WO2022138002A1 - 鋼の連続鋳造方法 - Google Patents

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直哉 澁田
智史 大山
芳幸 田中
章敏 松井
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Ｊｆｅスチール株式会社
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    • B22D11/186—Controlling or regulating processes or operations for pouring responsive to molten metal level or slag level by using electric, magnetic, sonic or ultrasonic means

Definitions

  • the present invention relates to a continuous casting method for steel in which slab slabs are continuously cast by a vertical non-solidification bending type continuous casting machine.
  • the present invention relates to a continuous casting method for steel to be continuously cast.
  • Steel sheets for boilers, low-alloy steel sheets for pressure vessels, high-strength steel sheets for offshore structures and industrial machinery, etc. have a thickness exceeding 100 mm and are used as important members (high-quality extra-thick steel sheets). be.
  • high-quality extra-thick steel sheets internal quality may be a problem in terms of usage performance.
  • a manufacturing method was adopted in which a high-quality extra-thick steel sheet was manufactured by rolling or forging, thereby improving the internal quality of the high-quality extra-thick steel sheet.
  • Patent Document 1 discloses a method of continuously casting an extra-thick slab slab having a thickness of 400 mm or more by applying electromagnetic agitation to the molten steel in a mold to give a swirling flow velocity to the molten steel in the vicinity of the meniscus. According to Patent Document 1, by giving a swirling flow velocity to the molten steel in the vicinity of the meniscus, it is possible to prevent the skin of the meniscus and suppress the growth of the solidified shell in the vicinity of the meniscus, and the temperature of the molten steel in the meniscus in the mold described above. It is said that it can solve the problems caused by the deterioration.
  • Patent Document 2 describes a dipping nozzle as a method for continuously casting an extra-thick slab slab having a slab thickness of 380 mm or more at a slab drawing speed of 0.2 m / min or less using a vertical continuous casting machine. Continuous casting by installing in the center of the slab thickness, continuous casting with the degree of superheat to the liquidus temperature of the tundish in-mold steel set to 10 to 50 ° C, and in-mold molten steel using in-mold electromagnetic stirring. Is disclosed to be continuously cast while stirring.
  • Patent Document 2 a large number of equiaxed crystal nuclei are generated in the molten steel by the above continuous casting method, and the grain size of the equiaxed crystals generated in the center of the extra-thick slab slab is miniaturized to generate zaku. It is said that this can improve the toughness of steel sheet products. Further, Patent Document 2 also discloses that continuous casting while stirring molten steel in a mold using electromagnetic stirring in the mold enhances the effect of reducing the particle size of equiaxed crystals.
  • Patent Document 1 shows only an example in which the slab drawing speed is 0.25 m / min when the thickness of the extra-thick slab slab is 400 mm, and the conditions of electromagnetic stirring in the mold are meniscus. It is only described that electromagnetic stirring is performed so that the swirling flow velocity of the molten steel in the vicinity is 0.2 to 0.4 m / s.
  • Patent Document 2 uses a vertical continuous casting machine, and the vertical continuous casting machine has a slower slab drawing speed than the vertical unsolidified bending type continuous casting machine due to the length of the continuous casting equipment. Therefore, when the thickness of the extra-thick slab slab is 380 mm, only an example in which the slab drawing speed is 0.15 to 0.16 m / min is shown. Further, the conditions of electromagnetic agitation in the mold at that time are not described.
  • the steel grades that are the target of extra-thick slab slabs include steel grades such as sub-molded steel in which surface cracks are likely to occur on the surface of the slab. Is likely to occur, and the risk of surface cracking of extra-thick slab slabs is significantly increased.
  • the internal quality has been mainly considered in the past, but as the slab drawing speed of extra-thick slab slabs increases, the casting conditions are set in consideration of preventing surface cracking. Is needed.
  • the present invention has been made in view of the above circumstances, and an object thereof is to continuously cast even an extra-thick slab slab at a higher speed by using a vertical non-solidification bending type continuous casting machine. It is to provide a continuous casting method of steel which ensures the internal quality of the slab slab and at the same time prevents surface cracking.
  • the gist of the present invention for solving the above problems is as follows.
  • An alternating current moving magnetic field that moves in the width direction of the mold is applied to the molten steel in the mold by an electromagnetic stirring device in the mold to induce a swirling flow in the molten steel, and continuous casting is performed while stirring the molten steel.
  • U 2 ⁇ f ............ (1)
  • U is the traveling speed (m / s) of the AC moving magnetic field
  • ⁇ is the distance between the magnetic poles of the coil of the electromagnetic agitator in the mold (m)
  • f is the coil of the electromagnetic agitator in the mold.
  • the frequency (Hz) of the applied current is the traveling speed (m / s) of the AC moving magnetic field.
  • the average flow velocity of the molten steel at the solidification interface of the slab slab at a position 50 mm below the molten steel surface in the mold in the casting direction is 0.08 to 0.3 m / s, from the above [1] to the above [6].
  • the method for continuous casting of steel according to any one of.
  • the internal quality is good even for extremely thick slab slabs by appropriately determining the conditions of electromagnetic stirring in the mold. It is possible to continuously cast slab slabs without surface cracks under casting conditions with a higher slab drawing speed.
  • FIG. 1 is a diagram showing an example of numerical calculation results, and is a result of investigating the influence of the frequency of the current applied to the coil on the temperature distribution of the molten steel in the mold.
  • the method for continuous casting of steel according to the present invention is a method for continuously casting slab slabs with a vertical unsolidified bending type continuous casting machine, which has a pair of long sides of a mold and a pair of short sides of a mold.
  • a pair of magnetic poles facing each other across the long side of the mold are arranged on the back surface of the pair of long sides of the mold for continuous casting that forms a rectangular internal space between the long side and the short side of the mold.
  • This magnetic pole is installed in a range in the mold width direction that covers the maximum width of slab slabs continuously cast by a vertical unsolidified bending type continuous casting machine.
  • an AC moving magnetic field in which the moving direction of the magnetic field is the mold width direction is generated, an AC moving magnetic field is applied to the molten steel in the mold, a swirling flow is induced in the molten steel in the mold, and the molten steel in the mold is removed. Continuous casting is performed while stirring.
  • the molten steel in the mold When an AC moving magnetic field is applied to the molten steel in the mold, the molten steel in the mold within the range where the AC moving magnetic field acts moves in the moving direction of the AC moving magnetic field along the solidification interface on the long side of the slab.
  • the moving directions of the AC moving magnetic fields applied from the pair of magnetic poles facing each other across the pair of mold long sides to the opposite directions, the molten steel near the solidification interface of the opposing slab long sides is opposite to the mold width direction. Since it moves in the direction, a swirling flow of molten steel swirling in the mold width direction is induced in the mold.
  • a stirring flow of the molten steel having a flow velocity component that rotates in the horizontal direction is formed in the molten steel in the mold.
  • the moving direction of the AC moving magnetic field As long as the moving directions of the AC moving magnetic fields applied from the pair of magnetic poles are opposite to each other, even if the moving direction of the magnetic field when viewed from directly above the mold is in the clockwise direction. Also, it may be in the counterclockwise direction. The effect is the same whether in the clockwise or counterclockwise direction.
  • An AC moving magnetic field in the same moving direction is applied from the same back magnetic pole with respect to the long side of the mold.
  • the "vertical unsolidified bending type continuous casting machine” means that the range of the mold and the lower part of the mold is vertical, that is, vertical (vertical part), and the lower part of the vertical part is curved in an arc shape (curved part). After that, it is a continuous casting machine that pulls out slabs in the horizontal direction (horizontal part). That is, it is a continuous casting machine that pulls out the slab from the vertical portion to the curved portion in a state where the unsolidified phase exists inside the slab.
  • the present inventors have an extremely thick slab having a thickness of 400 mm to 500 mm and a slab width of 1900 mm to 2450 mm in a continuous casting method in which the flow of molten steel in a mold is controlled by using an AC moving magnetic field as described above.
  • a survey was conducted on the flow status of molten steel in the mold when slab slabs were continuously cast.
  • the "extremely thick slab slab” is a slab slab having a thickness of 360 mm or more.
  • the width of the extra-thick slab slab is usually about 1000 mm or more, but when targeting high-quality extra-thick steel sheets, it is desirable to increase the mass per unit length of the extra-thick slab slab. In this case, the slab width is 1600 mm or more.
  • the flow velocity distribution of the molten steel in the mold was repeatedly obtained by changing the combination of the slab drawing speed and the application conditions of the AC moving magnetic field, mainly by numerical calculation.
  • the conditions for the immersion nozzle for injecting molten steel into the mold from the tundish are two rectangular holes with a width of 65 mm and a length of 75 mm, and the discharge angle of the discharge holes is downward from the horizontal direction.
  • the temperature was 15 to 25 ° and the immersion depth was 200 mm.
  • the "immersion depth of the immersion nozzle” is the length (distance) from the meniscus to the upper end of the discharge hole of the immersion nozzle.
  • the slab drawing speed is 0.3 m / s by performing continuous casting under the condition that the traveling speed of the AC moving magnetic field calculated by the following equation (1) satisfies 0.20 to 1.50 m / s. It has been found that high-quality extra-thick slab slabs with few defects can be obtained even under casting conditions of min or more.
  • U 2 ⁇ f ............ (1)
  • U is the traveling speed (m / s) of the AC moving magnetic field
  • ⁇ is the distance between the magnetic poles of the coil of the electromagnetic agitator in the mold (m)
  • f is the coil of the electromagnetic agitator in the mold.
  • the frequency (Hz) of the applied current is the traveling speed (m / s) of the AC moving magnetic field.
  • the distance between the magnetic poles (pole pitch) ⁇ of the coil of the in-mold electromagnetic agitator cannot be changed, and once the equipment of the in-mold electromagnetic agitator is installed, it is fixed at a constant value. Therefore, in order to control the traveling speed of the AC moving magnetic field calculated by the above equation (1) in the range of 0.20 to 1.50 m / s, between the magnetic poles of the coils of the installed electromagnetic agitator in the mold. The frequency of the current applied to the coil is adjusted according to the distance ⁇ .
  • the frequency of the current applied to the coil is set within the range of 0.143 Hz to 1.071 Hz, so that the progress of the AC moving magnetic field calculated by Eq. (1)
  • the speed U is 0.20 to 1.50 m / s. That is, when the distance between the magnetic poles of the coil is 700 mm and the frequency of the current applied to the coil is in the range of 0.2 to 1.0 Hz, the traveling speed U of the AC moving magnetic field calculated by Eq. (1) is. It is in the range of 0.20 to 1.50 m / s.
  • the traveling speed of the AC moving magnetic field calculated by the equation (1) is less than 0.20 m / s, the traveling speed of the AC moving magnetic field is too slow to control the flow of the molten steel in the mold.
  • the traveling speed of the AC moving magnetic field calculated by Eq. (1) exceeds 1.50 m / s, the horizontal swirling flow induced in the molten steel by the AC moving magnetic field is limited to the vicinity of the inner surface of the mold (center of mold thickness). A swirling flow is unlikely to be induced in the molten steel in the vicinity), and as a result, the distribution of the molten steel temperature on the molten steel surface in the mold becomes remarkable.
  • the temperature of the molten steel near the inner surface of the mold is lower than the temperature of the molten steel near the center of the mold thickness, and the temperature difference of the molten steel at the molten steel surface in the mold becomes large, which adversely affects the quality of the slab slab. .. This is because the larger the frequency of the current applied to the coil of the electromagnetic stirrer in the mold, the more difficult it is for the AC moving magnetic field to permeate toward the center of the mold thickness due to the skin effect.
  • FIG. 1 shows an example of numerical calculation results.
  • FIG. 1 shows a position 2.5 mm away from the surface of the long side of the mold when continuously casting an extra-thick slab slab having a slab thickness of 460 mm and a slab width of 2400 mm at a slab drawing speed of 0.6 m / min. This is the result of investigating the influence of the frequency of the current applied to the coil on the molten steel temperature distribution in.
  • the distance between the magnetic poles of the coils ⁇ is 700 mm.
  • the traveling speed of the AC moving magnetic field calculated by Eq. (1) is 4.6 m / s, which does not satisfy the scope of the present invention.
  • the difference between the maximum value and the minimum value of the molten steel temperature is 2.0 ° C.
  • a portion having a low molten steel temperature is formed in the vicinity of the short side of the mold. This is because the swirling flow due to the AC moving magnetic field does not reach the center of the mold thickness where the immersion nozzle, which is the source of the hot molten steel, exists, and only the relatively low temperature molten steel near the inner surface of the mold swirls due to the AC moving magnetic field. It is considered to indicate that.
  • the traveling speed of the moving magnetic field calculated by Eq. (1) is 0.49 m / s, which satisfies the scope of the present invention.
  • the difference between the maximum value and the minimum value of the molten steel temperature is 1.6 ° C., and the temperature difference is smaller than when a current having a frequency of 3.3 Hz is applied to the coil. It can be seen that the temperature distribution of the molten steel in the mold approaches more evenly.
  • there is no low temperature part recognized when the frequency of the current applied to the coil is 3.3 Hz, and most of the mold width direction is when the frequency of the current applied to the coil is 0.35 Hz.
  • the molten steel temperature is high in. This is considered to indicate that the high temperature molten steel supplied from the immersion nozzle is supplied to the entire inside of the mold as a result of the swirling flow due to the AC moving magnetic field reaching the center of the mold thickness. As a result, in continuous casting of extra-thick slabs, non-uniformity of initial solidification in the mold is less likely to occur even if the slab drawing speed is increased, and the risk of surface cracking of extra-thick slab slabs can be reduced.
  • the position in the mold height direction is the center position in the height direction of the coil of the electromagnetic stirrer in the mold, and the position in the mold thickness direction is 15 mm from the inner surface of the long side of the mold toward the center of the mold thickness.
  • the effective value of the component in the mold thickness direction of the magnetic flux density of the AC moving magnetic field is 0.008 T or more as an average value in the mold width direction. If the magnetic flux density satisfying the above conditions can be secured at this position, a suitable in-mold molten steel flow can be realized by the swirling flow induced in the molten steel by the AC moving magnetic field. Further, the stronger the magnetic flux density of the AC moving magnetic field, the easier it is to induce a swirling flow in the molten steel, so that it is not necessary to set an upper limit of the magnetic flux density.
  • the effective value of the component in the mold thickness direction of the magnetic flux density of the AC moving magnetic field is 0.030 T or less in the average value in the mold width direction.
  • the average flow velocity of the molten steel at the solidification interface of the slab slab at a position 50 mm below the molten steel surface in the mold in the casting direction is 0.08 to 0.3 m / s.
  • the average flow velocity of the molten steel at the solidification interface of the slab slab at a position 50 mm below the molten steel surface in the mold is slower than 0.08 m / s, non-metal inclusions suspended in the molten steel will form a solidified shell. It becomes easier to be caught in the slab, and the risk of defects in the slab slab increases.
  • the average flow velocity of the molten steel at the solidification interface of the slab slab at a position 50 mm below the molten steel surface in the mold exceeds 0.3 m / s, the molten steel flow collides with the solidified shell at high speed and the solidified shell. Redissolves, creating a risk of breakout during continuous casting.
  • the present inventors performed numerical calculations by adding conditions to the range where the thickness of the slab is 360 mm or more and 540 mm or less, and confirmed the following tendency.
  • the steel continuous casting method according to the present invention can more preferably enjoy the effect when the thickness of the continuously cast slab slab is 360 mm or more and 540 mm or less.
  • the thickness of the slab slab is less than 360 mm, the slab slab is thin, so that the stirring effect acts on the entire molten steel in the mold even if the swirling flow induced in the molten steel by the AC moving magnetic field is only near the inner surface of the mold.
  • the effect obtained by applying is small.
  • the thickness of the slab slab exceeds 540 mm, it is necessary to increase the size of the in-mold electromagnetic agitator in order to allow the AC moving magnetic field to penetrate to the vicinity of the center in the mold thickness direction, and the equipment cost of the in-mold electromagnetic agitator.
  • the thickness of the continuously cast slab slab is 400 mm or more and 500 mm or less.
  • the present invention is a continuous casting operation in which the slab drawing speed is 0.3 to 0.8 m / min when the thickness of the slab slab to be continuously cast is an extra-thick slab slab of 360 mm or more and 540 mm or less. When applied to, the effect is more pronounced, which is preferable.
  • INDUSTRIAL APPLICABILITY According to the present invention, in continuous casting of extra-thick slab slabs, high-speed casting with a slab drawing speed of 0.3 m / min or more, which was difficult to achieve with a conventional vertical continuous casting machine, becomes possible.
  • the conditions of electromagnetic stirring in the mold are preferably set to obtain an extra-thick slab slab.
  • the present invention was applied to continuous casting at a slab drawing speed of 0.8 m / min.
  • the immersion nozzle used is a two-hole type immersion nozzle having rectangular discharge holes of 65 mm in width and 75 mm in length on the left and right sides of the immersion nozzle, and the discharge angle (angle with respect to the horizontal direction) of the discharge holes is downward 15
  • the degree was set to °
  • the immersion depth was set to 200 mm.
  • the magnetic flux distance ⁇ of the coil of the electromagnetic stirrer in the mold used is 700 mm, and in this electromagnetic stirrer in the mold, the position in the height direction of the mold is the center position in the height direction of the coil of the electromagnetic stirrer in the mold.
  • the effective value of the component in the mold thickness direction of the magnetic flux density of the AC moving magnetic field was 0.008 T on average in the mold width direction. ..
  • the internal quality and surface quality of the manufactured extra-thick slab slabs were investigated.
  • internal quality central segregation, zaku and internal cracks were investigated by hydrochloric acid corrosion test of polished slab cross section and sulfur print.
  • surface quality after removing the oxide film on the surface of the slab by shot blasting, vertical cracks, horizontal cracks and inclusion of inclusions on the surface of the slab were investigated by a penetration test.
  • Example 1 of the present invention no defects occurred in both the internal quality and the surface quality of the extra-thick slab slab. On the other hand, in Comparative Example 1, central segregation and zaku occurred. In Comparative Example 2, the internal quality was sound, but vertical cracks were generated on the surface of the slab.
  • the present invention was applied to continuous casting at a slab drawing speed of 0.6 m / min.
  • the immersion nozzle used is a two-hole type immersion nozzle having rectangular discharge holes of 65 mm in width and 75 mm in length on the left and right sides of the immersion nozzle, and the discharge angle (angle with respect to the horizontal direction) of the discharge holes is downward 15
  • the degree was set to °
  • the immersion depth was set to 200 mm.
  • the magnetic flux distance ⁇ of the coil of the electromagnetic stirrer in the mold used is 700 mm, and in this electromagnetic stirrer in the mold, the position in the height direction of the mold is the center position in the height direction of the coil of the electromagnetic stirrer in the mold.
  • the effective value of the component in the mold thickness direction of the magnetic flux density of the AC moving magnetic field was 0.008 T on average in the mold width direction. ..
  • the internal quality and surface quality of the manufactured extra-thick slab slabs were investigated.
  • internal quality central segregation, zaku and internal cracks were investigated by hydrochloric acid corrosion test of polished slab cross section and sulfur print.
  • surface quality after removing the oxide film on the surface of the slab by shot blasting, vertical cracks, horizontal cracks and inclusion of inclusions on the surface of the slab were investigated by a penetration test.
  • Example 2 of the present invention no defects occurred in both the internal quality and the surface quality of the extra-thick slab slab.
  • Comparative Example 3 although the internal quality was sound, inclusions were involved on the surface of the slab.

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Abstract

極厚スラブ鋳片であっても、垂直未凝固曲げ型連続鋳造機を用いて、より高速に連続鋳造し、得られるスラブ鋳片の内部品質を確保すると同時に表面割れも防止する鋼の連続鋳造方法を提供する。　本発明に係る鋼の連続鋳造方法は、垂直未凝固曲げ型連続鋳造機を用いて、スラブ鋳片を連続鋳造する鋼の連続鋳造方法であって、鋳型内電磁撹拌装置により鋳型内の溶鋼に鋳型幅方向に移動する交流移動磁場を印加して、前記溶鋼に旋回流を誘起し、溶鋼を撹拌しつつ連続鋳造を行なうにあたり、下記の（１）式で算出される前記交流移動磁場の進行速度が０．２０～１．５０ｍ／ｓである。ここで、（１）式において、Ｕは、交流移動磁場の進行速度（ｍ／ｓ）、τは、鋳型内電磁撹拌装置のコイルの磁極間距離（ｍ）、ｆは、鋳型内電磁撹拌装置のコイルに印加される電流の周波数（Ｈｚ）である。　Ｕ＝２τｆ………（１）

Description

鋼の連続鋳造方法
　本発明は、垂直未凝固曲げ型連続鋳造機でスラブ鋳片を連続鋳造する鋼の連続鋳造方法に関し、詳しくは、鋳型内の溶鋼に交流移動磁場を印加して溶鋼に旋回流を誘起しつつ連続鋳造を行なう鋼の連続鋳造方法に関する。
　ボイラー用鋼板、圧力容器用低合金鋼鋼板、海洋構造物や産業機械用の高強度鋼鋼板などには、板厚が１００ｍｍを超え、重要部材として使用されるもの（高品質極厚鋼板）がある。これらの高品質極厚鋼板では、使用性能上から、内部品質が問題になることがあるため、従来、造塊法を用いて大型鋳塊を製造し、この大型鋳塊を十分な圧下比で圧延または鍛造することによって高品質極厚鋼板を製造し、これによって高品質極厚鋼板の内部品質を改善する製造方法を採っていた。
　一方、上記の造塊法は生産性が低いので、連続鋳造法を用いて、鋳片厚みの厚い、いわゆる「極厚スラブ鋳片」を製造する方法も試みられている。ただし、連続鋳造法で得た極厚スラブ鋳片には、鋳片厚みの中心部に中心偏析やザクと呼ばれる鋳片欠陥が生じやすい。つまり、連続鋳造法で得た極厚スラブ鋳片から高品質極厚鋼板を製造する場合には、十分な圧下比が確保できないので、鋳片の内部欠陥が残存し、高品質極厚鋼板の内部品質が問題になることがある。ここで、「ザク」とは、結晶粒間にガス気泡などによる空隙が生成し、結晶粒が稠密に充填されていない状態を示す。
　また、連続鋳造法で極厚スラブ鋳片を連続鋳造する場合には、連続鋳造設備の機長の制約や鋳片のバルジング防止などから極低速鋳造を行うのが一般的である。極厚スラブ鋳片の低速鋳造においては、単位時間あたりの鋳型への溶鋼注入量が少なく、鋳型内溶鋼湯面（以下、「メニスカス」とも記す）での溶鋼の温度低下により、溶鋼が凝固して鋳型内溶鋼湯面に皮張りが発生しやすい。このような皮張りが発生した場合には、潤滑剤及び保温剤などの目的で鋳型内溶鋼湯面に投入されたモールドパウダーの巻き込み、及び、皮張り部の鋳片内部への持ち込みにより、極厚スラブ鋳片に内部欠陥が発生する。
　特許文献１には、厚みが４００ｍｍ以上の極厚スラブ鋳片を連続鋳造するにあたり、鋳型内の溶鋼に電磁攪拌を施して、メニスカス付近の溶鋼に旋回流速を付与する方法が開示されている。特許文献１によると、メニスカス付近の溶鋼に旋回流速を付与することで、メニスカスの皮張りの防止やメニスカス近傍での凝固シェルの成長の抑制を図り、上記した鋳型内のメニスカスでの溶鋼の温度低下に起因して発生する問題を解決できるとしている。
　特許文献２には、垂直型連続鋳造機を用いて、鋳片厚みが３８０ｍｍ以上の極厚スラブ鋳片を０．２ｍ／ｍｉｎ以下の鋳片引き抜き速度で連続鋳造する方法として、浸漬ノズルを実質鋳片厚みに対する中央部に設置して連続鋳造すること、タンディッシュ内溶鋼の液相線温度に対する過熱度を１０～５０℃として連続鋳造すること、及び、鋳型内電磁撹拌を使って鋳型内溶鋼を撹拌しながら連続鋳造することが開示されている。
　特許文献２によると、上記の連続鋳造方法によって、溶鋼中に等軸晶の核を多数生成させ、極厚スラブ鋳片の中心部に発生する等軸晶の粒径を微細化してザクの発生を抑制し、これにより、鋼板製品の靭性を改善できるとしている。また、特許文献２には、鋳型内電磁撹拌を使って鋳型内溶鋼を撹拌しながら連続鋳造すると、等軸晶の粒径を微細化する効果が高まることも開示されている。
特開平１１－２７７１９７号公報 特開２００７－２２９７３６号公報
　近年では、上記極厚スラブ鋳片であっても、より高速で連続鋳造を行ない、生産性を高めることが求められている。
　しかしながら、特許文献１は、極厚スラブ鋳片の厚みが４００ｍｍの場合、鋳片引き抜き速度を０．２５ｍ／ｍｉｎとした例しか示しておらず、また、鋳型内電磁撹拌の条件については、メニスカス近傍での溶鋼の旋回流速が０．２～０．４ｍ／ｓとなるように電磁撹拌を施すとしか記載していない。
　特許文献２は、垂直型連続鋳造機を使用しており、垂直型連続鋳造機では、連続鋳造設備の機長の関係から、垂直未凝固曲げ型連続鋳造機に比較して鋳片引き抜き速度を遅くせざるを得ず、したがって、極厚スラブ鋳片の厚みが３８０ｍｍの場合、鋳片引き抜き速度が０．１５～０．１６ｍ／ｍｉｎの例しか示していない。また、その際の鋳型内電磁撹拌の条件については記載していない。
　このように、従来、垂直未凝固曲げ型連続鋳造機を用いて極厚スラブ鋳片を連続鋳造する際に、極厚スラブ鋳片をより高速で鋳造するための鋳型内電磁撹拌の印加条件は見出されていない。また、極厚スラブ鋳片の対象となる鋼種は、亜包晶鋼などの鋳片表面に表面割れが発生しやすい鋼種を含むので、鋳片引き抜き速度を増加させると鋳型内初期凝固の不均一が生じやすくなり、極厚スラブ鋳片の表面割れ発生リスクが著しく高まる。
　すなわち、極厚スラブ鋳片の品質については、従来は内部品質が主に顧みられてきたが、極厚スラブ鋳片の鋳片引き抜き速度の増加に伴い、表面割れ防止も考慮した鋳造条件の設定が必要となっている。
　本発明は上記事情に鑑みてなされたもので、その目的とするところは、極厚スラブ鋳片であっても、垂直未凝固曲げ型連続鋳造機を用いて、より高速に連続鋳造し、得られるスラブ鋳片の内部品質を確保すると同時に表面割れも防止する鋼の連続鋳造方法を提供することである。
　上記課題を解決するための本発明の要旨は以下のとおりである。
　［１］　垂直未凝固曲げ型連続鋳造機を用いて、スラブ鋳片を連続鋳造する鋼の連続鋳造方法であって、
　鋳型内電磁撹拌装置により鋳型内の溶鋼に鋳型幅方向に移動する交流移動磁場を印加して、前記溶鋼に旋回流を誘起し、前記溶鋼を撹拌しつつ連続鋳造を行なうにあたり、
　下記の（１）式で算出される前記交流移動磁場の進行速度が０．２０～１．５０ｍ／ｓである、鋼の連続鋳造方法。
Ｕ＝２τｆ………（１）
　（１）式において、Ｕは、交流移動磁場の進行速度（ｍ／ｓ）、τは、鋳型内電磁撹拌装置のコイルの磁極間距離（ｍ）、ｆは、鋳型内電磁撹拌装置のコイルに印加される電流の周波数（Ｈｚ）である。
　［２］　前記鋳型内電磁撹拌装置のコイルに印加される電流の周波数が０．２～１．０Ｈｚである、上記［１］に記載の鋼の連続鋳造方法。
　［３］　鋳型高さ方向位置が、前記鋳型内電磁撹拌装置のコイルの高さ方向の中心位置で、鋳型厚み方向位置が、鋳型長辺の内面から１５ｍｍの位置の鋳型内において、前記交流移動磁場の磁束密度の鋳型厚み方向成分の実効値が、鋳型幅方向の平均値で０．００８Ｔ以上である、上記［１］または上記［２］に記載の鋼の連続鋳造方法。
　［４］　連続鋳造されるスラブ鋳片の厚みが３６０ｍｍ以上５４０ｍｍ以下である、上記［１］から上記［３］のいずれかに記載の鋼の連続鋳造方法。
　［５］　連続鋳造されるスラブ鋳片の厚みが４００ｍｍ以上５００ｍｍ以下である、上記［１］から上記［３］のいずれかに記載の鋼の連続鋳造方法。
　［６］　鋳片引き抜き速度が０．３～０．８ｍ／ｍｉｎである、上記［４］または上記［５］に記載の鋼の連続鋳造方法。
　［７］　鋳型内溶鋼湯面から鋳造方向５０ｍｍ下方の位置でのスラブ鋳片の凝固界面における溶鋼の平均流速が０．０８～０．３ｍ／ｓである、上記［１］から上記［６］のいずれかに記載の鋼の連続鋳造方法。
　本発明によれば、スラブ鋳片を垂直未凝固曲げ型連続鋳造機で連続鋳造するにあたり、鋳型内電磁撹拌の条件を好適に定めることにより、極厚スラブ鋳片であっても内部品質が良好で表面割れのないスラブ鋳片を、より高速の鋳片引き抜き速度の鋳造条件で連続鋳造することが実現される。
図１は、数値計算結果の一例を示す図であり、鋳型内溶鋼温度分布に及ぼすコイルに印加される電流の周波数の影響を調査した結果である。
　以下、本発明の実施形態を具体的に説明する。
　本発明に係る鋼の連続鋳造方法は、スラブ鋳片を垂直未凝固曲げ型連続鋳造機で連続鋳造する方法であって、一対の鋳型長辺と一対の鋳型短辺とを有し、前記鋳型長辺と前記鋳型短辺とで矩形の内部空間を形成する連続鋳造用鋳型の前記一対の鋳型長辺の背面に、鋳型長辺を挟んで相対する一対の磁極を配置する。この磁極は、垂直未凝固曲げ型連続鋳造機で連続鋳造されるスラブ鋳片の最大幅を覆う鋳型幅方向の範囲に設置されている。この磁極から、磁場の移動方向が鋳型幅方向である交流移動磁場を発生させて、鋳型内の溶鋼に交流移動磁場を印加し、鋳型内の溶鋼に旋回流を誘起し、鋳型内の溶鋼を撹拌しつつ連続鋳造を行なうものである。
　鋳型内の溶鋼に交流移動磁場を印加すると、交流移動磁場が作用する範囲の鋳型内の溶鋼は、鋳片長辺の凝固界面に沿って交流移動磁場の移動方向に移動する。一対の鋳型長辺を挟んで相対する一対の磁極から印加する交流移動磁場の移動方向をそれぞれ逆方向とすることで、相対する鋳片長辺の凝固界面近傍の溶鋼は、それぞれ鋳型幅方向の逆方向に移動するので、鋳型内に鋳型幅方向に旋回する溶鋼の旋回流が誘起される。これにより、鋳型内溶鋼には、水平方向に回転する流速成分を有する溶鋼の撹拌流が形成される。
　交流移動磁場の移動方向は、一対の磁極から印加する交流移動磁場の移動方向がそれぞれ逆方向である限り、鋳型の真上から見た場合の磁場の移動方向が時計廻りの方向であっても、また、反時計廻りの方向であっても、どちらでもよい。時計廻りの方向であっても、また、反時計廻りの方向であっても、効果は同一である。尚、鋳型長辺に対して同じ背面側の磁極からは、同じ移動方向の交流移動磁場が印加される。
　ここで、「垂直未凝固曲げ型連続鋳造機」とは、鋳型及び鋳型の下方数ｍの範囲が垂直、つまり、鉛直（垂直部）で、垂直部の下方は円弧状に湾曲（湾曲部）し、その後、水平方向（水平部）に鋳片を引き抜く連続鋳造機である。すなわち、鋳片の内部に未凝固相が存在する状態で、垂直部から湾曲部へと鋳片を引き抜く連続鋳造機である。
　本発明者らは、上記のような交流移動磁場を利用して鋳型内溶鋼の流動制御を行う連続鋳造方法において、鋳片の厚みが４００ｍｍ～５００ｍｍ、鋳片幅が１９００ｍｍ～２４５０ｍｍである極厚スラブ鋳片を連続鋳造した場合について、鋳型内の溶鋼流動状況に関する調査を行った。ここで、「極厚スラブ鋳片」とは、スラブ鋳片の厚みが３６０ｍｍ以上のスラブ鋳片である。極厚スラブ鋳片の幅は、通常、およそ１０００ｍｍ以上であるが、高品質極厚鋼板を対象とする場合には、極厚スラブ鋳片の単位長さあたりの質量を大きくすることが望ましく、この場合には、鋳片幅は１６００ｍｍ以上となる。
　この調査では、主に数値計算により、鋳片引き抜き速度と交流移動磁場の印加条件との組み合わせを変化させて鋳型内溶鋼の流速分布を繰り返し求めた。なお、タンディッシュから鋳型内に溶鋼を注入するための浸漬ノズルの条件は、吐出孔は、横が６５ｍｍで、縦が７５ｍｍの矩形の２孔で、吐出孔の吐出角度は水平方向から下向きに１５～２５°、浸漬深さは２００ｍｍとした。ここで、「浸漬ノズルの浸漬深さ」とは、メニスカスから浸漬ノズル吐出孔上端までの長さ（距離）である。
　その結果、下記の（１）式で算出される交流移動磁場の進行速度が０．２０～１．５０ｍ／ｓを満足する条件で連続鋳造を行なうことにより、鋳片引き抜き速度を０．３ｍ／ｍｉｎ以上とする鋳造条件でも、欠陥の少ない高品質の極厚スラブ鋳片が得られることを見出した。
　Ｕ＝２τｆ………（１）
　（１）式において、Ｕは、交流移動磁場の進行速度（ｍ／ｓ）、τは、鋳型内電磁撹拌装置のコイルの磁極間距離（ｍ）、ｆは、鋳型内電磁撹拌装置のコイルに印加される電流の周波数（Ｈｚ）である。
　鋳型内電磁撹拌装置のコイルの磁極間距離（ポールピッチ）τは、通常、可変にはできず、一旦、鋳型内電磁撹拌装置の設備を導入すると一定値に固定される。したがって、上記の（１）式で算出される交流移動磁場の進行速度を０．２０～１．５０ｍ／ｓの範囲に制御するためには、設置された鋳型内電磁撹拌装置のコイルの磁極間距離τに合わせて、コイルに印加する電流の周波数を調整する。例えば、コイルの磁極間距離τが７００ｍｍであれば、コイルに印加する電流の周波数を０．１４３Ｈｚから１．０７１Ｈｚの範囲内とすることで、（１）式で算出される交流移動磁場の進行速度Ｕは０．２０～１．５０ｍ／ｓとなる。つまり、コイルの磁極間距離τが７００ｍｍの場合、コイルに印加する電流の周波数を０．２～１．０Ｈｚの範囲とすれば、（１）式で算出される交流移動磁場の進行速度Ｕは０．２０～１．５０ｍ／ｓの範囲内となる。
　（１）式で算出される交流移動磁場の進行速度が０．２０ｍ／ｓ未満であると、交流移動磁場の進行速度が遅すぎて、鋳型内溶鋼の流動を制御するに至らない。一方、（１）式で算出される交流移動磁場の進行速度が１．５０ｍ／ｓを超えると、交流移動磁場によって溶鋼に誘起される水平方向の旋回流が鋳型内面近傍のみとなり（鋳型厚み中央付近の溶鋼には旋回流が誘起されにくい）、その結果、鋳型内溶鋼湯面での溶鋼温度の分布が著しくなる。つまり、鋳型厚み中央付近の溶鋼の温度に比較して鋳型内面近傍の溶鋼の温度が低下して、鋳型内溶鋼湯面での溶鋼の温度差が大きくなり、スラブ鋳片の品質に悪影響を及ぼす。これは、鋳型内電磁撹拌装置のコイルに印加される電流の周波数が大きいほど表皮効果により、交流移動磁場が鋳型厚み中央方向に浸透しにくくなるためである。
　図１に数値計算結果の一例を示す。図１は、鋳片厚みが４６０ｍｍ、鋳片幅が２４００ｍｍの極厚スラブ鋳片を０．６ｍ／ｍｉｎの鋳片引き抜き速度で連続鋳造する際の、鋳型長辺表面から２．５ｍｍ離れた位置における溶鋼温度分布に及ぼすコイルに印加される電流の周波数の影響を調査した結果である。コイルの磁極間距離τはいずれも７００ｍｍである。
　コイルに印加される電流の周波数が３．３Ｈｚの場合、（１）式で算出される交流移動磁場の進行速度は４．６ｍ／ｓとなり、本発明の範囲を満足しない。この時、図１に示すように、溶鋼温度の最大値と最小値との差は２．０℃である。また、鋳型短辺の近傍に、溶鋼温度の低い部位が形成されている。これは、温度の高い溶鋼の供給源である浸漬ノズルが存在する鋳型厚み中央まで交流移動磁場による旋回流が及んでおらず、鋳型内面近傍の比較的低温の溶鋼のみが交流移動磁場によって旋回していることを示すものと考えられる。
　一方、コイルに印加される電流の周波数が０．３５Ｈｚの場合、（１）式で算出される移動磁場の進行速度は０．４９ｍ／ｓとなり、本発明の範囲を満足する。この場合には、図１に示すように、溶鋼温度の最大値と最小値との差は１．６℃であり、周波数が３．３Ｈｚの電流をコイルに印加した場合よりも温度差は小さくなり、鋳型内溶鋼の温度分布がより均一に近づくことがわかる。また、コイルに印加される電流の周波数が３．３Ｈｚの場合に認められた低温部は存在せず、コイルに印加される電流の周波数が０．３５Ｈｚの場合の方が、ほとんどの鋳型幅方向において溶鋼温度が高い。これは、鋳型厚み中央まで交流移動磁場による旋回流が及んだ結果、浸漬ノズルから供給される高温の溶鋼が鋳型内全体に供給されていることを示すものと考えられる。これにより、極厚スラブの連続鋳造において、鋳片引き抜き速度を増加させても鋳型内初期凝固の不均一が生じにくくなり、極厚スラブ鋳片の表面割れ発生リスクが低減できる。
　なお、鋳型高さ方向位置が、鋳型内電磁撹拌装置のコイルの高さ方向の中心位置で、鋳型厚み方向位置が、鋳型長辺の内面から鋳型厚み中央に向かって１５ｍｍの位置の鋳型内において、交流移動磁場の磁束密度の鋳型厚み方向成分の実効値が、鋳型幅方向の平均値で０．００８Ｔ以上であることが好ましい。この位置で、上記条件を満たす磁束密度が確保できれば、交流移動磁場により溶鋼に誘起される旋回流で、好適な鋳型内溶鋼流動が実現できる。また、交流移動磁場の磁束密度は強いほど、溶鋼に旋回流を誘起しやすくなるので、磁束密度の上限は設ける必要がない。
　ただし、磁束密度を強くするためにはコイルに印加する電流密度を増加させる必要があり、高電流密度に耐用可能な設備とするための設備コストや、高電流を印加することによる電力コストの増大を考慮すると、交流移動磁場の磁束密度の鋳型厚み方向成分の実効値が、鋳型幅方向の平均値で０．０３０Ｔ以下であれば実用上充分である。
　また、鋳型内溶鋼湯面から鋳造方向５０ｍｍ下方の位置でのスラブ鋳片の凝固界面における溶鋼の平均流速が０．０８～０．３ｍ／ｓであることが、より好ましい。ここで、平均流速とは、溶鋼流速の時間平均値を、鋳型内溶鋼湯面から鋳造方向５０ｍｍ下方かつ固相率ｆｓ＝０．５の位置で空間平均した値である。この値は、溶鋼の凝固を考慮した数値流動解析によって求めることができる。例えば、鋳型内溶鋼湯面から鋳造方向５０ｍｍ下方で固相率ｆｓ＝０．５の計算メッシュにおける各流速の時間平均値の大きさ（３次元流速ベクトルの大きさ）を算術平均して求めればよい。
　鋳型内溶鋼湯面から鋳造方向５０ｍｍ下方の位置でのスラブ鋳片の凝固界面における溶鋼の平均流速が０．０８ｍ／ｓよりも遅いと、溶鋼中に懸濁した非金属介在物などが凝固シェルに捕捉されやすくなり、スラブ鋳片に欠陥が発生するリスクが高まる。一方、鋳型内溶鋼湯面から鋳造方向５０ｍｍ下方の位置でのスラブ鋳片の凝固界面における溶鋼の平均流速が０．３ｍ／ｓを超えると、溶鋼流が高速で凝固シェルに衝突して凝固シェルが再溶解し、連続鋳造中のブレイクアウトのリスクが生じる。
　本発明者らは、上述の例に加え、鋳片の厚みが３６０ｍｍ以上５４０ｍｍ以下の範囲まで条件を追加して数値計算を行ない、以下の傾向を確認した。
　本発明に係る鋼の連続鋳造方法は、連続鋳造されるスラブ鋳片の厚みが３６０ｍｍ以上５４０ｍｍ以下の極厚スラブ鋳片である場合に、より好適にその効果を享受できる。スラブ鋳片の厚みが３６０ｍｍ未満では、スラブ鋳片が薄いので、交流移動磁場により溶鋼に誘起される旋回流が鋳型内面近傍のみであっても鋳型内溶鋼全体に撹拌効果が作用し、本発明を適用することにより得られる効果は小さい。スラブ鋳片の厚みが５４０ｍｍを超えると、鋳型厚み方向中央近傍まで交流移動磁場を浸透させるためには、鋳型内電磁撹拌装置を大型化することが必要であり、鋳型内電磁撹拌装置の設備コストが上昇する。なお、連続鋳造されるスラブ鋳片の厚みが４００ｍｍ以上５００ｍｍ以下である場合は、さらに好ましい。
　さらに、本発明は、連続鋳造されるスラブ鋳片の厚みが３６０ｍｍ以上５４０ｍｍ以下の極厚スラブ鋳片である場合に、鋳片引き抜き速度を０．３～０．８ｍ／ｍｉｎとする連続鋳造操業に適用すると、その効果がより顕著に発揮されるので好ましい。本発明により、極厚スラブ鋳片の連続鋳造において、従来の垂直型連続鋳造機では実現が難しかった鋳片引き抜き速度が０．３ｍ／ｍｉｎ以上の高速鋳造化が可能になる。なお、極厚スラブ鋳片の連続鋳造において、鋳片引き抜き速度が０．８ｍ／ｍｉｎを超えると連続鋳造設備の機長の延長や溶鋼を供給する精錬工程の能力増強が必要になるので、実用上、鋳片引き抜き速度は０．８ｍ／ｍｉｎ以下で充分である。
　以上説明したように、本発明によれば、スラブ鋳片を垂直未凝固曲げ型連続鋳造機で連続鋳造するにあたり、鋳型内電磁撹拌の条件を好適に定めることにより、極厚スラブ鋳片であっても内部品質が良好で表面割れのないスラブ鋳片を、より高速の鋳片引き抜き速度の鋳造条件で連続鋳造することが実現される。
　鋳片厚みが４１０ｍｍで、鋳片幅が１９００ｍｍである、炭素含有量が０．１２質量％の炭素鋼の極厚スラブ鋳片を、垂直部が４．５ｍの垂直未凝固曲げ型連続鋳造機を用いて、鋳片引き抜き速度を０．８ｍ／ｍｉｎで連続鋳造する際に、本発明を適用した。
　使用した浸漬ノズルは、横が６５ｍｍで、縦が７５ｍｍの矩形の吐出孔を、浸漬ノズルの左右にそれぞれ有する２孔型浸漬ノズルであり、吐出孔の吐出角度（水平方向に対する角度）を下向き１５°とし、浸漬深さを２００ｍｍとした。
　使用した鋳型内電磁撹拌装置のコイルの磁極間距離τは７００ｍｍであり、この鋳型内電磁撹拌装置においては、鋳型高さ方向位置が、鋳型内電磁撹拌装置のコイルの高さ方向の中心位置で、鋳型厚み方向位置が、鋳型長辺の内面から１５ｍｍの位置の鋳型内において、交流移動磁場の磁束密度の鋳型厚み方向成分の実効値は、鋳型幅方向の平均値で０．００８Ｔであった。
　本発明例１では、鋳型内電磁撹拌装置のコイルに印加する電流の周波数ｆを０．４Ｈｚ（交流移動磁場の進行速度Ｕ＝０．５６ｍ／ｓ）として連続鋳造を行った。
　また、比較のために、鋳型内電磁撹拌装置のコイルに電流を印加しない条件、つまり電磁撹拌を行わない条件（比較例１）、及び、鋳型内電磁撹拌装置のコイルに印加する電流の周波数ｆを３．３Ｈｚ（交流移動磁場の進行速度Ｕ＝４．６２ｍ／ｓ）とする条件（比較例２）での連続鋳造も行った。
　連続鋳造後に、製造された極厚スラブ鋳片の内部品質及び表面品質を調査した。内部品質は、研磨された鋳片断面の塩酸腐食試験及びサルファープリントによって、中心偏析、ザク及び内部割れを調査した。表面品質は、ショットブラストによって鋳片表面の酸化膜などを除去した後に、浸透試験によって鋳片表面の縦割れ、横割れ及び介在物の巻き込みを調査した。
　本発明例１では、極厚スラブ鋳片の内部品質及び表面品質ともに、欠陥は発生しなかった。これに対して、比較例１では、中心偏析及びザクが発生していた。比較例２では、内部品質は健全であったが、鋳片表面に縦割れが発生していた。
　鋳片厚みが４６０ｍｍで、鋳片幅が２２００ｍｍである、炭素含有量が０．１６質量％の炭素鋼の極厚スラブ鋳片を、垂直部が４．５ｍの垂直未凝固曲げ型連続鋳造機を用いて、鋳片引き抜き速度を０．６ｍ／ｍｉｎで連続鋳造する際に、本発明を適用した。
　使用した浸漬ノズルは、横が６５ｍｍで、縦が７５ｍｍの矩形の吐出孔を、浸漬ノズルの左右にそれぞれ有する２孔型浸漬ノズルであり、吐出孔の吐出角度（水平方向に対する角度）を下向き１５°とし、浸漬深さを２００ｍｍとした。
　使用した鋳型内電磁撹拌装置のコイルの磁極間距離τは７００ｍｍであり、この鋳型内電磁撹拌装置においては、鋳型高さ方向位置が、鋳型内電磁撹拌装置のコイルの高さ方向の中心位置で、鋳型厚み方向位置が、鋳型長辺の内面から１５ｍｍの位置の鋳型内において、交流移動磁場の磁束密度の鋳型厚み方向成分の実効値は、鋳型幅方向の平均値で０．００８Ｔであった。
　本発明例２では、鋳型内電磁撹拌装置のコイルに印加する電流の周波数ｆを０．４Ｈｚ（交流移動磁場の進行速度Ｕ＝０．５６ｍ／ｓ）として連続鋳造を行った。
　また、比較のために、鋳型内電磁撹拌装置のコイルに印加する電流の周波数ｆを３．３Ｈｚ（交流移動磁場の進行速度Ｕ＝４．６２ｍ／ｓ）とする条件（比較例３）での連続鋳造も行った。
　連続鋳造後に、製造された極厚スラブ鋳片の内部品質及び表面品質を調査した。内部品質は、研磨された鋳片断面の塩酸腐食試験及びサルファープリントによって、中心偏析、ザク及び内部割れを調査した。表面品質は、ショットブラストによって鋳片表面の酸化膜などを除去した後に、浸透試験によって鋳片表面の縦割れ、横割れ及び介在物の巻き込みを調査した。
　本発明例２では、極厚スラブ鋳片の内部品質及び表面品質ともに、欠陥は発生しなかった。これに対して、比較例３では、内部品質は健全であったが、鋳片表面に介在物の巻き込みが発生していた。

Claims (7)

  1. 　垂直未凝固曲げ型連続鋳造機を用いて、スラブ鋳片を連続鋳造する鋼の連続鋳造方法であって、
    　鋳型内電磁撹拌装置により鋳型内の溶鋼に鋳型幅方向に移動する交流移動磁場を印加して、前記溶鋼に旋回流を誘起し、前記溶鋼を撹拌しつつ連続鋳造を行なうにあたり、
    　下記の（１）式で算出される前記交流移動磁場の進行速度が０．２０～１．５０ｍ／ｓである、鋼の連続鋳造方法。
    　Ｕ＝２τｆ………（１）
    　（１）式において、Ｕは、交流移動磁場の進行速度（ｍ／ｓ）、τは、鋳型内電磁撹拌装置のコイルの磁極間距離（ｍ）、ｆは、鋳型内電磁撹拌装置のコイルに印加される電流の周波数（Ｈｚ）である。
  2. 　前記鋳型内電磁撹拌装置のコイルに印加される電流の周波数が０．２～１．０Ｈｚである、請求項１に記載の鋼の連続鋳造方法。
  3. 　鋳型高さ方向位置が、前記鋳型内電磁撹拌装置のコイルの高さ方向の中心位置で、鋳型厚み方向位置が、鋳型長辺の内面から１５ｍｍの位置の鋳型内において、前記交流移動磁場の磁束密度の鋳型厚み方向成分の実効値が、鋳型幅方向の平均値で０．００８Ｔ以上である、請求項１または請求項２に記載の鋼の連続鋳造方法。
  4. 　連続鋳造されるスラブ鋳片の厚みが３６０ｍｍ以上５４０ｍｍ以下である、請求項１から請求項３のいずれか１項に記載の鋼の連続鋳造方法。
  5. 　連続鋳造されるスラブ鋳片の厚みが４００ｍｍ以上５００ｍｍ以下である、請求項１から請求項３のいずれか１項に記載の鋼の連続鋳造方法。
  6. 　鋳片引き抜き速度が０．３～０．８ｍ／ｍｉｎである、請求項４または請求項５に記載の鋼の連続鋳造方法。
  7. 　鋳型内溶鋼湯面から鋳造方向５０ｍｍ下方の位置でのスラブ鋳片の凝固界面における溶鋼の平均流速が０．０８～０．３ｍ／ｓである、請求項１から請求項６のいずれか１項に記載の鋼の連続鋳造方法。
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Citations (4)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
JPH11277197A (ja) 1998-03-26 1999-10-12 Nippon Steel Corp 大断面鋳片の連続鋳造方法
JP2000015413A (ja) * 1998-06-30 2000-01-18 Nkk Corp 厚鋼板用大断面鋳片の連続鋳造方法
JP2007229736A (ja) 2006-02-28 2007-09-13 Nippon Steel Corp 厚鋼板用大断面鋳片の垂直型連続鋳造方法
JP2018103198A (ja) * 2016-12-22 2018-07-05 株式会社神戸製鋼所 連続鋳造方法

Family Cites Families (6)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
TW302310B (ja) * 1993-07-12 1997-04-11 Nippon Steel Corp
JP4777090B2 (ja) * 2006-02-28 2011-09-21 新日本製鐵株式会社 厚鋼板用大断面鋳片の垂直型連続鋳造方法
IN2014CN04488A (ja) * 2011-12-22 2015-09-11 Abb Ab
JP6264524B1 (ja) * 2017-03-29 2018-01-24 Ｊｆｅスチール株式会社 鋼の連続鋳造方法
WO2019164004A1 (ja) * 2018-02-26 2019-08-29 日本製鉄株式会社 鋳型設備
WO2019216222A1 (ja) * 2018-05-08 2019-11-14 日本製鉄株式会社 電磁攪拌装置

Patent Citations (4)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
JPH11277197A (ja) 1998-03-26 1999-10-12 Nippon Steel Corp 大断面鋳片の連続鋳造方法
JP2000015413A (ja) * 1998-06-30 2000-01-18 Nkk Corp 厚鋼板用大断面鋳片の連続鋳造方法
JP2007229736A (ja) 2006-02-28 2007-09-13 Nippon Steel Corp 厚鋼板用大断面鋳片の垂直型連続鋳造方法
JP2018103198A (ja) * 2016-12-22 2018-07-05 株式会社神戸製鋼所 連続鋳造方法

Non-Patent Citations (1)

* Cited by examiner, † Cited by third party
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