JPS5924903B2 - 弱脱酸鋼スラブの連続鋳造方法 - Google Patents

Description

【発明の詳細な説明】 本発明はリムド鋼あるいはセミキルド鋼近似のいわゆる
弱脱酸鋼の連続鋳造による製造方法に関するものである
。

リムド鋼、セミキルド鋼相当の鋼を連続鋳造で製造する
試みは古くから行なわれているが、操業性ならびに品質
、特に表面気泡欠陥の問題から未だ実用化に至っていな
い。

これは現在の連鋳プロセスの主流であるパウダ子キャス
ティングを前提とした場合、通常の造塊法（インゴット
法）におけるリミングアクションの如き現象は操業上大
きな問題となり、ブレークアウト等の生産障害をひきお
こさないとも限らない。

而してリミングアクションのおこらないように脱酸調整
して鋳造する′わけであるが、この場合溶鋼中の自由酸
素が凝固温度付近（１５２０〜１５５００Ｇ）において
５０〜７０ ｐ、ｐ、ｍ、ＬＪ上になると鋳片表面に気
泡が発生してしまう。

この気泡は圧延に至る前までの間に外気に通じ内面が酸
化されて圧延後に疵となって残る。

なお上記酸素濃度は固体電解質としてＣａＯスタビライ
ズドＺｒＯ２、標準電極にＣｒ、 Ｃｒ２Ｏ３混合物を
用い、対極にＦｅを使用した酸素濃淡電池によって測定
した値である。

しかして現状では、この連鋳法の高生産性効果を最大限
に発揮させるべく、上記リムド、セミキルド鋼相当の鋼
を連鋳するに当っては脱酸剤、もしくは真空脱ガスによ
って過度に脱酸してリミングアクションの発生自体を防
止して鋳造している。

一方、未脱酸鋼あるいは弱脱酸鋼の連鋳の際に、リミン
グアクション不足にて表面気泡欠陥が生じることに着目
して、鋳型内に電磁攪拌力を作用させて溶鋼を攪拌し、
リミングアクション作用の補助を行なう方法についても
種々の報告がなされている。

例えば鋳型内部に電極攪拌器を組み込んで鋳型内溶鋼を
水平方向もしくは垂直方向（循環流、対流）に攪拌する
方法あるいは鋳型下方に電磁攪拌器を設は循環流にて鋳
型内溶鋼を攪拌する方法が知られている。

例えば前者の例として特開昭５１−２６２１号公報、特
公昭５３−３４１６４号公報記載の方法、後者の例とし
て特開昭４９−１２６５２３号公報、特開昭５０−６８
９１５号公報記載の方法がある。

しかしながら上記のように、リミングアクションの補助
作用として鋳型内溶鋼に電磁攪拌力を作用させる場合に
は欠配する不都合があり実施上の難点となっていた。

すなわち先にも述べたように発生した気泡をリミングア
クション作用にて浮上除去する場合、溶鋼中酸素濃度に
よっても相違はあるが、気泡浮上に要する流速は可成り
のものになる。

例えば現実的に鋳造可能な未脱酸鋼（弱脱酸鋼）の酸素
においては、充分なリミングアクションをおこすには酸
素含有量不足であり、この場合には３、０ ｍ ／ｓｅ
喝度の流速を必要とすることもある。

ところがこのような大きい流速で気泡を浮上除去する場
合には鋳型内の激しい溶鋼攪拌流動にて湯面に乱れを生
じさせる。

この湯面上には、鋳型と鋳片との潤滑、溶鋼の温度低下
防止、再酸化防止、そして溶鋼中介在物の吸着等を目的
としたパウダーが存在しており、湯面に乱れが生じると
湯面上パウダーにも乱れが生じ、これらパウダーの本来
機能が発揮されないばかりか、このパウダーを巻き込み
ブレークアウトの危険性が生じる。

つまり、現状技術では鋳型内湯面上パウダーは必要不可
欠であり、このパウダーの本来機能を損なわせないため
には湯面を乱さないことが肝要なのであるが、上記のよ
うにリミングアクションにて気泡を浮上除去する方法で
はどうしても湯面に乱れが生じてしまいパウダーキャス
ティングを前提としている今日の連鋳では現実的でない
方法である。

この場合水平回転流では特に湯面の乱れは生ぜずパウダ
ー乱れも生じないように思われるが、上記のように、発
生、成長せんとする気泡を物理的に浮上除去する考えで
あるとその攪拌溶鋼流は極めて早いものであるから、こ
の流れにつれ湯面上パウダーも回転し、パウダーは次第
に鋳型中央部へと集まるようになり鋳型壁面との境界部
ではパウダーが存在しなくなる。

この結果パウダーの鋳型と凝固殻との間への流れ込みは
無くなり、必要な潤滑作用が行なわず、遂にはブレーク
アウトにつながってしまう。

また前記特開昭５１−２６２１号公報に示されたものは
鋳型内溶鋼全体に回転流動を与える発想であるところか
らパウダーの巻き込みの生ずる恐れが太きい。

何れにしろ、パウダーキャスティングを前提とする現状
の連続鋳造法では、鋳型内においてリミングアクション
に匹敵するような攪拌力を溶鋼に付与することは鋳造作
業自体を困難にする結果となり、現実的にはとても採用
できないものである。

しかもこれら何れの例においてもパウダーを乱さないた
めの具体的手段については何ら示されていない。

また、スラブにおいて鋳型両長辺にリニヤモーターを夫
々設置し、その推力方向を互いに逆向きとして鋳型中央
部にまで水平回転流を与える方法についてはベルギー特
許第８６４２１８号明細書に開示されている。

しかしながらこの方法は本発明とその目的を異にし、遠
心力にて介在物を分離除去するものであり、この方法の
ように鋳型中央まで溶鋼流動が及ぶようにするとパウダ
ーキャスティングを前提とした場合には湯面パウダーに
乱れが生じ正常なパウダーキャスティングが行なえ、な
い欠点がある。

しかもこの方法ではパウダーを乱さないための手段につ
いては何ら言及がない。

更に前出のもの以外に電磁攪拌力を利用して高酸素含有
鋼を連続鋳造するものとしては特開昭５１−１２２６２
５号が知られているが、これについてもパウダーを乱さ
ないための手段の言及がなされていない。

更にまた各種鋳型内に電磁攪拌器を設置する例としては
特公昭５１−９８５８号、特公昭３３−２７６８号、特
公昭４７−３２４８６号、特公昭４９−２７４８７号、
特公昭５３−８５３５号、特公昭５４−４３２５号、特
開昭５０−１５０６４０号、特開昭５２−５６２５号、
特開昭５２−６０２３３号、特開昭５２−５６０１５号
、特開昭５２−８８５４１号、特開昭５２−９７３２７
号、特開昭５３−２５２３５号、特開昭５３−２６７３
１号、特開昭５３−２８０３３号、特開昭５３−２８０
３４号、特開昭５３−８８６３１号、特開昭５３−１１
３２２５号、特開昭５３−１４２９２３号、特開昭５３
−１４２９２４号、特開昭５４−４２４１号の各公報、
米国特許第３１５３８２０号、同第３９９５６７８号、
同第４０４２００７号明細書、ベルギー特許第２７８９
８号、同第２７８９９号明細書記載の方法等が知られて
いるが、何れも本発明と目的が異なり、しかもパウダー
を乱さない具体的手段については一切示されていない。

本発明の１つの目的は上記の如き従来法の欠点を解消し
、鋳型内溶鋼にリミングアクションを生じさせることな
く未脱酸鋼（弱脱酸鋼）の連続鋳造を可能ならしめたも
ので、これにより連鋳化メリット並びに脱酸剤原単位の
低下を可能とするものである。

本発明の他の目的は現在定常的に採用されているパウダ
ーキャスティングのメリットを消失させることなく未脱
酸鋼（弱脱酸鋼）の連続鋳造を可能ならしめることであ
る。

本発明の更に他の目的は通常採用されている鋳型内浸漬
ノズルの噴出孔からの噴出流により後述の凝固界面に与
える溶鋼流動が乱されないようにすることである。

以下に本発明の詳細な説明する。

先ず本発明者らは脱酸不足の溶鋼凝固時の鋳片表面に発
生する気泡の生成機構について詳細に調査を行なった。

この結果を第１図に示す。この第１図に示すように凝固
時の気泡の生成過程は、気泡の核発生とその成長とに別
れている。

そしてこの気泡は一旦発生したならばこれが成長するに
は気泡内のガス分圧Ｐｃｏ二１（ａｔｍ）で十分である
が、凝固界面での気泡の核の発生にはＰｃｏ二２〜３（
ａｔｍ）が必要であるというものであった。

この事実は、気泡の核の発生自体はおこりにくいが、−
耳桟が発生すると気泡は容易に成長することを意味して
いる。

この鋳片表面の気泡へと成長する気泡核の生成について
は溶鋼中の炭素、酸素の濃度が主に起因しており、第２
図に示すように凝固の進行する過程で溶鋼中の成分元素
は凝固界面に濃縮され、溶融状態では気泡の核発生に必
要な濃度に達しない場合でも凝固界面での値は上記の濃
化現象により限界値Ｃｘを上回ることがあり、この場合
には後で気泡にまで成長して鋳片表面部位に露出してし
まう。

このことは、後で気泡に成長する核の発生は溶鋼の凝固
開始点すなわち鋳型内湯面部からすでに生じること及び
この気泡核の生成を抑制するには鋳型内湯面部の凝固界
面における元素濃度を気泡の核の発生の限界濃度Ｃｘ以
下に抑制する必要のあることを示している。

第２図中Ｃｉは凝固界面における元素濃度、Ｃ５は固相
中、Ｃｅは液相中の元素濃度を示す。

本発明は上記調査結果をもとにして得た、１）：気泡の
核発生はその成長に比べておこりにくく所定以上の元素
濃度を必要とする、 ２）：気泡の核は凝固開始点すなわち湯面部位の凝固界
面からすでに発生する、 ３）二元素濃度は凝固界面において著しく濃化する、以
上の事実に着目し、鋳型内溶鋼湯面部位凝固界面におけ
る元素濃度を気泡の核の発生限界以下とするもので、そ
の際に湯面を一切乱さないようにするものである。

すなわち本発明では第３図斜視図に示すように鋳型内湯
面部位１の実質的に凝固界面２全周囲のみの膜状の溶鋼
回転流（黒わく部３）を形成し、得られる鋳片４の表層
部に元素濃度が気泡の核の発生限界以下の健全な凝固層
５を形成するものである。

このように鋳造過程において湯面部位の凝固界面周壁に
溶鋼６の回転流動を与えることにより凝固界面での成分
元素の濃化が抑制でき、しかもこの際に与える溶鋼流動
は実質的に凝固界面周壁のみの膜状流であることから、
湯面並びに湯面上パウダーを何ら乱すものではない。

凝固界面での成分元素の濃化の抑制については第４図に
示すように静止状態では気泡の核発生限界濃度Ｃｘ以上
の０１であっても凝固界面に対する流動の付与によりＣ
ｘ以下のＣｈｉ にまで低下させることができるもの
である。

以上のように本発明においては、鋳型内湯面部の凝固界
面全周囲に溶鋼の回転流動を形成して未脱酸鋼（弱脱酸
鋼）鋳片表面に気泡のない健全な凝固層を形成するもの
であるが、本発明でいう未脱酸鋼（弱脱酸鋼）とは以下
のものを指す。

先ず下限については、溶鋼流動を全く与えずそのまま鋳
造した場合に気泡（ピンホールも含む）が鋳片表面に発
生する限界点である。

この限界点については酸素以外の他の成分、溶鋼温度そ
して鋳造速度等の操業条件によっても相違するが、おお
むね凝固温度付近（１５２０〜１５３０°Ｃ）で５０〜
６０ ｐ、ｐ、ｍ、ある。

上限については、操業面から規制される。

つまり酸素濃度が高くなりすぎると鋳型内においてリミ
ングアクションが生じ、湯面に大きな乱れが生じ正常な
パウダーキャスティングができないばかりか、最悪の場
合は鋳造自体不可能となる。

このリミングアクションの生じ始める限界点が約２００
ｐ、ｐｌｍ、である。

しかして本発明でいう未脱酸鋼（弱脱酸鋼）とは５０
ｐ、ｐ、ｍ以上２００ ｐ、ｐ、ｍ以下の酸素含有量の
ものを指す。

なお、ここで表示した酸素濃度は固体電解質としてＣａ
ＯスクビライズドＺｒＯ２、標準電極にＣｒ、Ｃｒ２Ｏ
３混合物を用い、対極にＦｅを使用した酸素濃淡電池に
よって測定した値であり、以下のものも同様のものを指
す。

酸素含有量が上限値２００ ｐ、ｐ−ｍ、以上のものを
鋳造する場合には真空税ガスにて炭素脱酸したりあるい
はＡｌ、Ｓｉ、Ｃａ、等の脱酸剤にて脱酸して上限値以
下に調整して本発明に供する必要がある。

次に、上記鋳型内湯面部付近の凝固界面全周囲に与える
溶鋼の回転流動の流速については以下の通りである。

気泡の核の抑制に必要な流速は、凝固界面の元素濃度を
核発生に必要な元素濃度以下とするだけの流速で良いこ
とから、従来の攪拌にて気泡を除去する場合に比し、著
しくゆるやかな流速で良い。

上限については約１．０ｍ／５ｅｃ１度で、これ未満の
ゆるやかな流速であっても上記凝固界面での元素濃度を
核発生に必要な濃度以下とできる。

下限については０．１〜０．４ ｍ ／ｓｅｃで、これ
以下では所望の濃度低下効果が得られない。

上限については湯、面の乱れ、パウダーの乱れから規制
され、１．０、ｍ ／ｓｅｃ以上の流速になると本発明
にて与える流動力（、鋳型向凝固界面全周囲のみの回転
流動であるといえども湯面乃至パウダーに乱れが生じる
からである。

このように本発明において与える回転流動の流速は０．
１〜１．０ ｍ ／ｓｅｃ、好ましくは０．５〜０、８
ｍ ／ｓｅｃといったゆるやかなものであり、この流
速範囲内で凝固界面全体にわたりほぼ一定の流速とする
。

この流速は従来の溶鋼流動にて気泡を除去する際のもの
と一部ラップはしているといえども、本発明の方が低い
流速指向であり、これは気泡抑制のメカニズムの相違に
よる。

つまり、本発明は、気泡に成長する前段階である核の生
成自身を抑止する思想であるのに対し、従来は気泡に成
長してしまった後にこれを浮上除去するという思想であ
ることの差による。

次に上記回転流動の深さであるが、この深さについては
、気泡のない健全な鋳片表層凝固厚さと関連する。

つまり、理論的には表層部に最少限の健全凝固層が存在
していれば、その内側にいくら気泡が存在しても後工程
の圧延に際して圧着され実用上全く問題ないわけである
が、実際には鋳造中もしくは加熱炉中等圧延に至るまで
の間に可成りのスケールオフがありこれを考慮しないと
気泡が表面に露出してしまう。

経験的にこのスケールオフ量は０．７〜５朋程度である
ことから、凝固開始の湯面位置からこのスケールオフ量
に見合う凝固厚さが形成される深さ位置までの間の凝固
界面全周に回転流動を与えるようにするものである。

すなわち、鋳型内浴上部の凝固界面全周壁に浴深さ方向
に巾を有した帯状の回転流動を形成するものである。

上記の凝固厚さ０７〜５ｍ７ＩＬの位置は鋳造速度によ
っても違いはあるが、一般的な鋳造条件においてこれは
湯面下約５０〜２００１ｒｔ７１１の位置である。

更に上記回転流動の厚みについては、エネルギー的並び
に湯面に成るべく影響を与えないこと等を考慮して可及
的に薄い方が好ましい。

ただし、ここでいう回転流動の厚みとは以下に述べると
おりである。

第５図に示すように鋳型内の流速は鋳型厚み方向で分布
を有する。

この分布は、後述の流動付与器（例えばリニヤモーター
）の推力あるいは鋳型鋼板厚み等によって異なるもので
あるが、これら条件を適正に選ぶことにより例えば鋳型
壁面で１．０ｍ／ｓｅｃの流速を有していても鋳型壁面
から１０〜２０ｍｒｎ離れた位置では半分以下の流速に
なっている。

すなわち、鋳壁から１０〜２０ｍ７′／Ｌの厚みの流動
が前述の気泡核の抑制に実質的に関与しているのであっ
て他の部分は湯面状況に殆んど影響を与えていない。

つまりマクロ的にみると１０〜２０龍の厚みの溶鋼流動
が生じているような状況となるのである。

本発明に従って与える鋳型内温上部の凝固界面全周囲の
溶鋼回転流動の具体的形成手段としては、経済性、安定
性を考慮して電磁力発生装置、そのうちでもリニヤモー
ター８（回転流動形成器）が最適である。

例えば第６図に示すように、鋳型７の両長辺９冷却ボッ
クス内に夫々リニヤモーター８．８′を配置し、その推
力方向を互いに異なる方向ａ、ｂとして回転流を得る。

第７図に垂直方向でのりニヤモーター８，８′の設置位
置を示す。

（第６図Ａ＝Ａ断面図）この配置にて凝固開始点（湯面
１）からスケールオフ量以上の凝固厚み（約０．７〜２
．０ ｍｒｎ ）が形成される位置までの間の凝固界面
２に帯状で、流動厚み（所定流速が得られている厚み）
が約１０〜２０ｍｒｒｔ程度の回転流動３を与えるもの
である。

以上の位置の凝固界面全体に電磁流動を与えることは一
応理論上は可能であるが、鋳造品の対象が特に横断面矩
形形状のスラブである場合には可成りの困難があり、成
功例は少なかった。

すなわち断面形状が円もしくは正方形のブルーム、ビル
ットの類においては鋳型中心から鋳型壁までの距離がほ
ぼ等しいことからスムースな電磁流動が比較的得やすい
。

これに対してスラブでは鋳型中心から鋳型壁までの距離
が一定でなく鋳型長辺と短辺との長さに相当な違いがあ
り、しかも本発明で溶鋼に与える流速自体ゆるやかなも
のであることから鋳型四隅部位に電磁流動のよどみによ
る流れのとぎれの生じることがあり、所期の目的が達せ
られないことがあった。

この様子を第８図に示す。第８図中７はスラブ鋳型を示
し、８，８′は鋳型の長辺方向にそってそれぞれ設置し
、しかもその推力方向はａ、ｂに示す如く互いに異なる
方向となるようにしたりニヤモーターである。

この第８図に示すように鋳型７の四隅図中０１〜Ｃ４に
おいてよどみが生じる。

この欠点を解消するために本発明ではスラブ鋳型におい
て湯面を乱さずしかもよどみを生じさせることなく、所
定の流速で所定位置の凝固界面に安定的に電磁流動を与
えるための条件について検討し、これを確立したもので
ある。

先ず本発明では、よどみを生じさせることなく電磁流動
を得るためのスラブ鋳型の短片形状について詳細に検討
を行なった。

第９図に鋳型７の厚み（短片実長）の１／２の半径の曲
率を有する短辺１０を使用した場合の鋳型内溶鋼流動パ
ターンを模式的に示す。

この第９図に示すように、このような短辺形状であると
長辺９部で生じた流れを、この曲率を有する短辺１０は
もちろん反対側の長辺に充分に伝え、よどみのない連続
的な水平回転流３を鋳型１内において形成できる。

更に、本発明者らは種々の曲率の短辺を用いて、得られ
る流動パターンについて調査を行なった。

その結果、鋳片厚みの１／２〜２倍の曲率において、上
記第９図と同様のパターンが得られることが判明した。

すなわち第１０図に短片形状とその短片を用いた場合の
鋳型厚み中央部１／２１における長辺方向での長辺中央
部へ至る方向Ｘの流速分布の関係を示すが、この第１０
図に示す様に鋳型厚みの１／２〜２倍の曲率のものは鋳
型短辺側に比較的早い流れを生じ、そこをはなれると急
激に遅くなっている。

これに対して、鋳型厚みの３倍以上の曲率のもの、従来
の直線の短辺においては、溶鋼流速は相対的に１／２以
下に低下しており、しかも鋳型長辺中央方向へ至る速度
分布もあまり変化がない。

このことは、前者のものは電磁流動が凝固界面において
有効に得られていることを意味し、後者のものは水平回
転流が短辺部における凝固界面にあまり作用せず、内部
の方へ分散させてしまっていることを意味している。

すなわち後者においては流れの分散により湯面に乱れが
生じたり、あるいはよどみ部が生じ、電磁流動を所望の
凝固゛界面全体に与えることができなくなることを意味
している。

この湯面の乱れは、パウダーの不均一分布並びにパウダ
ー巻き込みを惹起し又よどみによる電磁流動のとぎれは
、気泡の生成などを惹起する。

以上のように、所定の凝固界面に電磁流動を与えるには
、短辺形状として、鋳片厚みの１／２〜２倍の曲率を有
するものを選定する必要がある。

なお、上記のように、鋳片厚みの１／２〜２倍の曲率を
有する短辺形状程に完壁ではないまでも、実用に供し得
る可成り有効な電磁流動の得られるものとしては、第１
１図ａ ”’−ｃのものがあげられる。

要するに、前述の第８図に示すように、よどみは長辺か
ら短辺に至る流れが短辺に衝突して流れが乱れることに
より生じるものであることから、この長辺から短辺に向
う流れをスムースに案内するようにすれば凝固界面全体
に電磁流動を付与できる。

以上のようにして、よどみのない電磁流動を与えること
は可能であるが、スラブを対象とする場合はこれだけで
は、健全凝固層を所定厚み以上安定的に得ることは前述
の如く困難である。

すなわち更に鋳型内の両投辺側に設けるリニヤモーター
の設置位置が重要となる。

この点に関して本発明者等は、鋳型内湯面に相当する位
置から種々の深さにリニヤモーターを設置した実験を行
ない、以下の結果を得た。

すなわち、鋳型の短片形状をその曲率が鋳片厚みの１／
２〜２倍といったよどみのない電磁流動を得るに最適な
ものとすると共にリニヤモーターの設置位置が湯面より
可成り下方となるようにして鋳型自溶鋼の所定位置すな
わち湯面からスケールオフ厚みの凝固層が形成される部
位までの凝固界面に電磁流動を与えるべく流動を生じさ
せた。

この状況を第１２図ａに示す。この第１２図ａに示すよ
うに、短辺形状は理想的なものにし、しかも流速は０．
１〜１．０ｍ／ｓｅｃとゆるやかであるにもかかわらず
、得られる電磁流動力は、水平回転方向ではなく、両短
辺から鋳型中央へ向うもの１３である。

このような流動であると、湯面パウダー１４は、中央に
かきよせられ両短辺部にパウダーの全くない部分が生じ
てしまい、正常なパウダーキャスティングは望むことは
できず、ブレークアウト等のトラブルにつながる。

これは、第１２図すの垂直断面模型図に示すように、リ
ニヤモーター８（８’）を湯面１よりある一定法さ以下
に設置した場合得る電磁流動１０（長辺にそった層状の
流れ）が湯面にまで十分伝達されず、一方この電磁流動
が短辺に衝突した際に上下方向に分かれる成分１５．１
６が生じるが、湯面１部位において電磁流動３よりも上
方向の成分１５の方が強い場合に生じる現象なのである
。

つまり、リニヤモーター８をある一定位置より下方に設
置した場合、電磁流動３は弱くそして上昇方向の成分１
５による短辺３から鋳型１中心部へと向かう流れがこれ
より強くなり、この流れが支配的となるためなのである
。

しかして本発明においては、前述のスケールオフ厚みに
相当する健全凝固層が得られる範囲においてリニヤモー
ターの設置位置を成るべく鋳型湯面に近づけるようにす
るものである。

本発明者等の調査によると第１２図ａ、ｂで示した現象
は、リニヤモーターの設置位置が湯面下１５０％以下特
に２００へ以下の場合に顕著となる。

しかして定量的にはりニヤモーターの設置位置は湯面下
２００〜１５０ν内とするものである。

この値は鋳型の大小にかかわらず、はとんどの鋳型に適
用し得る値である。

なお第１２図ａ。ｂに示したものは湯面下３００〜の位
置にリニヤモーターを設置した例である。

第１３図ａに示す例は短辺形状を上述のように鋳片厚み
の１／２〜２倍の曲率とし、しかもリニヤモーターの設
置位置を２００〜１５０％以内のうち例えば湯面下１５
０へとした際に得られる流動パターンである。

この第１３図ａから明らかなように短辺形状を理想的な
ものとし、しかもリニヤモーターの設置位置を最適位置
にすることにより、始めて所定位置によどみなく湯面を
乱さない電磁流動が得られるものである。

このような流動パターンであると湯面上パウダーに伺ら
乱れは生じない。

これは、第１３図すに示すように電磁流動３が短片１０
に衝突しても電磁流動成分３が十分強いため湯面パウダ
ー１４を乱す流れは生ぜず、界面にのみ連続した電磁流
動３が得られるからである。

この場合下降流１６は生じるがこの流れは電磁流動３を
与えるべき所定位置をすぎた後に生じるもので、健全凝
固層の形成に関し何ら悪影響を与えるものではない。

一方リニヤモーターの設置位置が湯面下１００へ程度と
した場合において、短辺形状が通常のフラットなもので
ある場合には、ブレークアウト等の重大事故に必ずつな
がるとはいえないが、この危険性が全くないとはいえな
い。

これは短辺形状がフラットなことから電磁流動が短辺に
衝突した際、短辺部でわずかな湯の盛り上がりが生じ、
この部分でパウダー供給量が少なくなるためである。

以上詳しく説明したように、湯面を乱さずしかもよどみ
を生じさせることなく、所定凝固層範囲に連続した電磁
流動を与えるには鋳型短片形状並びにリニヤモーターの
設置位置例れも本発明に従った条件をとることにより好
適な結果が得られる。

本発明の理想的な実施態様はリニヤモーターのコアー中
心が、湯面位置となるようにこれらを鋳型冷却箱内に設
置し、しかもそれにて行なわれる層流の下部影響域が湯
面下２００％にまで及び更にこの部位においても得られ
る電磁流動３の流速が０゜１〜１．０ｍ／ｓｅｃとなる
ように操業することである。

実際には設備的な困難さ、湯面下２００％における流速
をも０．１〜１．０へにすることによる不利等があり、
湯面下１００へ位にリニヤモーターのコアー中心が位置
するような配置とし、得られる流動の上下影響流動（層
流）を利用するのが現実的に有利である。

この配置によれば、湯面を乱さず、よどみも生じさせず
、凝固厚０〜５への範囲の凝固界面に０．１〜１．０ｍ
／ｓｅｃといった流速の連続した電磁流動を有効に与え
ることができる。

以上の如く本発明では短片形状、並びにリニヤモーター
の設置位置を最適に組合わせて選定することにより、湯
面位置から例えば凝固厚５鬼の範囲の凝固界面に湯面を
乱したりよどみを生じさせることなく０．１〜１．０ｍ
／ｓｅｃの流速の電磁流動を与えることができるもので
ある。

以上の説明から明らかなように本発明においては、リニ
ヤモーターの上下方向での設置個数は最小で良い。

これは、本発明が必要最小限の健全凝固層を得ることを
主目的としているためである。

更に本発明を達成するためには次のことが重要である。

すなわち上記のように電磁溶鋼流動を作用されると第１
４図に示す如く通常の場合に比べその部分での凝固は遅
延され、所望厚の健全凝固層を得るためには通常の場合
に比べ深い位置までこの電磁溶鋼流動を作用させる必要
があるが、実際問題として鋳型内へ溶鋼を注入するため
の浸漬ノズルの噴出流との関係が重要である。

鋳型内へ溶鋼を注入するに当り本発明の如くパウダーキ
ャスティングを前提とする場合には、このパウダーを乱
さないようにするためオープン注入は採用できず、鋳型
内情鋼中への浸漬型の注入ノズルの採用が必要不可欠と
なるのである。

すなわち、第９図は本発明の実施態様の装置例を示し、
この第９図に示すように、スラブ鋳型７冷却箱内の両長
辺にそってそれぞれリニヤモーターを設置し、この推力
を互いに異なる方向ａ、ｂに与えて、上記のスケール厚
み相当凝固厚が形成される部位までの凝固界面溶鋼に電
磁流動を与えるが、この際本発明では鋳型内へ溶鋼を注
入するための浸漬ノズルの噴出流が、上記のスケール厚
み相当の凝固厚が得られる範囲の凝固界面溶鋼に与える
電磁流動を妨げないようにするものである。

すなわち、鋳型内において湯面を含みそこから少なくと
も上記スケール厚み相当の凝固層が形成されるまでの部
位の凝固界面溶鋼に電磁流動を与える場合、前述の如く
通常の場合に比し凝固が遅れることから、一般的に使用
されている浸漬ノズルであるとその噴出位置が電磁流動
形成位置と一致することが多く、この電磁流動自身鋳型
内湯面を乱さないようなゆるやかな流速であることから
、この浸漬ノズルの噴出流が電磁流動を妨げてしまう。

つまり、この噴出流の影響で電磁流動が部分的に形成さ
れず、前述のガス気泡の核の抑制並びに擬似リム層の形
成が部分的に不可能となる。

このことは電磁流動によどみ部が発生することを意味し
、健全凝固層を鋳片表面全周に形成するために必要な条
件である凝固界面において連続した膜状の電磁流動を形
成することができない。

この欠点は噴出向きが、長辺、短辺によって程度の差は
あるが、何れの場合でも生じる。

この解消策としては、電磁流動の流速増加が考えられる
が、上記噴出流の影響に打ち勝つ程の流速にすると上記
よどみ部は無くなるが、一方で全体的に流速が上昇し、
隣接する壁面への電磁流動の衝突力が大きくなり、上昇
方向の流れが強くなって電磁流動に打ち勝ち湯面を乱し
てしまう。

この湯面に乱れが生じるとパウダーキャスティングによ
るメリットは消失してしまう。

しかして本発明では、スケール厚みに相当する凝固厚さ
が形成されるまでの部位の凝固界面に与える電磁流動に
対し、鋳型内へ溶鋼を注入するための浸漬ノズルの噴出
流が妨げとならないように、ノズル長さを長くして噴出
位置を深くする又は噴出方向を下向きとするあるいはこ
れらを組み合わせる等の調整を行ない、上記電磁流動が
湯面とノズル噴出流との間で形成されるようにするもの
である。

これにより、電磁流動によりスケール厚み以上の健全凝
固層を得る場合にこの電磁流動に対しノズル噴出流が悪
影響を与えないようにして連続鋳造を行うものである。

第１５図は本発明の実施態様における一装置例の模型図
を示し、第９図のＢ−Ｂ断面を示す。

第１５図に示すように本発明では鋳型７内湯面１とノズ
ル１１の噴出流１７との間に相当する部位にリニヤモー
ター８，８′を設置する。

そして、上記の気泡のない層がスケールオフ厚み相当の
厚み形成されるようリニヤモーター８，８′の出力を調
整して湯面１を含みそこから上記の凝固厚が形成される
までの間その部位における凝固界面に連続した電磁流動
３を付与するものであり、ノズル１１の噴出流１７はこ
の流動３の下方の位置とする。

上記リニヤモーター８，８′の設置位置については、第
１５図に示した例以外に第１６図ａあるいは第１６図す
に示すようなものでも良い。

第１６図ａの例は湯面１位置に設置したりニヤモーター
８゜ぎにて上記凝固厚さが得られる位置まで電磁流動３
の影響が及ぶようにしたもので、第１６図すの例は湯面
１からノズル噴出流１７位置まで及ぶリニヤモーター８
，８′を設置したものである。

何れにしろ湯面１から噴出流１７位置の間にリニヤモー
ター８，８′を設置して所定厚の健全凝固層が得られる
ようにする。

ちなみに、第１５図の例ではノズル噴出位置１７を湯面
下３０Ｃ）ｕ＋としリニヤモーターの設定位置は１０〜
２０ｍｍの位置としておりこの条件であると、電磁流動
の作用による健全凝固層を２〜４１ｎ１１Ｌとできスケ
ール厚み以上確保できしかもノズル噴流１７の影響は受
けない。

更に本発明を実施する場合ノズル噴出１７の方向も重要
であり、鋳型壁に衝突した際に成るべく上昇流の発生し
ないもの、あるいはノズル噴出流の上部に形成された水
平回転法を乱さない様なノズル噴出角度をもつものを採
用する手段もあり、これにより、ノズル噴出流１７の噴
出位置を湯面１に近づけることが可能となり、ノズルの
長さが短かくできノズル選択上有利となる。

このような噴出流としては第１５図、第１６図ａ、ｂに
示すような水平噴出流、あるいは第１７図に示すよう＊
本な下向きの噴出流があり、第１７図のものは特に好ま
しい。

以上の如く本発明によれば鋳型パウダー並びに鋳型内溶
鋼浸漬ノズルの使用を前提とする鋼スラブの連続鋳造方
法により、溶鋼中自由酸素濃度が５０〜２００ ｐ、ｐ
−ｍ、の溶鋼を鋳造するに当り、湯面パウダーに乱れが
生じず、しかも浸漬ノズルの噴出口からの噴出溶鋼流に
て所定位置の凝固界面に与える溶鋼流動が悪影響を受け
ないようにしたので、パウダーキャスティング（含浸漬
ノズル使用キャスティング）を何ら阻害することなく、
表面に気泡発生のないスラブを安定的に鋳造することが
可能となったものである。

更に本発明の実施に当り、上記した事項以外に次の事項
も注意が要る。

すなわち本発明の連続鋳造においては溶鋼注入用浸漬ノ
ズルを用いるが、この際第１８図に示すノズル１１と壁
面９との距離りが重要である。

湯面部位において鋳型壁面に所定の流速が得られている
場合りが２０ｍｒｎ以下ではこのＬ部を通過する流れに
対する抵抗が大きく必ずしもスムーズな流動が得られな
いことから、このＬは２０ｍｍ以上とする必要がある。

上限については鋳型７の大きさ、ノズル１１の径等から
常識的に決定される。

更に溶鋼注入ノズルの噴流の流動に対する影響を避ける
手段としては前述の本発明の如く噴出流（噴出口１３）
を回転流動の下方となるようにするが、これと併せて第
１９図に示すようにノズル噴流の噴出方向を回転流方向
と略同一方向とすることは一層効果的である。

次に本発明の実施例並びに比較例を説明する。

下記表に示すリムド相当鋼（ＡＩ、２）、セミキルド相
当鋼（Ａ３，４）を対象に本発明を実施した。

鋳造条件は以下の通りである。

処理量は何れも１００トンである。

鋳型形状・・・第９図の短辺弧状（１／２鋳型厚さＲ）
鋳型寸法・” ２５０ ｍｍ（厚）ｘ２１００ｍｍ（巾
最大）鋳造速度・・・０．７ｍ／ｍｉｎ リニヤモーター設置位置・・・中央が鋳型内湯面下２０
０ｍｍ（第１５図） 注入ノズル・・・外径１００ｍｍのものを中央で使用、
噴出位置湯面下２５０ｍｍ、噴出方向短辺方向回転溶鋼
流動の状況・・・有効流動厚１０〜２０７ｎ７ｆｔ、有
効流動の深さは湯面からその下２００ｍｍで２００１位
置の凝固層は０〜３ｍｍ、流動流速は０、５〜０．８
ｍ ／ｓｅｃ 以上の結果実施例１〜４何れの場合も鋳型内湯面上のパ
ウダーを乱したり巻き込んだりすることなく健全な表面
凝固層を有する鋳片を得ることができた。

上記実施例にて得られた鋳片の横断面形状を調査したと
ころ１〜４何れについても鋳片表層に厚さ３ｍｍの健全
な凝固層が全周均一に形成されており、気泡はその内側
に位置していた。

そして上記実施例１〜４で得たスラブを常法に従い、再
加熱−熱間圧延あるいはその後冷間圧延により最終成品
としたが、何れの場合も最終成品に表面欠陥は認められ
なかった。

比較例 １ 実施例１〜４と同一組成の溶鋼を、鋳型山中央部にまで
およぶ水平回転流を実施例と同位置に形成して鋳造した
。

この場合鋳型中央部での流速は１．０ｍ／ｓｅｃとした
。

この時鋳型壁面での流動の速度は３．０ ｍ ／ｓｅ喝
度であった。

ところが、湯面の乱れが激しく湯面上のパウダーが鋳型
中央部へ寄せ集められてしまいブレークアウトを引きお
こす危険性が高くなり鋳造停止を余儀なくされてしまっ
た。

なお鋳造したものについて凝固後の組織を観察したとこ
ろパウダーの巻き込みが多くみられた。

比較例 ２ 実施例１〜４と同一組成の溶鋼を、回転流動を鋳型内湯
面下さが５ｍｍの位置、すなわち湯面位置にこの０．１
〜１．０ ｍ／５ｅＣｆ１７）回転流動がおよばないよ
うにしたこと以外は実施例と同一条件で鋳造した。

ところが、何れも表層部に気泡あるいはピンホールが認
められた。

この後これらを加熱炉へ装入圧延後圧延にて最終成品と
したが、表面欠陥が多発し、歩留低下となった。

比較例 ３ 実施例１〜４と同一組成の溶鋼を、短片形状が平坦な通
常鋳型を採用したこと以外は上記実施例と同一条件で鋳
造した。

しかし、湯面の乱れが激しく第１２図ａのようにパウダ
ーが鋳型中央に寄り集まってしまい、ブレークアウトの
け念があったので、途中でリニヤモーターの推力を与え
るのを止めて鋳造した。

この結果鋳片の表面はピンホールが多発し、著しい歩留
低下をきたした。

比較例 ４ 実施例１〜４と同一組成の溶鋼を、リニヤモーターの設
置位置を湯面下２５０鬼にしたこと以外は上記実施例と
同一条件で鋳造した。

この例でも同様湯面の乱れが激しく途中でリニヤモータ
ーの推力停止を余儀なくされ比較例３と同様の状況とな
った。

比較例 ５ 実施例１〜４と同一組成の溶鋼を、注入ノズルの長さを
変更し、噴出流の上限位置が湯面下１００ｍｍとなるよ
うにし、しかも屋１及び３については与える流速は実施
例と同じにしたが特に屋２及び４については１．０ ｍ
／５ｅｃＬｌ上にして鋳造した。

この結果、第２０図模型図で示すように鋳片４のＰ部に
ピンホール欠陥１８が多発した。

これはノズル噴流の影響により凝固界面に与える電磁流
動によどみが生じ連続性が損なわれたためと思われる。

そして煮２及び４については湯面の乱れが激しくパウダ
ーが鋳型中央に寄り集まってしまいブレークアウトのけ
念があったので途中でリニヤモーターの推力を与えるの
を止めて鋳造した。

この結果鋳片にピンホールが多発し、著しい歩留低下・
をきたした。

比較例 ６ 実施例１〜４と同一組成の溶鋼を、短辺形状が平坦な通
常鋳型を採用し、Ａ１及び３の溶鋼については、この条
件以外は本発明実施例と同一条件で鋳造し、Ａ２及び４
についてはこれ以外に、電磁流動の溶鋼流速を０．２
ｍ ／ｓｅｃとしたものと、１．１ｍ ／ｓｅｃとした
ものについてそれぞれ鋳造した。

しかし、ＡＩ、３及び２，４のうち鋳造速度を１．１ｍ
／ｓｅｃとしたものについては湯面の乱れが激しく、
パウダーが鋳型中央に寄り集まってしまいブレークアウ
トのけ念があったので、途中でリニヤモーターの推力を
与えるのを止めて鋳造した。

この結果、鋳片にピンホールが多発し、著しい歩留低下
をきたした。

そして、煮２，４で鋳造速度を０．２ｍ ／ｓｅｃとし
たものについては両短辺の対角部位にピンホールが多発
した。

これは短辺形状が平坦でしかも流速が低いことからよど
みが生じ連続した電磁流動が凝固界面に得られなかった
ためと認められる。

比較例 ７ 実施例１〜４と同一組成の溶鋼を、鋳型内湯面の水平回
転流が０．１ ｍ ／ｓｅ％下となるようにして鋳造し
た。

この結果１および２の組成の溶鋼から得たスラブは表面
層からすでに大きな気泡が発生し、以後の工程に流すこ
とはできなかった。

また３および４の組成の溶鋼から得たスラブは表面にピ
ンホールがすい所に見られこれを最終成品にしたところ
最終成品に表面疵が多発し、著しい歩留低下をきたした
。

比較例 ８ 実施例１〜４と同一組成の溶鋼を、鋳型内湯面の水平回
転流が１．０ｍ／ｓｅＣ以上となるようにして鋳造した
。

この結果１および２の組成の溶鋼から得たスラブ並びに
３および４の組成の溶鋼から得たスラブともに表面に断
片的にたて割れが発生し、これらの大小にかかわらずス
カーフィングして以後の常法工程に流したが、最終成品
の表面に表面疵が断片的に発生し歩留が低下した。

これは、スラブ段階でのたて割れの大きいものをスカー
フィングしたことによる疵が二次キズの原因となったも
のと思われる。

上記のたて割れは、この例の実施にて回転流が強くパウ
ダーが中央に集まる傾向が見られたが、これにより鋳片
と鋳型との潤滑作用が円滑に行なわれなかったためと思
われる。

比較例 ９ 実施例１〜４と同一組成の溶鋼を、凝固厚さＯ〜ｉ、ｏ
ｚの位置に流速０．１〜０．４ ｍ／Ｓｅｃの流速の電
磁流動が与えられる様に出力を調整して鋳造を行なった
。

この場合例れのものにおいても湯面パウダーの乱れは無
く、そして得られた健全凝固層は何れもｏ、 ５％であ
った。

そして、この得られた鋳片を実施例１〜４と同様の常法
に従い最終成品にしたところ、鋳片は加熱炉装入前に、
ガス気泡が露出し、手入れによって著しく歩留が低下し
た。

これは鋳造工程以後のスケールオフ量以上の健全な凝固
層が鋳造段階で形成されなかったためである。

なお、上記実施例並びに比較例で用いたパウダ、−は何
れも以下のものを使用した。

ＣａＯ／５ｌＯ３＝１．０ Ａ１２０３ −１０（鉤 Ｎａ＋−３，５％ に＋ −２，５％ Ｆ−−４係 Ｃ＝４．５％ 粘性 ａｔ１５００°Ｃ，２，３Ｐｏｉｓｅ融点 １１
５０°Ｃ 以上の比較例において、１は鋳型中央部にまでも回転流
を及ぼしたため鋳型内湯面、パウダーを乱したものであ
る。

そして２においては、鋳型内湯面から回転流動を与えな
かったため表層部において気泡の核の抑制ができず気泡
が発生してしまったものと思イつれる。

また比較例７では鋳型内水平目転流の流速不足にてガス
気泡核の発生を防止できなかったため表面気泡が発生し
たものである。

比較例８では流速が早すぎたためパウダーの潤滑作用が
得られず、たて割れが発生したものである。

以上の詳細な説明並びに実施例、比較例から明らかなよ
うに、本発明は未脱酸鋼（弱脱酸鋼）鋳造時のガス気泡
の発生機構の解析をもとにして、鋳型内温上部の凝固界
面全周囲に浴深さ方向に巾を有する帯状溶鋼の回転流動
を形成する、すなわち特に鋳型壁面に近い部位に目的と
する流速を与え、その他の部分（中央部位）については
ゆるやかな流れ（殆んど流動無し）としたので、従来の
ように湯面、パウダーを乱すことなく鋳片表面に気泡の
ない健全な凝固層が形成できるもので、これにより工業
的にリムド、セミキルド鋼相当の未脱酸鋼（弱脱酸鋼）
の連続鋳造を可能ならしめたものである。

以上詳しく説明したように、本発明は未脱酸鋼（弱脱酸
鋼）の連続鋳造の特に工業的実施に寄与すること犬であ
る。

【図面の簡単な説明】

第１図は脱酸不足の溶鋼凝固時の鋳片表面に発生する気
泡の生成機構の調査結果を示す図、第２′図は鋳型内湯
面部の凝固界面、固相中および液相中の元素濃度を示す
図、第３図は鋳型内湯面部位を示す斜視図、第４図は鋳
型内湯面部の凝固界面での成分元素の濃化の凝固界面で
の流動の付与により抑制されることを示す図、第５図は
鋳型壁面からの距離と回転流動の流速との関係を示す図
、第６図は鋳型内温上部の凝固界面全周囲の溶鋼回転流
動付与の具体的手段を示す図、第７図は第６図のＡ−Ａ
断面図、第８図および第９図は鋳型内溶鋼流動パターン
を模式的に示す図、第１０図は短辺形状とその短辺を用
いた場合の鋳型厚み中央部１／２１における長辺方向で
の長辺中央部へ至る方向Ｘの流速分布の関係を示す図、
第１１図ａ〜Ｃは可成り有効な電磁流動の得られる鋳型
の短辺形状を示す図、第１２は短辺形状をその曲率の厚
みが厚みの１／２〜２倍とし、リニヤモーターの設置位
置が湯面より可成り下方となるようにして、湯面からス
ケールオフ厚みの凝固層が形成さ。 れる部位までの凝固界面に電磁流動を与えるべく流動を
生じさたた状況を示す図で、ａは平面図、ｂは垂直断面
模型図、第１３図は鋳型の短辺形状を鋳片厚みの１／２
〜２倍の曲率とし、リニヤモーターの設置位置を湯面下
１５０へとした際の流動パターンを示す図で、ａは平面
図、ｂは垂直断面模型図、第１４図は凝固厚みと湯面か
らの距離の関係を示す図、第１５図は本発明の実施態様
における一装置例の模型図で、第９図のＢ−Ｂ断面図、
第１６図ａ、ｂは本発明の他の実施態様例を示す図、第
１７図は本発明の実施態様においてノズルの噴出方向の
他の例を示す図、第１８図は溶鋼注入用浸漬ノズルと鋳
型壁面との距離りを説明する図、第１９図はノズル噴出
方向を回転流方向と略同一方向とした場合の態様を示す
説明図、第２０図は比較例５によるピンホール欠陥発生
を示す説明図である。

Claims (1)

1. 【特許請求の範囲】 １ 鋳型パウダー並びに鋳型内溶鋼浸漬ノズルを使用す
   る鋼スラブの連続鋳造方法において、溶鋼中の自由酸素
   濃度が５０〜２００ ｐ、ｐ、ｍの溶鋼を鋳造し、その
   際前記鋳型の両短辺の水平断面形状を凹面とすること、
   前記鋳型長辺方向の推力が互に逆向きとなる如く該鋳型
   の両長辺の、然も前記浸漬ノズルの鋳型内浸漬噴出孔よ
   りも上部の位置に電磁力発生装置を夫々配置すること、
   前記発生装置を付勢することにより鋳型内湯面位置から
   所定深さの凝固界面近傍の溶鋼を全体的にほぼ一定の流
   速をもって水平流動させること、前記水平流動の速度を
   ０．１〜１．０ ｍ／Ｓｅｃとすることからなる弱脱酸
   鋼スラブの連続鋳造方法。 ２ 鋳型内の溶鋼の凝固厚みが少なくとも５朋形成され
   る間、該鋳型内情鋼に前記水平流動を付与する特許請求
   の範囲１記載の方法。 ３ 電磁力発生装置はりニヤモーターである特許請求の
   範囲１または２記載の方法。 ４ リニヤモーターを鋳見両長辺の冷却箱内に設け、し
   かもリニヤモーターのコアの中心を湯面近傍に設ける特
   許請求の範囲３記載の方法。 ５ 鋳型の短辺として鋳型厚みｄに対して半径Ｒが０．
   ５〜１．２５ｄの範囲の円孤状凹面の短辺を用いる特許
   請求の範囲１乃至４のいずれか一つの項に記載の方法。