WO2019216222A1 - 電磁攪拌装置 - Google Patents

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WO2019216222A1
WO2019216222A1 PCT/JP2019/017427 JP2019017427W WO2019216222A1 WO 2019216222 A1 WO2019216222 A1 WO 2019216222A1 JP 2019017427 W JP2019017427 W JP 2019017427W WO 2019216222 A1 WO2019216222 A1 WO 2019216222A1
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WO
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mold
electromagnetic
molten steel
iron core
slab
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PCT/JP2019/017427
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English (en)
French (fr)
Inventor
信宏 岡田
Original Assignee
日本製鉄株式会社
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Publication date
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Priority to US17/052,124 priority patent/US11478846B2/en
Priority to JP2020518249A priority patent/JP6930660B2/ja
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    • B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
    • B22—CASTING; POWDER METALLURGY
    • B22D—CASTING OF METALS; CASTING OF OTHER SUBSTANCES BY THE SAME PROCESSES OR DEVICES
    • B22D11/00—Continuous casting of metals, i.e. casting in indefinite lengths
    • B22D11/04—Continuous casting of metals, i.e. casting in indefinite lengths into open-ended moulds
    • B22D11/053—Means for oscillating the moulds
    • B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
    • B01—PHYSICAL OR CHEMICAL PROCESSES OR APPARATUS IN GENERAL
    • B01F—MIXING, e.g. DISSOLVING, EMULSIFYING OR DISPERSING
    • B01F33/00—Other mixers; Mixing plants; Combinations of mixers
    • B01F33/45—Magnetic mixers; Mixers with magnetically driven stirrers
    • B01F33/451—Magnetic mixers; Mixers with magnetically driven stirrers wherein the mixture is directly exposed to an electromagnetic field without use of a stirrer, e.g. for material comprising ferromagnetic particles or for molten metal
    • B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
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    • B22D11/10—Supplying or treating molten metal
    • B22D11/11—Treating the molten metal
    • B22D11/114—Treating the molten metal by using agitating or vibrating means
    • B22D11/115—Treating the molten metal by using agitating or vibrating means by using magnetic fields
    • B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
    • B01—PHYSICAL OR CHEMICAL PROCESSES OR APPARATUS IN GENERAL
    • B01F—MIXING, e.g. DISSOLVING, EMULSIFYING OR DISPERSING
    • B01F2101/00—Mixing characterised by the nature of the mixed materials or by the application field
    • B01F2101/45—Mixing in metallurgical processes of ferrous or non-ferrous materials

Definitions

  • the present invention relates to an electromagnetic stirring device. This application claims priority on May 8, 2018 based on Japanese Patent Application No. 2018-090208 for which it applied to Japan, and uses the content here.
  • molten metal for example, molten steel
  • molten steel once stored in the tundish is poured from above into a square cylindrical mold through an immersion nozzle, where the outer peripheral surface is cooled and solidified cast slab.
  • casting is continuously performed.
  • the solidified portion of the outer peripheral surface of the slab is called a solidified shell.
  • the molten metal in the mold includes gas bubbles of inert gas (for example, Ar gas) supplied together with the molten metal to prevent clogging of the discharge holes of the immersion nozzle, non-metallic inclusions, and the like. If these impurities remain in the slab after casting, the quality of the product is deteriorated.
  • inert gas for example, Ar gas
  • the term “slab quality” simply means at least one of the surface quality of the slab and the internal quality (inner quality) of the slab.
  • the specific gravity of impurities such as gas bubbles and non-metallic inclusions is smaller than the specific gravity of the molten metal, so it is often lifted and removed in the molten metal during continuous casting.
  • an electromagnetic stirrer is widely used as a technique for more effectively removing these impurities from the molten metal in the mold.
  • the electromagnetic stirrer generates a moving magnetic field in the mold, thereby applying an electromagnetic force called Lorentz force to the molten metal in the mold, and a flow pattern that swirls the molten metal in a horizontal plane (that is, This is a device that generates a swirling flow around a vertical axis.
  • the flow of molten metal at the interface of the solidified shell is promoted by generating a swirl flow by the electromagnetic stirring device, so that impurities such as gas bubbles and non-metallic inclusions are prevented from being trapped in the solidified shell.
  • the quality of the slab can be improved.
  • the swirling flow is generated in the molten metal in the mold, and the temperature of the molten metal in the mold is made uniform, so the initial solidification position is stabilized and the occurrence of cracks in the slab is suppressed. can do.
  • the electromagnetic stirrer includes an iron core core disposed on the side of the mold and a coil wound around the iron core.
  • an alternating current is applied to the coil of the electromagnetic stirring device, a moving magnetic field can be generated in the mold.
  • Patent Document 1 discloses an electromagnetic stirrer in which an iron core around which a coil is wound is disposed only on the side of an outer surface on the long side of a mold.
  • Patent Document 2 discloses an electromagnetic stirring device in which one magnetic pole portion formed by a tooth portion provided in an iron core and a coil wound around the tooth portion is arranged for each outer surface.
  • Patent Document 3 includes an annular iron core that surrounds the mold on the side of the mold, and a coil that is wound around the iron core around the extension direction of the iron core.
  • An electromagnetic stirring device is disclosed.
  • the magnetic pole portions are arranged not only on the side of the outer side on the long side of the mold but also on the side of the outer side on the short side of the mold.
  • vertical flow can occur. Specifically, an eddy current is generated in the mold plate when magnetic flux is incident in the horizontal direction from the magnetic pole portion on the mold plate forming the outer surface of the mold.
  • the magnetic flux incident in the horizontal direction from the magnetic pole portion to the mold plate is weakened by the eddy current generated in the mold plate, and a leakage magnetic flux having a vertical component is generated.
  • a vertical flow can be generated by applying a vertical electromagnetic force to the molten metal in the mold.
  • an object of the present invention is to provide a coil around the iron core that is coaxial with the extending direction of the iron core that forms a closed loop in manufacturing.
  • An electromagnetic stirrer capable of appropriately generating a swirling flow around the vertical axis while suppressing the vertical flow with respect to the molten metal in the mold is unnecessary. is there.
  • an electromagnetic force that generates a swirling flow around a vertical axis with respect to the molten metal in the mold is generated by generating a rotating magnetic field in a rectangular cylindrical mold for continuous casting. It is the electromagnetic stirring apparatus to provide.
  • the electromagnetic stirrer includes a tooth portion that surrounds the mold on the side of the mold, and that two of the outer surfaces of the mold face each other and face the outer surface along the circumferential direction of the mold.
  • a power supply device for applying an alternating current.
  • the power supply device may apply an alternating current of 1.0 Hz to 4.0 Hz to each of the coils.
  • the process of winding a coil around the core core around the extension direction of the core core forming a closed loop when manufacturing is unnecessary, and the molten metal in the mold is not required.
  • the present invention is not limited to such an example, and may be applied to continuous casting for other metals.
  • FIG. 1 is a side sectional view schematically showing an example of a schematic configuration of a continuous casting machine 1 including an electromagnetic stirring device 100 according to the present embodiment.
  • the continuous casting machine 1 is an apparatus for continuously casting molten steel using a casting mold and producing a bloom slab.
  • the continuous casting machine 1 includes a mold 30, a ladle 4, a tundish 5, an immersion nozzle 6, a secondary cooling device 7, and a slab cutting machine 8.
  • the ladle 4 is a movable container for conveying the molten steel 2 (molten metal) from the outside to the tundish 5.
  • the ladle 4 is disposed above the tundish 5, and the molten steel 2 in the ladle 4 is supplied to the tundish 5.
  • the tundish 5 is disposed above the mold 30, stores the molten steel 2, and removes inclusions in the molten steel 2.
  • the immersion nozzle 6 extends downward from the lower end of the tundish 5 toward the mold 30, and its tip is immersed in the molten steel 2 in the mold 30. The immersion nozzle 6 continuously supplies the molten steel 2 from which inclusions have been removed by the tundish 5 into the mold 30.
  • the mold 30 has a rectangular tube shape corresponding to the long side and short side dimensions of the slab 3, and corresponds to, for example, a pair of long side mold plates (long side mold plates 31, 33 shown in FIG. )
  • a pair of short side mold plates corresponding to short side mold plates 32 and 34 shown in FIG.
  • the long side mold plate and the short side mold plate are, for example, water-cooled copper plates provided with water channels through which cooling water flows.
  • the mold 30 cools the molten steel 2 in contact with the mold plate, and manufactures the slab 3.
  • solidification of the inner unsolidified portion 3 b proceeds, and the thickness of the outer solidified shell 3 a gradually increases.
  • the slab 3 including the solidified shell 3 a and the unsolidified portion 3 b is pulled out from the lower end of the mold 30.
  • the vertical direction (that is, the direction in which the slab 3 is pulled out from the mold 30) is also referred to as the Z-axis direction.
  • the Z-axis direction is also called the vertical direction.
  • Two directions orthogonal to each other in a plane (horizontal plane) perpendicular to the Z-axis direction are also referred to as an X-axis direction and a Y-axis direction, respectively.
  • the X-axis direction is defined as a direction parallel to the long side of the mold 30 in the horizontal plane (that is, the mold long-side direction)
  • the Y-axis direction is defined in the horizontal plane to be parallel to the short side of the mold 30 (that is, the mold).
  • a direction parallel to the XY plane is also referred to as a horizontal direction.
  • the length of the member in the Z-axis direction is also called the height, and the length of the member in the X-axis direction or the Y-axis direction. Is sometimes called width.
  • an electromagnetic stirrer 100 is installed on the side of the mold 30.
  • the electromagnetic stirring device 100 applies an electromagnetic force that generates a swirling flow around the vertical axis to the molten steel 2 in the mold 30 by generating a rotating magnetic field in the mold 30.
  • the electromagnetic stirring device 100 includes a power supply device 150 and is driven using electric power supplied from the power supply device 150.
  • the electromagnetic stirring device 100 by performing continuous casting while driving the electromagnetic stirrer 100, the molten steel 2 in the mold 30 is stirred, and the quality of the slab can be improved.
  • Such an electromagnetic stirring device 100 will be described in detail later.
  • the secondary cooling device 7 is provided in the secondary cooling zone 9 below the mold 30 and cools the slab 3 drawn out from the lower end of the mold 30 while supporting and transporting it.
  • the secondary cooling device 7 supplies a plurality of pairs of support rolls (for example, a support roll 11, a pinch roll 12 and a segment roll 13) disposed on both sides in the short side direction of the slab 3, and cooling water to the slab 3.
  • the support rolls provided in the secondary cooling device 7 are arranged as a pair on both sides in the short side direction of the slab 3 and function as a support conveyance means for conveying the slab 3 while supporting it. By supporting the slab 3 from both sides in the short side direction with the support roll, breakout and bulging of the slab 3 during solidification in the secondary cooling zone 9 can be prevented.
  • this pass line is vertical immediately below the mold 30, then curves in a curved line, and finally becomes horizontal.
  • a portion where the pass line is vertical is called a vertical portion 9A
  • a curved portion is called a curved portion 9B
  • a horizontal portion is called a horizontal portion 9C.
  • the continuous casting machine 1 having such a pass line is referred to as a vertical bending type continuous casting machine 1.
  • the present invention is not limited to the vertical bending type continuous casting machine 1 as shown in FIG. 1, but can be applied to other various continuous casting machines such as a curved type or a vertical type.
  • the support roll 11 is a non-driven roll provided in the vertical portion 9A immediately below the mold 30 and supports the slab 3 immediately after being pulled out from the mold 30.
  • the slab 3 immediately after being pulled out of the mold 30 is in a state where the solidified shell 3a is thin, and therefore it is necessary to support it at a relatively short interval (roll pitch) in order to prevent breakout and bulging. Therefore, as the support roll 11, it is desirable to use a roll with a small diameter that can shorten the roll pitch.
  • three pairs of support rolls 11 made of small-diameter rolls are provided at a relatively narrow roll pitch on both sides of the slab 3 in the vertical portion 9A.
  • the pinch roll 12 is a driving roll that is rotated by a driving device such as a motor, and has a function of pulling the cast piece 3 out of the mold 30.
  • the pinch rolls 12 are respectively arranged at appropriate positions in the vertical portion 9A, the curved portion 9B, and the horizontal portion 9C.
  • the slab 3 is pulled out of the mold 30 by the force transmitted from the pinch roll 12 and is conveyed along the pass line.
  • positioning of the pinch roll 12 is not limited to the example shown in FIG. 1, The arrangement position may be set arbitrarily.
  • the segment roll 13 (also referred to as a guide roll) is a non-driven roll provided in the curved portion 9B and the horizontal portion 9C, and supports and guides the slab 3 along the pass line.
  • the segment roll 13 depends on the position on the pass line, and on either the F surface (Fixed surface, lower left surface in FIG. 1) or L surface (Loose surface, upper right surface in FIG. 1) of the slab 3 Depending on whether they are provided, they may be arranged with different roll diameters and roll pitches.
  • the slab cutting machine 8 is disposed at the end of the horizontal portion 9C of the pass line, and cuts the slab 3 conveyed along the pass line into a predetermined length.
  • the cut slab 14 is conveyed to the next process equipment by the table roll 15.
  • the schematic configuration of the continuous casting machine 1 according to this embodiment has been described above with reference to FIG.
  • an electromagnetic stirrer 100 having a configuration to be described later is installed on the mold 30, and continuous casting may be performed using the electromagnetic stirrer 100.
  • the configuration may be the same as that of a general conventional continuous casting machine. Therefore, the configuration of the continuous casting machine 1 is not limited to the illustrated one, and the continuous casting machine 1 may have any configuration.
  • FIG. 2 is a top sectional view showing an example of the electromagnetic stirring device 100 according to this embodiment.
  • FIG. 2 is a cross-sectional view of the A1-A1 cross section shown in FIG. 1 passing through the mold 30 and parallel to the XY plane.
  • FIG. 3 is a side sectional view showing an example of the electromagnetic stirring device 100 according to the present embodiment.
  • FIG. 3 is a cross-sectional view of the A2-A2 cross section shown in FIG. 2 passing through the immersion nozzle 6 and parallel to the XZ plane.
  • the electromagnetic stirring device 100 is provided on the side of the mold 30 so as to surround the mold 30.
  • the mold 30 has a rectangular cylindrical shape, and is assembled, for example, such that the pair of long side mold plates 31 and 33 sandwich the pair of short side mold plates 32 and 34 from both sides.
  • each mold plate is annularly arranged in the order of a long side mold plate 31, a short side mold plate 32, a long side mold plate 33, and a short side mold plate 34.
  • Each mold plate may be, for example, a water-cooled copper plate as described above, but is not limited to such an example, and may be formed of various materials generally used as a mold for a continuous casting machine.
  • the continuous casting of bloom is targeted, and the slab size is about 300 to 500 mm on one side (that is, the length in the X-axis direction and the Y-axis direction).
  • the width X11 in the long side direction of the slab 3 is 456 mm
  • the width Y11 in the short side direction of the slab 3 is 339 mm.
  • Each mold plate has a size corresponding to the slab size.
  • the long side mold plates 31 and 33 have a width in the long side direction longer than at least the width X11 in the long side direction of the slab 3, and the short side mold plates 32 and 34 are in the short side direction of the slab 3.
  • the width Y11 is substantially the same as the width Y11.
  • the thickness T11 of each mold plate is, for example, 25 mm.
  • the mold 30 In order to obtain the effect of improving the quality of the slab 3 by the electromagnetic stirrer 100 more effectively, it is desirable to configure the mold 30 so that the length in the Z-axis direction is as long as possible.
  • the slab 3 may be separated from the inner wall of the mold 30 due to solidification shrinkage, and cooling of the slab 3 may be insufficient.
  • the length of the mold 30 is limited to about 1000 mm at the longest from the molten steel surface.
  • each mold plate is formed so that the length from the molten steel surface to the lower end of each mold plate is about 1000 mm.
  • the electromagnetic stirring device 100 includes an iron core 110, a plurality of coils 130 (130a, 130b, 130c, 130d, 130e, 130f, 130g, and 130h), and the power source described above.
  • a device 150 and a case 170 are provided. 2 and 3, the power supply device 150 is not shown for easy understanding, and the iron core 110 and the plurality of coils 130 housed in the case 170 are transmitted through the case 170. It is shown as
  • the iron core 110 includes a pair of long side main body portions 111 and 113, a pair of short side main body portions 112 and 114 (hereinafter, may be collectively referred to as main body portions), and a plurality of teeth portions 119 (119a, 119b, and 119c). , 119d, 119e, 119f, 119g, 119h).
  • the iron core 110 is formed by laminating electromagnetic steel sheets, for example.
  • a coil 130 is wound around each tooth portion 119 of the iron core 110, and an alternating current is applied to each coil 130 to generate a magnetic field.
  • the tooth part 119 and the coil 130 wound around the tooth part 119 are magnetic pole parts 120 (120a, 120b, 120c, 120d, 120e, 120f, 120g, 120h) that function as magnetic poles when an alternating current is applied. ).
  • the long side main body portions 111 and 113 are provided on the outside of the mold 30 so as to face the long side mold plates 31 and 33, respectively.
  • the short side main body portions 112 and 114 are provided to face the short side mold plates 32 and 34 on the outside of the mold 30, respectively.
  • the adjacent long-side main body and short-side main-body are connected, for example, by being fastened with their ends overlapped. Thereby, a closed loop surrounding the mold 30 is formed on the side of the mold 30 by the pair of long side main body portions 111 and 113 and the pair of short side main body portions 112 and 114.
  • each main body is arranged in a ring shape along the circumferential direction of the mold 30 in the order of the long-side main body 111, the short-side main-body 112, the long-side main-body 113, and the short-side main-body 114.
  • Two teeth portions 119 are juxtaposed along the circumferential direction of the mold 30 at a portion of each main body on the mold 30 side.
  • teeth portions 119 a and 119 b are provided along the circumferential direction of the mold 30 at a portion of the long-side main body 111 facing the long-side mold plate 31.
  • teeth portions 119 c and 119 d are provided along a circumferential direction of the mold 30 at a portion of the short side main body portion 112 facing the short side mold plate 32.
  • teeth portions 119e and 119f are provided along the circumferential direction of the mold 30 at a portion of the long-side main body 113 facing the long-side mold plate 33.
  • teeth portions 119 g and 119 h are provided along the circumferential direction of the mold 30 at a portion of the short side main body 114 facing the short side mold plate 34. Specifically, the teeth portions 119 are annularly arranged along the circumferential direction of the mold 30 in the order of the teeth portions 119a, 119b, 119c, 119d, 119e, 119f, 119g, and 119h.
  • the iron core 110 has two teeth portions 119 arranged in parallel along the circumferential direction of the mold 30 so as to face the outer surface of each of the outer surfaces of the mold 30. Therefore, in the electromagnetic stirring device 100 according to the present embodiment, the magnetic pole portion 120 formed by the tooth portion 119 of the iron core 110 and the coil 130 wound around the tooth portion 119 is formed on each of the outer surfaces of the mold 30. Two are arranged along 30 circumferential directions. The inventor appropriately arranges the magnetic pole portion 120 with respect to the mold 30 in this manner, and appropriately controls the swirling flow around the vertical axis while suppressing the vertical flow with respect to the molten steel 2 in the mold 30. It has been found that it can be generated. The flow generated in the molten steel 2 in the mold 30 by the electromagnetic stirring device 100 according to the present embodiment will be described in detail later.
  • the teeth portion 119 protrudes in a rectangular parallelepiped shape in the horizontal direction from the main body portion toward the mold 30 side, and is provided at intervals from each other along the circumferential direction of the mold 30.
  • the height of the teeth part 119 in the Z-axis direction is, for example, approximately the same as that of the main body part.
  • the width X1 in the long side direction of the teeth portions 119a, 119b, 119e, and 119f (hereinafter also referred to as long side teeth portions) provided in the long side main body portion is, for example, 240 mm.
  • the width Y1 in the short side direction of the tooth portions 119c, 119d, 119g, and 119h (hereinafter also referred to as the short side tooth portion) provided in the short side main body portion is, for example, 190 mm.
  • the long side width X1 of the long side teeth portion and the short side width Y1 of the short side teeth portions do not necessarily coincide with each other, but the vertical axis of the molten steel 2 in the mold 30 is around the vertical axis. In order to generate a more stable swirl flow, it is desirable to have the same degree.
  • An interval X2 between the long side teeth portions (for example, between the teeth portion 119a and the teeth portion 119b) is, for example, 140 mm.
  • interval Y2 between the teeth part 119g (for example, between the teeth part 119g and the teeth part 119h) is 140 mm, for example.
  • the distance X3 between the magnetic pole parts 120 facing in the mold long side direction is, for example, 775 mm.
  • an interval Y3 between the magnetic pole portions 120 (for example, between the magnetic pole portion 120b and the magnetic pole portion 120e) facing each other in the mold short side direction is, for example, 670 mm.
  • the vertical position and size of the teeth portion 119 (that is, the vertical position and size of the iron core 110) are appropriately set according to the position and size of the immersion nozzle 6 and the position of the molten steel 2 surface.
  • the vertical distance Z1 between the upper surface of the teeth portion 119 and the molten steel 2 is, for example, 280 mm. Moreover, the distance Z2 of the perpendicular direction of the lower surface of the teeth part 119 and the hot_water
  • molten_metal surface of the molten steel 2 is 580 mm, for example.
  • the vertical distance Z11 between the bottom surface of the immersion nozzle 6 and the molten steel 2 is, for example, 250 mm.
  • the inner diameter D11 of the immersion nozzle 6 is 90 mm, for example.
  • the outer diameter D12 of the immersion nozzle 6 is 145 mm, for example.
  • height Z12 from the bottom part of the discharge hole 61 of the immersion nozzle 6 is 85 mm, for example.
  • the width D13 of the discharge hole 61 of the immersion nozzle 6 is, for example, 80 mm.
  • the discharge hole 61 of the immersion nozzle 6 is inclined upward by 15 ° as it goes from the inside of the nozzle to the outside of the nozzle, for example.
  • the immersion nozzle 6 is provided with a pair of such discharge holes 61 at positions facing the short side mold plates 32 and 34.
  • the coil 130 is wound around each tooth portion 119 with the protruding direction of each tooth portion 119 as the winding axis direction (that is, the coil 130 is magnetized so that each tooth portion 119 is magnetized in the protruding direction of each tooth portion 119. Is wound).
  • coils 130a, 130b, 130c, 130d, 130e, 130f, 130g, and 130h are wound around the teeth portions 119a, 119b, 119c, 119d, 119e, 119f, 119g, and 119h, respectively.
  • the magnetic pole portions 120a, 120b, 120c, 120d, 120e, 120f, 120g, and 120h are formed.
  • the coil 130 is wound with the Y-axis direction as the winding axis direction for the long side teeth portion, and the coil 130 is wound with the X axis direction as the winding axis direction for the short side teeth portion. .
  • the conducting wire forming the coil 130 for example, a copper wire having a cross section of 10 mm ⁇ 10 mm and a cooling water passage having a diameter of about 5 mm inside is used. When a current is applied, the conductor is cooled using the cooling water channel.
  • the conductive wire has an insulating surface that is insulated with insulating paper or the like, and can be wound in layers. For example, each coil 130 is formed by winding the conductive wire about 2 to 4 layers.
  • the power supply device 150 shown in FIG. 1 is connected to each of such a plurality of coils 130.
  • the power supply device 150 applies an alternating current to each coil 130 by shifting the phase by 90 ° in the order of arrangement of the coils 130 so as to generate a rotating magnetic field in the mold 30. Thereby, an electromagnetic force that generates a swirling flow around the vertical axis can be applied to the molten steel 2 in the mold 30.
  • the power supply device 150 preferably applies an alternating current of 1.0 Hz to 6.0 Hz to each coil 130, and more preferably applies an alternating current of 1.0 Hz to 4.0 Hz. .
  • the driving of the power supply device 150 can be appropriately controlled by a control device (not shown) including a processor or the like operating according to a predetermined program.
  • a control device including a processor or the like operating according to a predetermined program.
  • the intensity of the electromagnetic force applied to the molten steel 2 can be controlled by controlling the current value (effective value) and the frequency applied to each coil 130 by the control device.
  • the method for applying an alternating current to each coil 130 will be described in detail later.
  • the case 170 is an annular hollow member that covers the iron core 110 and the coil 130.
  • the size of the case 170 can be appropriately determined so that a desired electromagnetic force can be applied to the molten steel 2 by the electromagnetic stirring device 100. Further, in the magnetic field generated by the electromagnetic stirrer 100, the magnetic flux is incident from the coil 130 through the side wall of the case 170 and into the mold 30. Therefore, as the material of the case 170, for example, non-magnetic stainless steel or FRP (Fiber) Reinforced Non-magnetic and strong members such as plastics) can be used.
  • FIG. 4 is a top cross-sectional view showing an example of a state in which an alternating current is applied to each coil 130 of the electromagnetic stirring device 100.
  • FIG. 4 is a cross-sectional view of the A1-A1 cross section shown in FIG. 1 passing through the mold 30 and parallel to the XY plane.
  • FIG. 5 is a diagram for describing the phase of the alternating current applied to each coil 130 of the electromagnetic stirring device 100.
  • the power supply device 150 applies an alternating current to each coil 130 so that the phase is shifted by 90 ° in the order of arrangement of the coils 130.
  • the power supply device 150 applies a two-phase alternating current (+ U, + V) whose phases are shifted from each other by 90 ° to the coil 130.
  • the power supply apparatus 150 can apply four types of alternating currents of + U, + V, ⁇ U, and ⁇ V that are out of phase by 90 ° to the coil 130.
  • FIG. 5 schematically shows the phases of these four types of alternating currents.
  • the position on the circumference represents the phase between the alternating currents.
  • + V indicates that the phase is delayed by 90 ° from + U.
  • a + U alternating current is applied to one coil 130
  • a + V alternating current is applied to the adjacent coil 130
  • a -U alternating current is applied to the adjacent coil 130
  • an alternating current of ⁇ V is applied to the adjacent coil 130.
  • the alternating currents of + U, + V, ⁇ U, and ⁇ V are sequentially applied to the coils 130 arranged next to the adjacent coil 130.
  • AC currents of + U, + V, ⁇ U, ⁇ V, + U, + V, ⁇ U, and ⁇ V are applied to the coils 130a, 130b, 130c, 130d, 130e, 130f, 130g, and 130h, respectively.
  • a swirling flow around the vertical axis is generated with respect to the molten steel 2 at a lower cost than when a three-phase alternating current power source is used. Can be made.
  • a two-phase alternating current it is necessary to apply an alternating current to each coil 130 so that the phase is shifted by 90 ° in the order in which the coils 130 are arranged, so the number of coils 130 is a multiple of four. It is desirable to do so.
  • Simulation 1 Simulation 1
  • Simulation 2 Simulation 2
  • an electromagnetic field analysis simulation was performed for each of the electromagnetic stirring device 100 according to the present embodiment and the electromagnetic stirring device 900 according to the comparative example.
  • FIG. 6 is a top sectional view showing an electromagnetic stirring device 900 according to a comparative example. Specifically, FIG. 6 is a cross-sectional view of the A1-A1 cross section shown in FIG. 1 when the electromagnetic stirring device 900 is applied to the continuous casting machine 1 instead of the electromagnetic stirring device 100.
  • the teeth portion 919 (919a, 919b, 919c, 919d) on one side of the main body portion of the iron core 910 is on one side.
  • the difference is that only one is provided. Therefore, in the electromagnetic stirrer 900 according to the comparative example, the magnetic pole portion 920 (920a) formed by the tooth portion 919 of the iron core 910 and the coil 930 (930a, 930b, 930c, 930d) wound around the tooth portion 919. , 920b, 920c, 920d), one for each of the outer surfaces of the mold 30.
  • teeth portions 919a, 919b, 919c, and 919d are provided on portions of the long side main body portion 111, the short side main body portion 112, the long side main body portion 113, and the short side main body portion 114 that face the corresponding mold plates. Each is provided.
  • coils 930a, 930b, 930c, and 930d are wound around the teeth portions 919a, 919b, 919c, and 919d, respectively.
  • magnetic pole portions 920a, 920b, 920c, and 920d are formed.
  • the width X91 in the long side direction of the long side teeth portions 919a, 919c is 625 mm.
  • the short side width Y91 of the short side teeth portions 919b, 919d is 520 mm.
  • the phase is shifted by 90 ° in order of the arrangement of the coils 930 so that the rotating magnetic field is generated in the mold 30.
  • an alternating current is applied.
  • an electromagnetic force that generates a swirling flow around the vertical axis can be applied to the molten steel 2 in the mold 30.
  • the conditions of the electromagnetic field analysis simulation for this embodiment are as follows. An electromagnetic field analysis simulation was performed assuming that the iron core 110 was made of a silicon steel plate and no eddy current was generated in the iron core 110.
  • the electromagnetic field analysis simulation conditions for the comparative example were the conditions in which the following conditions X91 and Y91 were added by deleting the conditions X1, Y1, X2, and Y2 from the conditions for the present embodiment.
  • FIG. 7 is a diagram showing an example of the distribution of electromagnetic force applied to the molten steel 2 in the mold 30 in the horizontal plane at the center position in the vertical direction of the iron core 110 obtained by the electromagnetic field analysis simulation for the present embodiment. is there.
  • FIG. 8 is a diagram illustrating an example of a distribution of electromagnetic force applied to the molten steel 2 in the mold 30 in the vicinity of the inner surface of the long side mold plate 33 obtained by the electromagnetic field analysis simulation for the present embodiment.
  • FIG. 9 is a diagram showing an example of the distribution of electromagnetic force applied to the molten steel 2 in the mold 30 in the horizontal plane at the center position in the vertical direction of the iron core 910 obtained by the electromagnetic field analysis simulation for the comparative example. .
  • FIG. 10 is a diagram showing an example of the distribution of electromagnetic force applied to the molten steel 2 in the mold 30 in the vicinity of the inner surface of the long side mold plate 33 obtained by an electromagnetic field analysis simulation for the comparative example.
  • the Lorentz force density vector representing the electromagnetic force (N / m 3 ) acting per unit volume of the molten steel 2 as a vector quantity is indicated by arrows.
  • the electromagnetic force is distributed so as to generate a swirling flow around the vertical axis with respect to the molten steel 2 in the mold 30.
  • an electromagnetic force having a relatively large vertical component is confirmed.
  • a relatively large amount of electromagnetic force directed upward is confirmed as shown in FIG.
  • a relatively large amount of electromagnetic force directed downward is confirmed as shown in FIG.
  • the vertical direction of the electromagnetic force applied to the molten steel 2 in the mold 30 The maximum value of the component was 479 N / m 3 , the minimum value was ⁇ 378 N / m 3 , and the average value was 57 N / m 3 .
  • template 30 is typically shown.
  • the magnetic pole part 203 is formed by a tooth part 201 of an iron core and a coil 202 wound around the tooth part 201.
  • the magnetic flux 221 enters the mold plate 230 from the magnetic pole portion 203 in the horizontal direction.
  • an eddy current 211 is generated in the mold plate 230 due to the time change of the magnetic flux passing through the mold plate 230 in the horizontal direction.
  • the eddy current 211 generated in the mold plate 230 flows in a direction to generate a magnetic field that weakens the magnetic flux 221 incident in the horizontal direction from the magnetic pole portion 203 to the mold plate 230.
  • the magnetic flux 222 incident in the horizontal direction from the mold plate 230 to the magnetic pole portion 203 acts on the magnetic flux 221, so that the magnetic flux 221 incident in the horizontal direction from the magnetic pole portion 203 to the mold plate 230 is weakened.
  • the magnetic flux incident in the horizontal direction from the magnetic pole portion 203 to the mold plate 230 is weakened, and a leakage magnetic flux 223 having a vertical component is generated.
  • each of the Lorentz force density vectors basically has a horizontal component.
  • the vertical direction component of the electromagnetic force given to the molten steel 2 in the mold 30 is reduced as compared with the comparative example.
  • the maximum value of the vertical component of the electromagnetic force applied to the molten steel 2 in the mold 30 is 323 N / m 3 and the minimum value is ⁇ It was 212 N / m 3 and the average value was 7.5 N / m 3 .
  • the vertical component of the electromagnetic force applied to the molten steel 2 in the mold 30 is reduced as compared with the comparative example.
  • leakage magnetic flux is generated due to the eddy current generated in the mold plate.
  • the eddy current generated in the mold plate increases as the magnetic flux incident in the horizontal direction from the magnetic pole portion to the mold plate increases.
  • the effect that the magnetic flux incident in the horizontal direction from the magnetic pole part to the mold plate is weakened by the eddy current is increased. Therefore, the more the magnetic flux that enters the mold plate from the magnetic pole portion in the horizontal direction becomes stronger, the more leakage magnetic flux is generated.
  • the electromagnetic stirring device 100 unlike the comparative example, two magnetic pole portions 120 are arranged along the circumferential direction of the mold 30 for each of the outer surfaces of the mold 30. Therefore, the magnetic field generated by one magnetic pole portion 120 can be weakened. Thereby, since the magnetic flux which is incident on the mold plate from the magnetic pole part 120 in the horizontal direction can be weakened, generation of leakage magnetic flux can be suppressed. For this reason, in the present embodiment, it is considered that the vertical component of the electromagnetic force applied to the molten steel 2 in the mold 30 is reduced as compared with the comparative example.
  • FIG. 12 schematically shows an electric wire 301 and an electric wire 302 through which currents in opposite directions flow.
  • a current flows through the electric wire 301 from the front side to the back side. Therefore, a clockwise magnetic field 311 is generated around the electric wire 301.
  • a current flows through the electric wire 302 from the back side to the front side. Therefore, a magnetic field 312 counterclockwise on the paper surface is generated around the electric wire 302.
  • the magnetic field 311 and the magnetic field 312 strengthen each other between the electric wire 301 and the electric wire 302, so that the magnetic flux between the electric wire 301 and the electric wire 302 is increased. 321 becomes relatively strong.
  • the magnetic field 311 and the magnetic field 312 cancel each other between the electric wire 301 and the electric wire 302.
  • the magnetic flux 322 in between is relatively weak.
  • each magnetic pole portion 120 in the circumferential direction of the mold 30 is small and the distance between the currents flowing in the opposite directions in each coil 130 is short as compared with the comparative example. Adjacent magnetic fields cancel each other. Therefore, the magnetic flux that enters the mold plate from each magnetic pole portion 120 becomes weak. Therefore, the eddy current generated in the mold plate is reduced.
  • the range of the eddy current generated in the mold plate is also small in the circumferential direction of the mold 30 and the distance between the currents flowing in opposite directions in each eddy current is short, so that adjacent magnetic fields cancel each other. obtain.
  • an effect of making the magnetic flux generated by the eddy current very weak can be obtained.
  • production of leakage magnetic flux can be suppressed.
  • the vertical component of the electromagnetic force applied to the molten steel 2 in the mold 30 is reduced as compared with the comparative example.
  • the effect of weakening the magnetic flux generated by the eddy current generated in the mold plate is further improved as the width of each magnetic pole part 120 in the circumferential direction of the mold 30 is reduced.
  • the magnetic field that can be generated by one magnetic pole part 120 becomes excessively weak due to the size of each magnetic pole part 120 being reduced, it is difficult to ensure the electromagnetic force applied to the molten steel 2.
  • the magnetic pole portions 120 are arranged along the circumferential direction of the mold 30 for each of the outer surfaces of the mold 30, it may be difficult to ensure the electromagnetic force applied to the molten steel 2.
  • an electromagnetic force can be applied to the molten steel 2 in the mold 30 so as to generate a swirling flow around the vertical axis. Furthermore, the vertical component of the electromagnetic force applied to the molten steel 2 in the mold 30 can be reduced. Therefore, the process of winding a coil around the iron core core that is coaxial with the extending direction of the iron core that forms a closed loop is not necessary when manufacturing, and the vertical flow of the molten steel 2 in the mold 30 is prevented. It is possible to appropriately generate a swirling flow around the vertical axis while suppressing.
  • FIG. 13 shows an example of the relationship between the current frequency and the average value of the vertical component of the electromagnetic force applied to the molten steel 2 in the mold 30 obtained by the electromagnetic field analysis simulation for each of the present embodiment and the comparative example.
  • FIG. FIG. 14 is a diagram showing an example of the relationship between the current frequency and the average electromagnetic force applied to the molten steel 2 in the mold 30 obtained by the electromagnetic field analysis simulation for the present embodiment.
  • Table 1 shows the average value of the vertical component of the electromagnetic force and the value of the average electromagnetic force for each current frequency obtained by the electromagnetic field analysis simulation for this embodiment.
  • the average electromagnetic force corresponds to the average value of the absolute value (magnitude) of the electromagnetic force applied to the molten steel 2.
  • the average value of the vertical component of the electromagnetic force basically decreases as the current frequency decreases.
  • the magnetic field generated by the magnetic pole part 120 becomes weaker as the current frequency is lower, the magnetic flux incident in the horizontal direction from the magnetic pole part 120 to the mold plate becomes weaker. Therefore, the occurrence of leakage flux in the magnetic field generated by the magnetic pole part 120 is suppressed. Thereby, it is considered that the average value of the vertical component of the electromagnetic force decreases as the current frequency decreases.
  • the average value of the vertical component of the electromagnetic force takes the maximum value when the current frequency is around 4.3 Hz, and the current frequency becomes high in the region where the current frequency exceeds around 4.3 Hz. It turns out that it becomes small gradually as it goes.
  • the current frequency is relatively high, the effect that the magnetic flux incident in the horizontal direction from the magnetic pole part 120 to the mold plate is weakened by the eddy current generated in the mold plate is increased, so The magnetic flux passing through and reaching the mold is reduced.
  • the average value of the vertical component of the electromagnetic force gradually decreases as the current frequency increases in a region where the current frequency is high enough to exceed the vicinity of 4.3 Hz.
  • the average electromagnetic force basically decreases as the current frequency decreases. As described above, this is considered to be caused by the fact that the magnetic field generated by the magnetic pole part 120 becomes weaker as the current frequency is lower.
  • the average electromagnetic force takes a maximum value when the current frequency is in the vicinity of 3.9 Hz, and gradually decreases as the current frequency increases in the region where the current frequency exceeds 3.9 Hz. I understand. As described above, this is considered to be caused by a decrease in the magnetic flux that passes through the mold plate from the magnetic pole portion 120 and reaches the mold in the region where the current frequency is high enough to exceed about 3.9 Hz. It is done.
  • a continuous casting machine (same configuration as the continuous casting machine 1 shown in FIG. 1) that uses the electromagnetic stirring device having the same configuration as the electromagnetic stirring device 100 according to the present embodiment described above for actual operation. And continuously casting while changing the value of the current frequency of the alternating current applied to the coil 130 in various ways. And about the slab obtained after casting, surface quality and internal quality were investigated by visual inspection and ultrasonic flaw detection, respectively.
  • the conditions for continuous casting are as follows.
  • Table 2 shows the results of the actual machine test.
  • “ ⁇ ” is indicated when defects are almost not found and maintenance is unnecessary, and “ ⁇ ” is indicated when defects are found and maintenance is required. Even when many defects are found and care is taken, if it is not usable as a quality strict material, it is expressed by attaching “x”.
  • the average electromagnetic force applied to the molten steel 2 in the mold 30 gradually decreases as the current frequency increases in the region where the current frequency exceeds the vicinity of 3.9 Hz.
  • the power consumption in the electromagnetic stirring device 100 increases as the current frequency increases, the advantage of increasing the current frequency above 4.0 Hz is not recognized. Therefore, by applying an alternating current of 1.0 Hz to 4.0 Hz to the coil 130, power consumption can be suppressed while effectively improving the quality of the slab.
  • the conditions of the thermal fluid analysis simulation for this embodiment are as follows.
  • FIG. 15 shows the distribution of the temperature and stirring flow rate of the molten steel 2 in the mold 30 in a cross section passing through the center line of the immersion nozzle 6 and parallel to the long side direction of the mold, obtained by the thermal flow analysis simulation of this embodiment. It is a figure which shows an example.
  • FIG. 16 shows the temperature and stirring flow rate of the molten steel 2 in the mold 30 in a horizontal plane (horizontal plane above the iron core 110) 50 mm away from the molten metal surface obtained by the thermal flow analysis simulation for this embodiment. It is a figure which shows an example of distribution of.
  • FIG. 15 shows the distribution of the temperature and stirring flow rate of the molten steel 2 in the mold 30 in a cross section passing through the center line of the immersion nozzle 6 and parallel to the long side direction of the mold, obtained by the thermal flow analysis simulation of this embodiment. It is a figure which shows an example.
  • FIG. 16 shows the temperature and stirring flow rate of the molten steel 2 in the mold 30 in a horizontal plane (horizontal
  • FIG. 17 shows the temperature of the molten steel 2 in the mold 30 in a horizontal plane (horizontal plane at the center position in the vertical direction of the iron core 110) that is 430 mm away from the molten metal surface, obtained by a thermal flow analysis simulation for this embodiment. It is a figure which shows an example of distribution of stirring flow velocity.
  • the flux vector expressing the flow velocity (m / s) at each position of the molten steel 2 as a vector quantity is indicated by arrows.
  • the temperature distribution is shown by grayscale shading, and the darker the region, the higher the temperature.
  • FIG. 15 it is confirmed that the molten steel 2 sent into the mold 30 through the immersion nozzle 6 is discharged from the discharge hole 61 in the horizontal direction.
  • FIGS. 16 and 17 it is confirmed that the molten steel 2 is being stirred around the vertical axis after being discharged from the discharge hole 61.
  • FIG. 17 it is confirmed that a swirling flow around the vertical axis is generated in the molten steel 2 in the mold 30 in the horizontal plane at the center position in the vertical direction of the iron core 110.
  • FIG. 16 it can be similarly confirmed that a swirling flow around the vertical axis is generated in the molten steel 2 in the mold 30 even in a horizontal plane above the iron core 110.
  • the electromagnetic stirring device 100 As described above, according to the electromagnetic stirring device 100 according to the present embodiment, it is confirmed in more detail that it is possible to appropriately generate a swirling flow around the vertical axis with respect to the molten steel 2 in the mold 30. It was.
  • FIG. 18 shows the result of the thermal fluid analysis simulation.
  • FIG. 18 is a diagram showing an example of the relationship between the distance from the molten metal surface and the stirring flow velocity of the molten steel 2 in the mold 30 obtained by the thermal fluid analysis simulation for each of the present embodiment and the comparative example.
  • FIG. 18 shows results for the present embodiment and results for the comparative example when the current frequency is set to 1.0 Hz, 1.8 Hz, 2.5 Hz, and 4.0 Hz, respectively.
  • the case where the stirring flow rate takes a negative value corresponds to the case where the molten steel 2 is flowing in the direction opposite to the rotating direction of the rotating magnetic field generated by the electromagnetic stirring device.
  • FIG. 18 for the comparative example, it is confirmed that a stirring flow velocity of 0.15 m / s to 0.4 m / s is generated in the region between the upper surface and the lower surface of the iron core.
  • the stirring flow rate is significantly reduced as compared with the present embodiment.
  • the stirring flow velocity has turned to a negative value in the region near the hot water surface. This is considered to be due to the fact that the vertical flow of the molten steel 2 is relatively easy to occur in the molten steel 2 in the comparative example, and the swirling flow around the vertical axis is suppressed by the vertical flow of the molten steel 2.
  • the stirring flow rate can be sufficiently generated in the molten steel 2 even in the region above the iron core 110 in the mold 30.
  • the swirling flow around the vertical axis can be appropriately generated in the molten steel 2 in the mold 30.
  • an alternating current of 1.0 Hz to 4.0 Hz is applied to the coil 130, it was confirmed that a swirling flow around the vertical axis can be appropriately generated in the molten steel 2 in the mold 30.
  • the electromagnetic stirring device 100 in the electromagnetic stirring device 100 according to the present embodiment, two iron cores 110 are arranged in parallel along the circumferential direction of the mold 30 so as to face the outer surface of each of the outer surfaces of the mold 30.
  • the teeth portion 119 is provided. Therefore, in the electromagnetic stirring device 100 according to the present embodiment, the magnetic pole portion 120 formed by the tooth portion 119 of the iron core 110 and the coil 130 wound around the tooth portion 119 is formed on each of the outer surfaces of the mold 30. Two are arranged along 30 circumferential directions. Thereby, it is possible to obtain an effect of extremely weakening the magnetic flux generated by the eddy current generated in the mold plate by the magnetic flux entering the mold plate from the magnetic pole part 120.
  • the electromagnetic force can be applied to the molten steel 2 so as to generate a swirling flow around the vertical axis while reducing the vertical component of the electromagnetic force applied to the molten steel 2 in the mold 30. Therefore, a process of winding a coil around the core core around the extension direction of the iron core that forms a closed loop is not necessary when manufacturing, and the vertical flow of the molten steel 2 in the mold 30 is prevented. It is possible to appropriately generate a swirling flow around the vertical axis while suppressing.
  • the process of winding the coil around the core core around the extension direction of the core core forming a closed loop when manufacturing is unnecessary, and the vertical direction with respect to the molten metal in the mold It is possible to provide an electromagnetic stirrer that can appropriately generate a swirling flow around the vertical axis while suppressing the flow of.

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Abstract

この電磁攪拌装置は、連続鋳造用の四角筒状の鋳型内に回転磁界を発生させることによって、前記鋳型内の溶融金属に対して鉛直軸回りの旋回流を生じさせる電磁力を付与する電磁撹拌装置であって、前記鋳型の側方において前記鋳型を囲み、前記鋳型の外側面の各々について前記外側面と対向して前記鋳型の周方向に沿って２つ並設されるティース部を有する鉄芯コアと、前記鉄芯コアの前記ティース部の各々に巻回されるコイルと、前記回転磁界を発生させるように、前記コイルの配列順に位相を９０°ずつずらして前記コイルの各々に対して交流電流を印加する電源装置と、を備える。

Description

電磁攪拌装置
　本発明は、電磁撹拌装置に関する。
　本願は、２０１８年５月８日に、日本に出願された特願２０１８－０９０２０８号に基づき優先権を主張し、その内容をここに援用する。
　連続鋳造では、タンディッシュに一旦貯留された溶融金属（例えば、溶鋼）を、浸漬ノズルを介して四角筒状の鋳型内に上方から注入し、そこで外周面が冷却され凝固した鋳片を鋳型の下端から引き抜くことにより、連続的に鋳造が行われる。鋳片のうち外周面の凝固した部位は、凝固シェルと呼ばれる。
　ここで、鋳型内の溶融金属中には、浸漬ノズルの吐出孔の詰まり防止のために溶融金属とともに供給される不活性ガス（例えば、Ａｒガス）のガス気泡や、非金属介在物等が含まれており、鋳造後の鋳片にこれらの不純物が残存していると、製品の品質を劣化させる原因となる。なお、本明細書において、単に鋳片の品質といった場合には、鋳片の表面品質及び鋳片の内部品質（内質）の少なくともいずれかを意味する。
　一般的に、ガス気泡や非金属介在物等の不純物の比重は、溶融金属の比重よりも小さいため、連続鋳造中に溶融金属内で浮上して除去されることが多いが、鋳片の品質をより向上させるために、鋳型内の溶融金属からこれらの不純物をより効果的に除去するための技術として、電磁撹拌装置が広く用いられている。
　電磁撹拌装置は、鋳型内に移動磁界を発生させることにより、鋳型内の溶融金属にローレンツ力と呼ばれる電磁力を付与し、当該溶融金属に対して水平面内において旋回するような流動パターン（すなわち、鉛直軸回りの旋回流）を生じさせる装置である。電磁撹拌装置によって旋回流を生じさせることにより、凝固シェル界面での溶融金属の流動が促進されるため、上述したガス気泡や非金属介在物等の不純物が凝固シェル内に捕捉されることが抑制され、鋳片の品質を向上させることができる。さらに、鋳型内の溶融金属に旋回流が生じることによって、鋳型内における溶融金属の温度が均一化されるため、初期凝固位置が安定化されることにより、鋳片の内部における割れの発生を抑制することができる。
　電磁撹拌装置は、具体的には、鋳型の側方に配置された鉄芯コアと、当該鉄芯コアに巻回されたコイルとを含んで構成される。電磁撹拌装置のコイルに交流電流が印加されることによって、鋳型内に移動磁界が発生し得る。例えば、特許文献１には、コイルが巻回された鉄芯コアが鋳型の長辺側の外側面の側方にのみ配置される電磁撹拌装置が開示されている。また、例えば、特許文献２には、鉄芯コアに設けられるティース部及び当該ティース部に巻回されるコイルにより形成される磁極部が各外側面について１つ配置される電磁撹拌装置が開示されている。また、例えば、特許文献３には、鋳型の側方において鋳型を囲む環状の鉄芯コアと、当該鉄芯コアの延在方向と同軸回りに当該鉄芯コアに巻回されたコイルとを備える電磁撹拌装置が開示されている。
日本国特開昭６３－２５２６５１号公報 日本国特開平６－３０４７１９号公報 日本国特開昭５８－２１５２５０号公報
　しかしながら、特許文献１に開示されている技術では、コイルが巻回された鉄芯コアが鋳型の長辺側の外側面の側方にのみ配置されるので、鋳型の長辺と短辺の差が比較的小さい場合において鋳型内の溶融金属に対して鉛直軸回りの旋回流を十分に生じさせることが困難となる。具体的には、ブルームと称される鋳片を製造する連続鋳造では、鋳型の長辺と短辺の差が比較的小さい（例えば、短辺は長辺の５０％～８０％の長さを有する）ので、鉛直軸回りの旋回流を十分に生じさせることが困難となる。
　また、特許文献２に開示されている技術では、鋳型の長辺側の外側面の側方のみならず鋳型の短辺側の外側面の側方についても磁極部が配置されるものの、鋳型内の溶融金属において鉛直方向の流動が生じ得る。具体的には、鋳型の外側面を形成する鋳型板に対して磁極部から水平方向に磁束が入射することによって、鋳型板内に渦電流が生じる。このように鋳型板内に生じる渦電流によって、磁極部により発生する磁界において、磁極部から鋳型板へ水平方向に入射する磁束が弱められ、鉛直方向成分を有する漏れ磁束が発生する。それにより、鋳型内の溶融金属に鉛直方向の電磁力が付与されることによって、鉛直方向の流動が生じ得る。
　ここで、鉛直方向の流動が顕著に生じると、湯面に浮上しているガス気泡及び非金属介在物、更には溶融パウダーが溶融金属内に巻き込まれてしまい、これらを原因とする欠陥が発生する可能性がある。さらに、鉛直方向の流動が生じることによって、鋳型内における溶融金属の温度が不均一になるため、初期凝固位置が不安定になることにより、鋳片の内部における割れの発生が生じるおそれがある。
　また、特許文献３に開示されている技術では、電磁撹拌装置の製作において閉ループを形成する鉄芯コアの延在方向と同軸回りに当該鉄芯コアにコイルを巻回する工程が必要となるので、電磁撹拌装置を製作することが困難となり得る。ゆえに、電磁撹拌装置についてのさらなる提案が望まれている。
　そこで、本発明は、上記問題に鑑みてなされたものであり、本発明の目的とするところは、製作するに際して閉ループを形成する鉄芯コアの延在方向と同軸回りに当該鉄芯コアにコイルを巻回する工程を不要とし、鋳型内の溶融金属に対して、鉛直方向の流動を抑制しつつ、鉛直軸回りの旋回流を適切に生じさせることが可能な電磁撹拌装置を提供することにある。
（１）本発明の一態様は、連続鋳造用の四角筒状の鋳型内に回転磁界を発生させることによって、前記鋳型内の溶融金属に対して鉛直軸回りの旋回流を生じさせる電磁力を付与する電磁撹拌装置である。この電磁攪拌装置は、前記鋳型の側方において前記鋳型を囲み、前記鋳型の外側面の各々について前記外側面と対向して前記鋳型の周方向に沿って２つ並設されるティース部を有する鉄芯コアと、前記鉄芯コアの前記ティース部の各々に巻回されるコイルと、前記回転磁界を発生させるように、前記コイルの配列順に位相を９０°ずつずらして前記コイルの各々に対して交流電流を印加する電源装置と、を備える。
（２）上記（１）に記載の電磁攪拌装置では、前記電源装置は、１．０Ｈｚ～４．０Ｈｚの交流電流を前記コイルの各々に対して印加してもよい。
　上記の電磁攪拌装置によれば、製作するに際して閉ループを形成する鉄芯コアの延在方向と同軸回りに当該鉄芯コアにコイルを巻回する工程を不要とし、鋳型内の溶融金属に対して、鉛直方向の流動を抑制しつつ、鉛直軸回りの旋回流を適切に生じさせることが可能となる。
本発明の実施形態に係る電磁攪拌装置を含む連続鋳造機の概略構成の一例を模式的に示す側面断面図である。 同実施形態に係る電磁撹拌装置の一例を示す上面断面図である。 同実施形態に係る電磁撹拌装置の一例を示す側面断面図である。 電磁撹拌装置の各コイルに交流電流が印加されている様子の一例を示す上面断面図である。 電磁撹拌装置の各コイルに印加される交流電流の位相について説明するための図である。 比較例に係る電磁撹拌装置を示す上面断面図である。 同実施形態についての電磁場解析シミュレーションによって得られた、鉄芯コアの鉛直方向中心位置の水平面内における鋳型内の溶鋼に付与される電磁力の分布の一例を示す図である。 同実施形態についての電磁場解析シミュレーションによって得られた、長辺鋳型板の内側面近傍における鋳型内の溶鋼に付与される電磁力の分布の一例を示す図である。 比較例についての電磁場解析シミュレーションによって得られた、鉄芯コアの鉛直方向中心位置の水平面内における鋳型内の溶鋼に付与される電磁力の分布の一例を示す図である。 比較例についての電磁場解析シミュレーションによって得られた、長辺鋳型板の内側面近傍における鋳型内の溶鋼に付与される電磁力の分布の一例を示す図である。 コイルにより発生する磁界における漏れ磁束について説明するための図である。 隣り合う磁界の相互作用について説明するための図である。 同実施形態及び比較例の各々についての電磁場解析シミュレーションによって得られた、電流周波数と鋳型内の溶鋼に付与される電磁力の鉛直方向成分の平均値との関係性の一例を示す図である。 同実施形態についての電磁場解析シミュレーションによって得られた、電流周波数と鋳型内の溶鋼に付与される平均電磁力との関係性の一例を示す図である。 同実施形態についての熱流動解析シミュレーションによって得られた、浸漬ノズルの中心線を通り鋳型の長辺方向に平行な断面内における鋳型内の溶鋼の温度及び撹拌流速の分布の一例を示す図である。 同実施形態についての熱流動解析シミュレーションによって得られた、湯面から下方に５０ｍｍ離れた水平面内における鋳型内の溶鋼の温度及び撹拌流速の分布の一例を示す図である。 同実施形態についての熱流動解析シミュレーションによって得られた、湯面から下方に４３０ｍｍ離れた水平面内における鋳型内の溶鋼の温度及び撹拌流速の分布の一例を示す図である。 同実施形態及び比較例の各々についての熱流動解析シミュレーションによって得られた、湯面からの距離と鋳型内の溶鋼の撹拌流速との関係性の一例を示す図である。
　以下に添付図面を参照しながら、本発明の好適な実施の形態について詳細に説明する。なお、本明細書及び図面において、実質的に同一の機能構成を有する構成要素については、同一の符号を付することにより重複説明を省略する。また、本明細書及び図面において、実質的に同一の機能構成を有する複数の構成要素を、同一の符号の後に異なるアルファベットを付して区別する場合もある。ただし、実質的に同一の機能構成を有する複数の構成要素の各々を特に区別する必要がない場合、複数の構成要素の各々に同一符号のみを付する。
　なお、本明細書において参照する各図面では、説明のため、一部の構成部材の大きさを誇張して表現している場合がある。各図面において図示される各部材の相対的な大きさは、必ずしも実際の部材間における大小関係を正確に表現するものではない。
　また、以下では、溶融金属が溶鋼である例について説明するが、本発明は、このような例に限定されず、他の金属に対する連続鋳造に対して適用されてもよい。
　＜１．連続鋳造機の概略構成＞
　まず、図１を参照して、本発明の実施形態に係る電磁攪拌装置１００を含む連続鋳造機１の概略構成について説明する。
　図１は、本実施形態に係る電磁攪拌装置１００を含む連続鋳造機１の概略構成の一例を模式的に示す側面断面図である。
　連続鋳造機１は、連続鋳造用の鋳型を用いて溶鋼を連続鋳造し、ブルームの鋳片を製造するための装置である。連続鋳造機１は、例えば、図１に示すように、鋳型３０と、取鍋４と、タンディッシュ５と、浸漬ノズル６と、二次冷却装置７と、鋳片切断機８とを備える。
　取鍋４は、溶鋼２（溶融金属）を外部からタンディッシュ５まで搬送するための可動式の容器である。取鍋４は、タンディッシュ５の上方に配置され、取鍋４内の溶鋼２がタンディッシュ５に供給される。タンディッシュ５は、鋳型３０の上方に配置され、溶鋼２を貯留して、当該溶鋼２中の介在物を除去する。浸漬ノズル６は、タンディッシュ５の下端から鋳型３０に向けて下方に延び、その先端は鋳型３０内の溶鋼２に浸漬されている。当該浸漬ノズル６は、タンディッシュ５にて介在物が除去された溶鋼２を鋳型３０内に連続供給する。
　鋳型３０は、鋳片３の長辺及び短辺の寸法に応じた四角筒状であり、例えば、一対の長辺鋳型板（後述する図２等に示す長辺鋳型板３１，３３に対応する）で一対の短辺鋳型板（後述する図２等に示す短辺鋳型板３２，３４に対応する）を両側から挟むように組み立てられる。長辺鋳型板及び短辺鋳型板（以下、鋳型板と総称することがある）は、例えば冷却水が流動する水路が設けられた水冷銅板である。鋳型３０は、鋳型板と接触する溶鋼２を冷却して、鋳片３を製造する。鋳片３が鋳型３０下方に向かって移動するにつれて、内部の未凝固部３ｂの凝固が進行し、外殻の凝固シェル３ａの厚さは、徐々に厚くなる。凝固シェル３ａと未凝固部３ｂとを含む鋳片３は、鋳型３０の下端から引き抜かれる。
　なお、以下の説明では、上下方向（すなわち、鋳型３０から鋳片３が引き抜かれる方向）を、Ｚ軸方向とも呼称する。Ｚ軸方向のことを鉛直方向とも呼称する。また、Ｚ軸方向と垂直な平面（水平面）内における互いに直交する２方向を、それぞれＸ軸方向及びＹ軸方向とも呼称する。また、Ｘ軸方向を水平面内において鋳型３０の長辺と平行な方向（すなわち、鋳型長辺方向）として定義し、Ｙ軸方向を水平面内において鋳型３０の短辺と平行な方向（すなわち、鋳型短辺方向）として定義する。Ｘ－Ｙ平面と平行な方向のことを水平方向とも呼称する。また、以下の説明では、各部材の大きさを表現する際に、当該部材のＺ軸方向の長さのことを高さともいい、当該部材のＸ軸方向又はＹ軸方向の長さのことを幅ともいうことがある。
　ここで、鋳型３０の側方には、電磁撹拌装置１００が設置される。電磁撹拌装置１００は、鋳型３０内に回転磁界を発生させることによって、鋳型３０内の溶鋼２に対して鉛直軸回りの旋回流を生じさせる電磁力を付与する。具体的には、電磁撹拌装置１００は、電源装置１５０を含んで構成され、電源装置１５０から供給される電力を用いて駆動される。本実施形態では、電磁撹拌装置１００を駆動させながら連続鋳造を行うことによって、鋳型３０内の溶鋼２が撹拌され、鋳片の品質を向上させることが可能になる。このような電磁撹拌装置１００については、後述にて詳細に説明する。
　二次冷却装置７は、鋳型３０の下方の二次冷却帯９に設けられ、鋳型３０下端から引き抜かれた鋳片３を支持及び搬送しながら冷却する。二次冷却装置７は、鋳片３の短辺方向両側に配置される複数対の支持ロール（例えば、サポートロール１１、ピンチロール１２及びセグメントロール１３）と、鋳片３に対して冷却水を噴射する複数のスプレーノズル（図示せず）とを有する。
　二次冷却装置７に設けられる支持ロールは、鋳片３の短辺方向両側に対となって配置され、鋳片３を支持しながら搬送する支持搬送手段として機能する。当該支持ロールにより鋳片３を短辺方向両側から支持することで、二次冷却帯９において凝固途中の鋳片３のブレイクアウトやバルジングを防止できる。
　支持ロールであるサポートロール１１、ピンチロール１２及びセグメントロール１３は、二次冷却帯９における鋳片３の搬送経路（パスライン）を形成する。このパスラインは、図１に示すように、鋳型３０の直下では垂直であり、次いで曲線状に湾曲して、最終的には水平になる。二次冷却帯９において、当該パスラインが垂直である部分を垂直部９Ａ、湾曲している部分を湾曲部９Ｂ、水平である部分を水平部９Ｃと称する。このようなパスラインを有する連続鋳造機１は、垂直曲げ型の連続鋳造機１と呼称される。なお、本発明は、図１に示すような垂直曲げ型の連続鋳造機１に限定されず、湾曲型又は垂直型など他の各種の連続鋳造機にも適用可能である。
　サポートロール１１は、鋳型３０の直下の垂直部９Ａに設けられる無駆動式ロールであり、鋳型３０から引き抜かれた直後の鋳片３を支持する。鋳型３０から引き抜かれた直後の鋳片３は、凝固シェル３ａが薄い状態であるため、ブレイクアウトやバルジングを防止するために比較的短い間隔（ロールピッチ）で支持する必要がある。そのため、サポートロール１１としては、ロールピッチを短縮することが可能な小径のロールが用いられることが望ましい。図１に示す例では、垂直部９Ａにおける鋳片３の両側に、小径のロールからなる３対のサポートロール１１が、比較的狭いロールピッチで設けられている。
　ピンチロール１２は、モータ等の駆動装置により回転する駆動式ロールであり、鋳片３を鋳型３０から引き抜く機能を有する。ピンチロール１２は、垂直部９Ａ、湾曲部９Ｂ及び水平部９Ｃにおいて適切な位置にそれぞれ配置される。鋳片３は、ピンチロール１２から伝達される力によって鋳型３０から引き抜かれ、上記パスラインに沿って搬送される。なお、ピンチロール１２の配置は図１に示す例に限定されず、その配置位置は任意に設定されてよい。
　セグメントロール１３（ガイドロールともいう）は、湾曲部９Ｂ及び水平部９Ｃに設けられる無駆動式ロールであり、上記パスラインに沿って鋳片３を支持及び案内する。セグメントロール１３は、パスライン上の位置によって、及び、鋳片３のＦ面（Ｆｉｘｅｄ面、図１では左下側の面）とＬ面（Ｌｏｏｓｅ面、図１では右上側の面）のいずれに設けられるかによって、それぞれ異なるロール径やロールピッチで配置されてよい。
　鋳片切断機８は、上記パスラインの水平部９Ｃの終端に配置され、当該パスラインに沿って搬送された鋳片３を所定の長さに切断する。切断された鋳片１４は、テーブルロール１５により次工程の設備に搬送される。
　以上、図１を参照して、本実施形態に係る連続鋳造機１の概略構成について説明した。なお、本実施形態では、鋳型３０に対して後述する構成を有する電磁撹拌装置１００が設置され、電磁撹拌装置１００を用いて連続鋳造が行われればよく、連続鋳造機１における電磁撹拌装置１００以外の構成は、一般的な従来の連続鋳造機と同様であってよい。従って、連続鋳造機１の構成は図示したものに限定されず、連続鋳造機１としては、あらゆる構成のものが用いられてよい。
　＜２．電磁撹拌装置の構成＞
　続いて、図２及び図３を参照して、本実施形態に係る電磁撹拌装置１００の構成について説明する。
　図２は、本実施形態に係る電磁撹拌装置１００の一例を示す上面断面図である。具体的には、図２は、鋳型３０を通りＸ－Ｙ平面と平行な図１に示すＡ１－Ａ１断面についての断面図である。図３は、本実施形態に係る電磁撹拌装置１００の一例を示す側面断面図である。具体的には、図３は、浸漬ノズル６を通りＸ－Ｚ平面と平行な図２に示すＡ２－Ａ２断面についての断面図である。
　本実施形態では、鋳型３０の側方において鋳型３０を囲むように電磁撹拌装置１００が設けられる。
　鋳型３０は、上述したように、四角筒状であり、例えば、一対の長辺鋳型板３１，３３で一対の短辺鋳型板３２，３４を両側から挟むように組み立てられる。具体的には、各鋳型板は、長辺鋳型板３１、短辺鋳型板３２、長辺鋳型板３３、短辺鋳型板３４の順に環状に配置される。各鋳型板は、例えば、上述したように水冷銅板であってもよいが、このような例に限定されず、一般的に連続鋳造機の鋳型として用いられる各種の材料によって形成されてもよい。
　ここで、本実施形態では、ブルームの連続鋳造を対象としており、その鋳片サイズは、一辺（すなわち、Ｘ軸方向及びＹ軸方向の長さ）３００～５００ｍｍ程度である。例えば、鋳片３の長辺方向の幅Ｘ１１は４５６ｍｍであり、鋳片３の短辺方向の幅Ｙ１１は３３９ｍｍである。
　各鋳型板は、当該鋳片サイズに対応した大きさを有する。例えば、長辺鋳型板３１，３３は、少なくとも鋳片３の長辺方向の幅Ｘ１１よりも長い長辺方向の幅を有し、短辺鋳型板３２，３４は、鋳片３の短辺方向の幅Ｙ１１と略同一の短辺方向の幅を有する。各鋳型板の厚みＴ１１は、例えば、２５ｍｍである。
　電磁撹拌装置１００による鋳片３の品質向上の効果をより効果的に得るために、Ｚ軸方向の長さが可能な限り長くなるように鋳型３０を構成することが望ましい。一般的に、鋳型３０内で溶鋼２の凝固が進行すると、凝固収縮のために鋳片３が鋳型３０の内壁から離れてしまい、当該鋳片３の冷却が不十分になる場合があることが知られている。そのため、鋳型３０の長さは、溶鋼湯面から、長くても１０００ｍｍ程度が限界とされている。本実施形態では、かかる事情を考慮して、例えば、溶鋼湯面から各鋳型板の下端までの長さが１０００ｍｍ程度となるように、各鋳型板を形成する。
　電磁撹拌装置１００は、例えば、図２及び図３に示すように、鉄芯コア１１０と、複数のコイル１３０（１３０ａ，１３０ｂ，１３０ｃ，１３０ｄ，１３０ｅ，１３０ｆ，１３０ｇ，１３０ｈ）と、上述した電源装置１５０と、ケース１７０とを備える。なお、図２及び図３では、理解を容易にするために、電源装置１５０の図示が省略されており、ケース１７０の内部に収容される鉄芯コア１１０及び複数のコイル１３０がケース１７０を透過して示されている。
　鉄芯コア１１０は、一対の長辺本体部１１１，１１３及び一対の短辺本体部１１２，１１４（以下、本体部と総称することがある）と、複数のティース部１１９（１１９ａ，１１９ｂ，１１９ｃ，１１９ｄ，１１９ｅ，１１９ｆ，１１９ｇ，１１９ｈ）とを有する中実の部材である。鉄芯コア１１０は、例えば、電磁鋼板を積層することにより形成される。鉄芯コア１１０の各ティース部１１９にコイル１３０が巻回され、コイル１３０の各々に交流電流が印加されることによって磁界が発生する。このように、ティース部１１９及び当該ティース部１１９に巻回されるコイル１３０は、交流電流の印加時において磁極として機能する磁極部１２０（１２０ａ，１２０ｂ，１２０ｃ，１２０ｄ，１２０ｅ，１２０ｆ，１２０ｇ，１２０ｈ）を形成する。
　長辺本体部１１１，１１３は、鋳型３０の外側において長辺鋳型板３１、３３とそれぞれ対向して設けられる。短辺本体部１１２，１１４は、鋳型３０の外側において短辺鋳型板３２，３４とそれぞれ対向して設けられる。隣り合う長辺本体部及び短辺本体部は、例えば、互いに端部が重ね合された状態で締結されることによって接続される。それにより、一対の長辺本体部１１１，１１３と一対の短辺本体部１１２，１１４とによって、鋳型３０の側方において鋳型３０を囲む閉ループが形成される。具体的には、各本体部は、長辺本体部１１１、短辺本体部１１２、長辺本体部１１３、短辺本体部１１４の順に鋳型３０の周方向に沿って環状に配置される。
　各本体部における鋳型３０側の部分には、鋳型３０の周方向に沿ってティース部１１９が２つ並設される。例えば、長辺本体部１１１における長辺鋳型板３１と対向する部分には、鋳型３０の周方向に沿ってティース部１１９ａ，１１９ｂが設けられる。また、短辺本体部１１２における短辺鋳型板３２と対向する部分には、鋳型３０の周方向に沿ってティース部１１９ｃ，１１９ｄが設けられる。また、長辺本体部１１３における長辺鋳型板３３と対向する部分には、鋳型３０の周方向に沿ってティース部１１９ｅ，１１９ｆが設けられる。また、短辺本体部１１４における短辺鋳型板３４と対向する部分には、鋳型３０の周方向に沿ってティース部１１９ｇ，１１９ｈが設けられる。具体的には、各ティース部１１９は、ティース部１１９ａ，１１９ｂ，１１９ｃ，１１９ｄ，１１９ｅ，１１９ｆ，１１９ｇ，１１９ｈの順に鋳型３０の周方向に沿って環状に配置される。
　このように、鉄芯コア１１０は、鋳型３０の外側面の各々について外側面と対向して鋳型３０の周方向に沿って２つ並設されるティース部１１９を有する。ゆえに、本実施形態に係る電磁撹拌装置１００では、鉄芯コア１１０のティース部１１９及び当該ティース部１１９に巻回されるコイル１３０により形成される磁極部１２０が鋳型３０の外側面の各々について鋳型３０の周方向に沿って２つ配置される。本発明者は、鋳型３０に対してこのように磁極部１２０を配置することによって、鋳型３０内の溶鋼２に対して、鉛直方向の流動を抑制しつつ、鉛直軸回りの旋回流を適切に生じさせることが可能となることを見出した。本実施形態に係る電磁撹拌装置１００により鋳型３０内の溶鋼２に生じる流動については、後述にて詳細に説明する。
　ティース部１１９は、本体部から鋳型３０側へ向かって水平方向に直方体状に突出し、鋳型３０の周方向に沿って互いに間隔を空けて設けられる。ティース部１１９のＺ軸方向の高さは、例えば、本体部と同程度である。上述したように、ティース部１１９及び当該ティース部１１９に巻回されるコイル１３０は交流電流の印加時において磁極として機能するので、各ティース部１１９の大きさ及び各ティース部１１９間の位置関係は電磁撹拌装置１００によって発生する磁界に影響を与える。ゆえに、各ティース部１１９の大きさ及び各ティース部１１９間の位置関係は、電磁撹拌装置１００によって溶鋼２に対して所望の電磁力を付与し得るように、適宜決定され得る。
　長辺本体部に設けられるティース部１１９ａ，１１９ｂ，１１９ｅ，１１９ｆ（以下、長辺側ティース部とも呼称する）の長辺方向の幅Ｘ１は、例えば、２４０ｍｍである。また、短辺本体部に設けられるティース部１１９ｃ，１１９ｄ，１１９ｇ，１１９ｈ（以下、短辺側ティース部とも呼称する）の短辺方向の幅Ｙ１は、例えば、１９０ｍｍである。なお、長辺側ティース部の長辺方向の幅Ｘ１と短辺側ティース部の短辺方向の幅Ｙ１とは、必ずしも一致しなくともよいが、鋳型３０内の溶鋼２に対して鉛直軸回りの旋回流をより安定して生じさせるために、同程度とすることが望ましい。
　長辺側ティース部間（例えば、ティース部１１９ａとティース部１１９ｂとの間）の間隔Ｘ２は、例えば、１４０ｍｍである。また、短辺側ティース部間（例えば、ティース部１１９ｇとティース部１１９ｈとの間）の間隔Ｙ２は、例えば、１４０ｍｍである。
　鋳型長辺方向に対向する磁極部１２０間（例えば、磁極部１２０ｄと磁極部１２０ｇとの間）の間隔Ｘ３は、例えば、７７５ｍｍである。また、鋳型短辺方向に対向する磁極部１２０間（例えば、磁極部１２０ｂと磁極部１２０ｅとの間）の間隔Ｙ３は、例えば、６７０ｍｍである。
　ティース部１１９の鉛直方向の位置及び大きさ（すなわち、鉄芯コア１１０の鉛直方向の位置及び大きさ）は、浸漬ノズル６の位置及び大きさや溶鋼２の湯面の位置に応じて適宜設定される。
　ティース部１１９の上面と溶鋼２の湯面との鉛直方向の距離Ｚ１は、例えば、２８０ｍｍである。また、ティース部１１９の下面と溶鋼２の湯面との鉛直方向の距離Ｚ２は、例えば、５８０ｍｍである。
　なお、浸漬ノズル６の底面と溶鋼２の湯面との鉛直方向の距離Ｚ１１は、例えば、２５０ｍｍである。また、浸漬ノズル６の内径Ｄ１１は、例えば、９０ｍｍである。また、浸漬ノズル６の外径Ｄ１２は、例えば、１４５ｍｍである。また、浸漬ノズル６の吐出孔６１の底部からの高さＺ１２は、例えば、８５ｍｍである。また、浸漬ノズル６の吐出孔６１の幅Ｄ１３は、例えば、８０ｍｍである。また、浸漬ノズル６の吐出孔６１は、例えば、ノズル内側からノズル外側へ向かうにつれて上向きに１５°傾いている。浸漬ノズル６には、このような吐出孔６１が短辺鋳型板３２，３４に対向する位置に一対設けられる。
　コイル１３０は、各ティース部１１９に対して各ティース部１１９の突出方向を巻回軸方向として巻回される（すなわち、各ティース部１１９を各ティース部１１９の突出方向に磁化するようにコイル１３０が巻回される）。例えば、ティース部１１９ａ，１１９ｂ，１１９ｃ，１１９ｄ，１１９ｅ，１１９ｆ，１１９ｇ，１１９ｈに対してコイル１３０ａ，１３０ｂ，１３０ｃ，１３０ｄ，１３０ｅ，１３０ｆ，１３０ｇ，１３０ｈがそれぞれ巻回される。それにより、磁極部１２０ａ，１２０ｂ，１２０ｃ，１２０ｄ，１２０ｅ，１２０ｆ，１２０ｇ，１２０ｈが形成される。長辺側ティース部に対してはＹ軸方向を巻回軸方向としてコイル１３０が巻回され、短辺側ティース部に対してはＸ軸方向を巻回軸方向としてコイル１３０が巻回される。
　コイル１３０を形成する導線としては、例えば断面が１０ｍｍ×１０ｍｍで、内部に直径５ｍｍ程度の冷却水路を有する銅製のものが用いられる。電流印加時には、当該冷却水路を用いて当該導線が冷却される。当該導線は、絶縁紙等によりその表層が絶縁処理されており、層状に巻回することが可能である。例えば、各コイル１３０は、当該導線を２～４層程度巻回することにより形成される。
　図１に示した電源装置１５０は、このような複数のコイル１３０の各々と接続される。電源装置１５０は、鋳型３０内に回転磁界を発生させるように、コイル１３０の配列順に位相を９０°ずつずらして各コイル１３０に対して交流電流を印加する。それにより、鋳型３０内の溶鋼２に対して鉛直軸回りの旋回流を生じさせる電磁力が付与され得る。電源装置１５０は、具体的には、１．０Ｈｚ～６．０Ｈｚの交流電流を各コイル１３０に対して印加するのが好ましく、１．０Ｈｚ～４．０Ｈｚの交流電流を印加するのがさらに好ましい。
　電源装置１５０の駆動は、プロセッサ等からなる制御装置（図示せず）が所定のプログラムに従って動作することにより、適宜制御され得る。具体的には、当該制御装置により、各コイル１３０に印加される電流値（実効値）及び周波数が制御されることによって、溶鋼２に対して付与される電磁力の強さが制御され得る。なお、各コイル１３０に対する交流電流の印加方法については、後述にて詳細に説明する。
　ケース１７０は、鉄芯コア１１０及びコイル１３０を覆う環状の中空の部材である。ケース１７０の大きさは、電磁撹拌装置１００によって溶鋼２に対して所望の電磁力を付与し得るように、適宜決定され得る。また、電磁撹拌装置１００により発生する磁界では、コイル１３０からケース１７０の側壁を通過して鋳型３０内へ磁束が入射されるため、ケース１７０の材料としては、例えば非磁性体ステンレス又はＦＲＰ（Fiber　Reinforced
　Plastics）等の、非磁性で、かつ強度が確保可能な部材が用いられる。
　＜３．電磁撹拌装置の動作＞
　続いて、図４及び図５を参照して、本実施形態に係る電磁撹拌装置１００の動作について説明する。
　図４は、電磁撹拌装置１００の各コイル１３０に交流電流が印加されている様子の一例を示す上面断面図である。具体的には、図４は、鋳型３０を通りＸ－Ｙ平面と平行な図１に示すＡ１－Ａ１断面についての断面図である。図５は、電磁撹拌装置１００の各コイル１３０に印加される交流電流の位相について説明するための図である。
　電磁撹拌装置１００では、電源装置１５０は、上述したように、コイル１３０の配列順に位相が９０°ずつずれるように、各コイル１３０に対して交流電流を印加する。例えば、電源装置１５０は、図４に示されるように、互いに位相が９０°ずつずれた２相交流電流（＋Ｕ、＋Ｖ）をコイル１３０に対して印加する。電流の向きまで考慮すると、電源装置１５０は、＋Ｕ、＋Ｖ、－Ｕ、－Ｖの、９０°ずつ位相がずれた４種類の交流電流をコイル１３０に対して印加することができる。図５では、これら４種類の交流電流の位相を概略的に図示している。図５において、円周上の位置が各交流電流間の位相を表しており、例えば、＋Ｖは、＋Ｕよりも９０°だけ位相が遅れていることを示している。
　ある１つのコイル１３０に対して＋Ｕの交流電流が印加されると、その隣のコイル１３０には＋Ｖの交流電流が印加され、更にその隣のコイル１３０には－Ｕの交流電流が印加され、更にその隣のコイル１３０には－Ｖの交流電流が印加される。その隣のコイル１３０から先に並ぶコイル１３０には、同様に、順次＋Ｕ、＋Ｖ、－Ｕ、－Ｖの交流電流がそれぞれ印加される。例えば、コイル１３０ａ，１３０ｂ，１３０ｃ，１３０ｄ，１３０ｅ，１３０ｆ，１３０ｇ，１３０ｈに対して、＋Ｕ、＋Ｖ、－Ｕ、－Ｖ、＋Ｕ、＋Ｖ、－Ｕ、－Ｖの交流電流がそれぞれ印加される。
　各コイル１３０に対してこのような位相差で交流電流が印加されることにより、鋳型３０内に鋳型３０の周方向に回転する回転磁界が生じることとなる。それにより、鋳型３０内の溶鋼２に対して鋳型３０の周方向に沿った電磁力が付与されるので、溶鋼２において鉛直軸回りの旋回流が発生することとなる。
　また、２相交流電流を用いて電磁撹拌装置１００によって回転磁界を発生させることによって、３相交流電源を用いる場合と比較して、より安価に溶鋼２に対して鉛直軸回りの旋回流を発生させることができる。２相交流電流を用いる場合には、コイル１３０の配列順に位相が９０°ずつずれるように、各コイル１３０に対して交流電流を印加する必要があるため、コイル１３０の数が４の倍数となるようにすることが望ましい。
　本実施形態において鋳型３０内の溶鋼２に生じる流動を確認するために行った電磁場解析シミュレーションの結果について説明する。
　　（シミュレーション１）
　各種シミュレーション条件を後述するように設定し、本実施形態に係る電磁撹拌装置１００及び比較例に係る電磁撹拌装置９００の各々について電磁場解析シミュレーションを行った。
　ここで、図６を参照して、比較例に係る電磁撹拌装置９００について説明する。図６は、比較例に係る電磁撹拌装置９００を示す上面断面図である。具体的には、図６は、連続鋳造機１に対して電磁撹拌装置１００に替えて電磁撹拌装置９００を適用した場合における図１に示すＡ１－Ａ１断面についての断面図である。
　比較例に係る電磁撹拌装置９００では、上述した電磁撹拌装置１００と比較して、鉄芯コア９１０において各本体部における鋳型３０側の部分にティース部９１９（９１９ａ，９１９ｂ，９１９ｃ，９１９ｄ）が一辺について１つのみ設けられる点が異なる。ゆえに、比較例に係る電磁撹拌装置９００では、鉄芯コア９１０のティース部９１９及び当該ティース部９１９に巻回されるコイル９３０（９３０ａ，９３０ｂ，９３０ｃ，９３０ｄ）により形成される磁極部９２０（９２０ａ，９２０ｂ，９２０ｃ，９２０ｄ）が鋳型３０の外側面の各々について１つ配置される。
　具体的には、長辺本体部１１１、短辺本体部１１２、長辺本体部１１３及び短辺本体部１１４における対応する鋳型板と対向する部分には、ティース部９１９ａ，９１９ｂ，９１９ｃ，９１９ｄがそれぞれ設けられる。また、ティース部９１９ａ，９１９ｂ，９１９ｃ，９１９ｄに対してコイル９３０ａ，９３０ｂ，９３０ｃ，９３０ｄがそれぞれ巻回される。それにより、磁極部９２０ａ，９２０ｂ，９２０ｃ，９２０ｄが形成される。長辺側ティース部９１９ａ，９１９ｃの長辺方向の幅Ｘ９１は、６２５ｍｍである。また、短辺側ティース部９１９ｂ，９１９ｄの短辺方向の幅Ｙ９１は、５２０ｍｍである。
　なお、比較例に係る電磁撹拌装置９００において、上述した電磁撹拌装置１００と同様に、鋳型３０内に回転磁界を発生させるように、コイル９３０の配列順に位相を９０°ずつずらして各コイル９３０に対して交流電流が印加される。それにより、鋳型３０内の溶鋼２に対して鉛直軸回りの旋回流を生じさせる電磁力が付与され得る。
　本実施形態についての電磁場解析シミュレーションの条件は以下の通りである。なお、鉄芯コア１１０の材質をケイ素鋼板とし、鉄芯コア１１０内に渦電流が発生しないものとして電磁場解析シミュレーションを行った。
　　鋳片の長辺方向の幅Ｘ１１：４５６ｍｍ
　　鋳片の短辺方向の幅Ｙ１１：３３９ｍｍ
　　鋳型板の厚みＴ１１：２５ｍｍ
　　長辺側ティース部の長辺方向の幅Ｘ１：２４０ｍｍ
　　短辺側ティース部の短辺方向の幅Ｙ１：１９０ｍｍ
　　長辺側ティース部間の間隔Ｘ２：１４０ｍｍ
　　短辺側ティース部間の間隔Ｙ２：１４０ｍｍ
　　鋳型長辺方向に対向する磁極部間の間隔Ｘ３：７７５ｍｍ
　　鋳型短辺方向に対向する磁極部間の間隔Ｙ３：６７０ｍｍ
　　ティース部の上面と溶鋼の湯面との鉛直方向の距離Ｚ１：２８０ｍｍ
　　ティース部の下面と溶鋼の湯面との鉛直方向の距離Ｚ２：５８０ｍｍ
　　鋳型板の導電率：７．１４×１０５Ｓ／ｍ
　　溶鋼の導電率：２．２７×１０５Ｓ／ｍ
　　コイルにおける巻き線：３６ターン
　　コイルに印加される交流電流の電流値（実効値）：６４０Ａ
　　コイルに印加される交流電流の電流周波数：１．８Ｈｚ
　また、比較例についての電磁場解析シミュレーションの条件は、本実施形態についての条件からＸ１、Ｙ１、Ｘ２及びＹ２の条件を削除し、以下のＸ９１及びＹ９１の条件を追加した条件とした。
　　長辺側ティース部の長辺方向の幅Ｘ９１：６２５ｍｍ
　　短辺側ティース部の短辺方向の幅Ｙ９１：５２０ｍｍ
　上記の電磁場解析シミュレーションの結果を、図７～図１０に示す。図７は、本実施形態についての電磁場解析シミュレーションによって得られた、鉄芯コア１１０の鉛直方向中心位置の水平面内における鋳型３０内の溶鋼２に付与される電磁力の分布の一例を示す図である。図８は、本実施形態についての電磁場解析シミュレーションによって得られた、長辺鋳型板３３の内側面近傍における鋳型３０内の溶鋼２に付与される電磁力の分布の一例を示す図である。図９は、比較例についての電磁場解析シミュレーションによって得られた、鉄芯コア９１０の鉛直方向中心位置の水平面内における鋳型３０内の溶鋼２に付与される電磁力の分布の一例を示す図である。図１０は、比較例についての電磁場解析シミュレーションによって得られた、長辺鋳型板３３の内側面近傍における鋳型３０内の溶鋼２に付与される電磁力の分布の一例を示す図である。図７～図１０では、溶鋼２の単位体積当たりに作用する電磁力（Ｎ／ｍ３）をベクトル量として表したローレンツ力密度ベクトルが矢印によって示されている。
　比較例について、図９を参照すると、鋳型３０内の溶鋼２に対して鉛直軸回りの旋回流を生じさせるように電磁力が分布していることが確認される。しかしながら、図１０を参照すると、比較例では、比較的大きな鉛直方向成分を有する電磁力が確認される。例えば、鋳型３０内の上方側の領域Ｒ１では、図１０に示すように、上方向を向く電磁力が比較的多く確認される。また、鋳型３０内の下方側の領域Ｒ２では、図１０に示すように、下方向を向く電磁力が比較的多く確認される。具体的には、比較例についての電磁場解析シミュレーションの結果によれば、正方向及び負方向をそれぞれ上方向及び下方向と定義した場合、鋳型３０内の溶鋼２に付与される電磁力の鉛直方向成分の最大値は４７９Ｎ／ｍ３であり、最小値は－３７８Ｎ／ｍ３であり、平均値は５７Ｎ／ｍ３であった。
　ここで、図１１を参照して、コイルにより発生する磁界における漏れ磁束について説明する。図１１では、鋳型３０の側方に位置する磁極部２０３が模式的に示されている。磁極部２０３は、鉄芯コアのティース部２０１及び当該ティース部２０１に巻回されたコイル２０２により形成される。
　コイル２０２に交流電流が印加されると、まず、磁束２２１が磁極部２０３から鋳型板２３０へ水平方向に入射する。それにより、鋳型板２３０を水平方向に通過する磁束が時間変化することに起因して、鋳型板２３０内に渦電流２１１が生じる。ここで、鋳型板２３０内に生じる渦電流２１１は、磁極部２０３から鋳型板２３０へ水平方向に入射する磁束２２１を弱める磁界を発生させる向きに流れる。ゆえに、鋳型板２３０から磁極部２０３へ水平方向に入射する磁束２２２が磁束２２１に作用することによって、磁極部２０３から鋳型板２３０へ水平方向に入射する磁束２２１が弱められる。それにより、磁極部２０３により発生する磁界において、磁極部２０３から鋳型板２３０へ水平方向に入射する磁束が弱められ、鉛直方向成分を有する漏れ磁束２２３が発生する。
　比較例では、このような漏れ磁束が比較的多く発生することに起因して、比較的大きな鉛直方向成分を有する電磁力が鋳型３０内の溶鋼２に付与されるものと考えられる。
　本実施形態について、図７を参照すると、比較例と同様に、鋳型３０内の溶鋼２に対して鉛直軸回りの旋回流を生じさせるように電磁力が分布していることが確認される。ここで、図８を参照すると、ローレンツ力密度ベクトルの各々が基本的に水平方向成分を主として有することが確認される。このように、本実施形態では、鋳型３０内の溶鋼２に付与される電磁力の鉛直方向成分が比較例と比較して低減されていることが確認される。具体的には、本実施形態についての電磁場解析シミュレーションの結果によれば、鋳型３０内の溶鋼２に付与される電磁力の鉛直方向成分の最大値は３２３Ｎ／ｍ３であり、最小値は－２１２Ｎ／ｍ３であり、平均値は７．５Ｎ／ｍ３であった。このことからも、本実施形態では、鋳型３０内の溶鋼２に付与される電磁力の鉛直方向成分が比較例と比較して低減されていることがわかる。
　電磁撹拌装置の磁極部により発生する磁界において、上述したように、鋳型板において生じる渦電流に起因して漏れ磁束が発生する。ここで、磁極部から鋳型板へ水平方向に入射する磁束が強くなるほど、鋳型板において生じる渦電流が大きくなる。それにより、磁極部から鋳型板へ水平方向に入射する磁束が渦電流によって弱められる効果が大きくなる。ゆえに、磁極部から鋳型板へ水平方向に入射する磁束が強くなるほど、漏れ磁束が多く発生する。
　本実施形態に係る電磁撹拌装置１００では、比較例と異なり、磁極部１２０が鋳型３０の外側面の各々について鋳型３０の周方向に沿って２つ配置される。ゆえに、１つあたりの磁極部１２０により発生させる磁界を弱めることができる。それにより、磁極部１２０から鋳型板へ水平方向に入射する磁束を弱めることができるので、漏れ磁束の発生を抑制することができる。このような理由から、本実施形態では、鋳型３０内の溶鋼２に付与される電磁力の鉛直方向成分が比較例と比較して低減されると考えられる。
　ここで、図１２を参照して、隣り合う磁界の相互作用について説明する。図１２では、互いに逆向きの電流が流れる電線３０１及び電線３０２が模式的に示されている。電線３０１には、紙面表側から紙面裏側へ向けて電流が流れる。ゆえに、電線３０１の周囲には、紙面時計回りの磁界３１１が生じる。一方、電線３０２には、紙面裏側から紙面表側へ向けて電流が流れる。ゆえに、電線３０２の周囲には、紙面反時計回りの磁界３１２が生じる。
　電線３０１と電線３０２との間の距離が比較的長い距離Ｌ１である場合、電線３０１と電線３０２との間において磁界３１１及び磁界３１２は互いに強めあうので、電線３０１と電線３０２との間における磁束３２１は比較的強くなる。一方、電線３０１と電線３０２との間の距離が比較的短い距離Ｌ２である場合、電線３０１と電線３０２との間において磁界３１１及び磁界３１２は互いに打消しあうので、電線３０１と電線３０２との間における磁束３２２は比較的弱くなる。
　このように、互いに逆方向に流れる電流によって生じる隣り合う磁界が比較的近い場合、双方の磁界が互いに打ち消し合う効果を奏し得る。本実施形態に係る電磁撹拌装置１００では、比較例と比較して、各磁極部１２０の鋳型３０の周方向における幅が小さく、各コイル１３０において互いに逆方向に流れる電流の間の距離が短いので、隣り合う磁界が互いに打ち消し合う。そのため、各磁極部１２０から鋳型板へ入射する磁束は弱くなる。そのため、鋳型板に生じる渦電流は小さくなる。さらに、鋳型板に生じる渦電流の範囲についても鋳型３０の周方向における幅が小さく、各渦電流において互いに逆方向に流れる電流の間の距離が短いので、隣り合う磁界が互いに打ち消し合う効果を奏し得る。その結果として、渦電流により発生する磁束を非常に弱くする効果を奏し得る。それにより、漏れ磁束の発生を抑制することができる。このような理由からも、本実施形態では、鋳型３０内の溶鋼２に付与される電磁力の鉛直方向成分が比較例と比較して低減されると考えられる。
　なお、各磁極部１２０の鋳型３０の周方向における幅を小さくするほど、鋳型板に生じる渦電流により発生する磁束を弱くする効果をより向上させることが期待される。しかしながら、各磁極部１２０の寸法が小さくなることにより１つあたりの磁極部１２０が発生可能な磁界が過剰に弱くなることによって、溶鋼２へ付与される電磁力を確保することが困難となる場合がある。例えば、磁極部１２０を鋳型３０の外側面の各々について鋳型３０の周方向に沿って３つ以上配置する場合、溶鋼２へ付与される電磁力を確保することが困難となるおそれがある。一方、磁極部１２０が鋳型３０の外側面の各々について鋳型３０の周方向に沿って２つ配置される本実施形態では、図７を参照して説明したように、鋳型３０内の溶鋼２に対して鉛直軸回りの旋回流を生じさせるように電磁力が分布していることが確認された。
　上記のように、本実施形態に係る電磁撹拌装置１００によれば、鋳型３０内の溶鋼２に対して、鉛直軸回りの旋回流を生じさせるように電磁力を付与することができる。さらに、鋳型３０内の溶鋼２に付与される電磁力の鉛直方向成分を低減することができる。ゆえに、製作するに際して閉ループを形成する鉄芯コアの延在方向と同軸回りに当該鉄芯コアにコイルを巻回する工程を不要とし、鋳型３０内の溶鋼２に対して、鉛直方向の流動を抑制しつつ、鉛直軸回りの旋回流を適切に生じさせることが可能となる。
　　（シミュレーション２）
　次に、本実施形態及び比較例の各々について、上述したシミュレーション条件からコイルに印加される交流電流の電流周波数を様々に変更しながら電磁場解析シミュレーションを行った。
　電磁場解析シミュレーションの結果を、図１３、図１４及び表１に示す。図１３は、本実施形態及び比較例の各々についての電磁場解析シミュレーションによって得られた、電流周波数と鋳型３０内の溶鋼２に付与される電磁力の鉛直方向成分の平均値との関係性の一例を示す図である。図１４は、本実施形態についての電磁場解析シミュレーションによって得られた、電流周波数と鋳型３０内の溶鋼２に付与される平均電磁力との関係性の一例を示す図である。表１は本実施形態についての電磁場解析シミュレーションによって得られた、各電流周波数についての電磁力の鉛直方向成分の平均値及び平均電磁力の値を示す。なお、平均電磁力は、溶鋼２に付与される電磁力の絶対値（大きさ）の平均値に相当する。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000001
　図１３を参照すると、本実施形態では、各電流周波数について、比較例と比較して、電磁力の鉛直方向成分の平均値が低くなっていることが確認された。このことから、本実施形態では、電流周波数によらず、鋳型３０内の溶鋼２に付与される電磁力の鉛直方向成分が比較例と比較して低減されていることがわかる。
　図１３及び表１を参照すると、電磁力の鉛直方向成分の平均値は、基本的に電流周波数が低くなるにつれて小さくなることがわかる。ここで、電流周波数が低いほど、磁極部１２０により発生する磁界は弱くなるので、磁極部１２０から鋳型板へ水平方向に入射する磁束が弱くなる。ゆえに、磁極部１２０により発生する磁界において漏れ磁束が発生することが抑制される。それにより、電流周波数が低くなるにつれて電磁力の鉛直方向成分の平均値が小さくなるものと考えられる。
　なお、本実施形態について、電磁力の鉛直方向成分の平均値は、電流周波数が４．３Ｈｚ近傍の場合に最大値をとり、電流周波数が４．３Ｈｚ近傍を超える領域において、電流周波数が高くなるにつれて緩やかに小さくなることがわかる。ここで、電流周波数が比較的高い場合、磁極部１２０から鋳型板へ水平方向に入射する磁束が鋳型板に生じる渦電流によって弱められる効果が大きくなることに起因して、磁極部１２０から鋳型板を通過して鋳型内へ到達する磁束が減少する。それにより、電流周波数が４．３Ｈｚ近傍を超える程度に高い領域において、電流周波数が高くなるにつれて電磁力の鉛直方向成分の平均値が緩やかに小さくなるものと考えられる。
　図１４及び表１を参照すると、平均電磁力は、基本的に電流周波数が低くなるにつれて小さくなることがわかる。このことは、上述したように、電流周波数が低いほど磁極部１２０により発生する磁界が弱くなることに起因するものと考えられる。
　なお、本実施形態について、平均電磁力は、電流周波数が３．９Ｈｚ近傍の場合に最大値をとり、電流周波数が３．９Ｈｚ近傍を超える領域において、電流周波数が高くなるにつれて緩やかに小さくなることがわかる。このことは、上述したように、電流周波数が３．９Ｈｚ近傍を超える程度に高い領域において、磁極部１２０から鋳型板を通過して鋳型内へ到達する磁束が減少することに起因するものと考えられる。
　上記のように、電流周波数が低くなるにつれて、電磁力の鉛直方向成分の平均値が小さくなるので、鋳型３０内の溶鋼２に生じる鉛直方向の流動を抑制する効果が大きくなる。一方、電流周波数が低くなるにつれて、平均電磁力が小さくなるので、鋳型３０内の溶鋼２に対して旋回流を生じさせて溶鋼２を撹拌する効果が小さくなる。このように、溶鋼２に生じる鉛直方向の流動を抑制する効果と溶鋼２に対して旋回流を生じさせて溶鋼２を撹拌する効果との間には、トレードオフの関係がある。
　本実施形態において製造される鋳片の品質を確認するために行った実機試験の結果について説明する。具体的には、上述した本実施形態に係る電磁撹拌装置１００と同様の構成を有する電磁撹拌装置を、実際に操業に用いている連続鋳造機（図１に示す連続鋳造機１と同様の構成を有するもの）に設置し、コイル１３０に印加する交流電流の電流周波数の値を様々に変更しながら連続鋳造を行った。そして、鋳造後に得られた鋳片について、表面品質及び内質を目視及び超音波探傷検査によってそれぞれ調査した。連続鋳造の条件は、以下の通りである。
　　鋳片の長辺方向の幅Ｘ１１：４５６ｍｍ
　　鋳片の短辺方向の幅Ｙ１１：３３９ｍｍ
　　鋳型板の厚みＴ１１：２５ｍｍ
　　長辺側ティース部の長辺方向の幅Ｘ１：２４０ｍｍ
　　短辺側ティース部の短辺方向の幅Ｙ１：１９０ｍｍ
　　長辺側ティース部間の間隔Ｘ２：１４０ｍｍ
　　短辺側ティース部間の間隔Ｙ２：１４０ｍｍ
　　鋳型長辺方向に対向する磁極部間の間隔Ｘ３：７７５ｍｍ
　　鋳型短辺方向に対向する磁極部間の間隔Ｙ３：６７０ｍｍ
　　ティース部の上面と溶鋼の湯面との鉛直方向の距離Ｚ１：２８０ｍｍ
　　ティース部の下面と溶鋼の湯面との鉛直方向の距離Ｚ２：５８０ｍｍ
　　コイルにおける巻き線：３６ターン
　　コイルに印加される交流電流の電流値（実効値）：６４０Ａ
　　浸漬ノズル６の底面と溶鋼２の湯面との鉛直方向の距離Ｚ１１：２５０ｍｍ
　　浸漬ノズル６の内径Ｄ１１：９０ｍｍ
　　浸漬ノズル６の外径Ｄ１２：１４５ｍｍ
　　浸漬ノズル６の吐出孔６１の底部からの高さＺ１２：８５ｍｍ
　　浸漬ノズル６の吐出孔６１の幅Ｄ１３：８０ｍｍ
　　浸漬ノズル６の吐出孔６１の傾き：ノズル内側からノズル外側へ向かうにつれて上向きに１５°
　実機試験の結果を表２に示す。表２においては、鋳片の品質について、欠陥がほぼ発見されず手入れが不要なレベルであった場合には「○」を、欠陥が発見され手入れが必要であった場合には「△」を、欠陥が多く発見され手入れを行った場合であっても品質厳格材としては使用不可であった場合には「×」を付すことにより表現している。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000002
　表２を参照すると、電流周波数が１．０Ｈｚ～６．０Ｈｚである場合、鋳片の品質は表面品質及び内部品質の双方について良好であることが確認された。ゆえに、コイル１３０に対して１．０Ｈｚ～６．０Ｈｚの交流電流を印加することによって、鋳片の品質を効果的に向上させることができることがわかる。これは、電流周波数が１．０Ｈｚ～６．０Ｈｚである場合、溶鋼２に生じる鉛直方向の流動を抑制する効果及び溶鋼２に対して旋回流を生じさせて溶鋼２を撹拌する効果の双方が効果的に得られることによるものと考えられる。
　ところで、鋳型３０内の溶鋼２に付与される平均電磁力は、上述したように、電流周波数が３．９Ｈｚ近傍を超える領域において、電流周波数が高くなるにつれて緩やかに小さくなる。また、電磁撹拌装置１００における消費電力は、電流周波数が高いほど大きくなるため、電流周波数を４．０Ｈｚよりも高くする利点は認められない。ゆえに、コイル１３０に対して１．０Ｈｚ～４．０Ｈｚの交流電流を印加することによって、鋳片の品質を効果的に向上させつつ、消費電力を抑制することができる。
　本実施形態において鋳型３０内の溶鋼２に生じる流動をさらに詳細に確認するために行った熱流動解析シミュレーションの結果について説明する。
　　（シミュレーション１）
　電流周波数を１．２Ｈｚに設定して行った本実施形態に係る電磁撹拌装置１００についての上述した電磁場解析シミュレーションによって得られた溶鋼２に付与される電磁力の分布の結果を用いて、熱流動解析シミュレーションを行った。
　本実施形態についての熱流動解析シミュレーションの条件は以下の通りである。
　　鋳片の長辺方向の幅Ｘ１１：４５６ｍｍ
　　鋳片の短辺方向の幅Ｙ１１：３３９ｍｍ
　　浸漬ノズル６の底面と溶鋼２の湯面との鉛直方向の距離Ｚ１１：２５０ｍｍ
　　浸漬ノズル６の内径Ｄ１１：９０ｍｍ
　　浸漬ノズル６の外径Ｄ１２：１４５ｍｍ
　　浸漬ノズル６の吐出孔６１の底部からの高さＺ１２：８５ｍｍ
　　浸漬ノズル６の吐出孔６１の幅Ｄ１３：８０ｍｍ
　　浸漬ノズル６の吐出孔６１の傾き：ノズル内側からノズル外側へ向かうにつれて上向きに１５°
　　鋳造速度（鋳片が引き抜かれる速度）：０．６ｍ／ｍｉｎ
　上記の熱流動解析シミュレーションの結果を、図１５～図１７に示す。図１５は、本実施形態についての熱流動解析シミュレーションによって得られた、浸漬ノズル６の中心線を通り鋳型の長辺方向に平行な断面内における鋳型３０内の溶鋼２の温度及び撹拌流速の分布の一例を示す図である。図１６は、本実施形態についての熱流動解析シミュレーションによって得られた、湯面から下方に５０ｍｍ離れた水平面（鉄芯コア１１０より上方の水平面）内における鋳型３０内の溶鋼２の温度及び撹拌流速の分布の一例を示す図である。図１７は、本実施形態についての熱流動解析シミュレーションによって得られた、湯面から下方に４３０ｍｍ離れた水平面（鉄芯コア１１０の鉛直方向中心位置の水平面）内における鋳型３０内の溶鋼２の温度及び撹拌流速の分布の一例を示す図である。図１５～図１７では、溶鋼２の各位置についての流速（ｍ／ｓ）をベクトル量として表した流束ベクトルが矢印によって示されている。また、図１５～図１７では、グレースケールの濃淡によって温度分布が示されており、濃い部分ほど温度が高い領域であることを示している。
　図１５を参照すると、浸漬ノズル６内を通って鋳型３０内へ送られた溶鋼２が吐出孔６１から水平方向に吐出されている様子が確認される。また、図１６及び図１７を参照すると、溶鋼２が吐出孔６１から吐出され後において鉛直軸回りに撹拌されている様子が確認される。具体的には、図１７を参照すると、鉄芯コア１１０の鉛直方向中心位置の水平面内において、鋳型３０内の溶鋼２に鉛直軸回りの旋回流が生じている様子が確認される。さらに、図１６を参照すると、鉄芯コア１１０より上方の水平面内においても、鋳型３０内の溶鋼２に鉛直軸回りの旋回流が生じている様子が同様に確認される。
　上記のように、本実施形態に係る電磁撹拌装置１００によれば、鋳型３０内の溶鋼２に対して鉛直軸回りの旋回流を適切に生じさせることが可能であることがより詳細に確認された。
　　（シミュレーション２）
　次に、電流周波数を様々に変更しながら行った本実施形態についての電磁場解析シミュレーションの結果の各々を用いた熱流動解析シミュレーションを行った。具体的には、電流周波数を１．０Ｈｚ、１．８Ｈｚ、２．５Ｈｚ、４．０Ｈｚにそれぞれ設定した場合の本実施形態についての電磁場解析シミュレーションの結果の各々を用いた熱流動解析シミュレーションを行った。なお、比較対象として、電流周波数を１．８Ｈｚに設定して行った比較例についての電磁場解析シミュレーションの結果を用いた熱流動解析シミュレーションも行った。
　熱流動解析シミュレーションの結果を、図１８に示す。図１８は、本実施形態及び比較例の各々についての熱流動解析シミュレーションによって得られた、湯面からの距離と鋳型３０内の溶鋼２の撹拌流速との関係性の一例を示す図である。具体的には、図１８では、電流周波数を１．０Ｈｚ、１．８Ｈｚ、２．５Ｈｚ、４．０Ｈｚにそれぞれ設定した場合の本実施形態についての結果と、比較例についての結果とがそれぞれ示されている。図１８において、撹拌流速が負の値をとる場合は、電磁撹拌装置により発生した回転磁界の回転方向と反対方向に溶鋼２が流動している場合に相当する。
　本実施形態について、図１８を参照すると、鉄芯コアの上面から下面の間の領域では、０．１５ｍ／ｓ～０．４ｍ／ｓの撹拌流速が生じていることが各電流周波数において確認される。さらに、鉄芯コアより上方の領域では、０．１ｍ／ｓ～０．３５ｍ／ｓの撹拌流速が生じていることが各電流周波数において確認される。
　一方、比較例について、図１８を参照すると、鉄芯コアの上面から下面の間の領域では、０．１５ｍ／ｓ～０．４ｍ／ｓの撹拌流速が生じていることが確認される。しかしながら、鉄芯コアより上方の領域では、本実施形態と比較して、撹拌流速が顕著に低下していることが確認される。特に、湯面近傍の領域では、撹拌流速が負の値に転じていることが確認される。このことは、比較例では、溶鋼２において鉛直方向の流動が比較的生じやすいので、溶鋼２の鉛直方向の流動によって鉛直軸回りの旋回流が抑制されたことによるものと考えられる。
　上記のように、本実施形態では、鋳型３０内の鉄芯コア１１０より上方の領域においても溶鋼２に撹拌流速を十分に生じさせることができることが確認された。このように、本実施形態では、鋳型３０内の溶鋼２に鉛直軸回りの旋回流を適切に生じさせることができることが確認された。特に、コイル１３０に対して１．０Ｈｚ～４．０Ｈｚの交流電流を印加した場合において、鋳型３０内の溶鋼２に鉛直軸回りの旋回流を適切に生じさせることができることが確認された。
　＜４．まとめ＞
　以上説明したように、本実施形態に係る電磁撹拌装置１００では、鉄芯コア１１０は、鋳型３０の外側面の各々について外側面と対向して鋳型３０の周方向に沿って２つ並設されるティース部１１９を有する。ゆえに、本実施形態に係る電磁撹拌装置１００では、鉄芯コア１１０のティース部１１９及び当該ティース部１１９に巻回されるコイル１３０により形成される磁極部１２０が鋳型３０の外側面の各々について鋳型３０の周方向に沿って２つ配置される。それにより、磁極部１２０から鋳型板へ入射する磁束によって鋳型板に生じる渦電流により発生する磁束を非常に弱くする効果を奏することができる。ゆえに、漏れ磁束の発生を抑制することができる。よって、鋳型３０内の溶鋼２に付与される電磁力の鉛直方向成分を低減しつつ、溶鋼２に対して鉛直軸回りの旋回流を生じさせるように電磁力を付与することができる。したがって、製作するに際して閉ループを形成する鉄芯コアの延在方向と同軸回りに当該鉄芯コアにコイルを巻回する工程を不要とし、鋳型３０内の溶鋼２に対して、鉛直方向の流動を抑制しつつ、鉛直軸回りの旋回流を適切に生じさせることが可能となる。
　以上、添付図面を参照しながら本発明の好適な実施形態について詳細に説明したが、本発明は係る例に限定されない。本発明の属する技術の分野における通常の知識を有する者であれば、特許請求の範囲に記載された技術的思想の範疇内において、各種の変更例又は応用例に想到し得ることは明らかであり、これらについても、当然に本発明の技術的範囲
に属するものと了解される。
　本発明によれば、製作するに際して閉ループを形成する鉄芯コアの延在方向と同軸回りに当該鉄芯コアにコイルを巻回する工程を不要とし、鋳型内の溶融金属に対して、鉛直方向の流動を抑制しつつ、鉛直軸回りの旋回流を適切に生じさせることが可能な電磁撹拌装置を提供することができる。
１　連続鋳造機
２　溶鋼
３　鋳片
３ａ　凝固シェル
３ｂ　未凝固部
４　取鍋
５　タンディッシュ
６　浸漬ノズル
７　二次冷却装置
８　鋳片切断機
９　二次冷却帯
１１　サポートロール
１２　ピンチロール
１３　セグメントロール
１４　鋳片
１５　テーブルロール
３０　鋳型
３１，３３　長辺鋳型板
３２，３４　短辺鋳型板
６１　吐出孔
１００　電磁撹拌装置
１１０　鉄芯コア
１１１，１１３　長辺本体部
１１２，１１４　短辺本体部
１１９　ティース部
１２０　磁極部
１３０　コイル
１５０　電源装置
１７０　ケース

Claims (2)

  1. 　連続鋳造用の四角筒状の鋳型内に回転磁界を発生させることによって、前記鋳型内の溶融金属に対して鉛直軸回りの旋回流を生じさせる電磁力を付与する電磁撹拌装置であって、
    　前記鋳型の側方において前記鋳型を囲み、前記鋳型の外側面の各々について前記外側面と対向して前記鋳型の周方向に沿って２つ並設されるティース部を有する鉄芯コアと、
    　前記鉄芯コアの前記ティース部の各々に巻回されるコイルと、
    　前記回転磁界を発生させるように、前記コイルの配列順に位相を９０°ずつずらして前記コイルの各々に対して交流電流を印加する電源装置と、
    を備えることを特徴とする電磁撹拌装置。
  2. 　前記電源装置は、１．０Ｈｚ～４．０Ｈｚの交流電流を前記コイルの各々に対して印加することを特徴とする請求項１に記載の電磁撹拌装置。
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