JPH11216544A - 電磁力を応用した溶融金属の連続鋳造方法 - Google Patents

Abstract

(57)【要約】 【課題】 メニスカス部分にその側面から適切な高周波
電磁場を印加して、オシレーションマークや湯しわ等の
鋳片の表面欠陥の発生を抑制する。 【解決手段】 鉛直方向のスリット６を壁にもつ水冷式
振動鋳型５を用い、鋳型の外周に電磁コイル３を設置
し、これにより鋳型内部の溶融金属７のメニスカス部分
に対して（１）式を満たす高周波電磁場を、鋳造時間に
対して連続的に又は間欠的に印加しつつ下方に鋳片を引
き抜く。但し、ＮＳ期にのみ印加する方法は除く。0.00
60＋0.00057 δ≦Ｂ_Z ≦0.0330＋0.0014δ--(1) 。
Ｂ_Z ：メニスカス相当位置での空芯時の鉛直方向の磁束
密度（Tesla ）、δ＝1000×｛2 ／（ω×σ×μ）｝
^1/2 、但し、δ：溶融金属の表皮深さ（ｍｍ）、ω：磁
場の角周波数（Hz）、σ：溶鋼の透磁率（Ｈ／ｍ）、
μ：溶鋼の電気伝導率（１／Ωｍ）。

Description

【発明の詳細な説明】

【０００１】

【発明の属する技術分野】この発明は、溶融金属、特に
溶鋼の連続鋳造において、鋳片の表面品質を向上させる
と共に、鋳造速度を大幅に向上させるために電磁力を応
用する連続鋳造技術に関するものである。

【０００２】

【従来の技術】溶融金属の連続鋳造においては、溶融金
属を注入しつつある鋳型を振動させながら凝固した鋳片
を引き抜く方法が一般的であり、鋳型の内壁と鋳片の凝
固シェルとの間に摩擦力が発生する。この摩擦力の方向
は、鋳型の振動速度と鋳片の引抜き速度（鋳造速度）と
の関係により定まる。

【０００３】図１１に、通常の連続鋳造における鋳型の
振動速度と引抜き速度との関係を図示する。ここで、速
度は鉛直上向きを正（プラス）とする。このように、鋳
型の下降速度が鋳片の引抜き速度より小さい時間域（即
ち、鋳型の方が鋳片よりも鉛直下向きに動く速さが速い
時間域）をネガティブストリップ期（以下、ＮＳ期とい
う）といい、これ以外の時間域をポシティブストリップ
期（以下、ＰＳ期という）と定義する。ＰＳ期には、凝
固シェルに鋳型から下向きの引張応力が作用し、その引
張応力が凝固シェルの強度を超えると凝固シェルは破断
する。そして、鋳片内部の未凝固溶鋼が流出するブレー
クアウト事故に至る。このようなブレークアウトを発生
させないためには、鋳型と凝固シェル間との摩擦力の低
減、及び凝固シェルの強化による健全性の向上が必要で
ある。そのため、従来、鋳型−凝固シェル間の潤滑性向
上のため、モールドフラックスの鋳型−凝固シェル間へ
の均一流入且つ流入量増加が図られている。こうするこ
とによりオシレーションマークの深さも浅くなり、鋳片
表面品質が向上することが過去の経験から判明してい
る。

【０００４】そこで、ＰＳ期に、鋳型内溶鋼メニスカス
（鋳型内壁に接する又は近接する溶鋼上面）近傍部分に
対して、鋳型外部のメニスカス側面方向位置から高周波
電磁場を印加して、凝固シェル上端部を鋳型内壁から離
れる方向に湾曲させ、鋳型−凝固シェル間隙へのモール
ドフラックス流入量を増加させる方法が有効である。こ
こで、凝固シェル上端部を湾曲させる力は、図１２に示
すローレンツ力の作用によるものである。即ち、図１２
において、電磁コイル３に高周波電流を流すことによ
り、鋳型（図示せず）内溶融金属７のメニスカス近傍部
分に高周波磁界を印加すると、そこに誘導電流１０が発
生し、この誘導電流と印加された磁界との相互作用によ
り、電磁コイルと反発する方向にローレンツ力１１が発
生する現象を利用するものである。

【０００５】一方、図１１に図示した鋳型振動サイクル
において、ＮＳ期には凝固シェルに圧縮応力が作用す
る。鋳型振動サイクル中のＮＳ期が占める時間比率、Ｎ
ＳＲ（ｔ_N ／（ｔ_N ＋ｔ_P ））を一定値以上に確保しな
いとブレークアウトが発生する（「鉄と鋼」ｖｏｌ．６
０（１９７４）Ｎo.７，ｐ７６３）。実操業経験によれ
ば、ＮＳＲが３０％以下であると、鋳片にかかる圧縮力
不足に起因するブレークアウトが発生する。従って、Ｎ
Ｓ期には凝固シェルに圧縮力を与えることが高速鋳造を
行なう際には有効である。

【０００６】以上より、高速鋳造を実施し、且つ鋳片の
表面品質の向上を実現するために、１個以上の電磁コイ
ルを設置し、当該コイルより電磁場を鋳型内溶鋼メニス
カスに印加することにより、鋳型−凝固シェル間の摩擦
力を低減させると共に、凝固シェルを強化してその健全
性を確保するために、電磁力を利用した溶融金属の連続
鋳造方法が提案されている。

【０００７】単体の電磁コイルによって電磁場を連続鋳
造の鋳型内鋳片に印加する方法が、従来から研究されて
いる。例えば、特開平８−３３９５９号公報に示されて
いるように、連続鋳造用鋳型の外部に電磁コイルを配置
し、鋳型内溶融金属のメニスカス部に電磁場を印加する
方法（以下、先行技術１という）が一般的である。

【０００８】また、種々の電磁効果を利用するため、複
数の電磁コイルを配置する場合もある。例えば、特願平
７−１５５９０号公報では、鋳型−凝固シェル間の摩擦
力低減及び凝固シェルの強化を行なうために、メニスカ
スの上方及び側面の２段に電磁コイルを配置して連続鋳
造する方法（以下、先行技術２という）が述べられてい
る。この方法は２つの電磁コイルを用いて、それぞれが
誘導電流によるジュール熱を付与し、メニスカス部を加
熱することにより、凝固遅れを発生させ、オシレーショ
ンマークの爪深さを浅くすることと、ローレンツ力にり
凝固シェルを内側へ湾曲させ、鋳型と凝固シェル間のモ
ールドフラックス流入間隙を拡げ、フラックス消費量を
向上させることとの２つの異なる改善効果を同時に得よ
うとするものである。

【０００９】このような電磁場を利用した連続鋳造法に
おいて、０．５〜２５ｋHzの高周波電磁場を用いる場
合、周波数に依存して定まる表皮効果により、磁場が溶
鋼のメニスカス部又は鋳型接触面近傍部分に集中し、磁
場分布に合わせてメニスカス形状を保持し、所謂、鋳型
−溶鋼間の軟接触化により鋳型−溶鋼間隙へのモールド
フラックスの流入量増加による潤滑性向上や、凝固シェ
ル上端部への圧縮力付与による凝固シェル強化を図り、
ブレークアウトを抑制することができる。

【００１０】

【発明が解決しようとする課題】ところが、上述した先
行技術１及び２に開示された技術により、メニスカス部
分にその側面から高周波電磁場を印加した場合、磁場強
度のいかんによっては、鋳型振動に伴って形成されるオ
シレーションマーク、あるいはメニスカスの乱れに伴な
って形成される湯しわ等の鋳片の表面欠陥が発生する。
特に、鋳型振動のＰＳ期やＮＳ期に同期させて間欠的な
磁場を印加した場合には、鋳型振動に伴なうメニスカス
変動と間欠磁場印加との重塁効果により、メニスカスの
変動が更に増長する場合もあり、表面品質が改善され
ず、むしろ悪化する場合もある。

【００１１】この発明は、溶融金属の連続鋳造におい
て、鋳型内の溶鋼メニスカス部分に高周波電磁場を印加
して、鋳型−凝固シェル間の摩擦力を低減し、鋳片の表
面欠陥を抑制しようとする際に生じる、上述した表面品
質上の問題を解決するためになされたものである。そし
て、電磁コイルによる磁場印加方法及び印加すべき磁場
強度の範囲を適切に限定することにより、高速鋳造がで
き、しかも表面品質に優れた鋳片を製造することができ
る、電磁力を応用した溶融金属の連続鋳造方法を提供す
ることを目的とする。

【００１２】

【課題を解決するための手段】本発明者等は、上述した
観点から、溶融金属の連続鋳造方法において、鋳造速度
を従来よりも更に上げ、しかも鋳片表面品質を向上させ
るために電磁力を応用する技術を開発すべく鋭意研究を
重ねた。

【００１３】その結果、凝固させた鋳片を下方に引き抜
く溶融金属の連続鋳造において、鋳型内部の溶融金属に
対してその外部から高周波電磁力を作用させるために、
表皮効果により高周波電磁場の鋳型内部への浸透妨害が
起こらないないような適切な鋳型を用いること、及び、
この鋳型内部の溶融金属メニスカス部に高周波電磁場を
連続的に、又は、少なくとも鋳型振動のＰＳ期（ポジテ
ィブストリップ期）を含む期間に間欠的に印加しつつそ
の溶融金属を凝固させ、このとき溶融金属メニスカスに
作用させる磁場強度を適切な範囲内に設定することとの
組合せにより上記問題が解決され、この発明の目的が達
成されることを見出した。ここで、この発明の最大の特
徴は、本発明者等が、溶融金属メニスカスに作用させる
磁場強度の適正値を新しく見出したことに基づき完成さ
れたものであることにある。

【００１４】以下、その詳細を述べる。溶融金属の連続
鋳造中に、鋳型内壁のメニスカス部にメニスカスの側面
方向から高周波電磁場を印加し、その磁場の印加方法
（印加時期及び周波数）並びに磁場強度と、得られた鋳
片の表面性状との関係を試験により求めた。

【００１５】試験は、溶鋼の連続鋳造実機を用い、鋳造
条件を一定にして行なった。図１に、試験に用いた装置
の概略縦断面図を示す。同図において３は電磁コイル、
５は鋳型、６は鋳型の上部に設けられたスリット部、７
は溶鋼、そして８は凝固シェルである。このように、電
磁コイル３は鋳型５の外周部に設置した。

【００１６】図１に示したように、タンディッシュ１内
の溶鋼７を、浸漬ノズル２を通して鋳型５内に注入し
た。鋳造溶鋼の鋼種はＣ濃度が０．２wt.%の中炭素鋼で
あり、鋳型は内径１００ｍｍφ、外径１５０ｍｍφ、長
さ８００ｍｍでその上端から１００ｍｍの範囲に幅０．
５ｍｍのスリットが設けられ、鋳型円周が１６分割され
ている。鋳型の振動条件は振幅を±５ｍｍ、振動数を１
２０ｃｐｍに設定し、タンディッシュ内溶鋼過熱温度を
２０〜３５℃に調節し、そして鋳造速度２．０ｍ／ｍｉ
ｎで鋳片を引き抜いた。

【００１７】溶鋼の鋳造中、鋳型の外部に設けられた電
磁コイル３により、鋳型内部の溶鋼メニスカスにその側
面から高周波電磁場を印加した。印加条件は次の通りで
ある。図１３は、高周波電磁場印加の時期的方法を類別
して説明するものであり、連続的印加（ａ）、鋳型振動
のＰＳ期のみの間欠印加（ｂ）、及びＮＳ期のみの間欠
印加（ｃ）をしたときの高周波電流パターンを示す。

【００１８】磁場印加の時期的方法は、連続的（図１３
（ａ）参照）、鋳型振動のＰＳ期のみの間欠印加（図１
３の（ｂ）参照）、及びＮＳ期のみの間欠印加（図１３
の（ｃ）参照）の３通りであり、これらの各時期につい
て１ｋHz、３ｋHz、１０ｋHz及び２０ｋHzの４通りの周
波数を印加した。なお、上記ＰＳ期はモールドフラック
スの鋳型−凝固シェル間への流入時期に相当する。

【００１９】表１に、上記試験条件及びこの試験で採用
した溶鋼の電気伝導度σ、透磁率μ、及び各周波数に対
する溶鋼中の表皮深さを示す。

【００２０】

【表１】

【００２１】上記試験で鋳造された鋳片の表面粗さをレ
ーザー距離計で測定し、鋳片表面に形成された所謂オシ
レーションマークの深さ（以下、ＯＳＭ深さという）を
算出した。一方、ＯＳＭ深さは鋳片表面欠陥との間に相
関がある。そこで、ＯＳＭ深さをＯＳＭ深さ指数で表示
し、鋳片表面欠陥の程度をＯＳＭ深さ指数で評価した。

【００２２】一方、鋳造中に印加した磁場特性のうち磁
場強度の評価としては、鋳型内壁と溶鋼メニスカスとが
接する位置における鉛直方向の磁束密度Ｂ_Z を測定し、
この測定値により行なった。測定には市販の磁束測定器
を用いた。但し、ここで鉛直方向の磁束密度Ｂ_Z は、鋳
型に溶鋼が存在しない空芯時の磁束密度とした。空芯時
とした理由は、溶融金属中の磁束密度を測定することは
難しいからである。溶融金属中磁束密度の間接的測定方
法として、メニスカスと鋳型との接点におけるメニスカ
ス盛上がり高さを測定し、この測定値より換算する方法
があるが、溶鋼では測定上の困難が多い。よって、空芯
時の磁束密度で鋳造中の磁束密度を代用した。

【００２３】こうして得られた鋳型内壁のメニスカス相
当位置における鉛直方向の磁束密度Ｂ_Z と、鋳片のＯＳ
Ｍ深さ指数との関係を整理した。その結果、両者には深
い関係があることがわかった。

【００２４】図２（（ａ）及び（ｂ））並びに図３
（（ａ）及び（ｂ））はそれぞれ、溶鋼の連続鋳造中に
磁場を連続的に印加した場合で、周波数が１ｋHz、３ｋ
Hz、１０ｋHz及び２０ｋHzの高周波電磁場を印加したと
きの磁束密度Ｂ_Z と、鋳片のＯＳＭ深さ指数との関係を
示す。同様に、磁場を鋳型振動のＰＳ期のみに印加した
場合を、周波数別に、図４（（ａ）及び（ｂ））並びに
図５（（ａ）及び（ｂ））に示し、そして、磁場を鋳型
振動のＮＳ期のみに印加した場合を、同じく周波数別
に、図６（（ａ）及び（ｂ））並びに図７（（ａ）及び
（ｂ））に示す。なお、ＯＳＭ深さ指数が０．６以下の
鋳片は、表面品質上問題がなく、当該鋳片を無手入れで
次工程に供給し得る無手入れ化操業ができることが経験
的に明らかになっている。そこで、ＯＳＭ深さ指数が
０．６以下を合格とする。

【００２５】図２及び図３より、磁場を連続的に印加し
た場合、磁束密度Ｂ_Z を適切な範囲内に選べば、ＯＳＭ
深さ指数が０．６以下になり、またＯＳＭ深さ指数が最
小になるような磁束密度Ｂ_Z の最適値が存在すること、
そして、そのような磁束密度Ｂ_Z の適切な範囲及び最適
値は、印加した磁場周波数により異なり、磁場周波数が
大きくなるほど小さくなる傾向があることがわかる。ま
た特に、磁束密度を大きくした場合には、連続的に磁場
を印加しても、メニスカス近傍の鋳型壁近くでの大きな
溶鋼流動に伴ってメタルと鋳型との間欠的な接触・非接
触が発生し、鋳片表面に断続的に深いＯＳＭが形成され
ることが判った。従って、印加する磁束密度が大きくな
り過ぎないように、特に注意しなければならない。

【００２６】図４及び図５より、磁場をＰＳ期にのみ印
加する間欠的印加をした場合にも、磁束密度Ｂ_Z と、鋳
片のＯＳＭ深さ指数との間には、上記連続的印加をした
場合と同じ傾向が認められ、この方法も効果的である。

【００２７】これに対して、図６及び７に示した磁場を
ＮＳ期にのみ印加する間欠的印加をした場合には、ＯＳ
Ｍ深さ指数は減少するが、メニスカス変動に起因した深
いＯＳＭが発生するため、ＯＳＭ深さ指数の減少程度は
小さく、合格ラインの０．６以下にならず、この方法は
効果的でない。

【００２８】次に、以上の検討結果を考慮し、連続印加
及びＰＳ期印加の場合についてのみ、磁場特性とＯＳＭ
深さ指数との関係について更に検討した。本試験で印加
した磁場は高周波であり、印加磁場の周波数に応じて溶
鋼中の表皮深さδが定まること、そして本試験ではその
周波数を４水準に変化させて鋳造試験を行なっているの
で、各周波数に応じた表皮深さδで鋳造されたことにな
る。このように表皮深さδが異なればメニスカス近傍に
集中する磁場の作用効果が異なることに着眼し、上述し
た試験データーを用い、表皮深さδをパラメーターとし
て、ＯＳＭ深さ指数が合格（０．６以下）となる磁束密
度Ｂ_Z の範囲を求めた。ここで、ＯＳＭ深さ指数が合格
であることは、鋳片無手入れ化操業が可能な良好な表面
性状の鋳片が得られることを意味する。また、表皮深さ
δ（ｍｍ）は、下記（２）式： δ＝１０００×｛２／（ω×σ×μ）｝^1/2 ----------------（２） ただし、ω：磁場の角周波数（Hz）で、 ω＝２πｆ（但し、ｆ：磁場の周波数（１／ｓ）） σ：溶鋼の透磁率（Ｈ／ｍ） μ：溶鋼の電気伝導率（１／Ωｍ） を用いて算出した。

【００２９】図８に、磁場を連続印加した場合の結果
を、そして図９に、ＰＳ期のみの間欠印加をした場合の
結果を示す。いずれの図においても、●プロットは、鋳
片のＯＳＭ深さ指数が０．６以下で合格、即ち、鋳片の
表面性状良好（ＯＫ）を表わし、そして×プロットは、
鋳片の表面性状不良（ＮＧ）を表わす。鋳片表面性状が
良好である表皮深さδ−磁束密度Ｂ_Z 領域には斜線を施
し、その良好・不良の境界線を記入し、境界線の方程式
を併記した。

【００３０】図８及び図９から下記事項が明らかであ
る。即ち、鋳造中の磁場の印加が連続的の場合、及びＰ
Ｓ期のみの間欠印加のいずれの場合でも、鋳片表面性状
を良好にするために鋳型内壁のメニスカス部に印加すべ
き鉛直方向磁束密度Ｂ_Z （Tesla ）は、上記（２）式で
算出される表皮深さδ（ｍｍ）との間に下記（１）式： ０．００６０＋０．０００５７×δ≦Ｂ_Z ≦０．０３３０＋０．００１４×δ ----------------（１） を満たす範囲内に調節する必要がある。

【００３１】このように、適切な磁場印加方法により、
鋳型内部の溶鋼メニスカス部に印加する磁場強度を適切
な範囲内に制御することにより、この発明の課題である
鋳型振動に伴って形成されるオシレーションマーク（Ｏ
ＳＭ）、及び鋳型内溶鋼メニスカスの乱れに伴う湯しわ
等の鋳片表面欠陥の発生を抑制することができる。

【００３２】この発明は、上述した知見に基づきなされ
たものであって、請求項１記載の発明は下記構成を有す
るものである。鋳型は水冷機構を有し、その上部に相当
する一部分又は全長（即ち、全高）にわたり、鉛直方向
に切り込んだスリットを有するものである。そしてこの
鋳型は連続鋳造用の振動鋳型である。上記鋳型の外周に
電磁コイルを設置し、こうして設置された電磁コイルに
より、鋳型内部の溶融金属のメニスカス部分に対して当
該メニスカス部分の側面方向から高周波電磁場を、溶融
金属の鋳造時間に対し間欠的に印加しつつ溶融金属を凝
固させ、こうして凝固した鋳片を下方に引き抜く溶融金
属の連続鋳造方法において、上記高周波電磁場の間欠的
印加方法は、鋳片の引抜き速度が鋳型の振動速度よりも
大きい時間域であるネガティブストリップ期の全期間に
のみ印加する方法、及び、ネガティブストリップ期の一
部期間にのみ印加する方法を含まないものである。そし
て、鋳型内壁のメニスカス相当位置における空芯時の鉛
直方向の磁束密度Ｂ_Z （Tesla ）が、下記（１）式の範
囲内に入る条件下で、高周波磁界を印加することに特徴
を有するものである。ここで、（１）式は、 ０．００６０＋０．０００５７×δ≦Ｂ_Z ≦０．０３３０＋０．００１４×δ ----------------（１） ここで、（１）式のδは、 δ＝１０００×｛２／（ω×σ×μ）｝^1/2 ただし、δ：表皮深さ（ｍｍ） ω：磁場の角周波数（Hz） σ：溶鋼の透磁率（Ｈ／ｍ） μ：溶鋼の電気伝導率（１／Ωｍ） である。

【００３３】請求項２記載の発明は下記構成を有するも
のである。鋳型は水冷機構を有し、その上部に相当する
一部分又は全長（即ち、全高）にわたり、鉛直方向に切
り込んだスリットを有するものである。そしてこの鋳型
は連続鋳造用の振動鋳型である。上記鋳型の外周に電磁
コイルを設置し、こうして設置された電磁コイルによ
り、上記鋳型内部の溶融金属のメニスカス部分に対して
当該メニスカス部分の側面方向から高周波電磁場を印加
する。この印加は、溶融金属を鋳型に注入し連続鋳造
中、連続的に行ない、このように高周波電磁場を印加し
つつ溶融金属を凝固させる。そして、凝固した鋳片を下
方に引き抜く。上記溶融金属の連続鋳造方法において、
鋳型内壁の溶融金属のメニスカスに相当する位置におけ
る空芯時の鉛直方向の磁束密度Ｂ_Z （Tesla ）が、下記
（１）式の範囲内に入る条件下で、高周波磁界を印加す
ることに特徴を有するものである。ここで、（１）式
は、 ０．００６０＋０．０００５７×δ≦Ｂ_Z ≦０．０３３０＋０．００１４×δ ----------------（１） であり、（１）式のδは、δ＝１０００×｛２／（ω×σ×μ）｝^1/2 ----------------（２） ただし、δ：表皮深さ（ｍｍ） ω：磁場の角周波数（Hz） σ：溶鋼の透磁率（Ｈ／ｍ） μ：溶鋼の電気伝導率（１／Ωｍ） で算出された値である。

【００３４】請求項３記載の発明は下記構成を有するも
のである。請求項２記載の発明における高周波電磁場を
鋳造中連続的に印加する代わりに、印加する時間域を次
のように限定して間欠的に印加する点に特徴を有するも
のである。即ち、高周波電磁場の印加は、鋳型の振動周
期内のうち、鋳造されつつある鋳片の方が鋳型よりも鉛
直下向きに動く速さが速い時間域である、所謂ポジティ
ブストリップ期にのみ行うこととするものである。その
他の条件は請求項２におけるものと同じである。

【００３５】

【発明の実施の形態】次に、この発明を、図１に示した
試験装置を参照しながら説明する。タンディッシュ１内
の溶融金属７を、浸漬ノズル２を通して鋳型５内に注入
する。鋳型５の外部に電磁コイル３を設置し、高周波電
磁場を鋳型内部に印加する。その際に、鋳型内部まで電
磁場が浸透するように、鋳型には鉛直方向にスリット６
を設ける。その結果、鋳型上部はくし状になる。図１０
に、そのようなスリットが設けられた断面が丸形状の鋳
型形状の概略斜視図を示す。スリット６は鋳型５の全体
（全高）にわたって設けても問題はないが、鋳型の剛性
及び冷却能の観点から鋳型下部は一体化している方が望
ましい。鋳型は壁内部を二重構造等にして冷却水等で冷
却し、溶融金属の凝固が鋳型内面より進行して薄い凝固
シェル８を形成させる。

【００３６】鋳型にスリットを設ける理由は、鋳型の外
側から鋳型の内部に高周波電磁場を印加することは表皮
効果のため一般的には困難であるが、上述したようにス
リットを設けたくし型の水冷鋳型を用いることにより鋳
型内部の溶融金属に効率よく高周波電磁場を印加するこ
とができるからである。また、高周波電磁場を印加する
理由は、低周波電磁場を印加した場合には、溶融金属に
大きな撹拌力をも付与し、湯面変動を助長するので、鋳
片表面品質を良好に維持する観点から適切でないからで
ある。

【００３７】凝固した鋳片を下方に引き抜き、鋳片を連
続的に鋳造する。凝固収縮や凝固シェルの変形をもたら
す目的で、鋳型にテーパーを設けると一層安定した鋳造
が可能となる。

【００３８】このような電磁鋳造装置にて鋳型の外側に
１基又は複数基の電磁コイルを配置し、高周波電磁場を
印加する。得ようとする磁場分布によっては図１に示し
たように、鋳型上部に更に電磁コイル４を配置してもよ
い。また、連続鋳造鋳型の断面形状は、円、角あるいは
長方形等、多種のものを用いることができ、鋳型の中心
軸と電磁コイルの中心軸とを平行又は一致させるのが望
ましいが、偏心させても問題はない。電磁コイルのター
ン数はコイルを流れるコイル電流値、及び鋳型内部での
磁場強度により決定すべきであり、限定する必要はな
い。また、設置された複数の電磁コイル間には、電磁シ
ールドを設けても問題ない。

【００３９】上記構成により溶融金属を連続鋳造する。
鋳造中に、０．５〜２５ｋHzの高周波電磁場を電磁コイ
ルにより印加する。磁場印加は、連続的あるいは間欠的
のいずれでもよいが、複数の電磁コイルを同時に使用す
る場合、双方の交互間欠の印加を行なう方が望ましい。

【００４０】この発明の請求項１の発明において、高周
波電磁場を鋳造時間に対し間欠的に印加するという際
の、間欠的印加とは、下記（ａ）から（ｆ）の内、
（ｅ）及び（ｆ）を除くことを意味する。 （ａ）ＰＳ期の全期間のみに印加する。 （ｂ）ＰＳ期の全期間と、ＮＳ期の一部期間とにのみ印
加する。 （ｃ）ＰＳ期の一部期間と、ＮＳ期の一部期間とにのみ
印加する。 （ｄ）ＰＳ期の一部期間と、ＮＳ期の全期間とにのみ印
加する。 （ｅ）ＮＳ期の全期間のみに印加する。 （ｆ）ＮＳ期の一部期間にのみ印加する。

【００４１】間欠的印加をする場合は、鋳型振動周期の
ＰＳ期に印加をすることが効果的であり、ＮＳ期のみに
印加する方法では十分な効果が得られないので実施すべ
きでない。なお、ＰＳ期を含む時期にも印加すればＮＳ
期に印加しても本発明の効果は得られる。但し、工業的
には、ＰＳ期のみに印加する方法が、電源装置の小型化
及び電力の省力化に好都合である。

【００４２】また、それぞれの高周波電磁場発生装置に
は、印加時間設定を変更可能なシステムを持っているこ
とが望ましい。そして、最も特徴的で必須要件は、印加
条件として、鋳型内壁の溶融金属のメニスカス相当位置
での、空芯時の鉛直方向の磁束密度Ｂ_Z （Tesla ）が、
前記（１）式の範囲内に入るように調節することであ
る。

【００４３】鋳造条件については特に制約はないが、鋳
型振動周期のＰＳ期にのみ印加する間欠的印加の場合
は、印加側の制御システムに応じた振動条件を選択する
ことが望ましく、振動鋳型のサイクルとしては、２０〜
２００ｃｐｍ程度が適当である。

【００４４】

【実施例】次に、この発明を、実施例によって更に詳細
に説明する。図１に示した本発明を実施するための電磁
鋳造装置で、円筒状の水冷式振動鋳型を用いて、溶鋼の
鋳造実験を行なった。実験は、鋳造条件を一定にして行
なった。鋳造溶鋼の鋼種はＣ濃度が０．２wt.%の中炭素
鋼であり、鋳型は内径１００ｍｍφ、外径１５０ｍｍ
φ、長さ８００ｍｍで、スリットはその上端から１００
ｍｍの範囲に設けた。鋳型の振動条件は振幅を±５ｍ
ｍ、振動数を１５０ｃｐｍに設定し、タンディッシュ内
溶鋼過熱温度を２０〜３５℃に調節し、そして鋳造速度
２．２ｍ／ｍｉｎで鋳片を引き抜いた。

【００４５】電磁コイルは、鋳型の外周にのみ設置し
た。電磁コイルは、高さ５０ｍｍ、内径１６０ｍｍ、外
径２００ｍｍで、２ターンのものを使用した。鋳型及び
電磁コイル共、銅製のものを使用した。電磁場の発振周
波数は、１ｋHz、３ｋHz、１０ｋHz、及び２０ｋHzの４
種類を用いた。各発振周波数に対応する表皮深さδは、
前記（２）式を用いて、１８．７ｍｍ、１０．８ｍｍ、
５．９ｍｍ、及び４．５ｍｍと算出される。電磁コイル
に流す電流値を変化させて、鋳型内への磁場強度を各種
値に変化させた。

【００４６】実験条件を、表２に示す。一方、予め、磁
場印加条件毎に、空芯時の鋳型内壁部での磁束密度測定
を行なった。鋳造後の鋳片について、ＯＳＭ深さの測定
を表面粗さ計を用いて行ない、ＯＳＭ深さ指数を算出
し、鋳片表面性状の合否判定をした。合否の判定基準
は、前記試験の場合と同様、ＯＳＭ深さ指数が０．６以
下を合格とした。

【００４７】実験結果を、表３及び表４に示す。表３
は、高周波電磁場を連続的に印加した場合であり、表４
は、高周波電磁場をＰＳ期のみに印加した間欠印加の場
合である。そして、いずれも、磁場印加条件（周波数、
印加の時期的方法）、測定した磁束密度、及び適正な磁
束密度範囲を与える条件式（１）からの算出値と、これ
に対するＯＳＭ深さ指数、及びＯＳＭ深さ指数の合否判
定結果を示す。

【００４８】上記結果より、高周波電磁場の印加方法が
連続的、あるいはＰＳ期のみの間欠的のいずれの場合で
も、本発明の範囲内の条件による、実施例１〜１２及び
実施例１３〜２４においては、すべて、ＯＳＭ深さ指数
は合格である。即ち、磁場印加条件が（１）式を満たし
た適正な場合には、鋳片の表面性状が良好である。これ
に対して、本発明の範囲外の条件による、比較例１〜１
３及び比較例１４〜２５においては、すべて、ＯＳＭ深
さ指数は不合格である。即ち、磁場印加条件が（１）式
を満たさない不適正な場合には、鋳片の表面性状が不良
であることがわかる。

【００４９】なお、上記実施例は、円筒状鋳型を用いた
場合であるが、スラブやブルームのような角形状の鋳型
を用いた場合についても、上記実験と同様の方法を適用
すれば、良好な表面性状の鋳片を製造することができ
る。

【００５０】

【表２】

【００５１】

【表３】

【００５２】

【表４】

【００５３】

【発明の効果】以上述べたように、この発明によれば、
鋳片の表面品質を向上させると共に、鋳造速度を大幅に
向上させることができる。このような、電磁力を応用し
た溶融金属の連続鋳造方法を提供することができ、工業
上有用な効果がもたらされる。

【図面の簡単な説明】

【図１】本発明を実施するために使用する連続鋳造装置
の要部を示す概略縦断面図である。

【図２】本発明の実施例で、１及び３ｋＨｚの高周波電
磁場を連続的に印加した場合のＯＳＭ深さ指数が合格と
なるための磁束密度適正範囲を示すグラフである。

【図３】本発明の実施例で、１０及び２０ｋＨｚの高周
波電磁場を連続的に印加した場合のＯＳＭ深さ指数が合
格となるための磁束密度適正範囲を示すグラフである。

【図４】本発明の実施例で、１及び３ｋＨｚの高周波電
磁場をＰＳ期にのみ印加した場合のＯＳＭ深さ指数が合
格となるための磁束密度適正範囲を示すグラフである。

【図５】本発明の実施例で、１０及び２０ｋＨｚの高周
波電磁場をＰＳ期にのみ印加した場合のＯＳＭ深さ指数
が合格となるための磁束密度適正範囲を示すグラフであ
る。

【図６】本発明の実施例で、１及び３ｋＨｚの高周波電
磁場をＮＳ期にのみ印加した場合のＯＳＭ深さ指数が合
格となるための磁束密度適正範囲を示すグラフである。

【図７】本発明の実施例で、１０及び２０ｋＨｚの高周
波電磁場をＮＳ期にのみ印加した場合のＯＳＭ深さ指数
が合格となるための磁束密度適正範囲を示すグラフであ
る。

【図８】本発明の実施例で、各種周波数の高周波電磁場
を連続的に印加した場合に、鋳片表面性状が良好となる
表皮深さと磁束密度との関係領域を示すグラフである。

【図９】本発明の実施例で、各種周波数の高周波電磁場
をＰＳ期にのみ印加した場合に、鋳片表面性状が良好と
なる表皮深さと磁束密度との関係領域を示すグラフであ
る。

【図１０】本発明で使用するスリットを有する連続鋳造
用鋳型例を示す概略斜視図である。

【図１１】通常の連続鋳造における鋳型の振動速度と引
抜き速度との関係を示す図である。

【図１２】溶融金属と印加した高周波電流との間に生ず
る電磁力を説明する図である。

【図１３】鋳型振動と電磁コイルへの電流印加タイミン
グとの関係を示す図である。

【符号の説明】

１ タンディッシュ ２ 浸漬ノズル ３ 電磁コイル ４ 電磁コイル ５ 鋳型 ６ スリット ７ 溶融金属（溶鋼） ８ 凝固シェル ９ 高周波電流 １０ 誘導電流 １１ ローレンツ力 １２ モールドフラックス

Claims (3)

【特許請求の範囲】
1. 【請求項１】 水冷機構を有し、上部に相当する一部分
   又は全体に鉛直方向のスリットを有する連続鋳造用振動
   鋳型を用い、前記鋳型の外周に電磁コイルを設置し、こ
   うして設置された前記電磁コイルにより、前記鋳型内部
   の溶融金属のメニスカス部分に対して当該メニスカス部
   分の側面方向から高周波電磁場を、前記溶融金属の鋳造
   時間に対し間欠的に印加しつつ前記溶融金属を凝固さ
   せ、こうして凝固した鋳片を下方に引き抜く溶融金属の
   連続鋳造方法において、 前記高周波電磁場の前記間欠的印加方法は、前記鋳片の
   引抜き速度が前記鋳型の振動速度よりも大きい時間域で
   あるネガティブストリップ期の全期間にのみ印加する方
   法、及び、前記ネガティブストリップ期の一部期間にの
   み印加する方法を含まないものであり、そして、 前記鋳型内壁の前記メニスカス相当位置における空芯時
   の鉛直方向の磁束密度Ｂ_Z （Tesla ）が、下記（１）式
   の範囲内に入る条件下で、前記高周波磁界を印加するこ
   とを特徴とする、電磁力を応用した溶融金属の連続鋳造
   方法。 ０．００６０＋０．０００５７×δ≦Ｂ_Z ≦０．０３３０＋０．００１４×δ ----------------（１） ここで、（１）式のδは、 δ＝１０００×｛２／（ω×σ×μ）｝^1/2 ただし、δ：表皮深さ（ｍｍ） ω：磁場の角周波数（Hz） σ：溶鋼の透磁率（Ｈ／ｍ） μ：溶鋼の電気伝導率（１／Ωｍ） である。
2. 【請求項２】 水冷機構を有し、上部に相当する一部分
   又は全体に鉛直方向のスリットを有する連続鋳造用振動
   鋳型を用い、前記鋳型の外周に電磁コイルを設置し、こ
   うして設置された前記電磁コイルにより、前記鋳型内部
   の溶融金属のメニスカス部分に対して当該メニスカス部
   分の側面方向から高周波電磁場を、前記溶融金属の鋳造
   時間に対し連続的に印加しつつ前記溶融金属を凝固さ
   せ、こうして凝固した鋳片を下方に引き抜く溶融金属の
   連続鋳造方法において、１前記鋳型内壁の前記メニスカ
   ス相当位置における空芯時の鉛直方向の磁束密度Ｂ
   _Z （Tesla ）が、下記（１）式の範囲内に入る条件下
   で、前記高周波磁界を印加することを特徴とする、電磁
   力を応用した溶融金属の連続鋳造方法。 ０．００６０＋０．０００５７×δ≦Ｂ_Z ≦０．０３３０＋０．００１４×δ ----------------（１） ここで、（１）式のδは、 δ＝１０００×｛２／（ω×σ×μ）｝^1/2 ただし、δ：表皮深さ（ｍｍ） ω：磁場の角周波数（Hz） σ：溶鋼の透磁率（Ｈ／ｍ） μ：溶鋼の電気伝導率（１／Ωｍ） である。
3. 【請求項３】 水冷機構を有し、上部に相当する一部分
   又は全体に鉛直方向のスリットを有する連続鋳造用振動
   鋳型を用い、前記鋳型の外周に電磁コイルを設置し、こ
   うして設置された前記電磁コイルにより、前記鋳型内部
   の溶融金属のメニスカス部分に対して当該メニスカス部
   分の側面方向から高周波電磁場を、前記鋳型の振動周期
   内のうち、少なくとも、前記鋳型の振動速度が鋳片の引
   抜き速度よりも大きい時間域であるポジティブストリッ
   プ期を含む期間に印加しつつ前記溶融金属を凝固させ、
   こうして凝固した前記鋳片を下方に引き抜く溶融金属の
   連続鋳造方法において、 前記鋳型内壁の前記メニスカス相当位置における空芯時
   の鉛直方向の磁束密度Ｂ_Z （Tesla ）が、下記（１）式
   の範囲内に入る条件下で、前記高周波磁界を印加するこ
   とを特徴とする、電磁力を応用した溶融金属の連続鋳造
   方法。 ０．００６０＋０．０００５７×δ≦Ｂ_Z ≦０．０３３０＋０．００１４×δ ----------------（１） ここで、（１）式のδは、 δ＝１０００×｛２／（ω×σ×μ）｝^1/2 ただし、δ：表皮深さ（ｍｍ） ω：磁場の角周波数（Hz） σ：溶鋼の透磁率（Ｈ／ｍ） μ：溶鋼の電気伝導率（１／Ωｍ） である。