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。

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（すなわち、電磁撹拌コア１５２をＸ軸方向に磁化するようにコイル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列されて設けられる。

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、及び鋳片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３０ｍｍ～１２０ｍｍ程度であり、コイル１５３の幅Ｗｃは２０ｍｍ～１２０ｍｍ程度である。

複数のコイル１５３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、電流の位相が複数のコイル１５３の配列順に適宜ずれるように、当該複数のコイル１５３に対して交流電流が印加されることにより、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。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、コイル１５３のそれぞれに印加される電流量や、コイル１５３のそれぞれに印加される交流電流の位相等が適宜制御され、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。

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。

なお、図示する構成例では、電磁撹拌コア１５２はティース部１５４を有しているが、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。この場合には、電磁撹拌コア１５２は、略直方体形状に構成され、当該電磁撹拌コア１５２に対して、Ｘ軸方向に互いに所定の間隔を有して導線がそれぞれ巻回されることにより、Ｘ軸方向に互いに所定の間隔を有して並べられる複数のコイル１５３が形成される。

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に対して電磁力が作用する。ここで、図６は、電磁ブレーキ装置１６０によって溶鋼２に対して作用する電磁力の方向について説明するための図である。図６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６では、電磁撹拌コア１５２、及び後述する電磁ブレーキコア１６２の位置を模擬的に破線で示している。

図６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６１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６１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に対して作用するように駆動される。図６には、２つの吐出孔６１から吐出する各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によって各吐出孔６１からの溶鋼２に対して作用す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、電磁ブレーキより下方の領域における流動を清流化することができる。なお、吐出流とは、吐出孔６１より吐出された溶鋼２の主な流れを指し、その流れの方向は、例えば、吐出孔６１が水平面より下向きに３０度傾いている場合は、概ね下向きに３０度傾いた向きになる。なお、吐出流は必ずしも直線的ではなく、上記の例で下向きに３０度傾いた向きの流れが、その後鋳型壁にぶつかって、例えば鉛直方向に向きを変える場合、向きを変えた後の流れまで含めて吐出流と呼称する場合もある。

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、図５に示すように、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が作用し得るように、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。ただし、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の端部に対して、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が形成される（すなわち、電磁ブレーキコア１６２をＹ軸方向に磁化するようにコイル１６３が形成される）。当該コイル１６３の構造は、上述した電磁撹拌装置１５０のコイル１５３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に直流電流が印加されることにより、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。

電磁ブレーキコア１６２のＸ軸方向の幅Ｗ０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程度である。
ここまで、電磁力発生装置１７０について説明した。

（溶鋼２）
溶鋼２は、鋳造される鋼鋳片が高張力鋼板の製造プロセスにおけるものであれば、次のものに特段制限されないが、Ｃ：０．１～０．５質量％である包晶凝固を伴う組成の溶鋼で、Ｓｉ、Ｍｎを比較的多く含む場合に、鋼鋳片製造時に割れが発生しやすくなる。したがって、本発明は、溶鋼２が、Ｃ：０．１～０．５質量％、かつ、Ｓｉ：０．８質量％以上又はＭｎ：４．０質量％以上の少なくともいずれかを含有する場合に適用されることが特に好ましい。

ここまで、鋼鋳片の製造装置（連続鋳造装置１）を説明した。連続鋳造装置１は、後述する鋳造条件の設定装置によって設定された鋳造条件で高張力鋼鋳片を製造することができる。

＜＜鋳造条件の設定装置＞＞
次に、図７を参照して、本発明の一実施形態に係る鋳造条件の設定装置を説明する。図７は、本発明の一実施形態に係る鋳造条件の設定装置の構成を示すブロック図である。図７に示す鋳造条件設定装置５０は、本発明の一実施形態に係る鋳造条件の設定装置であり、高張力鋼鋳片を製造する場合の、吐出流が鋳型１１０の長辺壁へ衝突するときの衝突速度を所定の基準値未満にするための鋳造条件を算出する鋳造条件算出部５１と、鋳造条件算出部５１により算出された鋳造条件で鋳造可能な設定値を連続鋳造装置１に対して設定する設定部５２と、を備える。ここでいう高張力鋼鋳片とは、ＳｉやＭｎを比較的多く含有し、例えば７８０ＭＰａ程度の引張強度をもつ高張力鋼板の製造プロセスにおいて鋳造された鋼鋳片のことをいう。

＜吐出流が鋳型１１０の長辺壁へ衝突するときの衝突速度の基準値＞
図８を参照して、吐出流が鋳型１１０の長辺壁へ衝突するときの衝突速度の基準値について説明する。図８は、電磁ブレーキが作用しない場合及び十分作用する場合における吐出流の流動を説明するための概念図である。図８では、鋳型１１０中の溶鋼２をＺ軸に垂直な断面（Ｘ－Ｙ平面）における吐出流の流動を示している。

浸漬ノズル６の吐出孔６１より吐出した溶鋼２は、電磁撹拌装置１５０が発生する磁場により作用する電磁力によって加速し、また、鋳型１１０内の溶鋼２の旋回方向に湾曲する。電磁ブレーキが吐出流に作用しない場合、図８の左図に示すように、加速されながら溶鋼２の旋回方向に湾曲した吐出流は、鋳型１１０の短辺壁に衝突した後、鋳型１１０における旋回方向に位置する、隅部の長辺壁側に強く衝突する（以下では、短辺壁に衝突するときの吐出流の速度≒長辺壁に衝突するときの吐出流の速度とみなす）。溶鋼２は隅部の長辺壁側においてもその凝固が進行するが、その凝固は、隅部の長辺壁側への吐出流の衝突も相まって、溶鋼２の強い流動の影響を受けることになる。一方、電磁ブレーキが吐出流に十分に作用する場合、吐出流を構成する溶鋼２に作用する電磁力により、吐出流の速度が小さくなり、当該吐出流は、長辺壁における隅部付近の部分に到達しないか、到達しても衝突の程度は弱くなる。

通常、強い流動がない場合の溶鋼の凝固においては、数１０μｍスケールの成分の濃淡、いわゆるミクロ偏析は生じるが、スケールが小さいため、高温状態では拡散により均一になりやすく、ミクロ偏析が鋳造時に直接的に悪影響を及ぼす場合は少ない。
一方、溶鋼の強い流動がある場合、凝固の過程で溶鋼に排出される、ＣやＳｉ、Ｍｎといった成分が流動することでマクロ偏析が生じやすくなる。Ｓｉ及びＭｎは、Ｃと比較して固相内の拡散速度が遅く、Ｓｉ及びＭｎの偏析が鋼鋳片に悪影響を及ぼしやすい（鋼鋳片の組織が不均一になり、割れが発生しやすい）。普通鋼のようなＳｉ及びＭｎの含有量が多くない鋼種を鋳造する場合、固相内の拡散速度が遅いＳｉ及びＭｎの含有量が少ないため、鋳型１１０の内壁面付近に生じるマクロ偏析は悪影響を及ぼしにくい。しかし、高張力鋼のような、Ｓｉ又はＭｎを多く含有し、さらにＣを０．１～０．５質量％程度含有する包晶凝固を伴う鋼種では、マクロ偏析が鋼鋳片の品質に悪影響を及ぼす場合がある。上記の鋼種では、凝固時に、フェライト安定化元素であるＳｉ又はオーステナイト安定化元素であるＭｎの濃度分布に局所的な濃淡があると、生成した包晶組織が空間的に不均一に分布する。例えば、Ｓｉの濃度が高い部分ではδ相が局所的に多く発生し、δ相が不均一に分布する。Ｓｉ濃度が高い部分ではδ相からγ相に変態するδγ変態による体積収縮がδ相の生成が少ない領域におけるδγ変態よりも大きくなることで、凝固シェルに歪みが生じ、鋼鋳片の割れが発生する場合がある。
したがって、電磁ブレーキ装置１６０によって吐出流を制動し、電磁ブレーキ装置１６０が設置されていない場合に強く流動する隅部付近のマクロ偏析を抑制して、包晶凝固を空間的に均一にすることで、鋼鋳片の割れを抑制することができる。

上記から、吐出流が鋳型１１０の長辺壁の隅部付近の部分へ衝突するときの衝突速度の基準値は、吐出流による、溶鋼２が含有するＳｉやＭｎの濃度変化が包晶凝固に及ぼす影響度に基づいて定められることが好ましい。

続いて、図９を参照して、吐出流が鋳型１１０の長辺壁へ衝突するときの衝突速度の基準値の一例を詳細に説明する。上記基準値の一例として、偏析による局所的なＳｉの濃度変化及びＭｎの濃度変化が包晶組織に与える影響度ΔＣＥを求める計算式があり、以下では、当該計算式により求まる影響度ΔＣＥを上記基準値とすることができる理由を説明する。

（電磁ブレーキコア１６２の上端に流入するときの吐出流の流速Ｕ０）
吐出孔６１から吐出された溶鋼２の吐出流速Ｖｐは、吐出孔６１の流路方向に垂直であり吐出孔６１の四辺を含む断面の断面積Ｓｐ，鋳型１１０の内部空間のＸＹ平面に沿った水平断面における断面積Ｓｓ，鋳造速度Ｖｃを用いて以下の（１）式で表すことができる。
Ｖｐ＝Ｖｃ×（Ｓｓ／Ｓｐ） ・・・（１）式

吐出流は、吐出孔６１の下端から電磁ブレーキコア１６２の上端までの間、電磁撹拌装置１５０が発生する磁場による電磁力Ｆ１によって加速する。電磁撹拌コア１５２の上端から吐出孔６１の下端までの距離をＤ、電磁撹拌コア１５２の上端から、電磁ブレーキコア１６２の上端までの距離をＨｂ、水平面と吐出流のなす角をθ（ｒａｄ．）とすると、吐出流が加速する距離Ｌｓは、以下の（２）式で表される。水平面と吐出流のなす角は、水平面と吐出孔６１の下端における鋳型１１０の長辺壁に沿った方向のなす角である。
Ｌｓ＝（Ｈｂ―Ｄ）／ｓｉｎθ ・・・（２）式

上記Ｌｓは、電磁ブレーキコア１６２よりも上方に位置する領域における距離であり、当該領域は、溶鋼２が、電磁撹拌装置１５０が発生する磁場や、当該磁場や吐出流によって生じた乱流による運動量の拡散の影響を強く受けて、強制対流の支配的な領域である。上記Ｌｓの範囲で電磁撹拌装置１５０によって吐出流に作用する電磁力Ｆ１は、以下の（３）式で近似できる。
Ｆ１＝σ×Ｅｓ×Ｂｓ ・・・（３）式
ここで、σは溶鋼２（吐出流）の単位質量あたりの導電率であり、Ｅｓは電磁撹拌装置１５０が発生する磁場の時間変化により発生する電場であり、Ｂｓは電磁撹拌装置１５０が発生する磁場の空間平均磁束密度である。

上記電場Ｅｓは、電磁撹拌装置１５０のコイル１５３に印加される交流電流の周波数ｆと交流電流の位相の波長Δｘを用いて近似することができ、以下の（４）式で表される。
Ｅｓ＝ｆ×Δｘ×Ｂｓ ・・・（４）式

よって、上記（４）式により、上記（３）式は以下の（５）式で表される。
Ｆ１＝σ×ｆ×Δｘ×Ｂｓ^２ ・・・（５）式

したがって、電磁撹拌装置１５０が発生する磁場によって生じる電磁力Ｆ１が作用する溶鋼２の運動方程式は以下の（６）式で表される。
ｄｕ／ｄｔ＝σ×ｆ×Δｘ×Ｂｓ^２ ・・・（６）式

そして、溶鋼２が吐出孔６１から吐出する瞬間の時刻をｔ＝０として、上記の運動方程式（（６）式）を解くと、時刻ｔにおける溶鋼２の速度ｕ１は、以下の（７）式で表される。
ｕ１＝Ｖｐ＋２×Ｃｓ×ｔ ・・・（７）式
ただし、Ｃｓ＝０．５×σ×ｆ×Δｘ×Ｂｓ^２である。

上記（７）式について、時刻ｔ＝０から吐出流が電磁ブレーキコア１６２の上端に達する時刻ｔ＝Ｔ１までの範囲で積分すると、以下の（８）式が得られ、当該（８）式をＴ１について解くと、吐出流が電磁ブレーキコア１６２の上端に達する時刻Ｔ１は、以下の（９）式で表される。
Ｖｐ×Ｔ１＋Ｃｓ×Ｔ１^２＝Ｌｓ ・・・（８）式
Ｔ１＝０．５／Ｃｓ×（－Ｖｐ＋（Ｖｐ^２＋４×Ｃｓ×Ｌｓ）^０．５） ・・・（９）式

ここで、上記（９）式を（７）式に代入することにより、時刻ｔ＝Ｔ１における吐出流の流速、すなわち電磁ブレーキコア１６２の上端Ｐに流入するときの吐出流の流速Ｕ０は以下の（１０）式で表される。
Ｕ０＝（Ｖｐ^２＋４×Ｃｓ×Ｌｓ）^０．５ ・・・（１０）式

（鋳型１１０の内面に衝突するときの吐出流の流速Ｕ２（衝突速度Ｕ２））
電磁ブレーキコア１６２が配置された高さに流入した吐出流は、鋳型１１０の短辺壁に達するまで、電磁ブレーキ装置１６０が発生した磁場によって減速する。電磁ブレーキコア１６２が配置された高さに流入した吐出流が電磁ブレーキ装置１６０によって減速している間に進む距離Ｌｂは、鋳型１１０の幅（短辺壁間の距離）Ｗ及び浸漬ノズル６の外径Ｄ１を用いて、以下の（１１）式で表される。
Ｌｂ＝０．５×（Ｗ―Ｄ１）／ｃｏｓθ―Ｌｓ ・・・（１１）式

ここで、Ｌｂ＞０となるような装置構成でなければ，電磁ブレーキ装置１６０による吐出流の直接的な制動効果は期待できない。

電磁ブレーキ装置１６０によって減速している間に吐出流が進む距離Ｌｂにおいて、電磁ブレーキ装置１６０が発生した磁場によって溶鋼２に生じる電磁力Ｆ２は、以下の（１２）式で表される。
Ｆ２＝σ×（ｕ×Ｂｂ）×Ｂｂ ・・・（１２）式
ここで、ｕは吐出流の流速、Ｂｂは電磁ブレーキ装置１６０が生成する磁場の空間平均磁束密度である。

この電磁力Ｆ２は溶鋼２の流速ｕと逆向きに作用するため、電磁ブレーキ装置１６０が発生する磁場によって生じる電磁力Ｆ２が作用する溶鋼２の運動方程式は以下の（１３）式で表される。
ｄｕ／ｄｔ＝－σ×ｕ×Ｂｂ^２ ・・・（１３）式

そして、電磁ブレーキコア１６２の上端に吐出流が流入する時刻をｔ＝０として、上記の運動方程式（（１３）式）を解くと、時刻ｔにおける溶鋼２の速度ｕ２は、以下の（１４）式で表される。
ｕ２＝Ｕ０×ｅｘｐ（－σ×Ｂｂ^２×ｔ） ・・・（１４）式

上記（１４）式について、電磁ブレーキコア１６２の上端に吐出流が流入する時刻ｔ＝０から吐出流が距離Ｌだけ進んだときの時刻ｔ＝Ｔの範囲で積分すると、以下の（１５）式が得られる。
（Ｕ０／（σ×Ｂｂ^２））×（１－ｅｘｐ（－σ×Ｂｂ^２×Ｔ））＝Ｌ ・・・（１５）式

したがって、上記（１５）式から、Ｌの最大値Ｌｍａｘ（流速が０になるまで吐出流が進む距離）が以下の（１６）式を満足するとき、吐出流は、電磁ブレーキ装置１６０が発生する磁場によって作用する電磁力による制動、言い換えると、電磁ブレーキ装置１６０による電磁ブレーキで十分に減速されるため、マクロ偏析は発生しない。よって、好ましくは、Ｕ０／（σ×Ｂｂ^２）≦Ｌｂを満たすような条件で操業することで、鋳型１１０中の溶鋼２の表層における流動はほぼ完全に制動され、マクロ偏析をより一層防止することができる。
Ｌｍａｘ＝Ｕ０／（σ×Ｂｂ^２）≦Ｌｂ ・・・（１６）式

一方、Ｌの最大値Ｌｍａｘが上記（１６）式を満足しないとき、言い換えるとＵ０／（σ×Ｂｂ^２）＞Ｌｂのとき、Ｌ＝Ｌｂとなる時刻ｔ＝Ｔ２における吐出流の流速Ｕ２は、以下の（１７）式のとおりに近似できる。
Ｕ２＝Ｕ０－σ×Ｌｂ×Ｂｂ^２ ・・・（１７）式

（溶鋼２が凝固するときの溶鋼２の流速が溶鋼成分の偏析に及ぼす影響）
次に、溶鋼が凝固するときの溶鋼の流速が溶鋼の成分の偏析に及ぼす影響について説明する。先述のマクロ偏析は、非特許文献１によると、溶鋼の流速Ｕと当該溶鋼の凝固速度Ｖの影響を受け、その程度は以下の（１９）式で近似できるとされる。
Ｃｍ／Ｃ０＝１－（１－ｋ）／（（７５００×Ｖ／Ｕ）＋１） ・・・（１９）式
ここで、Ｃｍは凝固後の固相の合金成分濃度、Ｃｏは凝固前の溶鋼の合金成分濃度、ｋは合金成分の平衡分配係数である。

ここで、凝固速度Ｖについて、連続鋳造における凝固シェル厚みｄ（ｍｍ）に関して、以下の経験式（（２０）式）がよく用いられ、当該（２０）式の時間微分と単位の変換により、電磁ブレーキコア１６２の上端位置Ｈｂでの溶鋼２の凝固速度Ｖは、以下の（２１）式のとおりに近似できる。
ｄ＝Ｋ√ｔ ・・・（２０）式
Ｖ＝６．４５×１０^－５×Ｋ×（Ｖｃ／Ｈｂ）^０．５ ・・・（２１）式
上記（２０）式中、Ｋは１５～３０程度の定数であり、ｔは時刻（ｍｉｎ．）である。また、上記（２１）式中、Ｖｃは鋳造速度である。

（偏析による局所的なＳｉの濃度変化及びＭｎの濃度変化が包晶組織に与える影響度ΔＣＥ）
次に、偏析による局所的なＳｉの濃度変化及びＭｎの濃度変化が包晶組織に与える影響について説明する。凝固前の溶鋼のＳｉ濃度Ｃ０_Ｓｉと凝固後の固相のＳｉ濃度Ｃｍ_Ｓｉとの差分であるＳｉの濃度変化ΔＣ_Ｓｉ＝Ｃ０_Ｓｉ－Ｃｍ_Ｓｉは、上記（１９）式から以下の（２２）式で表される。
ΔＣ_Ｓｉ＝（Ｃ０_Ｓｉ）×（１－ｋ_Ｓｉ）／（（７５００×Ｖ／Ｕ）＋１） ・・・（２２）式
上記（２２）式中、ｋ_ＳｉはＳｉの平衡分配係数である。

Ｍｎについても同様に、凝固前の溶鋼のＭｎ濃度Ｃ０_Ｍｎと凝固後の固相のＭｎ濃度Ｃｍ_Ｍｎとの差分であるＭｎの濃度変化ΔＣ_Ｍｎ＝Ｃ０_Ｍｎ－Ｃｍ_Ｍｎは、以下の（２３）式で表される。
ΔＣ_Ｍｎ＝（Ｃ０_Ｍｎ）×（１－ｋ_Ｍｎ）／（（７５００×Ｖ／Ｕ）＋１） ・・・（２３）式
上記（２３）式中、ｋ_ＭｎはＭｎの平衡分配係数である。

Ｓｉの濃度変化ΔＣ_Ｓｉが包晶凝固に及ぼす影響度は、Ｃ（炭素）の濃度変化が包晶凝固に及ぼす影響度を１．０とすると、０．１×ΔＣ_Ｓｉと見積もることができる。また、Ｍｎに関しては０．０２×ΔＣ_Ｍｎと見積もることができる。Ｓｉ濃度の濃淡及びＭｎ濃度の濃淡は、それぞれがδ相やγ相の形成しやすさに影響するが、その相互作用は小さい。したがって、Ｓｉの濃度変化ΔＣ_Ｓｉ及びＭｎの濃度変化ΔＣ_Ｍｎが包晶凝固に及ぼす影響度ΔＣＥは、上記（２２）式及び（２３）式より、以下の（２４）式で表すことができる。なお、以下では、Ｓｉの濃度変化ΔＣ_Ｓｉ及びＭｎの濃度変化ΔＣ_Ｍｎが包晶凝固に及ぼす影響度ΔＣＥを、単に影響度ΔＣＥと呼称することがある。）
ΔＣＥ＝（｜０．１×（１－ｋ_Ｓｉ）×Ｃ０_Ｓｉ｜＋｜０．０２×（１－ｋ_Ｍｎ）×Ｃ０_Ｍｎ｜）／（７５００×Ｖ／Ｕ＋１） ・・・（２４）式
ここまで、影響度ΔＣＥを上記基準値とすることができる理由を説明した。

（影響度ΔＣＥ＜０．０１５）
本発明者らは、上記影響度ΔＣＥを０．０１５未満にするように鋳造することで、高張力鋼の連続鋳造においても，鋳片の割れを抑制できることをつきとめた。溶鋼２のＳｉ及びＭｎの含有量に応じて、操業条件を適正化して、影響度ΔＣＥを０．０１５未満にすることで、鋳片欠陥を低減することができる。

影響度ΔＣＥの閾値を０．０１５と定めた根拠について説明する。
連続鋳造における鋼鋳片の割れの形態には様々あるが、特に軽度な歪みで割れが生じる高温脆化域での割れに関しては、臨界歪みεｃｒを超えて鋼鋳片が歪むときに、鋼鋳片に割れが生じる場合が多い。例えば、非特許文献２によれば、鋼鋳片に割れが発生するときの凝固シェルに臨界歪みεｃｒは０．３２×１０^－２～３．８×１０^－２程度である。したがって、鋳造中の凝固シェルに生じる歪みを０．３２×１０^－２未満にすることで、鋼鋳片の割れを低減することができる。

亜包晶鋼のδγ変態により発生する歪みεは、歪みが等方的に生じる場合はε＝｜１－（ργ／ρδ）^１／３｜で表され、一方向に歪みが生じる場合はε＝｜１－（ργ／ρδ）｜と表される。ここで、ργはγ相の密度であり、ρδはδ相の密度である。鋳型内で生じる凝固中の歪みは必ずしも等方的ではなく、また、歪みは等方的に生じる場合よりも一方向に集中する場合の方が大きい。そのため、鋼鋳片の割れを十分低減できる条件は、以下の（２５）式で表すことができる。
ε＝｜１－（ργ／ρδ）｜＜εｃｒ ・・・（２５）式

非特許文献３によると、γ相の密度ργは以下の（２６）式で表され、δ相の密度ρδは以下の（２７）式で表される。
ργ＝８０９９.８－０．５×Ｔ ・・・（２６）式
ρδ＝７８７６.０－０．３×Ｔ ・・・（２７）式

鋳造中のおおよその温度としてＴ＝１７５０Ｋを想定すると、δγ変態による歪みは、上記式ε＝｜１－（ργ／ρδ）｜、上記（２６）式及び上記（２７）式から、ε≒０．０１７と算出される。したがって、包晶凝固において発生するδフェライト相の体積率をｆδとし、濃度の不均一によりδフェライト相の体積率が｜Δｆδ｜だけばらつくとすると、ばらつきにより凝固シェルに影響する歪みは０．０１７×｜Δｆδ｜と見積もることができる。

ここで、熱力学計算ソフトＴｈｅｒｍｏ-Ｃａｌｃにより、完全凝固した直後のδフェライト相の体積率を計算すると、表１のような結果が得られた。

この結果より、Ｃ濃度の変化ΔＣによるδフェライト相の体積率の変化Δｆδ_Ｃは以下の（２８）式のように見積もることができる。
Δｆδ_Ｃ＝－１２．７×ΔＣ ・・・（２８）式

Ｓｉの濃度変化ΔＣ_Ｓｉ及びＭｎの濃度変化ΔＣ_Ｍｎの影響度をＣ濃度に換算した上記影響度ΔＣＥを用いると、上記（２８）式は、以下の（２９）式となる。
｜Δｆδ｜＝－１２．７×ΔＣＥ（ΔＣ_Ｓｉ、ΔＣ_Ｍｎ） ・・・（２９）式

以上より、鋼鋳片の割れを低減するためには、上記（２５）式、（２９）式、及び、εｃｒ＝０．３２×１０^－２から、以下の（３０）式を満足すればよい。
０．０１７×１２．７×ΔＣＥ（ΔＣ_Ｓｉ、ΔＣ_Ｍｎ）＜０．３２×１０^－２ ・・・（３０）式

上記（３０）式から以下の（３１）式が得られる。
ΔＣＥ（ΔＣ_Ｓｉ、ΔＣ_Ｍｎ）＜１．５×１０^－２ ・・・（３１）式

したがって、上記（３１）式より、ΔＣＥが０．０１５未満となるように鋳造条件を設定することで、鋼鋳片の割れを低減することができる。
ここまで、影響度ΔＣＥの閾値を０．０１５と定めた根拠について説明した。

上記ΔＣＥの閾値０．０１５を用いると、鋳型１１０の内面に衝突するときの吐出流の流速Ｕ２は、以下の（３２）式を満足するように設定されることが好ましい。
Ｕ２＜０．０１５×７５００×Ｖ／｛（｜０．１×（１－ｋ_Ｓｉ）×％Ｓｉ｜＋｜０．０２×（１－ｋ_Ｍｎ）×％Ｍｎ｜）－０．０１５｝・・・（３２）式

＜鋳造条件算出部５１＞
鋳造条件算出部５１は、上述したとおり、高張力鋼鋳片を製造する場合において、吐出流が鋳型１１０の長辺壁へ衝突するときの衝突速度を、所定の基準値未満にするための前記鋳造条件を算出する。そして、所定の基準値は、上述したとおり、吐出流による、溶鋼２が含有する固相内の拡散速度が小さい元素の濃度変化が包晶凝固に及ぼす影響度に基づいて決定される値であることが好ましく、影響度ΔＣＥ＝０．０１５を基準値とすることがより好ましい。従来、鋼鋳片の製造においては、鋼鋳片の長辺に割れが発生することが多い。そのため、鋳造条件算出部５１が算出する鋳造条件は、吐出流が鋳型１１０の長辺壁へ衝突するときの衝突速度を所定の基準値未満とする条件とした。

また、上述したとおり、Ｌの最大値Ｌｍａｘが上記（１６）式を満足するとき、電磁ブレーキ装置１６０による電磁ブレーキで十分に減速されるため、マクロ偏析は発生しにくい。よって、Ｕ０／（σ×Ｂｂ^２）≦Ｌｂを満たすような条件で操業することが好ましい。

また、上述したとおり、電磁撹拌装置１５０が発生する磁場の強度によって、吐出流の速度が変化する。また、電磁撹拌装置１５０が発生する磁場の強度によって、溶鋼２の旋回流の速度も変化し、旋回流の速度によって吐出流の挙動も変化する。したがって、鋳造条件算出部５１が算出する鋳造条件には、少なくとも電磁撹拌装置１５０が発生する磁場の強度が含まれることが好ましい。

また、上述したとおり、電磁ブレーキ装置１６０が発生する磁場の強度によって、吐出流の速度が変化する。したがって、鋳造条件算出部５１が算出する鋳造条件には、電磁ブレーキ装置が発生する磁場の強度が含まれることが好ましい。

なお、鋳造条件算出部５１が算出する鋳造条件は、上記の他に、鋳造速度、浸漬ノズル６の形状、鋳型サイズ等が含まれてもよい。鋳造条件算出部５１は、例えば、調整したい鋳造条件（調整条件）以外の鋳造条件を入力することで、（２４）式で計算されるΔＣＥが、（３１）式を満たすような、調整条件の範囲を出力する機構にすればよい。例えば、鋳造速度を調整条件とする場合、その他の鋳型幅や電磁撹拌装置１５０の位置、電磁ブレーキ装置１６０の位置、浸漬深さ等の鋳造条件を入力し、ΔＣＥが０．０１５未満となる鋳造速度の範囲を算出し、出力すればよい。また、調整条件が複数ある場合は、鋳造条件算出部５１は、ΔＣＥが（３１）式を満足する閾値となるとき、すなわちΔＣＥ＝０．０１５となるときの、調整条件間の関係をグラフとして出力する機構であってもよく、その場合、グラフから目視してΔＣＥの条件を満たすような調整条件を決定すればよい。例えば、鋳造速度、電磁撹拌装置１５０の磁束密度、電磁ブレーキ装置１６０の磁束密度の３条件を調整条件とする場合、その他の鋳造条件を入力し、３つの調整条件をそれぞれｘ、ｙ、ｚ軸として、ΔＣＥが０．０１５となるときのグラフを作成し、出力すればよい。調整条件が２つの場合は２次元のグラフであり、４つ以上の場合は、例えば、４番目以降の調整条件を仮の値で固定してグラフを作成する処理を、複数の仮の値で行い、複数のグラフを作成すればよい。

＜設定部５２＞
設定部５２は、上述したとおり、鋳造条件算出部５１により算出された鋳造条件で鋳造可能な設定値を連続鋳造装置１に対して設定する。設定部５２は、鋳造条件算出部５１から鋳造条件の情報を受け取り、連続鋳造装置１に当該情報を出力する。連続鋳造装置１は、受け取った情報に基づいて鋼鋳片の鋳造を行う。

以上、本発明の一実施形態について説明したが、本発明はかかる例に限定されない。当業者であれば、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、各種の変更例又は修正例に想到しうることは明らかであり、そ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。

例えば、特許文献２には、電磁撹拌装置と電磁ブレーキ装置を併用する場合における、鋳片表面及び内部の気泡性欠陥を抑制するための方法が記載されている。それによると、電磁ブレーキを強くし過ぎると、電磁撹拌による流れが阻害されるために、表面の気泡性欠陥が発生し易くなることが述べられている。そのため、鋼鋳片の割れを抑制した上で更に気泡性欠陥を抑制したい場合は、上述した方法により、電磁ブレーキを用いてマクロ偏析及び鋳片割れを抑制したうえで、電磁ブレーキ強度に上限を設ければよい。

＜＜鋳造条件の設定方法＞＞
鋳造条件を設定するには、上述のとおり、鋳造条件算出部５１が鋳造条件を算出し、設定部５２が鋳造条件算出部５１により算出された鋳造条件で鋳造可能な設定値を連続鋳造装置１に対して設定する。よって、鋳造条件の設定方法は、一対の長辺壁及び一対の短辺壁により断面矩形状をなす鋳型と、鋳型の一対の短辺壁のそれぞれに対向して配された２つの吐出孔を有し、吐出孔のそれぞれから鋳型の内部に溶鋼を供給する浸漬ノズルと、磁場を発生して、鋳型内部の溶鋼に電磁力を作用させて溶鋼を撹拌する電磁撹拌装置と、磁場を発生して、吐出孔から吐出された溶鋼の流れである吐出流を構成する溶鋼に電磁力を作用させて吐出流を制動する電磁ブレーキ装置と、を備え、連続的に鋼鋳片を鋳造する連続鋳造装置の鋳造条件を設定する鋳造条件の設定方法であって、高張力鋼鋳片を製造する場合において、吐出流が前記鋳型の長辺壁へ衝突するときの衝突速度が、所定の基準値未満になるための鋳造条件を算出する鋳造条件算出ステップと、鋳造条件算出ステップにおいて算出された鋳造条件で鋳造可能な設定値を連続鋳造装置に対して設定する設定ステップと、を有する。

＜＜高張力鋼鋳片の製造方法＞＞
上記連続鋳造装置１及び鋳造条件設定装置５０を用いれば、高張力鋼鋳片を製造することができる。具体的には、高張力鋼鋳片の製造方法は、一対の長辺壁及び一対の短辺壁により断面矩形状をなす鋳型と、鋳型の一対の短辺壁のそれぞれに対向して配された２つの吐出孔を有し、吐出孔のそれぞれから前記鋳型の内部に溶鋼を供給する浸漬ノズルと、磁場を発生して、鋳型内部の溶鋼に電磁力を作用させて溶鋼を撹拌する電磁撹拌装置と、磁場を発生して、吐出孔から吐出された溶鋼の流れである吐出流を構成する溶鋼に電磁力を作用させて前記吐出流を制動する電磁ブレーキ装置と、を備える連続鋳造装置を用いて連続的に高強度鋼鋳片を鋳造する高張力鋼片の製造方法であって、電磁撹拌装置が発生した磁場によって鋳型内の溶鋼に電磁力を作用させて、溶鋼が水平方向に旋回する旋回流を生じさせ、電磁ブレーキ装置が発生した磁場によって吐出流を構成する溶鋼に作用する電磁力が、吐出流を制動し、旋回流により湾曲して鋳型の長辺壁へ衝突する吐出流の衝突速度を所定の基準値未満にする。なお、上記高張力鋼鋳片の製造方法に用いられる各装置の構成は、連続鋳造装置１が備える構成に限られないことは言うまでもない。

（実施例１）
０．１３％Ｃ－１．０％Ｓｉ－０．１％Ｍｎで表される鋼種を対象に、凝固と成分偏析を考慮した鋳型内熱流体シミュレーションを行い、Ｓｉ及びＭｎの濃度偏析について計算した。上記鋳型内熱流体シミュレーションは、非特許文献４に記載の数値シミュレーションモデルを用いて行った。さらに、鋳型内熱流体シミュレーションで得られたＳｉとＭｎの濃度偏析の値の最大値から、Ｓｉ及びＭｎの濃度変化が包晶凝固に及ぼす影響度ΔＣＥ’を以下の式で算出した。
ΔＣＥ’＝｜０．１×Δ％Ｓｉ｜＋｜０．０２×Δ％Ｍｎ｜

表２に、組成０．１３％Ｃ－１．０％Ｓｉ－０．１％Ｍｎの鋼種に関して、上記鋳型内熱流体数値シミュレーション結果より求めたΔＣＥ’の値を示す。また、上記（２４）式に基づいて算出したＳｉの濃度変化及びＭｎの濃度変化が包晶凝固に及ぼす影響度ΔＣＥを表２に示す。また、図１０に、ＥＭＳ強度を変更したときのＥＭＢｒ強度と偏析比率Δ％Ｓｉ／％Ｓｉの関係のグラフを示す。図１１に、鋳造速度Ｖｃを変更したときのＥＭＢｒ強度と偏析比率Δ％Ｓｉ／％Ｓｉとの関係のグラフを示す。偏析比率Δ％Ｓｉ／％Ｓｉは、以下の式で算出されたものである。
Δ％Ｓｉ／％Ｓｉ＝（Ｃ０_Ｓｉ－Ｃｍ_Ｓｉ）／Ｃｍ_Ｓｉ＝ΔＣ_Ｓｉ／Ｃｍ_Ｓｉ
図１２に、ＥＭＳ強度を変更したときのＥＭＢｒ強度とΔＣＥ’の関係のグラフを示す。図１３に、鋳造速度Ｖｃを変更したときのＥＭＢｒ強度とΔＣＥ’の関係のグラフを示す。図１０、１２は、鋳型の幅ｗを１．６ｍ、鋳造速度１．６ｍ／ｍｉｎ．として、鋳型内熱流体シミュレーション結果より求めたものである。図１１、１３は、鋳型の幅ｗを１．６ｍ、電磁撹拌装置に印加する交流電流の大きさを３００Ａとして、鋳型内熱流体シミュレーション結果より求めたものである。

図１０、１１に示すとおり、電磁ブレーキが非印加の場合、偏析比率Δ％Ｓｉ／％Ｓｉの値が大きく、電磁ブレーキの強度（電磁撹拌装置により発生する磁場の強度）を大きくするにつれて、偏析比率Δ％Ｓｉ／％Ｓｉの値が小さくなることが分かった。また、図１２、１３に示すとおり、電磁ブレーキが非印可の場合は、Ｓｉの偏析が大きく、Ｓｉ含有量が１．０質量％と普通鋼に比べて多いために、ΔＣＥ’の値が大きくなった。ΔＣＥ’を抑えるためには、電磁ブレーキを印加するのが効果的であり、電磁撹拌装置に印加する交流電流が２００Ａ、３００Ａの場合、電磁ブレーキ装置が生成する磁場の平均磁束密度を０．１Ｔとした場合でも、ΔＣＥ’を０．０１５未満に低減できることが分かった。電磁撹拌装置に印加する交流電流が４００Ａの場合、電磁ブレーキ装置によって発生する磁場の平均磁束密度を０．２Ｔ以上とした場合に、ΔＣＥ’を０．０１５未満に低減できることが分かった。そして、ΔＣＥはΔＣＥ’と高い相関があり、ΔＣＥを指標として設定値を定めることで、鋳型内部の長辺壁における隅部付近の部分で生じる溶鋼の構成元素の偏析を防止して、鋼鋳片の割れを抑制することができることが分かった。
なお、鋳型内熱流体数値シミュレーションによる数値計算においては、電磁ブレーキ装置により発生する磁場の平均磁束密度を０．２Ｔ以上とした場合でも、流体計算が内在する不安定性に起因して非定常な僅かな流動が生じるため、厳密に偏析率が０になることはないが、偏析比率が十分小さく、ほぼ一定値に収束していることが分かった。

（実施例２）
表３に、組成０．１３％Ｃ－０．１％Ｓｉ－０．１％Ｍｎ（表３中、Ａ）、０．１３％Ｃ－１．０％Ｓｉ－０．１％Ｍｎ（表３中、Ｂ）、及び０．１３％Ｃ－０．１％Ｓｉ－６．０％Ｍｎ（表３中、Ｃ）で表される鋼に関して、上記（２４）式に基づいて算出したＳｉ及びＭｎの濃度変化が包晶凝固に及ぼす影響度ΔＣＥを示す。図１４に鋼種が０．１３％Ｃ－０．１％Ｓｉ－０．１％Ｍｎ鋼であるときの、ΔＣＥ＝０．０１５なるＥＭＳ強度（電磁撹拌装置が発生する磁場の強度）とＥＭＢｒ電磁ブレーキ強度（電磁ブレーキ装置が発生する磁場の強度）の関係を示し、図１５に鋼種が０．１３％Ｃ－１．０％Ｓｉ－０．１％Ｍｎ鋼であるときの、ΔＣＥ＝０．０１５なるＥＭＳ強度とＥＭＢｒ電磁ブレーキ強度の関係を示し、図１６に鋼種が０．１３％Ｃ－０．１％Ｓｉ－６．０％Ｍｎ鋼であるときの、ΔＣＥ＝０．０１５なるＥＭＳ強度とＥＭＢｒ電磁ブレーキ強度の関係を示す。ただし、鋳型の幅ｗを１．６ｍ、鋳造速度１．６ｍ／ｍｉｎ．とした。

図１４に示すように、普通鋼のようにＳｉ及びＭｎを多量には含まない０．１３％Ｃ－０．１％Ｓｉ－０．１％Ｍｎ鋼の場合、電磁ブレーキを印加していなくても、偏析による成分濃度の絶対変化値が小さいために、ΔＣＥは０．０１５未満であった。しかし、ＳｉやＭｎを多量に含む０．１３％Ｃ－１．０％Ｓｉ－０．１％Ｍｎ鋼、及び０．１３％Ｃ－０．１％Ｓｉ－６．０％Ｍｎ鋼に関しては、電磁ブレーキを印加しないとΔＣＥが大きくなり、品質に問題が生じうる。図１５、１６に示す曲線と当該曲線よりＥＭＢｒ強度の大きい範囲がΔＣＥが０．０１５以上となる範囲である。ＥＭＳ強度とＥＭＢｒ強度を調整することで、ΔＣＥを制御することができ、鋼鋳片の割れを抑制することが可能であることが分かった。

１ 連続鋳造装置
２ 溶鋼
３、１４ 鋳片
４ 取鍋
５ タンディッシュ
６ 浸漬ノズル
７ 二次冷却装置
８ 鋳片切断機
１１ サポートロール
１２ ピンチロール
１３ セグメントロール
１５ テーブルロール
１６ 二次冷却帯
５０ 鋳造条件設定装置
５１ 鋳造条件算出部
５２ 設定部
６１ 吐出孔
１１０ 鋳型
１１１ 長辺鋳型板
１１２ 短辺鋳型板
１２１、１２２ バックアッププレート
１２３ バックアッププレート（幅方向バックアッププレート）
１３０、１４０ 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
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
１７０ 電磁力発生装置

Claims (15)

1. 一対の長辺壁及び一対の短辺壁により断面矩形状をなす鋳型と、前記鋳型の一対の短辺壁のそれぞれに対向して配された２つの吐出孔を有し、前記吐出孔のそれぞれから前記鋳型の内部に溶鋼を供給する浸漬ノズルと、磁場を発生して、前記鋳型内部の前記溶鋼に電磁力を作用させて前記溶鋼を撹拌する電磁撹拌装置と、磁場を発生して、前記吐出孔から吐出された溶鋼の主な流れである吐出流を構成する前記溶鋼に電磁力を作用させて前記吐出流を制動する電磁ブレーキ装置と、を備え、連続的に高張力鋼鋳片を鋳造する連続鋳造装置の鋳造条件を設定する鋳造条件の設定装置であって、
   前記設定装置は、鋳造条件として、鋳造速度Ｖｃ、溶鋼表面から前記電磁ブレーキ装置のコア上端までの距離Ｈｂ、合金成分の質量濃度、前記電磁ブレーキ装置が発生する磁場の平均磁束密度Ｂｂ、前記電磁撹拌装置が発生する磁場の平均磁束密度Ｂｓ、前記電磁撹拌装置に印加される交流電流の位相の波長Δｘ、前記電磁撹拌装置に印加される交流電流の周波数ｆ、前記吐出孔の断面積Ｓｐ、前記吐出孔の下向き角度θ、前記吐出孔の深さ位置Ｄ、前記浸漬ノズルの外径Ｄ１、前記鋳型の内部空間の水平断面における断面積Ｓｓ、及び内部空間における前記長辺壁間の距離Ｗのうちの少なくとも１つを変更することができ、
   前記吐出流が前記電磁撹拌装置及び前記電磁ブレーキ装置による電磁力の作用を受けて前記鋳型の前記長辺壁へ衝突するときの衝突速度を、所定の基準値未満にするための前記鋳造条件を算出する鋳造条件算出部と、
   前記鋳造条件算出部により算出された前記鋳造条件で鋳造可能な設定値を前記連続鋳造装置に対して設定する設定部と、を備え、
   前記所定の基準値は、前記吐出流による、前記溶鋼に含まれるＳｉ及びＭｎの濃度変化が包晶凝固に及ぼす影響度に基づいて決定される値である、鋳造条件の設定装置。
2. 前記鋳造条件には、少なくとも前記電磁撹拌装置が発生する磁場の強度が含まれる、請求項１に記載の鋳造条件の設定装置。
3. 前記鋳造条件には、前記電磁ブレーキ装置が発生する磁場の強度が含まれる、請求項１又は２に記載の鋳造条件の設定装置。
4. 前記設定部は、前記衝突速度が下記（１）式を満たすように前記設定値を設定する、請求項１～３のいずれか一項に記載の鋳造条件の設定装置。
   Ｕ２＜０．０１５×７５００×Ｖ／｛（｜０．１×（１－ｋ_Ｓｉ）×％Ｓｉ｜＋｜０．０２×（１－ｋ_Ｍｎ）×％Ｍｎ｜）－０．０１５｝ ・・・（１）式
   ここで、
   Ｖ＝６．４５×１０^－５×Ｋ×（Ｖｃ／Ｈｂ）^０．５
   ただし、
   ％Ｘ：成分Ｘの質量濃度（質量％）
   ｋ_Ｘ：成分Ｘの平衡分配係数（－）
   Ｕ２：衝突速度（ｍ／ｓ）
   Ｖｃ：鋳造速度（ｍ／ｓ）
   Ｈｂ：溶鋼表面から電磁ブレーキのコア上端までの距離（ｍ）
   Ｋ：凝固係数（ｍｍ／ｍｉｎ^０．５）
5. 前記設定部は、下記（２）式で表されるΔＣＥが０．０１５未満になるように前記設定値を設定する、請求項１～４のいずれか一項に記載の鋳造条件の設定装置。
   ΔＣＥ＝（｜０．１×（１－ｋ_Ｓｉ）×％Ｓｉ｜＋｜０．０２×（１－ｋ_Ｍｎ）×％Ｍｎ｜）／（７５００×Ｖ／Ｕ２＋１） ・・・（２）式
   ここで、
   Ｖ＝６．４５×１０^－５×Ｋ×（Ｖｃ／Ｈｂ）^０．５
   Ｕ２＝Ｕ０－（σ×Ｌｂ×Ｂｂ^２） （ただし、Ｕ０＞σ×Ｌｂ×Ｂｂ^２の場合）
   Ｕ２＝０ （ただし、Ｕ０≦σ×Ｌｂ×Ｂｂ^２の場合）
   Ｕ０＝（Ｖｐ^２＋４×Ｃｓ×Ｌｓ）^０．５
   Ｌｓ＝（Ｈｂ―Ｄ）／ｓｉｎθ
   Ｌｂ＝０．５×（Ｗ―Ｄ１）／ｃｏｓθ―Ｌｓ
   Ｃｓ＝０．５×σ×ｆ×Δｘ×Ｂｓ^２
   Ｖｐ＝Ｖｃ×（Ｓｓ／Ｓｐ）
   ただし、
   ％Ｘ：成分Ｘの質量濃度（質量％）
   ｋ_Ｘ：成分Ｘの平衡分配係数（－）
   σ：前記溶鋼の単位質量当たりの導電率（Ｓｍ^２／ｋｇ）
   Ｕ２：衝突速度（ｍ／ｓ）
   Ｂｂ：前記電磁ブレーキ装置が発生する磁場の平均磁束密度（Ｔ）
   Ｂｓ：前記電磁撹拌装置が発生する磁場の平均磁束密度（Ｔ）
   Ｈｂ：溶鋼表面から電磁ブレーキのコア上端までの距離（ｍ）
   Ｖｃ：鋳造速度（ｍ／ｓ）
   Ｖｐ：前記浸漬ノズルの前記吐出孔における前記吐出流の流速（ｍ／ｓ）
   Ｓｐ：前記吐出孔の断面積（ｍ^２）
   Ｓｓ：前記鋳型の内部空間の水平断面における断面積（ｍ^２）
   Ｗ：前記鋳型の内部空間における前記長辺壁間の距離（ｍ）
   Δｘ：前記電磁撹拌装置に印加される交流電流の位相の波長（ｍ）
   ｆ：前記電磁撹拌装置に印加される交流電流の周波数（１／ｓ）
   Ｄ：前記吐出孔の深さ位置（ｍ）
   Ｄ１：前記浸漬ノズルの外径（ｍ）
   θ：前記吐出孔の下向き角度（ｒａｄ）
   Ｋ：凝固係数（ｍｍ／ｍｉｎ^０．５）
6. 前記Ｕ０、前記Ｂｂ及び前記Ｌｂが、Ｕ０≦σ×Ｌｂ×Ｂｂ^２を満たすようにして鋳造する、請求項５に記載の鋳造条件の設定装置。
7. 前記溶鋼が、Ｃ：０．１～０．５質量％、かつ、Ｓｉ：０．８質量％以上又はＭｎ：４．０質量％以上の少なくともいずれかを含有する、請求項１～６のいずれか一項に記載の鋳造条件の設定装置。
8. 請求項１～７のいずれか一項に記載の鋳造条件の設定装置により設定された前記鋳造条件で高張力鋼鋳片を鋳造する、連続鋳造装置。
9. 一対の長辺壁及び一対の短辺壁により断面矩形状をなす鋳型と、前記鋳型の一対の短辺壁のそれぞれに対向して配された２つの吐出孔を有し、前記吐出孔のそれぞれから前記鋳型の内部に溶鋼を供給する浸漬ノズルと、磁場を発生して、前記鋳型内部の前記溶鋼に電磁力を作用させて前記溶鋼を撹拌する電磁撹拌装置と、磁場を発生して、前記吐出孔から吐出された溶鋼の主な流れである吐出流を構成する前記溶鋼に電磁力を作用させて前記吐出流を制動する電磁ブレーキ装置と、を備え、連続的に高張力鋼鋳片を鋳造する連続鋳造装置の鋳造条件を設定する鋳造条件の設定方法であって、
   前記設定方法において、鋳造条件として、鋳造速度Ｖｃ、溶鋼表面から前記電磁ブレーキ装置のコア上端までの距離Ｈｂ、合金成分の質量濃度、前記電磁ブレーキ装置が発生する磁場の平均磁束密度Ｂｂ、前記電磁撹拌装置が発生する磁場の平均磁束密度Ｂｓ、前記電磁撹拌装置に印加される交流電流の位相の波長Δｘ、前記電磁撹拌装置に印加される交流電流の周波数ｆ、前記吐出孔の断面積Ｓｐ、前記吐出孔の下向き角度θ、前記吐出孔の深さ位置Ｄ、前記浸漬ノズルの外径Ｄ１、前記鋳型の内部空間の水平断面における断面積Ｓｓ、及び内部空間における前記長辺壁間の距離Ｗのうちの少なくとも１つを変更することができ、
   前記吐出流が前記電磁撹拌装置及び前記電磁ブレーキ装置による電磁力の作用を受けて前記鋳型の前記長辺壁へ衝突するときの衝突速度が、所定の基準値未満になるための前記鋳造条件を算出する鋳造条件算出ステップと、
   前記鋳造条件算出ステップにおいて算出された前記鋳造条件で鋳造可能な設定値を前記連続鋳造装置に対して設定する設定ステップと、を有し、
   前記所定の基準値は、前記吐出流による、前記溶鋼に含まれるＳｉ及びＭｎの濃度変化が包晶凝固に及ぼす影響度に基づいて決定される値である、鋳造条件の設定方法。
10. 請求項９に記載の鋳造条件の設定方法により設定された前記鋳造条件で高張力鋼鋳片を鋳造する、連続鋳造方法。
11. 一対の長辺壁及び一対の短辺壁により断面矩形状をなす鋳型と、前記鋳型の一対の短辺壁のそれぞれに対向して配された２つの吐出孔を有し、前記吐出孔のそれぞれから前記鋳型の内部に溶鋼を供給する浸漬ノズルと、磁場を発生して、前記鋳型内部の前記溶鋼に電磁力を作用させて前記溶鋼を撹拌する電磁撹拌装置と、磁場を発生して、前記吐出孔から吐出された溶鋼の主な流れである吐出流を構成する前記溶鋼に電磁力を作用させて前記吐出流を制動する電磁ブレーキ装置と、を備える連続鋳造装置を用いて連続的に高張力鋼鋳片を鋳造する高張力鋼鋳片の製造方法であって、
    前記電磁撹拌装置が発生した磁場によって前記鋳型内の前記溶鋼に電磁力を作用させて、前記溶鋼が水平方向に旋回する旋回流を生じさせ、
    前記電磁ブレーキ装置が発生した磁場によって前記吐出流を構成する前記溶鋼に作用する電磁力が、前記吐出流を制動し、
    前記旋回流により湾曲して前記鋳型の長辺壁へ衝突する前記吐出流の衝突速度を所定の基準値未満にし、
    前記所定の基準値は、前記吐出流による、前記溶鋼に含まれるＳｉ及びＭｎの濃度変化が包晶凝固に及ぼす影響度に基づいて決定される値である、高張力鋼鋳片の製造方法。
12. 前記衝突速度が下記（１）式を満たす、請求項１１に記載の高張力鋼鋳片の製造方法。
    Ｕ２＜０．０１５×７５００×Ｖ／｛（｜０．１×（１－ｋ_Ｓｉ）×％Ｓｉ｜＋｜０．０２×（１－ｋ_Ｍｎ）×％Ｍｎ｜）－０．０１５｝ ・・・（１）式
    ここで、
    Ｖ＝６．４５×１０^－５×Ｋ×（Ｖｃ／Ｈｂ）^０．５
    ただし、
    ％Ｘ：成分Ｘの質量濃度（質量％）
    ｋ_Ｘ：成分Ｘの平衡分配係数（－）
    Ｕ２：衝突速度（ｍ／ｓ）
    Ｖｃ：鋳造速度（ｍ／ｓ）
    Ｈｂ：溶鋼表面から電磁ブレーキのコア上端までの距離（ｍ）
    Ｋ：凝固係数（ｍｍ／ｍｉｎ^０．５）
13. 前記基準値が下記（２）式で表されるΔＣＥであり、前記ΔＣＥが０．０１５未満になるように前記連続鋳造装置の設定値を定める、請求項１１又は１２に記載の高張力鋼鋳片の製造方法。
    ΔＣＥ＝（｜０．１×（１－ｋ_Ｓｉ）×％Ｓｉ｜＋｜０．０２×（１－ｋ_Ｍｎ）×％Ｍｎ｜）／（７５００×Ｖ／Ｕ２＋１） ・・・（２）式
    ここで、
    Ｖ＝６．４５×１０^－５×Ｋ×（Ｖｃ／Ｈｂ）^０．５
    Ｕ２＝Ｕ０－（σ×Ｌｂ×Ｂｂ^２） （ただし、Ｕ０＞σ×Ｌｂ×Ｂｂ^２の場合）
    Ｕ２＝０ （ただし、Ｕ０≦σ×Ｌｂ×Ｂｂ^２の場合）
    Ｕ０＝（Ｖｐ^２＋４×Ｃｓ×Ｌｓ）^０．５
    Ｌｓ＝（Ｈｂ―Ｄ）／ｓｉｎθ
    Ｌｂ＝０．５×（Ｗ―Ｄ１）／ｃｏｓθ―Ｌｓ
    Ｃｓ＝０．５×σ×ｆ×Δｘ×Ｂｓ^２
    Ｖｐ＝Ｖｃ×（Ｓｓ／Ｓｐ）
    ただし、
    ％Ｘ：成分Ｘの質量濃度（質量％）
    ｋ_Ｘ：成分Ｘの平衡分配係数（－）
    σ：前記溶鋼の単位質量当たりの導電率（Ｓｍ^２／ｋｇ）
    Ｕ２：衝突速度（ｍ／ｓ）
    Ｂｂ：前記電磁ブレーキ装置が発生する磁場の平均磁束密度（Ｔ）
    Ｂｓ：前記電磁撹拌装置が発生する磁場の平均磁束密度（Ｔ）
    Ｈｂ：溶鋼表面から電磁ブレーキのコア上端までの距離（ｍ）
    Ｖｃ：鋳造速度（ｍ／ｓ）
    Ｖｐ：前記浸漬ノズルの前記吐出孔における前記吐出流の流速（ｍ／ｓ）
    Ｓｐ：前記吐出孔の断面積（ｍ^２）
    Ｓｓ：前記鋳型の内部空間の水平断面における断面積（ｍ^２）
    Ｗ：前記鋳型の内部空間における前記長辺壁間の距離（ｍ）
    Δｘ：前記電磁撹拌装置に印加される交流電流の位相の波長（ｍ）
    ｆ：前記電磁撹拌装置に印加される交流電流の周波数（１／ｓ）
    Ｄ：前記吐出孔の深さ位置（ｍ）
    Ｄ１：前記浸漬ノズルの外径（ｍ）
    θ：前記吐出孔の下向き角度（ｒａｄ）
    Ｋ：凝固係数（ｍｍ／ｍｉｎ^０．５）
14. 前記Ｕ０、前記Ｂｂ及び前記Ｌｂが、Ｕ０≦σ×Ｌｂ×Ｂｂ^２を満たすようにして鋳造する、請求項１３に記載の高張力鋼鋳片の製造方法。
15. 前記溶鋼が、Ｃ：０．１～０．５質量％、かつ、Ｓｉ：０．８質量％以上又はＭｎ：４．０質量％以上の少なくともいずれかを含有する、請求項１１～１４のいずれか一項に記載の高張力鋼鋳片の製造方法。