WO1995024285A1

WO1995024285A1 - Procede et appareil de coulage continu

Info

Publication number: WO1995024285A1
Application number: PCT/JP1995/000027
Authority: WO
Inventors: Keisuke Fujisaki; Kiyoshi Wajima; Kenji Umetsu; Kenzo Sawada; Takatsugu Ueyama; Takehiko Toh; Kensuke Okazawa; Yasushi Okumura
Original assignee: Nippon Steel Corporation
Priority date: 1994-03-07
Filing date: 1995-01-12
Publication date: 1995-09-14
Also published as: EP0750958A1; EP0750958A4; DE69528969T2; BR9506647A; DE69528969D1; US5746268A; CN1077470C; KR100202471B1; KR960706383A; CN1138836A; EP0750958B1

Description

明

連続铸造方法および装置

技術分野

本発明は、鋼等の金属スラブの連続铸造において、縦割れ等の表面欠陥のない金属スラブを得るための、連続铸造方法およびその装置に関する。背景技術糸田

図 1 は、従来の金属スラブの連続铸造に用いられる装置の断面図である。図 1 において、溶融金属 1 が浸漬ノズル 2 からモールド 3 内に注入され、溶融金属は冷却されたモールド 3 の壁面から次第に冷却されて凝固シェル 4 を'形成し、この凝固シェルが引き抜かれて金属スラブとなる。

図 2 は、図 1 の装置を 'A — A面から見おろした平面図である。図 2 において、浸漬ノズル 2 はモールド水平面の中央部に設けられ、モールド内の溶融金属 1 は図 1 の矢印のようにノズルロカ、ら吐き出されて流動し、メニスカス面（溶融金属の上面） 5 内では図 1 及び図 2 に実線矢印として示す様に、モールド短辺 1 1 から浸漬ノズル 2 に向かう反転流が生じる。

以上述べた様な金属スラブの連続铸造に用いられる装置において、同一高さのモールド壁面における溶融金属の温度が不均一であると、凝固シェル 4 の縦割れが発生し易い。この縦割れを防止するために、メニスカス面 5 内で溶融金属を流動させること、及び、溶融金属を流動させる手段として電磁撹拌法を用いることが、日本国特許出願公開公報（特開平 1 — 2 2 8 6 4 5 ) に記載されている。

図 3 は、この公開公報に記載された従来の電磁撹拌装置を示す。この従来の電磁撹拌装置は、モールド長辺 1 0 a及び 1 0 b に沿って設けられた電磁撹拌コイル部 6 a '及び 6 b により、モールド 3 内の溶融金属に一様な電磁撹拌推力を与えて、モールド壁面に沿う循環流を溶融金属に発生させるものであった。即ち、電磁撹拌コィノレ部 6 a は、モールド長辺 1 0 a に沿って配列された複数の磁気コア 1 2 a と、この磁気コア 1 2 a に形成されたス口ット 1 3 a に巻回されたコィノレ 1 4 a とを含んでおり、電磁撹拌コイル部 6 b も同様に構成されている。コイル 1 4 a及びコィノレ 1 4 b の各々は、それぞれ結線ボックス 7 a及び 7 b を経て 3 相電源 8 に接続され、その結線の代表例は図 3 に示されるもので、移動磁界方式の電磁撹拌推力がメニスカス面 5 内の溶融金属に矢印の様に一様に与えられていた。

図 3 に示される従来の電磁撹拌装置において、 3 相電源 8 の周波数を 2 H z、電流を 4 0 O A としたときのメニスカス面内の推力分布を図 4 に示す。図 4 は、汎用電磁界数値解析ソフトウェアにより図示したものであり、矢印は、各升目の領域の推力の向きを矢の向きで、推力の大きさを矢の長さで示している。図 4 力、ら分かる様に、モールド長辺 1 0 に沿う推力の該長辺方向成分は、該長辺の各位置でほぼ一定である。

この様に、従来の金属スラブの連続铸造におけるモールド内電磁撹拌装置では、電磁撹拌力がモールド長辺に沿って溶融金属に一様に与えられるため、実際に得られるメニスカス面内の溶融金属の回転流は、上記反転流と電磁撹拌力が重なり、図 2 の点線矢印の様に、モールド短辺 1 1 から浸漬ノズル 2 に向かうときは強く、浸漬ノズル 2 からモールド短辺 1 1 に向かうときは弱い流れになっていた。

一方、メニスカス面上には、非金属介在物やパウダーが浮いているが、溶融金属の回転流が不均一で澱みがある場合には、澱み部分に非金属介在物が集積したりバウダ一が巻き込まれたりする。これらの非金属介在物ゃパウダ一は溶融金属が固体に変化するときに C 0等の気泡を発生させ、また、パウダーが金属中に残留するとブレ — クァゥ卜の原因となる焼付きが発生し易い。従って、従来のモールド内電磁撹拌装置は、同一高さのモールド壁面における溶融金属の温度を均一にするのには役立つものの、凝固シェル 4 の縦割れを防止するのに十分ではな力、つた。

発明の開示

本発明は、鋼等の金属スラブの連続铸造において、モールド内の溶融金属をメニスカス面内で一様に回転流動させて同一高さのモールド壁面における溶融金属の温度を均一にするとともに、溶融金属の回転流を均一として非金属介在物の集積やパウダーの巻き込みを防止し、縦割れ等の表面欠陥のないスラブを製造することを目的とする。

上記目的を達成するために、本発明の第 1 の観点による金属スラブの連続铸造方法は、モールドの水平面中央部に設けた浸漬ノズルからモールド内に溶融金属を注入する段階と、 2 つのモールド長辺に沿って設けた少なくとも 2 つの電磁撹拌コイル部によって、前記 2 つのモ一ノレド長辺の各々に沿って互いに逆向きの電磁力を発生させる段階であって、前記モールド内の該溶融金属の表層の回転流がほぼ一様となる様に、前記浸漬ノズルからモ一ルド短辺に向かう前記電磁力の成分と、該モールド短辺から前記浸漬ノズルに向かう前記電磁撹拌力の成分とを異なる様にした、前記段階と、前記モールドの一部を冷却しながら、凝固した金属を引き抜く段階とを含む。

また、本発明の第 1 の観点による金属スラブの連続铸造装置は、モールドの水平面中央部に設けられた浸漬ノズルから前記モールド内に溶融金属を注入しつつ、前記モールドの一部を冷却しながら凝固した金属を引き抜いて金属スラブを連続的に铸造する金属スラブの連続铸造装置であって、 2 つのモールド長辺に沿って設けられ、前記モールド内の溶融金属の流動を電磁力により制御する 2 つの電磁撹拌コイル部であって、各々が、前記 2 つのモ一ルド長辺の各々に沿って配列された複数個の磁気コアと、前記磁気コアにそれぞれ巻回された複数個のコィルとを有する前記電磁撹拌コイル部と、所定の周波数

また、本発明の第 2 の観点による金属スラブの連続铸造装置は、モールドの水平面中央部に設けられた浸漬ノズルから前記モールド内に溶融金属を注入しつつ、前記モールドの一部を冷却しながら凝固した金属を引き抜いて金属スラブを連続的に铸造する金属スラブの連続铸造装置であって、 2 つのモ'ールド長辺に沿って設けられ、前記モールド内の溶融金属の流動を電磁力により制御する 2 つの電磁撹拌コイル部であって、各々が、前記 2 つのモールド長辺の各々に沿って配列された複数個の磁気コアと、該磁気コアの少なくとも一部にそれぞれ巻回された複数個のコイルとを有する前記電磁撹拌コイル部と前記 2 つの電磁撹拌コイル部に電流を供給する通電手段とを含み、前記モールド内外の空間を、前記浸漬ノズルの中心を通り前記 2 つのモールド長辺に平行な平面と、前記浸漬ノズルの中心を通り前記 2 つのモールド長辺に垂直な平面とにより、第 1 の空間、第 2 の空間、第 3 の空間、第 4 の空間に仮想的に分割し、該第 3 の空間は前記浸漬ノズルの中心に関して該第 1 の空間と対象位置にあり、該第 4 の空間は前記浸漬ノズルの中心に関して該第 2 の空間と対象位置にある場合に、該第 1 の空間に存在する磁気コアと該第 3 の空間に存在する磁気コアが該第 2 の空間に存在する磁気コアと該第 4 の空間に存在する磁気コアよりも長いか、又は、前記装置が、該第 1 の空間に存在する該コイルと該第 3 の空間に存在する該コィルに溶融金属をモールド辺に沿う方向に駆動するための交流電流を通電する通電手段と、該第 2 の空間に存在する該コイルと該第 4 の空間に存在する該コイルに直流電流を通電するかあるいは前記交流電流の通電を遮断する回路とをさらに含む。又、前記 2 つのモールド長辺の 1 つが該第 1 の空間と該第 2 の空間に存在し、前記 2 つのモールド長辺の他の 1 つが該第 3 の空間と該第 4 の空間に存在する場合に、前記 2 つの電磁撹拌コイル部の 1 つは該第 1 の空間のみに該コイルを有し、他の 1 っは該第 3 の空間のみに該コイルを有してもよい。

さらに、本発明の第 3 の観点による金属スラブの連続铸造装置は、モールドの水平面中央部に設けられた浸漬ノズルから前記モールド内に溶融金属を注入しつつ、前記モールドの一部を冷却しながら凝固した金属を引き抜いて金属スラブを連続的に铸造する金属スラブの連続铸造装置であって、 2 つのモールド長辺に沿って設けられ前記モールド内の溶融金属の流動を電磁力により制御する 2 つの電磁撹拌コイル部であって、各々が、前記 2 つのモールド長辺の各々に沿って配列された複数個の磁気コアと、前記磁気コアにそれぞれ巻回された複数個のコィルとを有する前記電磁撹拌コイル部と、前記 2 つの電磁撹拌コイル部に電流を供給する通電手段と、モールド内の溶融金属の上表面の複数の位置において、溶融金属表層部の流速を検出する流速検出手段と、該検出された流速を、予め設定した複数の表層部流速分布モードにおけるそれぞれの流速成分に変換する流速変換手段と、該変換された流速成分を各モードにおけるそれぞれの目標値と比較し、流速成分偏差を算出する補償量算出手段と該流速成分偏差を、前記複数の位置における溶融金属表層部の流速偏差にそれぞれ逆変換する逆変換手段と、これらの流速偏差を零にするように、前記通電手段を制御する制御手段とを含む。

以上述べた様な本発明の第 1 の観点による金属スラブの連続铸造方法または装置によれば、 2 つの電磁撹拌コィル部により発生された電磁撹拌力の分布を調整することで、モールドに沿った一様な回転カをメニスカス面内の溶融金属に与えることができる。また、本発明の第 2 の観点による金属スラブの連続铸造装置によれば、電磁撹拌コイル部を簡素化し小型にすることができる。さらに、本発明の第 3 の観点による金属スラブの連続铸造装置によれば、溶融金属の流速分布の設定、変更、調整が容易となる。

図面の簡単な説明

図 1 は、従来の連続铸造におけるモールド内の状況を示す説明図である。

図 2 は、図 1 の A — A矢視図である。

図 3 は、従来装置例の断面図および回路図である。図 4 は、従来装置例における電磁攪拌推力の分布を示す図である。

図 5 は、本発明の第 1 実施例の説明図である。

図 6 は、本発明の第 1 実施例に係る装置の断面図および回路図である。

図 7 は、図 6 に示す装置の回路図である。

図 8 は、本発明の第 1 実施例に係る別の装置の断面図および回路図である。

図 9 は、本発明の第 1 実施例に係るさらに別の装置の断面図および回路図である。

図 1 0 は、従来例 2 における電磁攪拌推力の分布を示す図である。

図 1 1 は、本発明例 1 における電磁攪拌推力の分布を示す図である。

図 1 2 は、本発明例 1 における電磁攪拌推力の分布を示すグラフである。

図 1 3 は、本発明例 2 における電磁攪拌推力の分布を示す図である。

図 1 4 は、本発明例 2 における電磁攪拌推力の分布を示すグラフである。

図 1 5 は、本発明の第 2 実施例に係る装置の説明図である。

図 1 6 は、本発明の第 2 実施例に係る別の装置の説明図である。

図 1 7 は、本発明の第 2 実施例に係る装置に使用する電源回路の接続図である。

図 1 8 は、本発明の第 2 実施例に係る装置の作用の説明図である。

図 1 9 は、本発明の第 2 実施例に係る装置の作用の説明図である。

図 2 0 は、本発明の第 2 実施例に係る装置の断面図および回路図である。

図 · 2 1 は、本発明の第 2 実施例における電磁攪拌推力の分布を示す説明図である。

図 2 2 は、本発明の第 2 実施例における電磁攪拌推力の分布を示す説明図である。

図 2 3 は、本発明の第 2 実施例における電磁攪拌推力の分布を示す説明図である。

図 2 4 は、本発明の第 2 実施例における電磁攪拌推力の分布を示す説明図である。

図 2 5 は、本発明の第 2 実施例における電磁攪拌推力の分布を示す説明図である。

図 2 6 は、本発明の第 2 実施例における電磁攪拌推力の分布を示すグラフである。図 2 7 は、本発明の第 3 実施例の外観と、中央縦断面を示す斜視図である。

図 2 8 は、図 2 7 に示すコア 1 7 F， 1 7 Lを水平に破断した拡大横断面図である。

図 2 9 は、図 2 8 の B — B線拡大断面図である。

図 3 0 は、図 2 8 に示す電気コイルの結線を示す電気回路図である。

図 3 1 は、図 2 8 に示す各リニアモータの第 1 グループの電気コイルに 3 相交流電圧を印加する電源回路を示す電気回路図である。

図 3 2 は、図 2 8 に示す各リニアモータの第 2 グループの電気コイルに 3 相交流を印加する電源回路を示す電気回路図である。

図 ' 3 3 は、リニアモータの極数および印加交流の周波数と電磁力の関係を示すグラフである。

図 3 4 は、 2 極のリニアモータ 2 個により発生する電磁力分布を示す平面図である。

図 3 5 は、 4 極のリニアモータ 2 個により発生する電磁力分布を示す平面図である。

図 3 6 は、 6 極のリニアモータ 2 個により発生する電磁力分布を示す平面図である。

図 3 7 は、 1 2 極のリニアモータ 2 個により発生する電磁力分布を示す平面図である。

図 3 8 は、 4 極のリニアモータ 2 個に、 1 . 8 H zの 3 相交流を印加して現われる電磁力分布を示す平面図である。

図 3 9 は、 4 極のリニアモータ 2 個に、 3 H zの 3 相交流を印加して現われる電磁力分布を示す平面図である。

図 4 0 は、 4 極のリニアモ一夕 2 個に、 5 H zの 3 相交流を印加して現われる電磁力分布を示す平面図である。

図 4 1 は、 4 極のリニアモータ 2 個に、 1 0 H zの 3 相交流を印加して現われる電磁力分布を示す平面図である図 4 2 は、 4 極のリニアモータ 2 個に、 2 0 H zの 3 相交流を印加して現われる電磁力分布を示す平面図である図 4 3 Aは铸型内溶鋼の断面図。

図 4 3 B は铸型内溶鋼のメニスカス面内における表層流を示す平面図である。

図 4 4 は、本発明の第 4 実施例に係る連続铸造装置におけるリニアモータ 6 Fの第 1 グループの電気コイルに 3 相交流電圧を印加する電源回路を示す電気回路図である o

図 4 5 は、リニアモータ 6 F の第 2 グループの電気コィルに 3 相交流を印加する電源回路を示す電気回路図での o

図 4 6 は、リニアモータ 6 Lの第 2 グループの電気コィルに 3 相交流を印加する電源回路を示す電気回路図である。

図 4 7 は、リニアモータ 6 Lの第 1 グループの電気コィルに 3 相交流を印加する電源回路を示す電気回路図である。図 4 8 は、铸造铸型の短辺 1 1 L， 1 1 Rの背部とそれらに備わった熱電対に接続された電気回路を示すプロック図である。

図 4 9 は、铸造铸型の長辺 1 0 F， 1 0 Lの背部とそれらに備わった熱電対に接続された電気回路を示すプロック図である。

図 5 0 は、図 4 8 および図 4 9 に示すコンピュータ 6 3 の出力を示すプロック図である。

図 5 1 Aは本発明の第 4 実施例のリニアモータの電磁力の向きを示す平面図。

図 5 1 B は注入流の偏流による表層流の強度差を示す平面図。

図 5 1 C は図 5 1 Bの強度差を抑制するためにリニアモー '夕が発生する電磁力を示す平面図である。

図 5 2 は、本発明の第 4 実施例の、リニアモータの電気コイルの相区分を示す水平断面図である。

図 5 3 は、本発明の第 4 実施例のコンピュータ 4 3 の演算処理の内容を示すプロック図である。

図 5 4 は、本発明の第 5 実施例に係る連続铸造装置におけるコア 1 2 F， 1 2 Lを水平に破断した拡大横断面図である。

図 5 5 は、本発明の第 5 実施例に係る連続铸造装置における電気コイルの結線を示す電気回路図である。

図 5 6 Aは図 5 4 に示す破線 C に囲まれた部分の拡大平面図である。図 5 6 B は図 5 4 に示す破線 D に囲まれた部分の拡大平面図である。

図 5 7 は、本実施例の第 1 態様のスロットを用いた 2 極のリニアモータ 2 個により発生する電磁力分布を示す平面図である。

図 5 8 は、本実施例の第 2 態様のスロットを用いた 2 極のリニアモータ 2 個により発生する電磁力分布を示す平面図である。

図 5 9 は、第 2 態様のコア 1 2 F， 1 2 Lを水平に破断した拡大横断面図である。

図 6 O Aは本実施例の第 3 態様のリニアモータと電源回路の接続関係を示すプロック図。

図 6 0 B は図 6 O A に示す電源回路 V Dの構成を示す電気回路図である。

図 6 1 Aは、铸型内溶融金属のメニスカス面内における浸漬ノズルからの溶融金属注入により生ずる表層流を示す平面図。

図 6 1 B は 2 個のリニアモータで生起しょうとする表層流を点線矢印で示す平面図。

図 6 1 C は浸漬ノズルからの溶融金属注入により生ずる表層流と 2 個のリニアモータの推力.により生ずる表層流とのべクトル和を実線矢印で示す平面図である。

図 6 2 Aは铸型 3 とそれに溶融金属を供給するタンディッシュ 8 0 およびそれに溶融金属を供給する取鍋 7 9 を示す縦断面図である。図 6 2 B は、モールド流速の変化を連続铸造開始より終了までの期間で示したグラフである。

図 6 3 は、本発明の第 6 実施例の装置のコア 1 2 F， 1 2 Lを水平に破断した拡大横断面図である。

図 6 4 は、図 6 3 に示す電気コイルの相区分とグループ区分を示す、図 6 3 相当の断面図である。

図 6 5 は、図 6 3 に示す電気コイルの結線を示す電気回路図である。

図 6 6 は、本発明の第 6 実施例の装置の構成概要を示すブロック図である。

図 6 7 は、図 6 6 に示す電源回路 3 0 a 〜 3 0 d を制御する制御系の構成概要を示すプロック図である。

図 6 8 は、図 6 7 に示す電源回路 9 2 a と通電制御器 C C 1 の構成を示すプロック図である。

図 6 9 A は図 6 3 に示す流速センサ 9 1 a の、外ケースを破断して示す拡大側面図。

図 6 9 B は図 6 9 Aに示す E — E線断面図である。図 7 O Aは図 6 9 A と 6 9 B に示す流速センサ 9 1 a の使用状態を示す断面図。

図 7 0 B は、図 6 6 に示す流速検出回路 9 8 a 内部の流速センサ 9 1 a の検出信号より流速信号を生成する回路要素を示すプロック図である。

図 7 1 Aは铸型内溶融金属のメニスカス面内における表層流を示す平面図。

図 7 1 B は図 7 1 Aの F — F線拡大断面図。図 7 1 C は図 7 1 Aの G — G線拡大断面図である。図 7 2 A〜 7 2 D は、铸型内溶鋼のメニスカスにおける表層流のべクトル成分を示す平面図であり、図 7 2 A は攪拌モード成分を、図 7 2 B は並進モード成分を、図 7 2 C は加速モード成分を、図 7 2 D はねじれモード成分を示す。

図 7 3 は、図 6 6 に示す C P U 9 8 c のデータ処理の一部の概要を示すプロック図である。

発明を実施するための最良の形態

本発明の第 1 の実施例を図 5 により説明する。図 5 は本発明の対象とする金属スラブの連続铸造を、メニスカス面上から見た図であり、横断面が略長方形のモールド 3 の該断面中央部に設けられた浸漬ノズル 2 から溶融金属が注入される。モールド長辺 1 0 a および 1 0 b に沿つて電磁攪拌コイル部 6 a および 6 bが設けられており本発明では、この電磁攪拌コイル部 6 a および 6 b による電磁攪拌推力の分布を調整することで、メニスカス面 5 内の溶融金属にモールドに沿った一様な回転流を与えるものである。

すなわち図 5 に示すように、電磁攪拌コイル部 6 a により、モールド長辺 1 0 a に沿って、モールド短辺 1 1 a から浸漬ノズル 2 に向かう電磁攪拌推力を P、浸漬ノズル 2 からモールド短辺 1 1 b に向かう電磁攪拌推力を Q とし、電磁攪拌コイル部 6 により、モールド長辺 1 0 b に沿って、モールド短辺 1 1 b から浸漬ノズル 2 に向かう電磁攪拌推力を R、浸漬ノズル 2 からモールド短辺 1 1 a に向かう電磁攪拌推力を S とするとき、本発明では、推力 Pおよび推力 Q と推力 Rおよび推力 S とを互いに逆向きにし、かつ推力 Qを推力 P よりも大きく推力 S を推力 Rよりも大きくする。

電磁攪拌推力をこのように分布させ、推力の大きさを調整することにより、メニスカス面内の溶融金属に、上から見て時計回りの一様な回転流が与えられる。なお図 5 ('こおいて、電磁攪拌推力を逆向きにし、推力 Pを推力 Qよりも大きく、推力 Rを推力 S よりも大きくすることにより、反時計回りの一様な回転流を与えることができる o

つぎに、本実施例に係る連続铸造装置は、図 6 に示すように、モールド長辺 1 0 a 側において、電磁攪拌コィル部 6 a のコイル 1 4 a と接続手段である結線ボックス 7 a の配線で構成される回路が A と B に 2 分割され、モールド長辺 1 0 b側において、電磁攪拌コイル部 6 b のコイル 1 4 b と接続手段である結線ボックス 7 bの配線で構成される回路が C と Dに 2 分割されている。そして、回路 Aおよび B と、回路 Cおよび Dは浸漬ノズル 2 に対して点対称であり、回路 A と回路 B は互いに並列で異なるインピーダンスを有し、回路 C と回路 D も互いに並列で異なるィンピーダンスを有している。

図 6 に示す装置の回路は、図 7 に示すように、回路 A および C は Y結線（星状結線）、回路 Bおよび 0 は結線（環状結線）となっており、各回路のインピーダンスは Aおよび C力く Bおよび Dよりも大となっている。このため、図 6 のメニスカス面 5 内の矢印で示すように、 2 つのモールド長辺 1 0 a および 1 0 b に沿う電磁攪拌推力が互いに逆向きで、かつ浸漬ノズル 2 からモールド短辺に向かう向きの電磁攪拌推力が、モールド短辺から浸漬ノズル 2 に向かう向きの電磁攪拌推力よりも大きい。そして、指令ボックス 9 で、連続铸造の操業条件に応じた適正な周波数、電圧、電流等の電磁攪拌条件を設定することにより、メニスカス面 5 内の溶融金属にモールドに沿った一様な回転流が与えられる。

別の回路の例として、図 8 に示す装置は、電磁攪拌コイノレ部 6 のスロット 1 3 が片側 2 4 個あり、回路 Aおよび回路 C は、 1 5 スロッ卜のコイル力く 5 個ずつそれぞれ直列に接続され、回路 Bおよび回路 D は、 9 スロッ卜のコイルが 3 個ずつそれぞれ直列に接続されており、各回路のィンピーダンスは Aおよび Cが Bおよび Dよりも大となっている。このため、電磁攪拌推力は図 8 のメニスカス面 5 内の矢印で示すように分布し、メニスカス面 5 内の溶融金属に一様な回転流が与えられる。

さらに別の回路の例として、図 9 に示す装置においては、回路 Aおよび回路 Cが構成する各コイルが直列に接続され、回路 Bおよび回路 Dを構成する各コイルが並列に接続されており、各回路のィンピーダンスは Aおよび C力く Bおよび D よりも大となっている。このため、電磁攪拌推力は図 9 のメニスカス面 5 内の矢印で示すように分布し、メニスカス面 5 内の溶融金属に一様な回転流が与えられる。

以上述べたように、従来の金属スラブの連続铸造において、浸漬ノズルから吐出した溶融金属は、モールド短辺に衝突して反転流となり、図 2 のように、メニスカス面 5 内では、実線矢印で示すようにモールド短辺 1 1 から浸漬ノズル 2 に向かう流れとなるが、本発明によれば図 5 に示すように、メニスカス面 5 内において、浸漬ノズル 2 からモールド短辺 1 1 に向かう電磁攪拌推力 Qおよび S を、モールド短辺 1 1 力、ら浸漬ノズル 2 に向かう電磁攪拌推力 Pおよび尺よりも大きくすることにより、メニスカス面 5 内の溶融金属に一様な回転流を与えることができる。本発明における電磁攪拌の条件は、周波数電圧、電流等、電源の条件を指令ボックス 9 の設定により調整し、また電磁攪拌コイル部 6 と結線ボックスで構成される、分割された各回路のインピーダンス設定により調整することができる。

このような本発明により、メニスカス面内の溶融金属に反転流を考慮した適正な電磁攪拌推力を与えられ、溶融金属はモールド壁に沿って一様に回転流動するので、溶融金属の澱みがなくなり、溶融金属中の非金属介在物の集積や、メニスカス面上のパウダーの巻き込み等が防止され、縦割れ等の表面欠陥のない金属スラブを得ることができる。以下に、従来例と本発明のシミュレーションによる比較を示す。

(従来例 2 ) 図 3 に示した従来装置において、電磁攪拌コイル部 6 a および 6 b の各コイルをそれぞれ 2 コィルずつ直列に接続した従来装置により、同様に回転推力を与えたときの推力の分布を図 1 0 に示す。周波数 2 Hz. 電流 5 2 5 A、電流密度は電磁攪拌コイル部 6 a 、 6 b ともに 3. 8 9 3 x 1 0 ⁶ AT/m²とした。推力分布は図 4 に比べると均一化されているが、この例においても、モ —ルド長辺 1 0 に沿う推力の該長辺方向成分は、該長辺の各位置でほぼ一定であり、溶鋼の反転流のため一様な回転流は得られず、実験によれば、スラブ表面に表面欠陥が発生した。

(本発明例 1 ) 図 6 に示した本発明装置において、 3 相電源の周波数 2 Hz、電流 5 2 5 A、電流密度は回路 A および Cを 2. 2 4 8 X 1 0 ⁶ AT/m² (つまりインピーダンスは従来例 2 の 1 . 7 3 倍になる）、回路 Bおよび D を 3. 8 9 3 X 1 0 ⁶ AT/m² (つまりインピーダンスは従来例 2 と同じ）とした。このときのメニスカス面 5 内の電磁攪拌推力の分布を図 1 1 および図 1 2 に示す。図 1 1 は図 1 4 および図 1 0 と同様の表示である。図 1 2 は推力のモールド長辺 1 O b方向の成分をグラフ化したものであり、推力は最大値を 1. 0 とする比で示してある。図 1 1 および図 1 2 より、モールド短辺 1 1 から浸漬ノズル 2 に向かう推力成分は小さく（図 1 2 右側）、浸漬ノズル 2 からモールド短辺 1 1 に向かう推力成分は大きく（図 1 2 左側）なっていることがわかる。したがってこのような装置により電磁攪拌を行うと、メニスカス面内の溶鋼の反転流と同じ向きには小さい推力が、反対の向きには大きい推力が与えられるので、モールドに沿つた一様な回転流が得られ、溶鋼流に澱みが生じることがなく、実験によれば、表面欠陥のない金属スラブが得られた。

(本発明例 2 ) 図 8 に示した本発明装置において、 3 相電源の周波数 2 H z、電流密度は回路 Aおよび Cを

2. 3 6 6 X 1 0 ⁶ AT Z m ² (つまりィンピ一ダンスは従来例 2 の 1 . 6 5 倍となる）、回路 Bおよび Dを 3. 8 9 3 X 1 0 ⁶ AT/ m ² (つまりィンピーダンスは従来例 2 と同じ）とした。このときのメニスカス面 5 内の電磁攪拌推力の分布を、本発明例 1 と同様にして図 1 3 および図 1 4 に示す。本例においても、モールド短辺 1 1 から浸漬ノズル 2 に向かう推力成分は小さく（図 1 4 右側）、浸漬ノズル 2 からモールド短辺 1 1 に向かう推力成分は大きく（図 1 4 左側）なっていることがわかる。したがつて、このような装置により電磁攪拌を行うと、メニスカス面内の溶鋼の反転流と同じ向きには小さい推力が、反対の向きには大きい推力が与えられるので、モールドに沿った一様な回転流が得られ、溶鋼流に澱みが生じることがなく、実験によれば、表面欠陥のない金属スラブが得られた。 (本発明例 3 ) 図 9 に示した本発明装置において、 3 相電源の周波数 2 H z、電流密度は回路 Aおよび Cを 0. 9 7 3 X 1 0 ⁶ ATZ m ² (つまりィンピーダンスは従来例 2 の 4 倍となる）、回路 Bおよび Dを 3. 8 9 3 x 1 0 ⁶ AT/ m ² (つまりインピーダンスは従来例 2 と同じ）とした。このときのメニスカス面 5 内の電磁攪拌推力の分布も、本発明例 1 および本発明例 2 と同様、モールド短辺 1 1 から浸漬ノズル 2 に向かう推力成分は小さく、浸漬ノズル 2 からモールド短辺 1 1 に向かう推力成分は大きくなつており、モールドに沿った一様な回転流が得られ溶鋼流に澱みが生じることがなく、実験によれば、表面欠陥のない金属スラブが得られた。

次に、本発明の第 2 の実施例について説明する。

金属スラブの連続铸造においては、浸漬ノズル 2 の吐出口に溶融金属中の非金属介在物が付着する等の原因により、溶融金属の吐出流速が各吐出口毎に変動することがある。この場合、メニスカス面内の溶融金属の流動は種々連続的に変動するので、従来のように一様な電磁攪拌推力を付与したのでは、一様な回転流を安定して得ることができない。また、メニスカス面内の溶融金属には回転のほか、反転流に対するブレーキや加速といった種種の形態の推力を与えることも望まれる。しかし、従来の電磁攪拌は 3 相 1 電源を用いて行われており、連続的に変わる溶融金属の流動に対して連続的に推力を変化させることは困難であった。さらに、両モ一ルド長辺に沿う電磁攪拌推力が互いに干渉して、推力の渦が生じ、その澱み部のシェルに縦割れ等の表面欠陥が発生しやすい場合もあった。

実施例は、鋼等の金属スラブの連続铸造において、モ一ルド内の溶融金属をメニスカス面内で一様に回転させあるいは反転流に対しブレーキや加速作用等をなす適正な推力分布を付与するとともに、溶融金属の流動が連続的に変動する場合においても、電磁攪拌推力を連続的に変化させ、また攪拌推力の渦による問題も解決して、表面性状の優れた金属スラブを得ることを目的とする。

本実施例に係る金属スラブの連続铸造装置は、浸漬ノズルからモールド内に溶融金属を注入しつつ、メニスカス面内の 2 つのモールド長辺に沿って設けた電磁攪拌コィル部により、溶融金属のメニスカス面内での流動を制御する装置であって、前記 2 つの電磁攪拌コイル部と、 2 つあるいは 4 つの電源と、該各電磁攪拌コイル部と該各電源を接続する結線ボックスと、各電源条件の制御機構からなり、該各電磁攪拌コイル部は複数個の磁極がモールド長辺に沿って配列され、各磁極にはコイルが巻回された移動磁界方式であり、該コイルと前記結線ボックスの配線で構成される回路がそれぞれ 2 分割され、分割された計 4 つの回路の任意の 2 つずつの組合せがそれぞれ別の電源に接続されているか、あるいは前記 4 つの回路がそれぞれ別の電源に接続されている。

本実施例に係る装置を図面により説明する。図 1 5 は本実施例に係る金属スラブの連続铸造装置をメニスカス面上から見た断面、および本実施例における電磁攪拌コィル部の結線例を示す説明図である。横断面が略長方形のモールド 3 の該断面中央部に設けられた浸漬ノズル 2 から溶融金属が注入され、 2 つのモールド長辺 1 0 a および 1 0 b に沿ってそれぞれ電磁攪拌コイル部 6 a s 6 bが設けられており、それぞれの電磁攪拌推力によりメニスカス面 5 内で溶融金属の流動が制御される。

図 1 5 に示した装置は、 2 つの電源すなわち第 1 電源 2 4 および第 2 電源 2 5 を使用する。 2 つの電磁攪拌コィル部 6 a 、 6 b の各コイル 1 4 と各電源を接続する回路はそれぞれ 2 分割され、分割された計 4 つの回路 A , B， C， Dの任意の 2 つずつの組合せが、それぞれ別の電源 · 2 4 および 2 5 に接続されて、各回路のコイルによる電磁攪拌推力が制御される。具体的には、

①回路 Α及び回路 Cを第 1 電源 2 4 に、回路 B及び回路 Dを第 2 電源 2 5 に接続、

②回路 A及び回路 Bを第 1 電源 2 4 に、回路 C及び回路 Dを第 2 電源 2 5 に接続、

③回路 A及び回路 Dを第 1 電源 2 4 に、回路 B及び回路 C を第 2 電源 2 5 に接続、

の 3 通りの組合せがある。これら 3 通りの組合せは、スイッチボックス 2 1 の切替えにより、操業中適宜選択してもよく、あるいはスィッチボックス 2 1 を使用せずに予め設定しておいてもよい。本実施例に係る別の装置は、図 1 6 に例示するように 4 つの電源すなわち第 1 電源 2 6 、第 2 電源 2 7 、第 3 電源 2 8 および第 4 電源 2 9 を使用する。 2 つの電磁撹拌コイル部 6 a , 6 b の各コイル 1 4 と各電源を接続する回路がそれぞれ 2 分割され、分割された計 4 つの回路 A， B， C， Dが、それぞれ別の電源 2 6 〜 2 9 に接続され各回路のコイルによる電磁撹拌推力が制御される。

本実施例において、電磁撹拌推力分布制御は、メニスカス面 5 の溶融金属の流動状況の観察結果に基づき、 2 つの電源 2 4， 2 5 、あるいは 4 つの電源 2 6 ~ 2 9 の周波数，位相差，電流等の条件を制御ボックス 2 2 により調整して行われる。溶融金属流動状況の観察は、メニスカス面を人が直接見てもよく、テレビカメラ等の画像処理結果等を出力するセンサー 2 3 によってもよい。また各回路 A， B， C， Dの結線は、各コィノレ 1 4 が直列に接続されているもの、並列に接続されているもの、あるいは直列と並列が混在して接続されているもの等、適宜目的に応じた回路とすることができ、操業中一定の回路に固定されていてもよく、適宜切り替えてもよい。各電源 2 4 〜 2 9 は図 1 5 および図 1 6 に示したものの他図 1 7 のように構成することもできる。またこのようなインバータ方式の他、サイクロコンバータ方式でもよい上記第 2 の実施例によれば、分割された計 4 つの回路 A , B， C , D により、 2 電源あるいは 4 電源を使用して電磁撹拌推力の制御を行うので、メニスカス面内の溶融金属に種々の形態の推力分布を付与することができ、かつ連続的に変化する連続铸造の状況に応じた適切な流動制御ができる。図 1 8 に、電磁撹拌推力の種々の形態について、従来の 1 電源方式、本発明の 2 電源方式および 4 電源方式による推力分布を示す。図の長方形はモールドで囲まれたメニスカス面を示し、矢の向きは推力の向き、矢の長さは推力の大きさを示す。回転はメニスカス面内で溶融金属に回転作用を及ぼすもの、ブレーキは反転流に対しブレーキ作用を及ぼすもの、加速は反転流に対し加速作用を及ぼすもの、並進は一方のモールド短辺から他方のモールド短辺に向かう流動作用を及ぼすものである。なお図 1 8 は、各回路 A， B， C， Dのインピーダンスは同じとし、各回路の結線によって推力形態を変えている。従来の 1 電源方式では、各回路による推力の大きさは同じであるが、本発明の 2 電源を使用する場合は、両電源の電流値を変えることで 2 組の推力の大きさを任意に変えることができる。また本発明の 4 電源を使用する場合は、各回路の推力の大きさを回路毎に変えることができる。

したがって、連続铸造の操業中、浸漬ノズルの吐出口の状況等により、モールド内の溶融金属の流動が変化する場合においても、本発明により連続的に流動制御を行つて、所望の溶融金属の流動を得ることができる。例えば、モールドの横断面中央部に設けた浸漬ノズルの吐出口に介在物が付着して、モールド内の溶融金属の流動が変化するとき、メニスカス面内で溶融金属が常に一様な回転流となるように制御する場合を図 1 9 に示す。（ 1 ) は浸漬ノズルの吐出口が左右とも付着物がなく清浄な場合で、電磁撹拌しないときのメニスカス面内の溶融金属の流動は左右対象な反転流となる。この場合、電磁撹拌により一様な回転流を得るためには、電磁撹拌推力は、反転流に対向する向き、すなわちモールド中央部からモ —ルド短辺に向かう向きには強くし、反転流の向き、すなわちモールド短辺からモールド中央部に向かう向きには弱くする。このような推力分布は、図 1 5 あるいは図 1 6 において、各回路に供給する電流値を、 A = C < B = D とすることにより得られ、本発明の 2 電源あるいは 4 電源方式で達成される。（2 ) は一方の吐出口の片側に介在物等が付着した場合で、電磁撹拌しないときの溶融金属の流動は、付着物のある側が弱くなるので、本実施例の 4 電源方式で各回路に供給する電流値を、 A < C < B < D とすることにより、図示のように推力を分布させて、一様な回転流を得ることができる。（3 ) は一方の吐出口の両側に付着物がある場合で、この場合も本発明の 4 電源方式で、 A く C く B < D とすることにより、図示のように推力を分布させて、一様な回転流を得ることができる。（4 ) は一方の吐出口が付着物で閉塞された場合で、電磁撹拌しないときの溶融金属の流動は、一方のモールド短辺から他方のモールド短辺に向かう並進流となるので、電磁撹拌推力は、各回路に供給する電流値を、 A 二 B < C = D とし、図示のように分布させることにより、一様な回転流が得られ、本実施例の 2 電源あるいは 4 電源方式で達成される。これらの推力分布を得るための制御は、メニスカス面の溶融金属の流動を観察し、電源条件あるいは結線を適宜変更することにより行う。なお、図 1 9 において、（2 ) および（3 ) の場合、不完全ながら、 2 電源方式でもほぼ一様な回転流を得ることもで

3 な

つぎに、相対する電磁撹拌コイル部による推力が互いに干渉して推力の渦が生じた場合、本発明により、各電源の位相差を調整して渦の位置を変えることができる。したがって、渦の間の澱み部に溶融金属中の非金属介在物等が集積することがなく、縦割れ等の表面欠陥のないスラブが得られる。

また、本実施例において複数の電源を使用しても、総電源容量は 1 電源の場合と変わらず、全体の設備費用はむしろ安価となる。

以下に、本実施例のシミュレーション結果を示す。図 2 0 に示すように、 2 つの電源 2 4 および 2 5 を使用し、回路 Aおよび回路 Cを第 1 電源 2 4 に、回路 Bおよび回路 Dを第 2 電源 2 5 に接続した装置により、溶鋼をメニスカス面 5 内で回転流動させた。第 1 電源 2 4 および第 2 電源 2 5 ともに、周波数 1 . 8 H zである。第 1 電源 2 4 の電流密度しを 8. 3 1 9 X 1 0 ⁶ AT/ m ² ( ピーク値）とし、第 2 電源 2 5 の電流密度 1 ₂を変化させたときの、メニスカス面内の電磁撹拌推力分布を、図 2 1 ~ 2 5 に示す。これら各図は、いずれも図 4 と同様の表示で図中の α はし 1 ₂である。また図 2 6 に、図 2 1 ~ 2 5 における推力のモールド長辺 1 5 a 方向の成分を、推力の最大値を、 1 . 0 とする比で示す。

図 2 1 〜図 2 5 力、らわかるように、 2 つの電源の電流を変化させることにより、メニスカス面内の電磁撹拌推力分布を変化させることができる。メニスカス面上から溶鋼流を観察しつつ、 αの値を調節するにより、メニスカス面内の溶鋼に一様な回転流を与えた結果、実験により、表面欠陥のない鋼スラブが得られた。

さらに、図 2 0 の本発明装置において、電源 2 4 、 2 5 の位相差を変化させることにより、メニスカス面内の推力'の渦の位置を変化させた結果、実験により、さらに優れた表面性状のスラブが得られた。

また、図 1 6 に示した本発明装置において、メニスカス面上から溶鋼流を観察しつつ、各電源 2 6 〜 2 9 の電流を調整し、溶鋼をメニスカス面 5 内で回転流動させた铸造完了後の浸漬ノズル 2 は、図 1 9 の（4 ) のように一方が閉塞していたが、铸造中、常に一様な回転流が得られ、表面性状の良好なスラブが得られた。

本実施例により、鋼等の金属スラブの連続铸造において、モールド内の溶融金属をメニスカス面内で一様に回転させ、あるいは反転流に対しブレーキや加速作用等を与えることができる。また溶融金属の流動が連続的に変動する場合においても、電磁撹拌推力を連続的に変化させ、さらに撹拌推力の渦による問題も解決して、表面性状の優れた金属スラブを得ることができる。そのうえ、 2 電源あるいは 4 電源を使用しても総電源容量は変わらず、設備費用はむしろ安価となる。

次に、本発明の第 3 の実施例について説明する。

以上述べた第 1 から第 2 の実施例において、安定した循環流を起こすには、強い電磁力が必要である。例えば図 2' 7 において、電磁撹拌コイル部として働くリニアモ一夕 6 Fの右半分とリニアモータ 6 Lの左半分は、浸漬ノズルから铸型内に流れ込む溶鋼流に打勝つ強い電磁力を与えなければならない。そこで通常は、リニアモータ 6 F , 6 Lの極数 Nは、 2 極又は 4 極と少ない数としている'。この理由を説明する。 1 つの铸型辺に沿うリニアモータのスロット（電気コイルを卷回（揷入）する溝）の配列ピッチをて s 、スロット数を n 、リニアモータの铸型辺に沿う長さを L、およびコイルを通電する交流の相数を M (通常 M = 3 ) 、ポールピッチをて _P 、および極数を N とすると、

L = て _s X n …（1 )

= て p X N … ( 2 )

て _P = m X r _s …（3 )

m = n / M …（4 ) なる関係があり、電磁力を大きくするには漏れインダクタンス成分を小さくするのが良く、この為ポールピッチ τ を大きくする。すなわち（3 ) 式よりスロットピッチ r _s を大きくする。すると（1 )，（2 ) 式より、 L は一定 (所要長）であるので、極数 Nが少なくなる。このような理由で従来はリニアモータの極数 Nは 2 極又は 4 極と少ない極数であった。

また、電気コイルに通電する交流の周波数は、少ない極数で強い電磁力を得るために、従来は、 l 〜 2 H zとしてレ、る。図 3 3 に示すように、 2 極の場合には略 1 H zの周波数で電磁力が最大となり、 4 極の場合には略 2 H zの周波数で電磁力が最大となるので、 1 〜 2 H zの周波数が用いられている。

本実施例は、より大きな電磁力を得て、気泡の浮上促進、溶鋼中へのパウダ巻き込み回避、および又は、表層付近の铸型内面のぬぐい、をさらに良好に行なうことを目的とする。

本実施例は、図 2 7 〜 3 2 に示す様に、溶融金属 1 を取り囲むモールド 3 の周辺に沿って配列した複数個の磁極と各磁極を励磁するための複数個の電気コイルの組合せでなる、铸型辺に沿ったリニアモータ 6 F， 6 L ；および電気コイルそれぞれにリニア駆動力を発生する交流電流を通電する通電手段 3 0 A , 3 0 B ；を備える溶融金属の連続铸造装置において、

前記リニアモータ 6 F , 6 Lが 5 極以上の極数のリニァモータであることを第 1 の特徴とし、前記通電手段 3 0 A , 3 0 B力く 4 H z以上の交流電流を電気コィルに通電する通電手段であることを第 2 の特徴とし、アンペア導電数を 1 2 0 0 AT/ cmにすることを第 3 の特徴とする。

铸型内溶融金属の表層部に加わる電磁力の分布を、磁極 Nの値対応で図 3 4 ( N = 2 ) ，図 3 5 ( N = 4 ) , 図 3 6 ( 1^ = 6 ) ぉょび図 3 7 ( N = 1 2 ) に示す。これらの図面は、铸型の一長辺に沿って n = 3 6 (すなわち 3 6 個の電気コイル）のスロットを配列したリニアモ一夕 6 F と 6 Lを铸型を間に置いて図 2 7 に示すように配列した場合の、铸型内溶融金属 1 の表層部の水平面における電磁力分布を矢印で示すものであり、矢印の方向が電磁力の方向を示し、長さが強さを示す。なおこれは . 1. 8 Hzの 3 相交流（M = 3 ) を通電した場合の、 1 周期間に発生する電磁力（積算値）を計算により求めたものである。

図 3 4 に示す 2 極の場合には、電磁力は大きいが、 y 方向（铸型の短辺に沿う方向）の電磁力成分が強く（図中で y方向に矢印が長く）、左右（ y方向）各 1 箇所計 2 箇所で電磁力が反時計方向の渦卷きとなる。このような力は溶融金属 1 に渦流をもたらし、これがパウダ巻き込みをもたらし易い。また铸型内壁面（長辺の内面）に沿う X方向での、 X方向電磁力成分が大小に分布するので、 X方向で铸型内面のぬぐいむらがあり、部分的に溶鋼が滞留しがちである。図 3 5 に示す 4 極の場合は、左右（ y方向）各 2 箇所計 4 箇所で電磁力が反時計方向の渦巻きとなる。渦巻きの数が増えた分、 y方向（铸型の短辺に沿う方向）の電磁力成分が弱くなつているが、 y 方向成分がまだ大きく、パウダ巻き込みを起こす可能性があり、また、铸型内壁面（長辺の内面）に沿う X方向での、 X方向電磁力成分が大小に分布するので、 X方向で铸型内面のぬぐいむらがかなり生ずる。このように従来の、 2 極および 4 極の場合には、パウダ巻き込み防止ゃ铸型内面のぬぐいが不十分であることが分かった。

図 3 6 に示す 6 極の場合には、略 6 箇の渦巻きが認められるものの、渦流が弱くパウダの巻込みはその分可能性が低く、しかも、铸型長辺の内面近くでは、隣り合う渦の外縁の電磁力が連続して、 y方向成分が極く小さくいわば長辺全長（ X方向）に渡って電磁力の X方向成分が均等で、定方向（ X方向）かつ定速度の沿面流がもたらされ、铸型内面のぬぐいが均一になりしかも気泡の浮上が促される。図 3 7 に示す 1 2 極の場合には、電磁力の y方向成分が実質上なくなり、もはや渦巻きは認められず、実質上沿面流のみを生ずる。したがってパウダの巻込み防止効果が極く高く、铸型長辺全長（ X方向）に渡って電磁力の X方向成分が均等で、定方向（ X方向）かつ定速度の沿面流がもたらされ、铸型内面のぬぐいが均一になりしかも気泡の浮上が促される。

本実施例の第 1 の特徵によれば、従来用いられていない多い極数すなわち 5 極以上のリニアモータを用いるので、上述の図 3 6 および図 3 7 を参照して説明した作用効果がもたらされる。先に説明したように、従来は 2 極又は 4 極のリニアモ一夕を用いるので、またこれらの場合には図 3 3 に示すように、 2 極の場合には 1 Hzの周波数で最大の電磁力が得られ、 4 極の場合には 2 Hzの周波数で最大の電磁力が得られるので、従来は 1 〜 2 Hzの 3 相交流をリニアモ一夕に流している。ところで、周波数がこのように低い場合には、溶融金属内部への磁力の浸透深さが深いので、溶融金属内部でも強い電磁力が溶融金属に作用する。これは図 3 4 ，図 3 5 に示す強い渦流を起こすことになる铸型内溶鋼の表層部に加わる電磁力の分布を、電気コィルに印加する交流の周波数の値対応で図 3 8 ( 1. 8 Hz) ，図 3 9 ( 3 Hz) ，図 4 0 ( 5 Hz) ，図 4 1 ( 1 0 Hz) および図 4 2 ( 2 0 Hz) に示す。これらの図面は、铸型の一長辺に沿って n = 3 6 (すなわち 3 6 個の電気コィノレ）のスロットを配列したリニアモータ 6 F と 6 L を铸型を間に置いて図 2 '7 に示すように配列した場合の铸型内溶融金属 1 の表層部の水平面における電磁力分布を矢印で示すものであり、矢印の方向が電磁力の方向を示し、長さが強さを示す。なおこれは、 4 極（ N = 4 ) のリニアモータに 3 相交流（ M = 3 ) を通電した場合の 1 周期間に発生する電磁力（積算値）を計算により求めたものである。

図 3 8 〜図 4 2 とこの順に見較べると、周波数が高くなるに従い、 y方向成分が増えて X成分が減少するものの、溶鋼内部の電磁力が低下し、溶鋼内部の渦巻きが弱くなることが分かる。渦巻きが弱まることによりパウダの巻込み可能性が低くなる。本発明の第 2 の特徴によれば、従来よりも高い 4 Hz以上の周波数の交流をリニアモ一タに印加するので、パウダ巻込みの可能性が低減する , 極数を増やし、周波数を大きくすることは、図 3 3 より電磁力が小さくなることになる。このため、電磁力は従来と同等程度にして、撹拌速度をある程度確保するためには、電流値、一般的には次式で示されるアンペア導電数（'磁界の強さ）：

アンペア導電数 = ( I X N S ) Z TT S - (5)

I ：コイルに流れる電流値、 N s ： 1 スロット当たりの卷数

を大きくしなければならない。従来のアンペア導電数は、 8 0 0 AT/ cmなので、極数をあげ、周波数を上げた場合には、少なくともアンペア導電数： 1 2 0 0 ATZ cm 以上の電流を流して、電磁力を大きくするのが好ましい ₍ 本発明の好ましい実施例では、従来用いられていない多い極数すなわち 5 極以上のリニアモータを用い、かつ .

4 Hz以上の周波数の交流をリニァモータに印加して溶融金属内部の渦巻きを大幅に低減し、周波数を高くすることによる y方向成分の増大を、極数を多くすることにより相殺する。

図 2 7 に、本発明の第 3 実施例に係る装置の外観を示す。連続铸造モ一ルド 3 の内壁 3 1 で囲まれる空間には溶融金属 1 が図示しない浸漬ノズル（図 5 の浸漬ノズル 2 ) を通して注入され、溶融金属 1 のメニスカス（表面）はパウダ 3 7 で覆われる。铸型は水箱 3 4 に流れる冷却水で冷却され、溶融金属 1 は铸型に接する表面から次第に内部に固まって行き铸片（凝固シェル） 4 が連続的に引き抜かれるが、铸型内に溶融金属が注がれるので、铸型内には常時溶融金属 1 がある。溶融金属 1 のメニスカスレベル（高さ方向 z ) の位置に 2 個のリニアモータ 6 Fおよび 6 Lが設けられており、これらが溶融金属 1 のメニスカスレベル直下の部分（表層域）に電磁力を与える。

図 2 8 に、図 2 7 に示す内壁 3 1 を、リニアモータ 6 F， 6 Lのコア 1 2 F， 1 2 L部で水平に破断した断面を示す。図 2 9 には、図 2 8 の B — B線拡大断面を示す。铸型の内壁 3 1 は、相対向する長辺 1 0 F， 1 0 Lおよび相対向する短辺 1 1 R， 1 1 Lで構成されており、各辺は銅板 3 3 F , 3 3 L , 3 5 R , 3 5 L に、非磁性ステンレス板 3 2 F， 3 2 L , 3 6 R , 3 6 Lを裏当てしたものである。

この実施例では、リニアモータ 6 F， 6 Lのコア 1 2 F , 1 2 L は、铸型長辺 1 0 F , 1 0 Lの実効長（溶融金属 1 が接する X方向長さ）よりやや長く、それらの全長に所定ピッチでそれぞれ 3 6 個のスロッ卜が切られている。リニアモータ 6 Fのコア 1 2 Fの各スロットには、第 1 グループの電気コイル C F 1 a ~ C F 1 r および第 2 グループの電気コイル C F 2 a〜 C F 2 r が装着されている。同様に、リニアモータ 6 Lのコア 1 2 Lの各スロッ卜には、第 1 グループの電気コイル C L 1 a〜

C L 1 r および第 2 グループの電気コイル C L 2 a〜 C L 2 r が装着されている。

リニアモータ 6 F , 6 L は、図 5 に矢印で示す推力を溶融金属 1 に与えようとするもので、リニアモータ 6 F の第 1 グループの電気コイル C F 1 a〜 C F 1 r は弱い推力を、第 2 グループの電気コィノレ C F 2 a〜 C F 2 r は強い推力を溶融金属 1 に与えればよい。したがって第 1 グループの電気コイル C F 1 a〜 C F 1 r の卷回数は少くしてもよいが、制動制御のための直流通電をするとか、 X方向の推力分布をグループ内でも調整するとか、他の制御にも適応しうるように、この実施例では、リニァモータ 6 Fの全スロットおよび全電気コイルはすべて同一仕様のものである。第 1 グループと第 2 グループで異なった推力を発生するように、この実施例では、各グループに異なったレベルの電流を通電する。この内容は後述する。リニアモータ 6 L に関しても同様である。

図 3 0 に、図 2 8 に示す全電気コイルの、グループ内の結線を示す。この結線は 6 極（ N = 6 ) のものであり電気コイルに 3 相交流（ M = 3 ) を通電する。例えば、リニアモータ 6 Fの第 1 グループの電気コイル C F 1 a 〜 C F l r は、図 3 0 ではこの順に、 u， u , V， V， w , w， U， U , v， v， "W， W , u， u， V， V， w wと表わしている。そして「 U」は 3 相交流の U相の正相通電（そのままの通電）を「 u」は U相の逆相通電 ( U相より 1 8 0 度の位相ずれ通電）を表わし、電気コィル「 U」にはその巻始め端に U相が印加されるのに対し、電気コイル「 u」にはその巻終り端に U相が印加されることを意味する。同様に、「 V」は 3相交流の V相の正相通電を、「 v」は V相の逆相通電を、「W」は 3 相交流の W相の正相通電を、「w」は W相の逆相通電を表わす。図 3 0 に示す端子 U 1 1 ， V I 1 および W 1 1 は、リニアモータ 6 Fの第 1 グループの電気コイル

C F 1 a〜 C F 1 rの電源接続端子であり、端子 U 2 1 , V 2 1 および W 2 1 は、リニアモータ 6 Fの第 2 グループの電気コイル C F 2 a〜 C F 2 r の電源接続端子であり、端子 U 1 2 ， V I 2 および W 1 2 は、リニアモータ 6 Lの第 1 グループの電気コイル C L 1 a〜 C L 1 rの電源接続端子であり、端子 U 2 2， V 2 2 および W 2 2 は、リニアモータ 6 Lの第 2 グループの電気コイル C F 2 a〜 C F 2 rの電源接続端子である。

図 3 1 に、リニアモータ 6 Fの第 1 グループの電気コィノレ C F 1 a〜 C F l r ならびにリニアモータ 6 Lの第 1 グループの電気コイル C L 1 a〜 C L 1 r に 3 相交流を流す電源回路を示す。 3 相交流電源（ 3相電力線） 4 1 には直流整流用のサイリスタブリッジ 4 2 Aが接続されており、その出力（脈流）はイングクタ 4 5 Aおよびコンデンサ 4 6 Aで平滑化される。平滑化された直流電圧は 3 相交流形成用のパワートランジスタプリッジ 4 7 Aに印加され、これが出力する 3 相交流の U相が図 3 0 に示す電源接続端子 U 1 1 および U 1 2 に、 V相が電源接続端子 V 1 1 および V 1 2 に、また W相が電源接続端子 W 1 1 および W 1 2 に印加される。

リニアモータ 6 Fの第 1 グループの電気コィノレ C F 1 a 〜 C F 1 r ならびにリニアモータ 6 Lの第 1 グループの電気コィノレ C L 1 a 〜 C L l r が、図 5 に矢印で示す小さい推力を発生するコイル電圧指令値 V dcAが位相角算出器 4 4 Aに与えられ、位相角 α算出器 4 4 Αが指令値 V dcAに対応する導通位相角 α (サイリスタトリガ —位相角）を算出し、これを表わす信号をゲートドライバ 4 3 Αに与える。ゲートドライノく' 4 3 Aは、各相のサイリスタを、各相のゼロクロス点から位相カウントを開始して位相角 αで導通トリガーする。これにより、トランジスタブリッジ 4 7 Αには、指令値 V d c Aが示す直流電圧が印加される。 '

—方、 3 相信号発生器 5 1 Aは、周波数指令値 F dcで指定された周波数（この実施例では 2 0 Hz) の、定電圧 3 相交流信号を発生して比較器 4 9 Aに与える。比較器 4 9 Aにはまた、三角波発生器 5 0 A力く 3 KHz の、定電圧三角波を与える。比較器 4 9 Aは、 U相信号のレベルが正のときには、それが三角波発生器 5 0 Aが与える三角波のレベル以上のとき高レベル H ( トランジスタオン）で、三角波のレベル未満のとき低レベル L ( トランジスタオフ）の信号を、 U相の正区間（ 0 〜 1 8 0 度）宛て ( U相正電圧出力用トランジスタ宛て）にゲートドライバ 4 8 A に出力し、 U相信号のレベルが負のときには、それが三角波発生器 5 O Aが与える三角波のレベル以下のとき高レベル Hで、三角波のレベルを越えるとき低レベル Lの信号を、 U相の負区間（ 1 8 0 〜 3 6 0 度）宛て（ U相負電圧出力用トランジスタ宛て）にゲートドライノ < 4 8 Aに出力する。 V相信号および W相信号に関しても同様である。ゲートドライバ 4 8 Aは、これら各相正、'負区間宛ての信号に対応してトランジスタブリッジ 4 7 Aの各トランジスタをオン、オフに付勢する。

これにより、電源接続端子 U l 1 および U 1 2 には 3 相交流の U相電圧が出力され、電源接続端子 V I 1 および V I 2 に 3 相交流の V相電圧が出力され、また電源接続端子 W l 1 および W 1 2 に 3 相交流の W相電圧が出力され、これらの電圧のレベルはコイル電圧指令値 V dcA で定まり、この 3 相電圧の周波数はこの実施例では周波数指令値 F dcにより 2 0 Hzである。すなわち、コイル電圧指令値 V dc Aで指定された電圧値の、 2 0 Hzの 3 相交流電圧が、図 2 8 および図 3 0 に示すリニアモータ 6 F および 6 Lの、第 1 グループの電気コイル C F 1 a 〜 C F 1 r および C L 1 a 〜 C L l r に印加される。

図 3 2 に、リニアモータ 6 Fの第 2 グループの電気コィノレ C F 2 a 〜 C F 2 r ならびにリニアモータ 6 Lの第 2 グループの電気コイル C L 2 a ~ C L 2 r に 3 相交流を流す電源回路を示す。この電源回路の構成は図 5 に示すものと同じである。しかし、図 3 2 に示す電源回路の位相角 α算出器 4 4 Β には、図 5 に矢印で示す大きい推力を発生するコイル電圧指令値 V dcBが与えられる。図 3 2 に示す電源回路が出力する 3 相交流の U相電圧が、電源接続端子 U 2 1 および U 2 2 に出力され、 V相電圧は電源接続端子 V 2 1 および V 2 2 に出力され、また W 相電圧は電源接続端子 W 2 1 および W 2 2 に出力されるこれらの電圧のレベルはコィル電圧指令値 V dcBで定まり、この 3 相電圧の周波数はこの実施例では周波数指令値 F dcにより 2 0 Hzである。すなわち、コイル電圧指令値 V dcBで指定された電圧値の、 2 0 Hzの 3 相交流電圧が、図 2 8 および図 3 0 に示すリニアモータ 6 Fおよび 6 しの、第 2 グループの電気コィノレ C F 2 a〜 C F 2 r および C L 2 a〜 C L 2 r に印加される。

以上により、この実施例では、 6 極構成のリニアモ一夕 6 F， 6 L に 2 0 Hzの 3 相交流が印加され、これらのリニアモータ 6 F， 6 L により、鋅型内壁 3 1 内の溶融金属 1 には、図 5 に矢印で示す推力が加わり、浸漬ノズルからの溶融金属の注入による流れ（図 2 の実線矢印）との合成は循環流となる。リニアモータが 6 極構成で従来よりも極数が多いので、略 6 箇の渦巻きが認められるものの、渦流が弱くパウダの巻込みはその分可能性が低く、しかも、铸型長辺の内面近くでは、隣り合う渦の外縁の電磁力が連続して、 y方向成分が極く小さく、いわば長辺全長（ X方向）に渡って電磁力の X方向成分が均等で、定方向（ X方向）かつ定速度の沿面流がもたらされ、铸型内面のぬぐいが均一になりしかも気泡の浮上が促される。また、周波数が 2 0 H zと従来よりも高いので、溶融金属内部の渦巻きが弱い。周波数を高くすることにより y方向成分が増え X成分が減少する傾向を示すが、極数が多いので、この傾向が抑制される。

本実施例の第 1 の特徴によれば、リニアモータが従来よりも極数が多いので、渦流が弱くパウダの巻込みはその分可能性が低く、しかも、铸型長辺の内面近くでは、隣り合う渦の外縁の電磁力が連続して、 y方向成分が極く小さく、いわば長辺全長（ X方向）に渡って電磁力の X方向成分が均等で、定方向（ X方向）かつ定速度の沿面流がもたらされ、铸型内面のぬぐいが均一になりしかも気泡の浮上が促される。

本実施例の第 2 の特徴によれば、交流周波数が従来よりも高いので、溶融金属内部の電磁力が低下し、溶融金属内部の渦巻きが弱くなり、パウダの巻込み可能性が低くなる。

次に、本発明の第 4 の実施例について説明する。

金属スラブの連続铸造においては、図 4 3 Aに示すように、浸漬ノズル 2 の 2 つの流出口 3 9 から铸型内空間に流出する溶融金属の流動の一方が強く他方が弱くなると、すなわち対称性がくずれると、これに伴って表層流 3 8 も、図 4 3 B に示すように、溶融金属の流動が弱い流出口の上に位置する表層流が弱くなる。このような溶融金属の流動の乱れ（偏流）は铸型内の溶融金属 1 に、高温部と低温部を生ずることになる。すなわち溶融金属の流動が強い箇所では温度が高く、弱い箇所では温度が低い。同一高さの铸型壁面における温度が不均一であると、表面割れやシェル破断を生じ易い。

リニァモータによる溶融金属の駆動により温度の不均一性はある程度回避されるものの、浸漬ノズル 2 の流出口 3 9 の流出特性は注入中に流出口 3 9 への金属付着により変化し、この変化、特に 2 つの流出口の流出特性差が大きくなつたときには、かなりの温度偏差を生ずる。

本実施例は、さらに、铸型内溶融金属の場所による温度むらを抑制することを目的とする。

本実施例は、溶融金属 1 を取り囲む鋅型辺に沿って配列し'た複数個の磁気コアと各磁気コアを励磁するための複数個の電気コイルの組合せでなる、铸型辺に沿った電磁撹拌コイル部またはリニアモーター 6 F， 6 L、および、電気コイルそれぞれに溶融金属流に制動力を又は駆動力を加えるための直流あるいは交流を通電する手段 3 0 F 1 , 3 0 F 2 , 3 0 L 1 , 3 0 L 2 (図 4 4 〜 4 7 ) を備える連続铸造装置において、

前記鍀型辺の温度分布を検出する温度検出手段 S 1 1 〜 S l n , S 2 1 〜 S 2 n， S 3 1 〜 S 3 m， S 4 1 〜 S 4 m (図 4 8 と 4 9 ) ；および、温度が高い箇所の近くの溶融金属流に高い制動力を与える電流指令を前記通電手段 3 0 F 1 , 3 0 F 2 , 3 0 L 1 , 3 0 L 2 に与える温度分布制御手段 6 3 (図 5 0 ) ；を備える。

溶融金属の流速が高い所では铸型内壁の温度が高く、流速が低い所では铸型内壁の温度が低い。したがって、溶融金属の流速分布は、温度検出手段 S 1 1 〜 S 1 η , S 2 1 〜 S 2 n , S 3 1 〜 S 3 m， S 4 1 〜 S 4 mが検出する温度分布に対応する。本発明では、温度分布制御手段 6 3 が、温度が高い箇所の近くの溶融金属流に高い制動力を与える電流指令を前記通電手段 3 O F 1 ， 3 0 F 2 ， 3 0 L 1 , 3 0 L 2 に与える。すなわち溶融金属の流速が高い箇所で、高い制動力を溶融金属に与えるので、溶融金属の上述の偏流が抑制される。すなわち溶融金属の流速分布が均一化する。したがって铸型内の溶融金属の場所による温度むらが抑制される。

本実施例に係る装置の外観及び中央縦断面は、図 2 7 に示すものとほぼ同一であり、本実施例に係る装置の磁気コアを水平に破断した拡大横断面は図 2 8 に示すものとほぼ同一であり、本実施例に係る装置の電気コイルの結線は図 3 0 に示すものとほぼ同一である。

図 4 4 に、リニアモータ 6 Fの第 1 グループの電気コィル C F 1 a 〜 C F 1 r に 3 相交流を流す電源回路 3 0 F 1 を示す。 3 相交流電源（ 3 相電力線） 4 1 には直流整流用のサイリスタブリッジ 4 2 A 1 が接続されておりその出力（脈流）はインダクタ 4 5 A 1 およびコンデンサ 4 6 A 1 で平滑化される。平滑化された直流電圧は 3 相交流形成用のパワートランジスタプリッジ 4 7 A 1 に印加され、これが出力する 3 相交流の U相が図 3 0 に示す電源接続端子 U 1 1 に、 V相が電源接続端子 V I 1 にまた W相が電源接続端子 W 1 1 に印加される。

図 5 に矢印で示す小さい推力を発生するコイル電圧お令値 V dcA 1 が位相角 α算出器 4 4 A 1 に与えられ、位相角算出器 4 4 A 1 が、指令値 V dcA 1 に対応する導通位相角 α (サイリスタトリガ一位相角）を算出し、これを表わす信号をゲートドライバ 4 3 A 1 に与える。ゲ - h ドライバ 4 3 A 1 は、各相のサイリスタを、各相のゼロクロス点から位相カウントを開始して位相角で導通トリガ一する。これにより、トランジスタブリッジ 4 7 A 1 には、指令値 V d c A 1 が示す直流電圧が印加される。

一方、 3 相信号発生器 5 1 A 1 は、周波数指令値 F dc で指定された周波数（この実施例では 2 0 Hz) の、定電圧 3 相交流信号を発生してこれをバイアス指令値 B 1 1 が指定する直流レベル分、レベルシフトして、比較器 4 9 A 1 に与える。比較器 4 9 A 1 には、また、三角波発生器 5 0 1 が 3 1(112 の、定電圧三角波を与える。比較器 4 9 A 1 は、 U相信号が正レベルのときには、それ力く三角波発生器 5 O A 1 が与える三角波のレベル以上のとき高レベル H ( トランジスタオン）で、三角波のレベル未満のとき低レベル L ( トランジスタオフ）の信号を、 U相の正区間宛て（ U相正電圧出力用トランジスタ宛て）にゲートドライバ 4 8 A 1 に出力し、 U相信号が負レべルのときには、それが三角波発生器 5 0 A 1 が与える三角波のレベル以下のとき高レベル Hで、三角波のレベルを越えるとき低レベル Lの信号を、 U相の負区間宛て ( U相負電圧出力用トランジスタ宛て）にゲートドライバ 4 8 A 1 に出力する。 V相信号および W相信号に関しても同様である。ゲートドライバ 4 8 A 1 は、これら各相，正，負区間宛ての信号に対応してトランジスタプリッジ 4 7 A 1 の各トランジスタをオン，オフ付勢する。

これにより、電源接続端子 U l 1 には、 3 相交流の直流バイアス成分（ B l 1 ) を有する U相電圧が出力され電源接続端子 V I 1 に同様な V相電圧が出力され、また電源接続端子 W 1 1 に同様な W相電圧が出力され、これらの電圧の上ピーク z下ピーク間レベルはコイル電圧指令値 · V d c A 1 で定まり、バイアス直流成分のレベルはバィァス指令 B 1 1 で定まる。この 3 相電圧の周波数はこの実施例では周波数指令値 F dcにより 2 0 Hzである。すなわち、コイル電圧指令値 V dcA 1 で指定されたピーク電圧値（推力）およびバイアス指令 B 1 1 で指定された直流成分（制動力）を有する、 2 0 Hzの 3 相交流電圧が図 2 8 および図 3 0 に示すリニアモータ 6 Fおよび 6 L の、第 1 グループの電気コイル C F 1 a 〜 C F 1 r に印加される。

図 4 5 に、リニアモータ 6 Fの第 2 グループの電気コィノレ C F 2 a 〜 C F 2 r に 3 相交流を流す電源回路 3 0 F 2 を示し、図 4 6 に、リニアモータ 6 Lの第 2 グループの電気コイル C L 2 a 〜 C L 2 r に 3 相交流を流す電源回路 3 0 L 1 を示し、図 4 7 に、リニアモー夕 6 Lの第 1 グループの電気コイル C L 1 a 〜 C L l r に 3 相交流を流す電源回路 3 0 L 2 を示す。これらの電源回路 3 0 F 2 , 3 0 L 1 および 3 0 L 2 の構成は、上述の 3 0 F 1 と同一であるが、コイル電圧指令値（ V dcA 2 〜 4 ) およびバイアス指令（ B 2 1 ， B 2 2 ， B 1 2 ) が異なる o

すなわち、リニアモータ 6 Fの第 2 グループの電気コィル C F 2 a 〜 C F 2 r が図 5 に矢印で示す大きい推力を発生するコイル電圧指令値 V dcA 2 が、位相角 α算出器 4 4 Α 2 に与えられる。リニアモータ 6 Lの第 2 グループの電気コイル C L 2 a 〜 C L 2 r が図 5 に矢印で示す大きい推力を発生するコイル電圧指令値 V dcA 3 が、位相角な算出器 4 4 B 1 に与えられる。また、リニアモ一夕 6 Lの第 1 グループの電気コイル C L 1 a 〜

C L 1 r が図 5 に矢印で示す小さい推力を発生するコィル電圧指令値 V dcA 4 が、位相角算出器 4 4 B 2 に与んりしる。

ノくィァス指令 B 1 1 (図 4 4 ) は、リニアモータ 6 F の第 1 グループの電気コイル C F 1 a 〜 C F 1 r に印加する 3 相交流の直流バイアスレベル（制動力）を指定する o

バイアス指令 B 2 1 (図 4 5 ) は、リニアモータ 6 F の第 2 グループの電気コイル C F 2 a 〜 C F 2 r に印加する 3 相交流の直流バイアスレベル（制動力）を指定する o

ィァス指令 B 2 2 (図 4 6 ) は、リニアモータ 6 L の第 2 グループの電気コイル C L 2 a 〜 C L 2 r に印加する 3 相交流の直流バイアスレベル（制動力）を指定する。

ィァス指令 B 1 2 (図 4 7 ) は、リニアモータ 3 L の第 1 グループの電気コイル C L 1 a 〜 C L 1 r に印加する 3 相交流の直流バイアスレベル（制動力）を指定する。

これらのバイアス指令 B 1 1 (図 4 4 ) ， B 2 1 (図 4 5 ) ， B 2 2 (図 4 6 ) および B 1 2 (図 4 7 ) は、図 4 8 〜 5 0 に示すコンピュータ 6 3 が、各電源回路 3 0 F 1 , 3 0 F 2 , 3 0 L 1 および 3 0 L 2 に与える。図 4 8 に、図 2 8 に示す铸型短辺 1 1 Lおよび 1 1 R の背部を示す。これらの短辺 1 1 L， 1 1 Rには、熱電対 S 3 l 〜 S 3 n および S 4 l 〜 S 4 nが、それぞれ铸片引抜き方向（高さ方向；上下方向）に各一列で等間隔に配列され、それぞれの熱電対は、裏当てステンレス板を貫通し銅板のやや内部の（溶融金属に接する表面部の）温度を検出する。すなわち信号処理回路 6 1 Aが熱電対が検出する温度を表わすアナログ信号（検出信号）を発生してアナログゲート 6 2 に与える。

コンピュータ 6 3 は、アナログゲート 6 2 の出力を制御して、熱電対 S 3 l 〜 S 3 nおよび S 4 l 〜 S 4 n の検出信号を順次に AZD変換して読込み、高温値抽出処理手段 6 4 により、熱電対 S 3 1 〜 S 3 nの検出温度の中の最高温度値 T m 1 L 1 および次に高い温度値 T m 2 L 1 を抽出し、かつ、熱電対 S 4 l 〜 S 4 nの検出温度の中の最高温度値 T m 1 R 1 および次に高い温度値

T m 2 R l を抽出する。そして、短辺 1 1 Rの代表温度

( T m l R l - T m 2 R l ) x O. 7 + T M 2 R 1 を算出し、短辺 1 1 Lの代表温度

( T m l L l — T m 2 L l ) x O. 7 + T M 2 L 1 を算出し、両者の差すなわち短辺 1 1 R、 1 1 L間の代表温度差

(TmlRl-Tm2Rl) X 0.7 + TM2R 1 - (Tml L 1 -Tm2 L 1 ) x 0.7- TM2L1

を算出して、それが正値（ 0以上）である（短辺銅板 3 5 Rの方が温度が高い）ときには、 ¥尺 =代表温度差 A ( Aは係数）を算出し；かつ、 V L 1 = B— V Rを算出する。代表温度差が負値である（短辺銅板 3 5 Lの方が温度が高い）ときには、 V L 1 = —代表温度差 X Aを算出し、かつ V R = B— V L 1 を算出する。

V Rは、短辺銅板 3 5 R側の電気コイル C F 1 a〜 C F l r ( リニアモータ 6 Fの左半分；図 2 8 ) および C L 2 a〜（： L 2 r ( リニアモータ 6 Lの左半分；図 2 8 ) に対する制動力成分（バイアス成分）指令値であり V L 1 は短辺銅板 3 5 L側の電気コイル C F 2 a〜 C F 2 r ( リニアモータ 6 Fの右半分；図 2 8 ) および C L 1 a 〜 C L l r ( リニアモータ 6 Lの右半分；図 2 8 ) に対する制動力成分（バイアス成分）指令値である , これらの指令値は、代表温度差が正値（短辺銅板 3 5 R の方が温度が高い）ときにはリニアモータ 6 F， 6 Lの左半分（図 2 8 ) の電気コイルに流す直流電流レベル (バイアス）を大きくして強い制動をかけ、右半分の電気コイルに流す直流電流レベルを小さくして制動を弱くし、逆に、代表温度差が負値（短辺銅板 3 5 Lの方が温度が高い）ときにはリニアモータ 6 F , 6 Lの右半分の電気コイルに流す直流電流レベルを大きくして強い制動をかけ、左半分の電気コイルに流す直流電流レベルを小さくして制動を弱くすることを意味する。

図 4 9 に、図 2 8 に示す铸型長辺 1 O Fおよび 1 0 L の背部を示す。これらの長辺 1 0 F， 1 0 L には、熱電対 S 1 1 〜 S 1 nおよび S 2 1 〜 S 2 nが、それぞれ水平方向に各一列で等間隔に配列され、それぞれの熱電対は、裏当てステンレス板を貫通し銅板のやや内部の（溶融金属に接する表面部の）温度を検出する。すなわち信号処理回路 6 5 Aが熱電対が検出する温度を表わすアナログ信号（検出信号）を発生してアナログゲート 6 6 に与える。

コンピュータ 6 3 は、アナログゲート 6 6 の出力を制御して、熱電対 S 1 1 〜 3 1 11 ぉょび 3 2 l ~ S 2 n の検出信号を順次に A Z D変換して読込み、高温値抽出処理手段 6 7 により、熱電対 S 1 1 〜 S 1 n の検出温度の中の最高温度値 T m 1 Fおよび次に高い温度値 T m 2 F を抽出し、かつ、熱電対 S 2 l 〜 S 2 n の検出温度の中の最高温度値 T m 1 R 2 および次に高い温度値 T m 2 R 2 を抽出する。そして、長辺 1 O Fの代表温度

( T m l F - T m 2 F ) X 0. 7 + T M 2 F

を算出し、長辺 1 0 Lの代表温度

( T m l L 2 - T m 2 L 2 ) 0. 7 + T M 2 L 2 を算出して、両者の差すなわち長辺 1 0 F， 1 0 L間の代表温度差

(TmlF-Tm2F) x 0.7+T 2F- (Tml L2-Tm2L2) x 0.7-TM2L2 を算出して、それが正値（ 0 以上）である（長辺 1 O F の方が温度が高い）ときには、？ =代表温度差〇

( C は係数）を算出し、かつ、 V L 2 = D — V Fを算出する。代表温度差が負値である（長辺 1 0 Lの方が温度が高い）ときには、 V L 2 = —代表温度差 X Cを算出し、かつ V F = B — V L 2 を算出する。

V F は、長辺 1 0 F側のリニアモータ 6 F (電気コィル C F 1 a 〜 C F l r および C F 2 a 〜 C F 2 r を含む）に対する制動力成分（バイアス成分）指令値であり、 V L 2 は長辺 1 0 L側のリニアモータ 6 L (電気コイル C L 2 a 〜 C L 2 r および C L 1 a 〜 C L 1 r を含む）に対する制動力成分（バイアス成分）指令値である。これらの指令値は、代表温度差が正値（長辺 1 0 Fの方が温度が高い）ときにはリニアモータ 6 Fの電気コイルに流す直流電流レベル（バイアス）を大きくして強い制動をかけ、リニアモータ 6 Lの電気コイルに流す直流電流レベルを小さくして制動を弱くし、逆に、代表温度差が負値（長辺 1 0 Lの方が温度が高い）ときにはリニアモー夕 6 Lの電気コイルに流す直流電流レベルを大きくして強い制動をかけ、リニアモータ 6 Fの電気コイルに流す直流電流レベルを小さくして制動を弱くすることを意味する。

図 5 0 に示すようにコンピュータ 6 3 は、

B 1 1 = V R + V F B 2 1 = V L 1 + V F B 2 2 = V R + V L 2 B l 2 = V L 1 + V L 2 を算出し、これらをそれぞれ電源回路 3 O F 1 (図 4 4 ) ， 3 0 F 2 (図 4 5 ) ， 3 0 L 1 (図 4 6 ) および 3 0 L 2 (図 4 7 ) に与える。

以上により、例えば図 4 3 A と 4 3 B に示すように、流出口 3 9 から短辺 1 1 L に向かう溶融金属の流動が弱く短辺 1 1 Rに向かう溶融金属の流動が強い（ 1 1 Rが 1 1 L より高温）ときには、 V Rが大きく V L 1 が小さいので、 B l l ， B 2 2 > B 2 1 , B 1 2 となり、リニァモータ 6 Fおよび 6 Lの右半分の電気コイルには、左半分の電気コイルよりも、高レベルの直流成分が通電されて強い制動力が短辺 1 1 Rに向かう溶融金属の流動に作用し速度が制御される。短辺 1 1 L に向かう溶融金属の流動に対する制動力は弱くなり、短辺 1 1 L に向かう溶融金属の流速が上昇する。

流出口 3 9 から短辺 1 1 L に向かう溶融金属の流動と短辺 1 1 Rに向かう溶融金属の流動が実質上同速度であつても、仮に浸漬ノズル 2 から出る溶融金属の流動が長辺 1 0 F側に偏っていると、長辺 1 0 Fの温度が長辺 1 0 L よりも高くなる。この場合には、 V Fが大きく V L 2 が小さいので、 B 1 1 ， B 2 1 > B 2 2 , B 1 2 となり、リニアモータ 6 F の電気コィノレには、リニアモータ 6 Lの電気コイルよりも、高レベルの直流成分が通電されて強い制動力が長辺 1 0 F に沿う溶融金属に作用し速度が抑制される。長辺 1 0 L に沿う溶融金属の流動に対する制動力は弱くなり、長辺 1 0 L に沿う溶融金属の流速が上昇する。

以上のような原理により、上記実施例によれば、浸漬ノズル 2 を中心として、铸型長辺に沿う方向 X (左右の）溶融'金属の流速偏差が抑制され、かつ、短辺に沿う方向 y (幅方向手前側と後側の）溶融金属の流速偏差が抑制され、铸型内溶融金属の温度分布が均一化する。

以上は、直流印加について述べたが、移動磁界を生じない態様で電気コイルに交流を通電する態様でも本発明は実施しうる。加えて、移動磁界を生ずる態様で電気コィルに交流を通電する場合、すなわちリニアモータに、移動磁界を生ずる交流を通電する場合には、溶融金属の流動と逆方向の移動磁界をリニアモータに発生させることにより制動力が溶融金属に加わる。次に、移動磁界により推力を加えることにより溶融金属に制動力を加える 1 つの態様を説明する。この態様では、図 5 1 Aのごとく、铸型長辺に沿って浸漬ノズル 2 に向かう電磁力（推力）が発生するように、リニアモータ 6 F， 6 Lの結線を、図 5 2 に示すように変更する。図 5 1 B に示すように偏流が起こり、浸漬ノズル 2 の左側のほうが右側より強く表層流が生じた場合、左側の短辺の温度が高くなる。そこでこの実施例では、図 5 1 C に示すように、温度が高い方の電磁力を下げ低い方の電磁力を上げる。

これを行なうコンピュータ 6 3 の演算処理を図 5 3 に示す。前述の直流による制動力を加える場合には、温度が高い所で直流バイアス（ B 1 1 ， B 2 2 ) を高くし低い所で直流バイアス（ B 2 1 ， B 1 2 ) を低くするが、この実施例では温度が高い所で交流電圧（ V dc A 1 ，

V dcA 3 ) を低くし温度が低い所で交流電圧（ V dcA 2， V dc A 4 ) を高くする。すなわち温度が高い所で溶融金属への加速推力を下げ、温度が低い所で加速推力を上げる。このように、前述の実施例の直流バイアス（ B 1 1 ， B 2 2 ) とこの実施例の交流電圧（ V dcA l , V dc A 3 ) とは、温度の高低に関して電圧または電流の大小が逆の関係となる。したがつてこの実施例では、コンピュータ 6 3 は、図 5 3 に示すように、現在出力しているコイル電圧（ V dcA l P〜 V dcA 4 P ) より、前述の実施例と同様に算出した所要制動力対応値を減算し、得た値を、新たなコイル電圧指令値 V dcA 1 〜 V dcA 4 として更新し、これらをそれぞれ電源回路 3 0 F 1 ， 3 0 F 2 , 3 0 L I および 3 0 L 2 に出力し、現在出力しているコィル電圧を表わす値（レジスタのデータ） V dcA l P〜

V dc A 4 Pを該出力値に更新する。

図 5 1 B に示すように偏流が起こり、浸漬ノズル 2 の左側のほうが右側より強く表層流が生じた場合、左側の短辺の温度が高くなる。するとコンピュータ 6 3 が、高温側の V d c A 1 及び V d c A 3 を小さくし、低温側の

V dc A 2 , V dcA 4 を大きくする。従って、リニアモータ 6 Fの第 1 グループの電気コイル C F 1 a 〜 C F 1 r およびリニアモータ 6 Lの第 2 グループの電気コイル C L 2 a 〜 C L 2 r の 3 相交流電流値が減少して電磁力 (推力）力く下力くり、リニアモータ 6 Fの第 2 グループの電気コィノレ C F 2 a ~ C F 2 r およびリニアモータ 6 L の第 1 グループの電気コイル C L 1 a ~ C L 1 r の 3 相交流電流値が増加して電磁力（推力）が上がり、リニアモータ 6 F , 6 L による電磁力は図 5 1 Cのごとくになる。すると、偏流によって弱かった右側の表層流は強くなり、メニスカス面内で均一な流れが得られることにな。

図 5 1 B に示す偏流とは逆の偏流を生じた場合には、すなわち浸漬ノズル 2 の左側の表層流が弱く右側の表層流が強い場合には、右側短辺の温度が左側短辺の温度より高くなる。これに応答してコンピュータ 6 3 が、高温側の V d c A 2 及び V d c A 4 を小さくし、低温側の V d c A 1 ， V dcA 3 を大きくする。従って、リニアモータ 6 F の第 1 グループの電気コイル C F 1 a ~ C F 1 r およびリニアモータ 6 L の第 2 グループの電気コイル C L 2 a 〜 C L 2 r の 3 相交流電流値が増大して電磁力（推力）が上がり、リニアモータ 6 F の第 2 グループの電気コィノレ C F 2 a 〜 C F 2 r およびリニアモータ 6 L の第 1 グループの電気コイル C L 1 a 〜 C L 1 r の 3 相交流電流値が減少して電磁力（推力）が下がる。これにより、偏流によって弱かった左側の表層流は強くなり、メニスカス面内で均一な流れが得られることになる。

以上のような原理により、上記実施例によれば、浸漬ノズル 2 を中心として、铸型長辺に沿う方向 X (左右の）溶融金属の流速偏差が抑制され、铸型内溶融金属の温度分布が均一化する。

溶融金属の流速が高い箇所で、高い制動力を溶融金属の流動に与えるので、溶融金属の偏流が抑制される。すなわち溶融金属の流速分布が均一化する。したがって铸型内溶融金属の場所による温度むらが抑制される。

次に、本発明の第 5 の実施例について説明する。

以上述べた実施例等において、安定した循環流を起こすには、強い電磁力が必要である。例えば、リニアモー夕 6 F の右半分とリニアモータ 6 L の左半分は、浸漬ノズル 2 から铸型内に流れ込む溶融金属の流動に打勝つ強い電磁力を与えなければならない。そこで、結線をかえたり、複数電源にすることにより、強い電磁力を得ようとしている。上述のリニアモータによる溶融金属の表層駆動は、上述の循環流を発生するが、強い電磁力を得るために結線替えしてもコイルに流れる電流の大きさは冷却能力で決まっている。以下にこの理由を説明する。

リニアモータのコィノレに切られた各スロッ卜においてスロットの幅方向の長さをて a Cm , スロットの深さ方向の長さをて b 〔m〕，コアに巻き回されたコィノレのターン数を n とし、また電流の大きさを I 〔 A〕とすると、電流密度 j は空間の単位面積あたりを通過する電気力線の総数であり、次の様に表される。

j = ( yS x n I ) / ( r a X r b ) …（6) なお、 /3 は、スロット断面における電気コイルの占積率である。

ところで、（6) 式より電流密度 j は電流の大きさに比例し、また、コイルが流れる電流により加熱された場合その温度は電流密度が高い程上昇するのでコイルの冷却条件によってコイルに流せる電流の量には自と制限がある。つまり、コイルに銅を使用した場合、銅の冷却条件により、例えば、冷却方法が水冷の場合においてその冷却能力により 3 〜 6 e + 6 A / また空冷の場合においては 1 〜 2 e + 6 A Z m²の範囲に制限されている。この為、電磁力分布を変えようとすると電流の大きさを小さくするしかなく、十分大きな電磁力は得られない。

本実施例は、より効果的に、気泡の浮上促進、溶融金属中へのパウダ巻き込み回避、および又は、表層付近の铸型内面のぬぐい、を行なうことを目的とする。

本実施例は、図 5 4 に示す様に、溶融金属 1 を取り囲む铸型辺の一辺 1 O F に沿って配置される、複数個のスロット B F 1 a等を有する磁気コア 1 2 F と、複数個のスロットの少くとも一部のものに揷入された複数個の電気コイル C F 1 a 等の組合せでなる第 1 組のリニアモー夕 6 F ；前記一辺に対向するもう一つの辺 1 0 L に沿つて配置される、複数個のスロット B F 1 a等を有する磁気コア 1 2 しと、複数個のスロッ卜の少くとも一部のものに挿入された複数個の電気コイル C L l a 等の組合せでなる第 2 組のリニアモータ 6 L ；および、第 1 組および第 2 組のリニアモータ 6 F , 6 L に通電する通電手段を備える連続铸造装置において、

第' 1 態様では、铸型辺が取り囲む空間に溶融金属を供給するノズル部材の中心を通り前記一辺に直交する仮想上の第 1 平面とノズル部材の中心を通り第 1 平面に直交する仮想上の第 2 平面で铸型辺が取り囲む空間を 4 分割しこれらの分割した空間をノズル部材を中心に時計廻りで第 1 空間，第 2 空間，第 3 空間および第 4 空間とすると、前記リニアモータの、第 1 および第 3 空間に対向する部位の少くとも一部のスロット B F 1 a 〜 B F 1 r , B L 1 a 〜 B L 1 r を他のもの B F 2 a 〜 B F 2 r 、 B L 2 a 〜 B L 2 r より深く構成したことを特徴とする第 2 態様では、図 5 9 に示す様に、第 1 組のリニアモ一夕 6 F は第 1 空間に対向するスロット B F 1 a 〜 B F 1 r のみに電気コィノレ C F 1 a 〜 C F 1 r を有し、第 2 組のリニアモータ 6 L は第 3 空間に対向するスロット B L 1 a 〜 B L 1 r のみに電気コイル C L 1 a 〜 C L 1 r を有することを特徴とする。

第 3 態様では、図 6 O Aに示す様に、第 1 組のリニアモータ 6 Fの第 1 空間に対向する電気コィノレ C F 1 a - C F 1 r および第 2 組のリニアモータの第 3 空間に対向する電気コィノレ C L 1 a 〜 C L l r に、それらの空間内の溶融金属を铸型辺に沿う方向に駆動するための交流電流を通電する第 1 組の通電手段 V C、および、第 1 組のリニアモータ 6 Fの第 2 空間に対向する電気コイル C F 2 a 〜 C F 2 r および第 2 組のリニアモータ 6 Lの第 4 空間に対向する電気コイル C L 2 a 〜 C L 2 r に直流電流を通電するかあるいは通電を遮断する回路 V D、を備えることを特徴とする。

第 1 態様の作用

図 5 4 は、本発明の第 5 実施例の第 1 態様のリニアモ —夕部分において横手方向（ X — y面に平行）に切断した平面図、図 5 6 Aはコア 1 2 Lの図 5 4 において一点鎖線 Cで囲まれた部分の拡大平面図、図 5 6 B はコア 1 2 Lの一点鎖線 Dで囲まれた部分の拡大平面図である。铸型内壁 3 1 に沿う循環流を溶融金属の表層に生起させ循環流を定速度で安定して流す為には、強い電磁力が必要である。例えば、リニアモータ 6 Fの右半分とリニアモータ 6 Lの左半分は、浸漬ノズル 2 から铸型内に流れ込む溶融金属の流動に打勝つ強い電磁力を与えなければならない。しかし、リニアモータの冷却条件により流すことのできる電流の量は限られている。そこで本発明の第 1 態様においては、アンペアコンダクタ α を大きくすることにより、すなわちスロットを深くしてそこに挿入する電気コイルのアンペアターン（卷回数 X通電電流値）を大きくすることにより、強い電磁力を得る。

アンペアコンダクタ ε と電磁力 f の間には f oc _£ ² の関係があり、電流密度を j 、占積率を yS、また、図 5 6 A において、ボーノレピッチをて s , 、スロットの X方向幅をて a , 、スロットの y方向深さて b , とすると、 ε は次式で表される。

ε = ( n x l ) / て S i

= j ( て a , / て s ₁ ) x r b , x β 〔 A / m〕 …… （7) このとき、電流密度 j 及び占積率はリニアモータの冷却条件によって決定する定数であり、て a , / て s , も定数であるとすると、 ε を大きくするには、 r b , を大きくすればよいことになる。図 5 6 A と図 5 6 Bを比較すると、て S i = て S i 、 r a ι = て a i である力く、て = 2 て b ₂ となっており、コア 1 2 F において、コイル C F 1 a 〜 C F l r (以下第 1 グループ）が巻き回されている半分とコイル C F 2 a 〜 C F 2 r が巻き回されている半分（以下第 2 グループ）とでは、第 1 グル —プのコイルが巻き回されているコイル部分の電磁力は第 2 グループのコイルが巻き回されているコイル部分の電磁力の 2 倍の強さを持っている。リニアモータ 6 に関しても同様である。従って、図 6 1 B に示すようにメニスカス表層部において、モータの電磁力の強さに従つた表層流が発生し、図 6 1 Aに示す注入流による表層流を、打ち消しまたは強めて最終的には図 6 1 C に示す铸型内壁 3 1 に沿う速度分布の均一性が高い循環流を溶融金属の表層に生起させることができる。

本実施例の第 1 態様の铸型内溶融金属の表層部に加わる電磁力の分布を図 5 7 に示す。また、スロットの深さが均一であるリニァモータの例における铸型内溶融金属の表層部に加わる電磁力の分布として図 3 4 を参照するこれらの図面は、铸型の一長辺に沿って n = 3 6 (すなゎぢ 3 6 個の電気コィノレ）のスロットを配列したリニアモータ 6 F と 6 Lを铸型を間に置いて配列した場合の、铸型内溶融金属 1 の表層部の水平面における電磁力分布を矢印で示すものであり、矢印の方向が電磁力の方向を示し、長さが強さを示す。なおこれは、 1 . 8 H zの 3 相交流を通電した場合の、 1 周期間に発生する電磁力（積算値）を計算により求めたものである。図 3 4 に示す従来例の様に、極数が少なく（ 2 極）、スロッ卜に特に何らかの工夫が見られない場合には、電磁力は大きいが、 y 方向（铸型の短辺に沿う方向）の電磁力成分が強く（図中で y方向に矢印が長く）、左右（ y方向）各 1 箇所計 2 箇所で電磁力が反時計方向の渦巻きとなる。このような力は溶融金属 1 に渦流をもたらし、これがパウダ巻き込みをもたらす恐れがある。また铸型内壁面（長辺の内面）に沿う X方向での、 X方向電磁力成分が大小に分布するので、 X方向で铸型内面のぬぐいむらがあり、部分的に溶融金属が滞留する恐れがある。

図 5 7 に示す本発明の第 1 態様（図示例は 2 極）の場合には、電磁力の y方向成分が実質上なくなり、もはや渦巻きは認められず、実質上沿面流のみを生ずる。したがってパウダの巻込み防止効果が極く高く、铸型長辺全長（ X方向）に渡って電磁力の X方向成分が均等で、定方向（ X方向）かつ定速度の沿面流がもたらされ、铸型内面のぬぐいが均一になりしかも気泡の浮上が促される本発明の第 1 態様の特徴によれば、従来用いられていない'スロット形状すなわち対向するスロット同士でスロット深さの違うリニアモータを用いるので、上述の図 5 6 A と図 5 6 B及び図 5 ' 7 を参照して説明した作用効果力 <もたらされる。

第 2 態様の作用

図 5 9 に本実施例の第 2 態様を示すが、これにおいては、リニアモータ 6 F の第 2 グループの電気コィノレ C F 2 a 〜 C F 2 r (図 5 4 ) が省略され、かつリニアモータ 6 L の第 2 グループの電気コイル C L 2 a 〜 C L 2 r が省略されている。これにより第 1 空間および第 3 空間の溶融金属 1 には実質上リニア駆動力が加わらない。すなわち浸漬ノズル 2 よりの溶融金属注入による表層流 (図 6 1 A ) を助長するリニア駆動力が加わらないのでリニアモータ 6 F , 6 Lの第 1 グループの電気コイル C F 1 a〜 C F l r， C L 1 a〜 C L l r によるリニア駆動力は、浸漬ノズル 2 よりの溶融金属注入による第 1 空間および第 3 空間の表層流に打勝ちかつその差分が第 2 空間および第 4 空間の表層流の速度と実質上同じくなる程度のものであればよい。したがって、図 6 1 B に示すようにメニスカス表層部において、モータの電磁力の強さに従った表層流が発生し、図 6 1 Aに示す注入流による表層流を、打ち消しまたは強めて最終的には図 6 1 C に示す铸型内壁 3 1 に沿う速度分布の均一性が高い循環流を溶融金属の表層に生起させることができる。

第 3 態様の作用

図 '6 0 A と 6 0 B に本実施例の第 3 態様の電源回路を示す。この第 3 態様で用いられるリニアモータは図 5 4 又は図 2 8 に示す態様のものである。これにおいては、リニアモータ 6 F , 6 Lの第 1 グループの電気コイル C F 1 a〜 C F l r , C L 1 a〜 C L l r には第 1 ，第 2 実施例と同様にリニァ駆動力を生ずる交流が通電される力く、第 2 グループの電気コイル C F 2 a〜 C F 2 r，

C L 2 a〜 C L 2 r には、直流通電回路 V D (図 6 O A と 6 0 B ) により直流が通電されるか、又は通電が遮断される（直流電流値 = 0 と等価）。これにより第 2 空間および第 4 空間の溶融金属 1 には実質上リニア駆動力が加わらない。 0 レベルを越える直流を通電すると、第 2 空間および第 4 空間の浸漬ノズル 2 よりの溶融金属注入による表層流（図 6 1 A ) を止めようとする制動力が加わる。リニアモータ 6 F , 6 Lの第 1 グループの電気コィノレ C F 1 a〜 C F l r、 C L 1 a〜 C L l r によるリニァ駆動力は、浸漬ノズル 2 よりの溶融金属の注入による第 1 空間および第 3 空間の表層流に打勝ちかつその差分が第 2 空間および第 4 空間の表層流の速度と実質上同じくなる程度のものであればよい。 0 レベルを越える直流を通電する態様では第 2 空間および第 4 空間の表層流の速度が下がるので、第 1 グループの電気コイル

C F 1 a〜 C F l r 、 C L 1 a〜 C L l r によるリニア駆動力は、表層流の流速を均一化する上では、より小さい値でもよいことになる。した力くつて、図 6 1 B に示すようにメニスカス面内において、モータの電磁力の強さに従った表層流が発生し、図 6 1 Aに示す注入流による表層流を、打ち消しまたは強めて最終的には図 6 1 じに示す铸型内壁 3 1 に沿う速度分布の均一性が高い循環流を溶融金属の表層に生起させることができる。

本実施例の各態様について、さらに詳しく説明する。 —第 1 態様一

図 5 4 に、図 2 7 に示す内壁 3 1 を、リニアモータ 6 F， 6 Lのコァ 1 2 F， 1 2 L部で水平に破断した断面を示す。铸型の内壁 3 1 は、相対向する長辺 1 0 F， 1 0 Lおよび相対向する短辺 1 1 R , 1 1 Lで構成されており、各辺は銅板 3 3 F , 3 3 L , 3 5 R , 3 5 L に、非磁性ステンレス板 3 2 F， 3 2 L , 3 6 R , 3 6 L を裏当てしたものである。

この態様では、リニアモータ 6 F， 6 Lのコア 1 2 F 1 2 L は、铸型長辺 1 0 F， 1 0 Lの実効長（溶融金属 1 が接する X方向長さ）よりやや長く、それらの全長に深さ（ y方向長さ）の違うスロットが所定ピッチでそれぞれ 1 8 個づっ計 3 6 個切られている。リニアモータ 6 Fのコア 1 2 F に切られたスロット B F 1 a 〜 B F l r およびリニアモータ 6 Lのコア 1 2 L に切られたスロット B L 1 a 〜 B L l r の深さは、リニアモータ 6 Fのコァ 1 2 F に切られたスロット B F 2 a ~ B F 2 r およびリニアモータ 6 Lのコア 1 2 L に切られたスロット B L 2 a 〜 B L 2 r の深さよりも深く、この実施例において'は、 2 倍の深さになっている。その分、スロッ卜に揷入されている電気コイルのアンペアターン数が大きいリニアモータ 6 Fのコア 1 2 Fの各スロッ卜には、第 1 グループの電気コイル C F 1 a〜 C F 1 r および第 2 グループの電気コイル C F 2 a 〜 C F 2 r が装着されている。同様に、リニアモータ 6 Lのコア 1 2 Lの各スロッ卜には、第 1 グループの電気コイル C L 1 a 〜

C L 1 r および第 2 グループの電気コイル C L 2 a 〜 C L 2 r が装着されている。

リニアモータ 6 F， 6 L は、図 6 1 B に点線矢印で示す推力を溶融金属 1 に与えるようとするもので、リニアモータ 6 Fおよび 6 Lの第 1 グループの電気コイル C F 1 a〜 C F l r および C L 1 a〜 C L l r は強い推力を、第 2 グループの電気コイル C F 2 a〜 C F 2 rおよび C L 2 a〜 C L 2 r は弱い推力を溶融金属 1 に与えればよい。したがって第 1 グループのスロットを第 2 スロッ卜の深さよりも深くすれば、メニスカス上において対角上に推力の大きい部分または小さな部分が発生し浸漬ノズル 2 より流れ込む溶融金属によるメニスカス面内の流速の速度変位は加速または相殺され、均一な攪拌が得られるようになる。

図 5 5 に、図 5 4 に示す全電気コイルの結線を示す。この結線は 2 極（ N = 2 ) のものであり、電気コィノレに 3相交流（M = 3 ) を通電する。例えば、リニアモータ 3 Fの第 1 グループの電気コイル C F 1 a〜 C F 1 r は図 5·5 ではこの順に、 w， w , w , w , w , w , V， V V， V， V， V， u , u , u , u , u , u と表わし、第 2 グル一プの電気コィル C F 2 a〜 C F 2 rでは、この順に、 W， W, W, W, W, W, v， v， v， v， v， v， U， U， U, U， U， Uと表わしている。そして「 U」は 3相交流の U相の正相通電（そのままの通電）を、「 u」は U相の逆相通電（ U相より 1 8 0 度の位相ずれ通電）を表わし、電気コイル「 U」にはその巻始め端に U相が印加されるのに対し、電気コイル「 u」にはその巻終り端に U相が印加されることを意味する。同様に、「 V」は 3相交流の V相の正相通電を、「 v」は V 相の逆相通電を、「W」は 3相交流の W相の正相通電を「 w」は W相の逆相通電を表わす。図 5 5 に示す端子 U 1 ， V 1 および W 1 は、リニアモータ 6 Fの第 1 グループ、第 2 グループの電気コイル C F 1 a〜 C F l r , C F 2 a〜 C F 2 r の電源接続端子であり、端子 U 2， V 2 および W 2 は、リニアモータ 6 Lの第 1 グループ、第 2 グループの電気コイル C L 1 a〜 C L 1 r，

C L 2 a〜 C L 2 r の電源接続端子である。

以上により、この実施例では、 2 極構成のリニアモー夕 6 F , 6 L に 2 0 Hzの 3 相交流力く印加され、これらのリニアモータ 6 F， 6 L により、铸型内壁 3 1 内の溶融金属 1 には、図 6 1 B に点線矢印で示す推力が加わり、浸漬ノズル 2 からの溶融金属の注入による流れ（図 6 1 A ) との合成は図 6 1 C に示す実線矢印となる。すなわち、循環流となる。渦流が弱くパウダの巻込みはその分可能性が低く、しかも、铸型長辺の内面近くでは、隣り合う渦の外縁の電磁力が連続して、 y方向成分が極く小さく、いわば長辺全長（ X方向）に渡って電磁力の X方向成分が均等で、定方向（ X方向）かつ定速度の沿面流がもたらされ、铸型内面のぬぐいが均一になりしかも気泡の浮上が促される。

一第 2 態様一

図 5 9 に、本実施例の第 2 態様のコア 1 2 F， 1 2 L を水平に破断した拡大横断面図を示す。コア 1 2 F及び 1 2 L に切られているスロッ卜の第 2 グループ（スロット B F 2 a〜 B F 2 r 、及びスロット B L 2 a ~ B L 2 r ) にはコィノレは巻かれていない。その他の構成は第 1 態様と同じである。

スロッ卜の第 2 グループ（スロット B F 2 a〜 B F 2 r及びスロット B L 2 a〜 B L 2 r ) にコイルを巻かないことにより、コア 1 2 F， 1 2 Lに発生する電磁力はスロッ卜の第 1 グループ（スロット B F 1 a〜 B F l r 及びスロット B L 1 a〜 B L l r ) に巻き回されているコィノレ（ C F 1 a〜 C F l r及び C L 1 a〜 C L l r ) によ'るもののみになる。

本実施例の第 2 態様の铸型内溶融金属の表層部に加わる電磁力の分布を図 5 8 に示す。図 5 7 に示す第 1 態様の場合に比べても電磁力の大きさにはさほど変りなく、実質上沿面流を生じさせることができる。また、コイルを巻く手間が省けるため、時間の合理化とコストの削減がなされ、更に、铸型長辺全長（ X方向）に渡って電磁力の X方向成分が均等で、定方向（ X方向）かつ定速度の沿面流がもたらされることにより、パウダの巻込み防止効果が高く、铸型内面のぬぐいが均一になりしかも気泡の浮上が促される。

一第 2 態様の変形例一

電気コイルを省略したコア部分は実質上不要である。そこで本実施例の第 2 態様の変形例では、リニアモータ 6 Fおよび 6 Lのコア 1 2 Fおよび 1 2 Lを、第 1 グループの電気コィノレ C F 1 a〜 C F 1 r及び C L 1 a〜 C L l r を巻回した部分の長さのものとする。一第 3 態様一

本実施例の第 3 態様では、図 5 4 又は図 2 8 に示すリニァモータ 6 F， 6 Lを用いるが、これらのリニアモー夕 6 F， 6 L に、図 6 O Aに示すように電源回路 V Cおよび V Dを接続する。すなわちリニアモータ 6 F， 6 L の第 1 グループの電気コイル C F 1 a 〜 C F 1 r 及び C L 1 a 〜 C L l r には、本実施例の第 1 ，第 2 態様と同様に、図 3 1 に示す電源回路と同じ構成の 3 相交流出力の電源回路 V C により 3 相交流を印加する。しかし第 2 グループの電気コィノレ C F 2 a 〜 C F 2 r 及び C L 2 a 〜 C L 2 r には、図 6 0 B に示す直流電源回路 V Dにより直流を通電するか、又は通電を遮断する。

図 6 0 B に示す直流電源回路 V Dは、図 3 1 に示す電源回路より、トランジスタブリッジ 4 7 Aを削除し、コンデンサ 4 6 Aの直流電圧をそのまま出力するようにしたものである。図 6 0 B に示す直流電源回路 V Dの直流出力電圧は位相角 α算出器 7 6 d に与えるコイル電圧指令値 V cdにより定まり、 V cdが 0 レベルであるとゲートドライバ 7 7 d力くトリガー信号を発生しないのでサイリスタブリッジ 7 2 dがオフで直流出力電圧は 0 となる。すなわち、第 2 グループの電気コイル C F 2 a 〜 C F 2 r 及び C L 2 a 〜 C L 2 r の通電は遮断となる。

コイル電圧指令値 V cdが次第に上昇すると、入力 3 相交流のゼロクロス点より前でゲートドライバ 7 7 d力くトリガ一信号を発生しサイリスタブリッジ 7 2 dがオンするようになり、コイル電圧指令値 V c dの上昇に伴って直流出力電圧が上昇する。第 2 ·グループの電気コイル C F 2 a 〜 C F 2 r 及び C L 2 a 〜 C L 2 r に流れる直流電流は、第 2 空間および第 4 空間の溶融金属 1 の表層流 3 8 (図 6 1 A ) に制動力を与え、この制動力は直流電源回路 V Dの直流出力電圧の上昇に伴って強くなる。これを大きく設定すれば、図 6 1 C に実線矢印で示す循環流の流速分布を均一化するための、第 1 グループの電気コィノレ C F 1 a 〜 C F l r 及び C L 1 a 〜 C L l r に流す交流電流値（第 1 空間および第 3 空間に及ぼすリニァ駆動力）を小さくしうる。ただし表層流の流速は低くなる。表層流の流速を高くするときには制動力を下げてリニア駆動力を上げればよい。このような調整を、第 1

〜 4 空間のそれぞれで行ない得るように、本実施例の第 3 態様では、図 6 O Aに示すように、 2 組の交流電源回路 V Cおよび 2 組の直流電源回路 V Dを備えて、それぞれでリニアモータ 6 Fおよび 6 Lの第 1 グループの電気コイルに 3 相交流を、第 2 グループの電気コイルに直流を印加するようにしている。

一第 3 態様の変形例一

本実施例の第 3 態様の変形例では、交流電源回路 V C を 1 組としてリニアモータ 6 Fおよび 6 Lの第 1 グループの電気コイルに 3 相交流を通電し、直流電源回路 V D も 1 組としてリニアモータ 6 Fおよび 6 Lの第 2 グループの電気コイルに直流を通電する。この変形例では、リニァモータ 6 Fおよび 6 Lの第 1 グループの電気コイルの交流電流値を個別に調整しえず、また第 2 グループの直流電流値を個別に調整しえないが、铸型内の空間は浸漬ノズル 2 に関して実質上左右対称であるので、この変形例によっても十分な効果がある。

本実施例の各特徴によれば、スロット深さの違うコアを対向させたリニアモータを用いているので、電磁力の y方向成分が実質上なくなり、もはや渦流は認められず実質上沿面流のみを生ずる。したがってパウダの巻込み防止効果が極く高く、しかも、铸型長辺の内面近くでは隣り合う渦の外縁の電磁力が連続して、 y方向成分が極く小さく、いわば铸型長辺全長（ X方向）に渡って電磁力の X方向成分が均等で、定方向（ X方向）かつ定速度の沿面流がもたらされ、铸型内面のぬぐいが均一になりしかも気泡の浮上が促される。

次に、本発明の第 6 の実施例について説明する。

従来、図 6 2 Aに示すように、モールド 3 に溶融金属 1 を注ぐタンティッシュ 8 0 は、更に取鍋 7 9 から溶融金属の注入をされるが、取鍋 7 9 を交換するときにタンティッシュ 8 0 の溶融金属のレベルが一時低下し、これによりタンティッシュ 8 0 からモールド 3 への注入圧が取鍋 7 9 の交換周期 Xで変動し、例えば図 6 2 B に示すように铸造速度が変動する。铸造速度が下がった時点の铸片は歩止まり Q片（低品質材）と称され、格下げ品又は不良品となる。上述の従来のリニアモータによる溶融金属の表層駆動は、上述の循環流を発生するが、注入圧変動時の歩止まり Q片の発生を抑止する程に表層流を調整もしくは制御することができない。

本実施例は、タンティッシュの操業状況の変化に対応した表層流調整もしくは制御を行ない得る流速制御装置を提供することを目的とする。

本実施例の連続铸造装置は、図 6 3 〜 6 8 に示す様に溶融金属 1 を取り囲む铸型辺の一辺 1 O F に沿う方向に分布する複数個のスロット B F 1 a等を有する磁気コア 1 2 F と各スロッ卜に挿入された複数個の電気コイル C F 1 a 等の組合せでなる第 1 組のリニアモータ 6 F ；前記一辺に対向するもう 1 つの辺 1 0 L に沿って分布する複数個のスロット B L 1 a等を有する磁気コア 1 2 L と各スロッ卜に挿入された複数個の電気コイル C L 1 a 等の組合せでなる第 2 組のリニアモータ 6 L ；

第 1 組および第 2 組のリニアモータ 6 F， 6 Lの電気コイルに通電する通電手段 C C 1 ， 3 0 a / C C 2 , 3 0 b / C C 3 , 3 0 c Z C C 4， 3 0 d ;

铸型辺が取り囲む空間の溶融金属の上表面の複数の位置のそれぞれで溶融金属表層部の流速 V s 1 〜 v s 4 を検出する流速検出手段 9 1 a〜 9 1 d， 9 8 a ；

検出した流速 v s l 〜 v s 4 を、予め設定した複数個の表層部流速分布モードそれぞれの流速成分 M s , M p M a , M t に変換する流速変換手段 9 8 c ；

変換した流速成分 M s， M p , M a， M t のそれぞれを各モードの目標値 M so, M po, Mao， M toと比較し、流速成分偏差 d M s , d M p , d M a , d M t を算出する補償量算出手段 9 8 c ;

流速成分偏差 d M s , d M p , d M a , d M t を、前記複数の位置それぞれでの溶融金属表層部の流速偏差 d V l 〜 d V 4 に逆変換する逆変換手段 9 8 c ；およびこれらの流速 d v l 〜 d V 4 を零にするように、前記通電手段を介して前記第 1 組および第 2 組のリニアモータ 6 F , 6 Lの電流値を制御する通電制御手段 9 8 c ；を備える。

溶融金属表層部の各部の流速は、複数の所定方向の流速（成分）のべクトル和であるので、溶融金属の上表面の複数の位置のそれぞれでの溶融金属表層部の流速 v s 'l 〜 v s 4 は、複数個の表層部流速分布モード（成分）の組合せで表わすことができ、同様に目的とする流速分布を複数個の表層部流速分布モード（成分目標値）の組合せで表わすことができる。そして、操業状態に対応して表層部流速分布を最善なものに変える場合には、操業状態に対応して、該複数個の表層部流速分布モード (成分目標値）の組合せ M so, M po, Mao, M toを、最善の流速分布 v s l 〜 v s 4 をもたらすものに変えればよい。

本実施例の連続铸造装置によれば、流速変換手段 9 8 c が、表層部の実際の流速（検出値 v s l 〜 v s 4 ) を該複数個の表層部流速分布モード（成分）の成分値 M s M p， M a， M t に分解し、補償量算出手段 9 8 じが、目標値 Mso， Mpo， Mao, M t oに対するこれらの成分値 M s , Μ ρ , M a， M t の偏差 d M s， d M p , d M a , d M t を算出し、逆変換手段 9 8 じが、これらの成分偏差 d M s , d M p , d M a , d M t を実際の流速分布の偏差 d v l 〜 d v 4 に逆変換して、通電制御手段 9 8 c が、これらの流速偏差 d v l 〜 d v 4 を零とするように、すなわち d v l 〜 d v 4 を相殺捕償する流速を表層各部に与えるように、リニアモータが溶融金属に加える電磁力を、制御する。これにより、溶融金属の表層部の流速分布は、複数個の表層部流速分布モード（成分目標値）の組合せ Mso， M po, Mao， M toで指定されたもの

( M so, M po, M ao, M toを実際の流速に逆変換したもの）となる。

溶融金属の表層部の各部の流速を個別に調整又は制御する場合には、ある部位の調整による流速変化が他部には外乱として波及するので、各部の一意的な調整又は制御では所望の流速分布が得られないとか、調整又は収束に時間がかかるとかの問題があるが、本実施例に係る連続铸造装置の場合には、目標値 Mso， M po, M ao, M to を所望の流速分布をもたらすものに変更するだけで、自動的かつすみやかに目標の流速分布がもたらされる。したがって流速分布の設定、変更、調整が容易であり、例えば、取鍋 7 9 の交換により铸型への注入速度が低下している間は攪拌モード（図 7 2 A ) を強くしてノズル部材 2 からの注入速度低下による表層流の低下をおぎなうことにより、歩留り Q片の発生を回避するとか Q片長を短くするなどの、操業状態の変化に対応した駆動パ夕一ンおよび又は駆動力の変更をタイミング良く適切に行ないうる。

本実施例について、さらに詳しく説明する。

図 6 3 に、図 2 7 に示す内壁 3 1 を、リニアモータ 6 F , 6 L のコア 1 2 F， 1 2 L部で水平に破断した断面を示す。铸型の内壁 3 1 は、相対向する長辺 1 0 F， 1 0 Lおよび相対向する短辺 1 1 R , 1 1 Lで構成されており、各辺は銅板 3 3 F， 3 3 L , 3 5 R , 3 5 L に、非磁性ステンレス板 3 2 F， 3 2 L , 3 6 R , 3 6 Lを裏当てしたものである。

この実施例では、リニアモータ 6 F， 6 Lのコア 1 2 F， 1 2 L は、铸型長辺 1 0 F， 1 0 L の実効長（溶融金属 1 が接する X方向長さ）よりやや長く、それらの全長にスロッ卜が所定ピッチで 3 6 個切られている。

溶融金属 1 の上方には、流速センサ 9 1 a〜 9 1 d力く図示しない架台で支持されて吊り下げられており、流速値が必要なタイミングで下げられて、溶融金属 1 の表層部の流速（表層流速）を測定する。各センサ 9 1 a〜 9 1 d は、铸型内の 4 分割された各空間（第 1 〜第 4 空間）のそれぞれの流速を測定する。

図 6 4 に、図 6 3 に示す電気コイルの相区分およびグループ区分を示し、図 6 5 には図 6 3 に示す全電気コィノレの結線を示す。この結線は 4 極（ N = 4 ) のものであり、電気コイルに 3 相交流を通電する。例えば、リニアモータ 6 Fの # 1 ， # 2 グループの電気コィノレ（ # 1 ： C F l a〜 C F l r ) , ( # 2 : C F 2 a〜 C F 2 r ) は、図 6 5 ではこの順に、 u， u , u , V， V， V， w , w , w， U , U， U， v， v， v， W, W, Wと表わし . # 3 ， # 4 グループの電気コイル（ # 3 ： C L 1 a - C L 1 r ) , ( # 4 : C L 2 a〜 C L 2 r ) では、この順に、 u， u , u， V， V， V， w， w , w , U， U , U， v , v， v , W, W , W, と表わしている。そして「 U」は 3 相交流の U相の正相通電（そのままの通電）を、「 u」は U相の逆相通電（ U相より 1 8 0 度の位相ずれ通電）を表わし、電気コイル「 U」にはその巻始め端に U相が印加されるのに対し、電気コイル「 u」にはその巻終り端に U相が印加されることを意味する。同様に、「 V」は 3 相交流の V相の正相通電を、「 v」は V 相の逆相通電を、「W」は 3相交流の W相の正相通電を「 w」は W相の逆相通電を表わす。図 6 5 に示す端子 U 1 ， V I ， W 1 および U 2， V 2， W 2 はリニアモータ 6 Fの # 1 グループ， # 2 グループの電気コィノレ C F 1 a〜 C F 1 r， C F 2 a〜 C F 2 rの電源接続端子であり、端子 U 3 ， V 3 , W 3 および U 4， V 4 , W 4 はリニァモータ 6 しの # 3 グループ， # 4 グループの電気コィル C L 1 a〜 C L l r , C L 2 a〜 C L 2 r の電源接続端子である。リニアモータ 6 Fのコア 1 2 Fの各スロッ卜には、 # 1 グループの電気コイル C F 1 a 〜

C F 1 r および # 2 グループの電気コイル C F 2 a 〜 C F 2 r が装着されている。同様に、リニアモータ 6 L のコア 1 2 Lの各スロットには、 # 3 グループの電気コィノレ C L 1 a 〜 C L 1 r および # 4 グループの電気コィル C L 2 a 〜 C L 2 r が装着されている。

なお、リニアモータ 6 F， 6 L は、図 7 2 Aに矢印により示される方向の電磁力を溶融金属 1 に与えようとするものであるが、後述するように、直流通電により溶融金属 1 に制動力を加える機能もある。

浸漬ノズル 2 から铸型内への溶融金属注入により、铸型内溶融金属には図 7 1 C に示す溶融金属の流動が生じこれにより図 7 1 A に示す表層流 3 8 が生ずる。図 7 1 C と ·7 1 Αには、浸漬ノズル 2 を中心に溶融金属の流動は対称に示しているが、実際には、浸漬ノズル 2 からの溶融金属の注入が左右で非対称になることがあり、その場合には表層流も非対称になる。溶融金属の表層の攪拌は、図 7 2 Aに示す態様が好ましく、大略で言うとリニァモータ 6 Fおよび 6 で、図 7 1 Aに示す表層流を図 7 2 Aに示す表層流に変えるような電磁力を、溶融金属 1 に加えるが、溶融金属の表層流は図 7 1 Aあるいは図 7 2 Aに示す態様とは限らない。そこで溶融金属の表層流の分析のために、この実施例では、現実の表層流が、図 7 2 A に示す攪拌モードの表層流（成分 s ) ，図 7 2 B に示す並進モードの表層流（成分 p ) , 図 7 2 C に示す加速モードの表層流（成分 a ) および図 7 2 D に示すねじれモードの表層流（成分 t ) のべクトル和と見なす, なお、各モードの中で、各表層流（ 4 個の矢印）は、絶対値（スカラ量）は同一と定めている。

(a) 攪拌モードの表層流

第 1 ，第 2 空間では铸型辺に沿い同一方向、第 3 ，第 4 空間でも铸型辺に沿い同一方向であるが第 1 ，第 2 空間での方向とは逆方向の全空間で流速の絶対値は同一である。なお、第 1 〜第 4 空間は図 6 3 に示すものである， (図 7 2 A )

(b) 並進モードの表層流

第 1 〜第 4 空間の全空間で铸型辺に沿い同一方向で流速が同一である。（図 7 2 B )

(c) 加速モードの表層流

第 1 〜第 4 空間の全空間で铸型辺に沿いかつノズル部材に向かう方向で流速が同一である。（図 7 2 C )

(d) ねじれモードの表層流

第 1 ，第 2 空間では铸型辺に沿いノズル部材から離れる方向で第 3 , 第 4 空間では铸型辺に沿いノズル部材に向かう方向で流速の絶対値が全空間で同一である。（図 7 2 D )

再度図 6 3 を参照する。本実施例において、モールド 3 内の溶融金属 1 の、第 1 〜第 4 空間のそれぞれの表層流の速度を、流速センサ 9 1 a 〜 9 1 d のそれぞれが検出する。図 6 9 A と 6 9 Bおよび図 7 O A と 7 0 B に流速センサ 9 1 a の構造を示す。

図 6 9 A は流速センサ 9 1 a の、外ケース 1 3 9 ， 1 4 0 を破断した側面図であり、図 6 9 B は図 6 9 Aの E 一 E線断面を示す。流速センサ 9 1 a は、流速測定時には先端が溶融金属 1 に浸される、モリブデンサーメットで作られた板体 1 3 0 を有する。この板体 1 3 0 は支持軸 1 3 1 b を介して支持板 1 3 1 a で回動自在に支持されている。支持板 1 3 1 a にはばね板 1 3 3 の下端が固着されており、ばね板 1 3 3 の上端は固定板 1 3 7 a に固着されている。固定板 1 3 7 a は中空管 1 4 3 と一体である。ばね板 1 3 3 の表，裏には歪ゲージ 1 3 5 a , 1 3 5 b が貼着されており、歪ゲージ 1 3 5 a , 1 3 5 b に接続された信号線 1 3 6 a は中空管 1 4 3 を通っている。' 中空管 1 4 3 にはセンサ保護用の外ケース 1 3 9 が固着されており、その下開口 1 3 4 をばね板 1 3 3 が付通している。外ケース 1 3 9 は支持アームである外ケ —ス 1 4 0 の先端に揷人されている。外ケース 1 4 0 内の通風管 1 4 2 は外ケース 1 3 9 の内空間に開いておりこの通風管 1 4 2 を通して冷却空気が外ケース 1 3 9 に吹込まれる。冷却空気の一部は外ケース 1 3 9 から開口

1 3 4 を通して外部に出るが、他部は外ケース 1 3 9 から開口 1 3 4 を通して外ケース 1 4 0 に入り、外ケース

1 4 0 の内空間を通って、外ケース 1 4 0 の支持基部 (図示せず）から外部に放出される。

外ケース 1 4 0 を測定位置まで降下させると、板体 1 3 0 の下端部が、図 7 O A に示すように、溶融金属 1 に浸り、表層流により押される。この力がばね板 1 3 3 に加わり、ばね板 1 3 3 が歪ゲージ 1 3 5 a ， 1 3 5 b部で曲り、これにより歪ゲージ 1 3 5 a , 1 3 5 b の一方には圧縮応力が、他方には引張応力が作用する。これらの歪ゲージ 1 3 5 a , 1 3 5 b は、図 7 O A と 7 0 B

(および図 6 6 ) に示すように流速検出回路 9 8 a の動歪計 1 8 1 に接続されており、動歪計 1 8 1 が歪ゲージ 1 3 5 a , 1 3 5 b の検出信号の差分を表わす信号を発生する。差分信号はフィルター 1 8 2 を通して低周波分のみがアンプ 1 8 3 に与えられる。アンプ 1 8 3 は、差分信号を流速信号 V s 1 (方向と速度）に変換して、入力インタ一フェイス 9 8 b (図 6 6 ) を介して C P U 9 8 c (図 6 6 ) の A Z D変換入力ポートに与える。

例えば、溶融金属 1 の流れが図 7 0 Aにおいて矢印の方向であるとすると、板体 1 3 0 には力 F 〔 N〕が加わる。この時、抵抗係数を C d、溶融金属の比熱を ρ、断面積を S 、更に流速を v s とすると、 F は次式であらわされる。

F = C d X p X V ² X S / 2 g (8) この力 F により、板体 1 3 0 が溶融金属 1 の流れる方向に押され傾斜する。この力を歪ゲージが検出する。歪ゲージの検出値を ε とすると、

ε = k X F X L (9) (8)式を（9) 式に代入して、 £ = k x C d X /o X v s ² x S / 2 g x L (10)

(10)式より

v s = ^ { ε / C k x C d X iO X S / 2 g x L ) } で示される。歪ゲージから流速検出回路 9 8 a までの電気回路は、このような原理に従って流速 v s を算出しこれを表わす信号 V s 1 を C P U 9 8 c に与える。

他の流速センサ 9 1 b〜 9 1 d も、流速センサ 9 1 a と同一構造および同一機能であり、同様に流速検出回路 9 8 a に接続されており、それぞれ第 2 〜 4 空間の表層流の流速 V s 2 〜 V s 4 (方向と速度）を表わす信号を C P U 9 8 c に与える。

図 6 6 に、図 6 3 (および図 6 4 ，図 6 5 ) に示す電気コィルのそれぞれに通電する電気回路の構成概要を示す。また、図 6 7 には、図 6 6 に示す演算処理装置 9 8 から電源回路 9 2 a〜 9 2 d までの、すなわち演算処理装置 9 8 から電源コイル # 1 ， # 2， # 3 ， # 4 の各電源接続端子 U l ， V I ， W 1 , U 2， V 2 , W 2 , U 3 V 3 , W 3 , U 4 , V 4 , W 4 までの電気回路をやや詳細に示し、図 6 8 には、図 6 7 に示す電源回路 9 2 a および通電制御器 C C 1 の構成を示す。以下、各図に従つて説明する。

本実施例において、モールド M D内の第 1 〜第 4 空間のそれぞれの表層流の速度（方向と大きさ）は流速センサ 9 l a , 9 1 b , 9 1 c , 9 I dで測定して、演算処理装置 9 8 に与える。ここで、センサ 9 1 a〜 9 1 d によって測定された流速を v s l 〜 v s 4 とする。各流速センサ 9 1 a ~ 9 1 d において測定された流速の測定値 V s l 〜 v s 4 は、図 6 6 に示す演算処理装置 9 8 の C P U 9 8 c に入力される。

C P U 9 8 c は、次式に従い、測定値 V s 1 〜 V s 4 の集合を、図 7 2 A〜 7 2 Dに示す各モードの成分値 M s (攪拌モード流速）， M p (並進モード流速）， M a (加速モード流速）および M t (ねじれモード流速）に分解する。

Ms 1 1 1 1 V s 1

Mp 1 1 -1 - 1 vs2

Ma = (1/4) 1 - 1 1 - 1 vs3 (11)

Mt - 1 1 1 -1 v s 4 そして、各モードの成分値 M s , M p , M a および M t の、 C P U 9 8 c に設定されているそれぞれの目標値 M so, Mpo, M aoおよび M toに対する偏差

d M s = M s o — M s ,

d M p = M p o — M p ,

d M a = M s a — M a ,

d M t = M t o - M t

を算出する。なお、 C P U 9 8 c は、それに接続された図示しない操作、表示ボードからオペレータが入力した目標流速分布（上記測定値の 4 値対応）を、上記（ 11 )式に従って各モードの成分目標値 M so， M po, Maoおよび M toに分解してレジスタに保持しており、これらが目標値となる。

C P U 9 8 c は次いで、下記（12)式に従って、これらの偏差値の集合 d M s， d M p , d M a , d M t を合成して、流速偏差 d v l 〜 d v 4 を算出する。すなわちモ一ド成分偏差を、測定値対応の流速偏差 d V 1 〜 d v 4 に逆変換する。

dvl 1 1 1 -1 dMs

dv2 1 1 - 1 1 dMp

dv3 1 - 1 1 1 dMa (12) dv4 1 -1 -1 - 1 dMt これらの流速偏差 d v l 〜 d v 4 が、 # 1 〜 # 4 グループの電気コィルのそれぞれで補償すべき流速である。 C P U 9 8 c は次に、流動制御を開始してからここまでの流速偏差の積分値（これは現在の、リニアモータ駆動状態、すなわちリニアモータで加えている電磁力を表わす）のそれぞれを、算出した d v l 〜 d v 4 に加えて、得た値 V i 1 〜 V i 4 を新たな積分値としてセーブし

(積分値レジスタの内容を更新し）、積分値 V i 1 〜 V i 4 で表わされる流速をもたらすために必要な、 # 1 〜 # 4 の電気コイルグループに接続された電源回路 9 2 a〜 9 2 d の出力電圧 V s l 〜V s 4 ，通電周波数 f 1 - f 4 および直流電圧（直流バイアス） V B 1 〜 V B 4 を算出し、電源回路 3 0 a の通電制御器 C C 1 には V s

1 ， f 1 および V B 1 を指示し、電源回路 3 0 bの通電制御器 C C 2 には V s 2 , f 2 および V B 2 を指示し、電源回路 3 0 c の通電制御器 C C 3 には V s 3 , f 3 および V B 3 を指示し、電源回路 3 0 d の通電制御器 C C 4 には V s 4， f 4 および V B 4 を指示する。なお、 C P U 9 8 c は、積分値宛てで電圧 v s ，周波数 f および直流電圧 V B を書込んだデータマップ（別称テーブルメモリの一領域）があり、このデータマップをアクセスすることにより、積分値 V i 1 〜 V i 4 に対応した V s 1 ， f l および V B 1 ， V s 2 , f 2 および V B 2，

V s 3， f 3 および V B 3 ，ならびに， V s 4 , f 4 および V B 4 を読出して、各通電制御器に出力する。データマップは、積分値が負（攪拌モードの流れ方向と逆方向）では周波数 f = 0 、積分値の絶対値が大きいに従つて V s， V B は高となり、積分値が正（攪拌モードの流れ方向）のときには積分値が大きいに従って f は低、 V s は高、 V B は低となるデータを格納している。

図 7 3 に、 C P U 9 8 c の、上述の、測定値 v s 1 〜

V s 4 力、ら、指令値 V s l 〜V s 4， f l 〜 f 4 および V B 1 〜 V B 4 を生成するまでの演算過程を示す。

C P U 9 8 c は、算出した V s 1 ， f 1 および V B 1 は通電制御器 C C 1 に、 V s 2 , f 2 および V B 2 は通電制御器 C C 2 に、 V s 3， f 3 および V B 3 は通電制御器 C C 3 に、 V s 4 , f 4 および V B 4 は通電制御器 C C 4 に出力する（図 6 6 、図 6 7 ) 。

図 6 8 に、リニアモータ 6 の # 1 グループの電気コィルに通電を行なう通電制御器 C C 1 および電源回路 3 0 a の構成を示す。 3 相交流電源（ 3 相電力線） 4 1 には直流整流用のサイリスタブリッジ 4 2 a が接続されており、その出力（脈流）はイングクタ 4 5 a およびコンデンサ 4 6 a で平滑化される。平滑化された直流電圧は 3 相交流形成用のパワートランジスタプリッジ 4 7 a に印加され、これが出力する 3 相交流の U相が図 6 4 に示す電源接続端子 U 1 に、 V相が電源接続端子 V I に、また W相が電源接続端子 W 1 に印加される。

リニアモータ 6 F の # 1 グループの電気コイル

C F 1 a 〜 C F 1 r に与えられる所定のコイル電圧指令値 V s 1 が通電制御器 C C 1 において、位相角 α算出器 4 4 a に与えられ、位相角 α算出器 4 4 a が、指令値 V s 1 に対応する導通位相角 α (サイリスタトリガー位相角）を算出し、これを表わす信号をゲートドライバ 4 3 a に与える。ゲートドライバ 4 3 a は、各相のサイリスタを、各相のゼロクロス点から位相カウントを開始して位相角 αで導通トリガーする。これにより、トランジスタブリッジ 4 7 a には、指令値 V s 1 が示す直流電圧が印加される。

一方、通電制御器 C C 1 において 3 相信号発生器 5 1 a は、周波数指令値 f 1 で指定された周波数（この実施例では 0 〜 2 0 0 H z ) でしかも直流バイアス指令 V B 1 で指定された直流バイアス電圧を有する山ピーク /谷ピーク間電圧が一定（ただし f = 0 のときは 0 ) の 3 相交流信号を発生して比較器 4 9 a に与える。比較器 4 9 a にはまた、三角波発生器 5 0 a が、一定周波数（高周波数，この実施例では 3 K H z ) を持つ定電圧三角波を与える。比較器 4 9 a は、 U相信号のレベルが正のときにはそれが三角波発生器 5 0 aが与える三角波のレベル以上のとき高レベル H ( トランジスタオン）で、三角波のレベル未満のとき低レベル L ( トランジスタオフ）の信号を、 U相の正区間（ 0 〜 1 8 0 度）宛て（ U相正電圧出力用トランジスタ宛て）にゲートドライノく' 4 8 a に出力し、 ' U相信号のレベルが負のときには、それが三角波発生器 5 0 a が与える三角波のレベル以下のとき高レベル Hで、三角波のレベルを越えるとき低レベル Lの信号を U相の負区間（ 1 8 0 〜 3 6 0 度）宛て（ U相負電圧出力用トランジスタ宛て）にゲートドライバ 4 8 a に出力する。 V相信号および W相信号に関しても同様である。ゲートドライバ 4 8 a は、これら各相，正，負区間宛ての信号に対応してトランジスタブリッジ 4 7 a の各トランジスタをオン，オフ付勢する。

これにより、 f = 0 でないときには、電源接続端子 U 1 には 3 相交流の U相電圧が出力され、電源接続端子 V 1 に 3 相交流の V相電圧が出力され、また電源接続端子 W 1 に 3 相交流の W相電圧が出力され、これらの電圧のレベルはコイル電圧指令値 V s 1 で定まる。すなわち、 f 力 0 でないときには、コイル電圧指令値 V s 1 で指定された電圧値、 f 1 で指定された周波数、ならびに V B で指定された直流バイアスを有する 3 相交流電圧が、図 6 3 および図 6 4 に示すリニアモータ 6 Fの # 1 グループの電気コイル C F 1 a 〜 C F 1 r に印加される。

通電制御器 C C 2 〜 C C 4 および電源回路 3 0 b 〜 3 0 d の構成と機能は、 C C 1 および 2 0 a のそれと同一であり、これら力く # 2 グループの電気コイル C F 2 a 〜 C F 2 r 、 # 3 グループの電気コイル C L l a 〜

C L 1 r および # 4 グループの電気コイルに同様な、 V s 2 〜 V s 4 ， 2 〜 4 ぉょび ¥ 8 2 〜 8 4 で定まる 3 相交流電圧を印加する。

以上により、この実施例では、 4 極構成のリニアモータ 6 F， 6 L に、 f = 0 でないときには 3 相交流が印加され、これらのリニアモータ 6 F， 6 L により、铸型内壁 3 1 内の溶融金属 1 には、積分値 V i l 〜 V i 4 に対応する推力が加わり f = 0 のときには制動力が加わり、浸漬ノズル 2 からの溶融金属の注入による流れは、オペレー夕が指定する目標流速分布に収束する。タンティッシュの操業状況の影響を受けて浸漬ノズル 2 からの溶融金属の流入速度が変化しても、オペレータが指定する目標流速分布に近い表層流が溶融金属にもたらされる。

溶融金属の表層部の各部の流速を個別に調整又は制御する場合には、ある部位の調整による流速変化が他部には外乱として波及するので、各部の一意的な調整又は制御では所望の流速分布が得られないとか、調整又は収束に時間がかかるとかの問題があるが、本実施例の連続铸造装置の場合には、目標値 M so, M o, Mao， M toを所望の流速分布をもたらすものに変更するだけで、自動的かつすみやかに目標の流速分布がもたらされる。したがつて流速分布の設定、変更、調整が容易であり、例えば取鍋 7 9 の交換により铸型への注入速度が低下している間は攪拌モード（図 7 2 A ) を強くして浸漬ノズル 2 からの注入速度低下による表層流の低下をおぎなうことにより、歩留り Q片の発生を回避するとか Q片長を短くするなどの、操業状態の変化に対応した駆動パターンおよび又は駆動力の変更を適切に行ないうる。

産業上の利用可能性

以上の様に、本発明に係る連続铸造方法および装置は鋼等の金属スラブの連続铸造において、縦割れ等の表面欠陥のない金属スラブを得るために有用である。

Claims

請求の範囲

1 . 金属スラブの連続铸造方法であって、

モールド（ 3 ) の水平面中央部に設けた浸漬ノズル ( 2 ) 力、らモールド（ 3 ) 内に溶融金属（ 1 ) を注入する段階と、

2 つのモールド長辺（ 1 0 a 、 1 O b ) に沿って設けた少なくとも 2 つの電磁撹拌コイル部（ 6 a 、 6 b ) によつて、前記 2 つのモールド長辺の各々に沿って互いに逆向きの電磁力を発生させる段階であって、前記モールド（ 3 ) 内の該溶融金属（ 1 ) の表層の回転流がほぼ一様となる様に、前記浸漬ノズル（ 2 ) からモールド短辺に向かう前記電磁力の成分と、該モールド短辺から前記浸漬ノズル（ 2 ) に向かう前記電磁力の成分とを異なる様にした、前記段階と、

前記モールド（ 3 ) の一部を冷却しながら、凝固した金属を引き抜く段階と、を含む方法。

2. 電磁力を発生させる前記段階が、前記浸漬ノズルからモールド短辺に向かう前記電磁力の成分を、該モ一ルド短辺から前記浸漬ノズルに向かう前記電磁力の成分よりも大きくした、請求項 1 に記載の方法。

3. モールド（ 3 ) の水平面中央部に設けられた浸漬ノズル（ 2 ) から前記モールド内に溶融金属（ 1 ) を注入しつつ、前記モールドの一部を冷却しながら凝固した金属を引き抜いて金属スラブを連続的に铸造する金属スラブの連続铸造装置であって、

2 つのモールド長辺（ 1 0 a 、 1 O b ) に沿って設けられ、前記モールド（ 3 ) 内の溶融金属（ 1 ) の流動を電磁力により制御する 2 つの電磁撹拌コイル部（ 6 a 、 6 b ) であって、各々が、前記 2 つのモールド長辺の各々に沿って配列された複数個の磁気コア（ 1 2 a 、 1 2 b ) と、前記磁気コアにそれぞれ巻回された複数個のコィノレ（ 1 4 a 、 1 4 b ) とを有する前記電磁撹拌コイル部と、

所定の周波数の 2 相以上の交流を発生する少なくとも 1 つの電源回路（ 8 ) と、

それぞれ前記 2 つのモールド長辺について前記コイルと接続手段とで構成される 2 つの回路が前記浸漬ノズル ( 2 ) に関して点対称となり、かつ、前記 2 つの回路の各々が 2 つの回路部分に分割される様に、前記電磁撹拌コイル部（ 6 a 、 6 b ) と前記少なくとも 1 つの電源回路（ 8 ) とを接続する接続手段（ 7 a 、 7 b ) と、を含む装置。

4. 前記接続手段は、該分割された 2 つの回路部分が異なるインピーダンスを有して互いに並列接続される様に、前記電磁撹拌コイル部と前記少なくとも 1 つの電源回路とを接続する、請求項 3 に記載の装置。

5. 該分割された 2 つの回路部分を構成するコイルが一方の回路部分では Y結線で接続され、他方の回路部分では△結線で接続されている、請求項 4 に記載の装置。

6. 該分割された 2 つの回路部分を構成するコイルがそれぞれ直列に接続され、かつ、コイルの数において異なっている、請求項 4 に記載の装置。

7 . 該分割された 2 つの回路部分を構成するコイルが一方の回路部分では直列に接続され、他方の回路部分では並列に接続されている、請求項 4 に記載の装置。

8. 請求項 1 に記載の方法であって、

前記電磁撹拌コイル部の各々が電気的に 2 つの部分に分割され、

電磁力を発生させる前記段階が、前記電磁撹拌コイル部の分割された計 4 つの部分の任意の 2 つずつの組み合わせをそれぞれ別の電源回路に接続して前記電磁力を発生させる、前記方法。

9. · 請求項 2 に記載の方法であって、

1 0 . 請求項 1 に記載の方法であって、

電磁力を発生させる前記段階が、前記電磁撹拌コイル部の分割された計 4 つの部分をそれぞれ別の電源回路に接続して前記電磁力を発生させる、前記方法。

1 1 . 請求項 2 に記載の方法であって、

1 2. 請求項 3 に記載の装置であって、

前記少なくとも 1 つの電源回路が 2 つの電源回路を含み、

該分割された計 4 つの回路部分の任意の 2 つずつの組み合わせが、それぞれ別の電源回路に接続されている、前記装置。

1 3 ; 請求項 3 に記載の装置であって、

前記少なくとも 1 つの電源回路が 4 つの電源回路を含み、

該分割された計 4 つの回路部分が、それぞれ別の電源回路に接続されている、前記装置。

1 4. 前記電磁撹拌コイル部が 5 極以上の前記磁気コアを有する、請求項 3 に記載の装置。

1 5. 前記少なくとも 1 つの電源回路が発生する前記 2 相以上の交流の前記所定の周波数が 4 H z以上である、請求項 3 に記載の装置。

1 6. 前記少なくとも 1 つの電源回路が発生する前記 2 相以上の交流の前記所定の周波数が 4 H z以上である、請求項 1 4 に記載の装置。

1 7. 前記電磁撹拌コイル部の発生する磁界の強さが

1 2 0 0 A T / c m以上である、請求項 1 4 に記載の装置。

1 8. 請求項 3 に記載の装置であって、

前記少なくとも 1 つの電源回路は、前記溶融金属に制動力を与えるための直流電流を前記 2 相以上の交流に重畳して発生する手段を有し、

前記装置は、

前記モールドの温度分布を検出する温度検出手段と、前記温度検出手段の出力を受けて、前記モールドの温度が高い箇所の近くの溶融金属に前記モールドの温度が低い箇所の近くの溶融金属よりも大きい制動力を与える様に、前記少なくとも 1 つの電源回路を制御する制御手段と、'

をさらに含む装置。

1 9 . 請求項 1 8 に記載の装置であって、

前記温度検出手段は、 2 つのモールド短辺の温度をそれぞれ検出する温度センサを含み、

前記制御手段は、前記 2 つのモールド短辺の温度差に対応して、温度が高い短辺に近い前記回路部分に温度が低い短辺に近い前記回路部分よりも大きい前記直流電流を通電する様に、前記少なくとも 1 つの電源回路を制御する、

m記装置。

2 0 . 請求項 1 9 に記載の装置であって、前記温度センサは、前記凝固した金属を引き抜く方向に分布した複数の温度検出素子を含み、

前記制御手段は、前記温度検出素子が検出した温度の内最も高い温度を、前記モールドの各辺の代表温度として選択する、前記装置。

2 1 . 請求項 1 8 に記載の装置であって、

前記温度検出手段は、 2 つのモールド長辺の温度をそれぞれ検出する温度センサを含み、

前記制御手段は、前記 2 つのモールド長辺の温度差に対応して、温度が高い長辺に近い前記回路部分に温度が低い長辺に近い前記回路部分よりも大きい前記直流電流を通電する様に、前記少なくとも 1 つの電源回路を制御する、

前記装置。

2 2 . 請求項 3 に記載の装置であって、

前記モールドの温度分布を検出する温度検出手段と、前記温度検出手段の出力を受けて、前記モールドの温度が低い箇所の近くの溶融金属に前記モールドの温度が高い箇所の近くの溶融金属よりも大きい駆動力を与える様に、前記少なくとも 1 つの電源回路を制御する制御手段と、

をさらに含む装置。

2 3. 請求項 2 2 に記載の装置であって、

前記温度検出手段は、 2 つのモールド短辺の温度をそれぞれ検出する温度センサを含み、前記制御手段は、前記 2 つのモールド短辺の温度差に対応して、温度が低い短辺に近い前記回路部分に温度が高い短辺に近い前記回路部分よりも大きい前記 2 相以上の交流を通電する様に、前記少なくとも 1 つの電源回路を制御する、前記装置。

24. 請求項 2 3 に記載の装置であって、

前記温度センサは、前記凝固した金属を引き抜く方向に分布した複数の温度検出素子を含み、

25. 請求項 2 2 に記載の装置であって、

前記制御手段は、前記 2 つのモールド長辺の温度差に対応して、温度が低い長辺に近い前記回路部分に温度が高い長辺に近い前記回路部分よりも大きい前記 2 相以上の交流を通電する様に、前記少なくとも 1 つの電源回路を制御する、前記装置。

26. モールドの水平面中央部に設けられた浸漬ノズル ( 2 ) から前記モールド内に溶融金属（ 1 ) を注入しつつ、前記モールドの一部を冷却しながら凝固した金属を引き抜いて金属スラブを連続的に铸造する金属スラブの連続铸造装置であつて、

2 つのモールド長辺（ 1 0 F、 1 0 L ) に沿って設けられ、前記モールド内の溶融金属（ 1 ) の流動を電磁力により制御する 2 つの電磁撹拌コイル部（ 6 F 、 6 L ) であって、各々が、前記 2 つのモールド長辺の各々に沿つて配列された複数個の磁気コア（ 1 2 F 、 1 2 L ) と . 前記磁気コアの少なぐとも一部にそれぞれ巻回された複数個のコイルとを有する前記電磁撹拌コイル部と、

前記 2 つの電磁撹拌コイル部（ 6 F、 6 L ) に電流を供給する通電手段と、を含み、

前記モールド内外の空間を、前記浸漬ノズルの中心を通り前記 2 つのモールド長辺に平行な平面と、前記浸漬ノズルの中心を通り前記 2 つのモールド長辺に垂直な平面とにより、第 1 の空間、第 2 の空間、第 3 の空間、第 4 の空間に仮想的に分割し、該第 3 の空間は前記浸漬ノズルの中心に関して該第 1 の空間と対象位置にあり、該第 4 の空間は前記浸漬ノズルの中心に関して該第 2 の空間と対象位置にある場合に、該第 1 の空間に存在する磁気コアと該第 3 の空間に存在する磁気コアが、該第 2 の空間に存在する磁気コアと該第 4 の空間に存在する磁気コアよりも長い、前記装置。

27. モールドの水平面中央部に設けられた浸漬ノズル ( 2 ) から前記モールド内に溶融金属（ 1 ) を注入しつつ、前記モールドの一部を冷却しながら凝固した金属を引き抜いて金属スラブを連続的に铸造する金属スラブの連続铸造装置であって、

2 つのモールド長辺（ 1 0 F、 1 0 L ) に沿って設けられ、前記モールド内の溶融金属（ 1 ) の流動を電磁力により制御する 2 つの電磁撹拌コイル部（ 6 F、 6 L ) であって、各々が、前記 2 つのモールド長辺の各々に沿つて配列された複数個の磁気コア（ 1 2 F、 1 2 L ) と前記磁気コアにそれぞれ巻回された複数個のコイルとを有する前記電磁撹拌コイル部と、

前記モールド内外の空間を、前記浸漬ノズルの中心を通り前記 2 つのモールド長辺に平行な平面と、前記浸漬ノズルの中心を通り前記 2 つのモールド長辺に垂直な平面とにより、第 1 の空間、第 2 の空間、第 3 の空間、第 4 の空間に仮想的に分割し、該第 3 の空間は前記浸漬ノズルの中心に関して該第 1 の空間と対象位置にあり、該第 4 の空間は前記浸漬ノズルの中心に関して該第 2 の空間と対象位置にあり、前記 2 つのモールド長辺の 1 つは該第 1 の空間と該第 2 の空間に存在し、前記 2 つのモールド長辺の他の 1 つは該第 3 の空間と該第 4 の空間に存在する場合に、前記 2 つの電磁撹拌コイル部の 1 つ（ 6 F ) は該第 1 の空間のみに該コイルを有し、前記 2 つの電磁撹拌コイル部の他の 1 つ（ 6 L ) は該第 3 の空間のみに該コイルを有する、前記装置。

28. 請求項 2 7 に記載の装置であって、

前記電磁撹拌コイル部の前記 1 つは、該第 1 の空間に存在する溶融金属のみに電磁力を及ぼす長さを有し、前記電磁撹拌コイル部の前記他の 1 つは、該第 3 の空間に存在する溶融金属のみに電磁力を及ぼす長さを有する、刖 sヒ装。

29. モールドの水平面中央部に設けられた浸漬ノズル ( 2 ) から前記モールド内に溶融金属（ 1 ) を注入しつつ、前記モールドの一部を冷却しながら凝固した金属を引き抜いて金属スラブを連続的に铸造する金属スラブの連続铸造装置であって、

2 つのモールド長辺（ 1 0 F 、 1 0 L ) に沿って設けられ、前記モールド内の溶融金属（ 1 ) の流動を電磁力により制御する 2 つの電磁撹拌コイル部（ 6 F 、 6 L ) であって、各々が、前記 2 つのモールド長辺の各々に沿つて配列された複数個の磁気コア（ 1 2 F 、 1 2 L ) と前記磁気コアにそれぞれ巻回された複数個のコイルとを有する前記電磁撹拌コイル部と、

前記モールド内外の空間を、前記浸漬ノズルの中心を通り前記 2 つのモールド長辺に平行な平面と、前記浸漬ノズルの中心を通り前記 2 つのモールド長辺に垂直な平面とにより、第 1 の空間、第 2 の空間、第 3 の空間、第 4 の空間に仮想的に分割し、該第 3 の空間は前記浸漬ノズルの中心に関して該第 1 の空間と対象位置にあり、該第 4 の空間は前記浸漬ノズルの中心に関して該第 2 の空間と対象位置にある場合に、該第 1 の空間に存在する該コイルと該第 3 の空間に存在する該コイルに、溶融金属をモールド辺に沿う方向に駆動するための交流電流を通電する通電手段と、該第 2 の空間に存在する該コイルと該第 4 の空間に存在する該コイルに、直流電流を通電するかあるいは前記交流電流の通電を遮断する回路と、を含む、前記装置。

30. モールドの水平面中央部に設けられた浸漬ノズル ( 2 ) から前記モールド内に溶融金属（ 1 ) を注入しつつ、前記モールドの一部を冷却しながら凝固した金属を引き抜いて金属スラブを連続的に铸造する金属スラブの連続铸造装置であつて、

前記 2 つの電磁撹拌コイル部（ 6 F、 6 L ) に電流を供給する通電手段と、

モールド（ 3 ) 内の溶融金属（ 1 ) の上表面の複数の位置において、溶融金表層部の流速を検出する流速検出手段と、

該検出された流速を、予め設定した複数の表層部流速分布モ一ドにおけるそれぞれの流速成分に変換する流速変換手段と、

該変換された流速成分を各モードにおけるそれぞれの目標値と比較し、流速成分偏差を算出する補償量算出手段と、

該流速成分偏差を、前記複数の位置における溶融金属表層部の流速偏差にそれぞれ逆変換する逆変換手段と、これらの流速偏差を零にするように、前記通電手段を制御する制御手段と、を含む前記装置。

3 1 . 請求項 3 0 に記載の装置であって、

前記モールド内外の空間を、前記浸漬ノズルの中心を通り前記 2 つのモールド長辺に平行な平面と、前記浸漬ノズルの中心を通り前記 2 つのモールド長辺に垂直な平面とにより、第 1 の空間、第 2 の空間、第 3 の空間、第 4 の空間に仮想的に分割し、該第 3 の空間は前記浸漬ノズルの中心に関して該第 1 の空間と対象位置にあり、該第 4 ·の空間は前記浸漬ノズルの中心に関して該第 2 の空間と対象位置にあり、前記 2 つのモールド長辺の 1 つは該第 1 の空間と該第 2 の'空間に存在し、前記 2 つのモ一ルド長辺の他の 1 つは該第 3 の空間と該第 4 の空間に存在する場合に、前記装置は、第 1 〜 4 の空間のそれぞれにおいて溶融金属表層部の流速を検出する複数の流速センサを含み、

前記複数の表層部流速分布モードは、

該第 1 の空間と該第 2 の空間においてはモールド辺に沿い第 1 の方向の流速成分を有し、該第 3 の空間と該第 4 の空間においてはモールド辺に沿い第 1 の方向と反対の第 2 の方向の流速成分を有し、全空間において流速成分の絶対値が等しい撹拌モードと、

全空間においてモールド辺に沿い同一方向で同一大きさの流速成分を有する並進モードと、

全空間においてモールド辺に沿いかつ前記浸漬ノズルに向かう方向で同一大きさの流速成分を有する加速モードと、

該第 1 の空間と該第 2 の空間においてはモールド辺に沿い前記浸漬ノズルから離れる方向の流速成分を有し、該第' 3'の空間と該第 4 の空間においてはモールド辺に沿い前記浸漬ノズルに向かう方向の流速成分を有し、全空間において流速成分の絶対値が等しいねじれモードと、を含み、

前記通電手段は、該第 1 〜 4 の空間にそれぞれ存在する前記 2 つの電磁撹拌コイル部の 4 つの部分に通電する第 1 〜 4 の電源回路を含む、前記装置。

3 2. 前記通電手段は、出力電流レベルを調整できる電源回路を含む、請求項 3 0 に記載の装置。

33 . 前記通電手段は、出力電流レベルを調整できる電源回路を含む、請求項 3 1 に記載の装置。

34 . 前記通電手段は、出力電流の周波数を調整できる電源回路を含む、請求項 3 0 に記載の装置。

3 5. 前記通電手段は、出力電流の周波数を調整できる電源回路を含む、請求項 3 1 に記載の装置。

3 6. 前記通電手段は、出力電流の直流成分を調整できる電源回路を含む、請求項 3 0 に記載の装置。

37. 前記通電手段は、出力電流の直流成分を調整できる電源回路を含む、請求項 3 1 に記載の装置。