JP2021000652A - 連続鋳造方法 - Google Patents

Abstract

【課題】高合金鋼用の鋳片の生産性を向上させた場合であっても、安定的に鋳片の品質を確保することが可能な、新規かつ改良された連続鋳造方法を提供する。【解決手段】上記課題を解決するために、本発明のある観点によれば、高合金鋼用の溶鋼を連続鋳造する連続鋳造方法であって、鋳型上部の長辺面外側に設置された電磁撹拌コアを用いて鋳型内の溶鋼に交流磁場を印加する一方で、鋳型下部の長辺面外側に設置され、複数の磁極が長辺面に対向する電磁ブレーキコアを用いて溶鋼に静磁場を印加し、電磁撹拌コアによる交流磁場の磁束密度を０．０５Ｔ以上０．２５Ｔ以下、電磁ブレーキコアによる静磁場の磁束密度を０．１Ｔ以上０．４Ｔ以下とし、複数の磁極間の空間に対向する位置に浸漬ノズルを配置することを特徴とする、連続鋳造方法が提供される。【選択図】図１

Description

本発明は、連続鋳造方法に関する。

連続鋳造では、タンディッシュに一旦貯留された溶鋼を、浸漬ノズルを介して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、溶鋼中には、浸漬ノズルの吐出孔の詰まり防止のために溶鋼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。一般的に、これらの不純物の比重は溶鋼の比重よりも小さいため、連続鋳造中に溶鋼内で浮上して除去されることが多い。従って、鋳造速度を増加させる（すなわち、スループットを高める）と、この不純物の浮上分離が十分に行われなくなり、鋳片の品質は低下する傾向がある。このように、連続鋳造においては、生産性と鋳片の品質との間には、トレードオフの関係、すなわち、生産性を追求すると鋳片の品質が悪化し、鋳片の品質を優先すると生産性が低下する関係がある。

ところで、溶鋼の鋳片から作製される高合金鋼材は、垂直曲げ型連続鋳造機における鋳片の曲げ、または矯正の段階において鋳片の表面割れが発生しやすくなる。例えば高合金鋼の一種である電磁鋼は、例えばトランス及びモータ等、様々な用途に使用される。このような電磁鋼には、電磁鋼の鉄損を小さくするため、Ｓｉ及びＡｌが通常の鋼よりも多く添加される。鋼材にこれらの元素を多く添加すると、鋼材（鋳片）の高温脆化が著しくなる。

鋳片の高温脆化は、鋳片の表面温度が低下すると顕著となる。このため、一般的な表面割れの対策として、鋳造時の二次冷却スプレー水量を低下させる方法が知られている。この方法によれば、鋳造時に鋳片の表面温度を上昇させることができるので、表面割れを低減させることができる。

ところが高合金鋼用の鋳片には上述したようにＳｉが多量に添加されている場合がある。Ｓｉはフェライトフォーマーでもあるため、鋳片中には、オーステナイトにくらべて強度が低いフェライトが多く含まれる。このため、凝固シェルの強度が低くなる。したがって、二次冷却スプレー水量を低下させた場合、溶鋼静圧によるバルジングが通常の鋼材よりも顕著に生じる。ここで、バルジングとは、概略的には、連続鋳造機中を搬送される鋳片がロール間で膨張する現象である。このような鋳片の膨張により湯面変動が大きくなり、ひいては鋳片の品質の悪化を招く。

湯面変動による鋳片の品質の悪化についてより詳細に説明すると、湯面変動の増大により鋳型内の鋳片にディプレッションが発生しやすくなる。ここで、ディプレッションとは、概略的には、鋳片の表面に生じる微細な凹みである。さらに、湯面変動によってオシレーションマークの乱れが生じやすくなる。ここで、オシレーションマークとは、概略的には、鋳型の振動（連続鋳造機においては鋳型が振動（オシレーション）することが多い）によって鋳片の表面に形成される模様である。オシレーションマークが乱れることによって、上述したディプレッションが発生しやすくなる。

鋳型内の鋳片にディプレッションが発生すると、ディプレッションが発生した部分は鋳型に接触しにくくなるので、鋳片温度が高くなる。この結果、鋳型内において鋳片表面の結晶粒が粗大化しやすくなり割れ感受性が高まる。すなわち、鋳型内で鋳片の表面割れが発生しやすくなる。また、オシレーションマークが過剰に深く形成される場合もあり、この場合にも、鋳片の表面割れが発生しやすくなる。さらに、鋳片の表面にリジングと呼ばれる凹凸模様が発生しやすくなる。したがって、鋳片の品質が悪化する。

そこで、従来では、上述した二次冷却スプレー水量の低下に加えて、鋳造速度を抑制することによって湯面変動を小さく抑えることが行われている。さらに、表面割れが発生した部分の切削を行うことで鋳片の割れに対処している。

特許第３３９１６６０号公報 特開２００２−１５３９４７号公報

しかし、これらの対策では鋳造速度が低下するので、鋳片の生産性が低下してしまう。さらに、切削だけでは表面割れを十分に除去することができなかった。このため、鋳片の品質を十分に高めることができなかった。かかる事情に鑑みれば、高合金鋼用の鋳片の連続鋳造においては、鋳片の品質を確保しつつ生産性をより向上させる技術が求められていた。

上述したように、鋳型内における鋳片の表面割れ及び結晶粒の粗大化は、オシレーションマークの乱れ及びディプレッションに起因する鋳型内の抜熱挙動の不均一性が影響していると考えられる。つまり、ディプレッションが生じた部分は鋳型に接触しにくくなるので抜熱されにくくなり、鋳片温度が増大するが、ディプレッションが生じていない部分は鋳型に接触しており、安定して抜熱される。鋳片の表面割れ及び結晶粒の粗大化を抑制する方法として、上述した鋳造速度の低下の他、オシレーション条件の変更、パウダーの変更等も考えられる。しかし、オシレーション条件の変更はブレイクアウトにつながることがあり、より慎重に行う必要がある。さらに、鋼材の組成等に応じて好ましい条件は様々に変動する。これらのことから、オシレーション条件の変動によって鋳片の表面割れ及び結晶粒の粗大化を抑制することは非常に困難である。パウダーの変更は、オシレーション条件の変更と同様の事象に加え、組成の選び方によっては鋳片へのパウダー巻き込みによる品質の悪化等が起こりうる。したがって、いずれの方法も多大な手間がかかる。

一方、鋳片の表面割れ及び結晶粒の粗大化は、そもそも湯面変動の増大によって生じる。したがって、湯面変動を抑制することができれば、鋳片の表面割れ及び結晶粒の粗大化の問題も解決すると考えられる。そこで、本発明者は、電磁撹拌装置と電磁ブレーキ装置を併用することで、鋳型内における湯面変動を抑制することを考えた。なお、本明細書では、鋳型及び電磁力発生装置を含む鋳型周辺の部材群のことを、便宜的に鋳型設備ともいう。

ここで、電磁ブレーキ装置は、溶鋼に静磁場を印可することにより、当該溶鋼中に制動力を発生させて、当該溶鋼の流動を抑制する装置である。一方、電磁撹拌装置は、溶鋼に動磁場を印可することにより、当該溶鋼中にローレンツ力と呼ばれる電磁力を発生させ、当該溶鋼に対して、鋳型の水平面内において旋回するような流動パターンを付与する装置である。

電磁ブレーキ装置は、浸漬ノズルから噴出する吐出流の勢いを弱めるような制動力を溶鋼中に発生させるように設けられることが一般的である。ここで、浸漬ノズルからの吐出流は、鋳型の内壁に衝突することにより、上方向（すなわち、溶鋼の湯面が存在する方向）へ向かう上昇流及び下方向（すなわち、鋳片が引き抜かれる方向）へ向かう下降流を形成する。従って、電磁ブレーキ装置によって吐出流の勢いが弱められることにより、上昇流の勢いが弱められ、溶鋼の湯面変動が抑制され得る。さらに、上昇流は、メニスカス付近で幅方向（例えば、長辺または短辺方向）の流れとなり、この幅方向の流れ（すなわち反転流）が電磁撹拌装置による撹拌流（旋回流）を乱す可能性がある。つまり、電磁撹拌流を阻害し、電磁撹拌の効果を打ち消す可能性がある。電磁ブレーキ装置は、このような上昇流の勢いを弱めることができるので、電磁撹拌による効果をより効果的に発揮させることができる。また、吐出流が凝固シェルに衝突する勢いも弱められるため、当該凝固シェルの再溶解によるブレイクアウトを抑制する効果も発揮され得る。このように、電磁ブレーキ装置は、高速安定鋳造を目的とした場合によく用いられている。つまり、電磁ブレーキ装置を用いることで、吐出流の勢いを高めても溶鋼の湯面変動を抑制することが期待できる。更に、電磁ブレーキ装置によれば、吐出流によって形成される下降流の流速が抑制されるため、溶鋼中の不純物の浮上分離が促進され、鋳片の内部品質（以下、内質ともいう）を向上させる効果を得ることが可能になる。

一方で、電磁ブレーキ装置の短所としては、凝固シェル界面での溶鋼の流速が低速になるため、凝固シェル内に不純物が補足され、表面品質が悪化する場合があることが挙げられる。また、吐出流によって形成される上昇流が湯面まで到達し難くなるため、湯面温度が低下することにより皮張りが発生し、内質欠陥を発生させることも懸念される。

電磁撹拌装置は、上記のように溶鋼に対して所定の流動パターンを付与する、すなわち、溶鋼内に撹拌流を発生させる。これにより、凝固シェル界面での溶鋼の流動が促進されるため、上述したＡｒ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、鋳片の表面品質を向上させることができる。一方、電磁撹拌装置の短所としては、撹拌流が鋳型内壁に衝突することにより、上述した浸漬ノズルからの吐出流と同様に、上昇流及び下降流が発生するため、当該上昇流が湯面でパウダーを巻き込み、当該下降流が不純物を鋳型下方へ押し流すことにより、鋳片の内質を悪化させる場合があることが挙げられる。

ところで、単に電磁撹拌装置及び電磁ブレーキ装置を連続鋳造機に設置して稼働させれば、稼働分だけ効果を有するものではない。さらに両者の設備を有して同時適用する場合には、両者の効果が加算されることなく、逆に打ち消しあう場合もある。特に従来の電磁ブレーキ装置は、磁極が単極となるため、設置するコアの幅方向中央部で磁束密度が最大となる。このため、磁束強度を大きくしたときに浸漬ノズル吐出孔近傍に極端な制動力が働き、鋳型内の湯面変動をかえって助長する場合もある。

なお、特許文献１、２には、電磁攪拌装置だけ、または電磁ブレーキ装置だけを連続鋳造機に設置する技術が開示されている。しかし、これらの技術では、上述した問題を十分に解決することができない。具体的には、特許文献１には、一方向性電磁鋼スラブの連続鋳造に際し、鋳型内の長辺部に電磁撹拌装置が内蔵された鋳型を用いて鋳型内の溶鋼を電磁撹拌してオシレーションマーク深さを１．５−２ｍｍ以下にする技術が開示されている。この技術によって熱間圧延時の耳割れ疵の発生が低減される。しかしながら、この条件では、鋳片によっては依然として割れ疵が発生しており不十分といえる。また、電磁撹拌装置のみであるため、鋳造速度が大きくなると吐出反転流による湯面変動でオシレーションマークが深くなり、表面割れが増加すると考えられる。

特許文献２には、バルジングの抑制を目的として、連続鋳造機に電磁ブレーキ装置を設置する技術が記載されている。しかし、この技術では、電磁攪拌装置が設置されていないので、凝固シェル内に不純物が補足される、皮張りにより内質欠陥を発生させるといった問題が生じうる。また、この技術では磁極が単極となるため、磁束強度を大きくしたときにコアの幅方向中央部で磁束密度が過大となり、浸漬ノズル吐出孔近傍に極端な制動力が働く。すなわち、過剰な上昇流が発生する。このような上昇流によって鋳型内の湯面変動をかえって助長する場合もある。また、このような上昇流が電磁撹拌流を阻害することもある。

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、高合金鋼用の鋳片の生産性を向上させた場合であっても、安定的に鋳片の品質を確保することが可能な、新規かつ改良された連続鋳造方法を提供することにある。

上記課題を解決するために、本発明のある観点によれば、Ｃ：０．１質量％以下、Ｍｎ：０．０５質量％以上３．０質量％以下、Ｓｉ：０．４質量％以上４．０質量％以下、Ａｌ：０．０１質量％以上３．０質量％以下からなる元素群を含む溶鋼を連続鋳造する連続鋳造方法であって、鋳型上部の長辺面外側に設置された電磁撹拌コアを用いて鋳型内の溶鋼に交流磁場を印加する一方で、鋳型下部の長辺面外側に設置され、複数の磁極が長辺面に対向する電磁ブレーキコアを用いて溶鋼に静磁場を印加し、電磁撹拌コアによる交流磁場の磁束密度を０．０５Ｔ以上０．２５Ｔ以下、電磁ブレーキコアによる静磁場の磁束密度を０．１Ｔ以上０．４Ｔ以下とし、複数の磁極間の空間に対向する位置に浸漬ノズルを配置することを特徴とする、連続鋳造方法が提供される。

ここで、電磁撹拌コアの高さＨ１、及び電磁ブレーキコアの高さＨ２が、下記数式（１０１）に示す関係を満たしていてもよい。

また、電磁撹拌コアの高さＨ１、及び電磁ブレーキコアの高さＨ２が、下記数式（１０３）に示す関係を満たしていてもよい。

以上説明したように本発明によれば、連続鋳造において、高合金鋼用の鋳片の生産性を向上させた場合であっても鋳片の品質を確保することが可能になる。具体的には、連続鋳造中に溶鋼の湯面変動を抑えることができる。この結果、湯面変動に起因するオシレーションマークの乱れ及びディプレッションを抑制することができ、鋳型内における鋳片の表面割れ及び結晶粒の粗大化を抑制することができる。したがって、鋳片の品質を向上させることができる。

本実施形態に係る連続鋳造機の一構成例を概略的に示す側断面図である。 本実施形態に係る鋳型設備のＹ−Ｚ平面での断面図である。 鋳型設備の、図２に示すＡ−Ａ断面での断面図である。 鋳型設備の、図３に示すＢ−Ｂ断面での断面図である。 鋳型設備の、図３に示すＣ−Ｃ断面での断面図である。 電磁ブレーキ装置によって溶鋼に対して付与される電磁力の方向について説明するための図である。 凝固シェルの厚みが４ｍｍ又は５ｍｍとなる場合の、鋳造速度（ｍ／ｍｉｎ）と溶鋼湯面からの距離（ｍｍ）との関係を示す図である。 数値解析シミュレーションによって得られた、鋳造速度が１．４ｍ／ｍｉｎである場合における、コア高さ割合Ｈ１／Ｈ２とピンホール指数との関係を示すグラフ図である。 数値解析シミュレーションによって得られた、鋳造速度が２．０ｍ／ｍｉｎである場合における、コア高さ割合Ｈ１／Ｈ２とピンホール指数との関係を示すグラフ図である。 数値解析シミュレーションによって得られた、鋳造速度と内質指数との関係を示すグラフ図である。

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。

なお、本明細書に示す各図面では、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。

本発明者らは、連続鋳造において、電磁ブレーキ装置と電磁撹拌装置とを組み合わせた鋳型設備を用いて鋳型内の溶鋼の流動を安定させることにより、鋳片の品質を確保しつつ生産性を向上させることを試みた。しかしながら、これらの装置は、単純に両方の装置を設置すれば簡単に両方の装置の長所が得られるというものではなかった。例えば上述したように、電磁ブレーキ装置によって発生した過剰な上昇流が電磁撹拌流を阻害することがあり、これらの装置は互いの効果を打ち消すように影響を及ぼす面も持ち合わせている。従って、電磁ブレーキ装置及び電磁撹拌装置を両方用いた連続鋳造では、これらの装置をそれぞれ単体で使用した場合よりも鋳片の品質（表面品質及び内質）が悪化してしまう場合も少なくない。

そこで、発明者らは、数値解析シミュレーションや実機試験を繰り返し行い、鋭意検討した結果、電磁ブレーキ装置及び電磁撹拌装置を用いた連続鋳造において、鋳片の品質を向上させる効果をより効果的に発揮させ、生産性を向上させた場合であっても鋳片の品質を確保することを可能とするためには、これらの装置の構成及び設置位置を適切に規定することが重要であることを見出すに至った。さらに、高合金鋼用の鋳片の連続鋳造を行う場合、電磁撹拌流装置及び電磁ブレーキ装置の磁束密度に関する好適な範囲が存在する。以下、本実施形態について説明する。

（１．連続鋳造機の構成）
図１を参照して、本発明の好適な一実施形態に係る連続鋳造機の構成、及び連続鋳造方法について説明する。図１は、本実施形態に係る連続鋳造機の一構成例を概略的に示す側断面図である。

図１に示すように、本実施形態に係る連続鋳造機１は、連続鋳造用の鋳型１１０を用いて溶鋼２を連続鋳造し、スラブ等の鋳片３を製造するための装置である。連続鋳造機１は、鋳型１１０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１１０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１１０に向けて下方に延び、その先端は鋳型１１０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１１０内に連続供給する。

鋳型１１０は、鋳片３の幅及び厚さ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に示す長辺鋳型板１１１に対応する）で一対の短辺鋳型板（後述する図４〜図６に示す短辺鋳型板１１２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１１０は、かかる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１１０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。かかる凝固シェル３ａと未凝固部３ｂを含む鋳片３は、鋳型１１０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１１０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。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１１０の長辺と平行な方向として定義し、Ｙ軸方向を、水平面内において鋳型１１０の短辺と平行な方向として定義する。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、図１では図面が煩雑になることを避けるために図示を省略しているが、本実施形態では、鋳型１１０の長辺鋳型板の外側面（すなわち、長辺面外側）に電磁力発生装置が設置される。当該電磁力発生装置は、電磁撹拌装置及び電磁ブレーキ装置を備えるものである。本実施形態では、当該電磁力発生装置を駆動させながら連続鋳造を行うことにより、鋳片の品質を確保しつつ、より高速での鋳造が可能になる。当該電磁力発生装置の構成及び鋳型１１０に対する設置位置等については、図２〜図５を参照して後述する。

二次冷却装置７は、鋳型１１０の下方の二次冷却帯９に設けられ、鋳型１１０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。この二次冷却装置７は、鋳片３の厚さ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の厚さ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を厚さ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。ただし、本実施形態では、高合金鋼用の鋳片を連続鋳造する。このため、鋳片の高温脆化が著しくなる。このような高温脆化に起因する表面割れを抑制するために、二次冷却スプレー水量を低下させてもよい。この場合、上述したように、バルジングが生じる懸念がある。そして、このようなバルジングによって湯面変動が生じる可能性がある。しかし、本実施形態では、電磁攪拌装置及び電磁ブレーキ装置を併用し、かつ各々の装置の磁束密度を適切に調整する。さらに、電磁ブレーキ装置では、鋳型１１０の幅方向（すなわち、Ｘ軸方向）の略中心近傍の領域の磁束密度を他の領域の磁束密度よりも低下させることができる。この結果、湯面変動を抑制することができ、ひいては、鋳片の品質を高めることができる。電磁攪拌装置及び電磁ブレーキ装置の詳細については後述する。

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１１０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１１０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１１０から引き抜かれた直後の鋳片３を支持する。鋳型１１０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、モータ等の駆動手段により回転する駆動式ロールであり、鋳片３を鋳型１１０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１１０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。切断された厚板状の鋳片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の全体構成について説明した。なお、本実施形態では、鋳型１１０に対して上述した電磁力発生装置が設置され、当該電磁力発生装置を用いて連続鋳造が行われればよく、連続鋳造機１における当該電磁力発生装置以外の構成は、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．電磁力発生装置）
（２−１．電磁力発生装置の構成）
図２〜図５を参照して、上述した鋳型１１０に対して設置される電磁力発生装置の構成について詳細に説明する。図２〜図５は、本実施形態に係る鋳型設備の一構成例を示す図である。

図２は、本実施形態に係る鋳型設備１０のＹ−Ｚ平面での断面図である。図３は、鋳型設備１０の、図２に示すＡ−Ａ断面での断面図である。図４は、鋳型設備１０の、図３に示すＢ−Ｂ断面での断面図である。図５は、鋳型設備１０の、図３に示すＣ−Ｃ断面での断面図である。なお、鋳型設備１０は、Ｙ軸方向において、鋳型１１０の中心に対して対称な構成を有するため、図２、図４及び図５では、一方の長辺鋳型板１１１に対応する部位のみを図示している。また、図２、図４及び図５では、理解を容易にするため、鋳型１１０内の溶鋼２も併せて図示している。

図２〜図５を参照すると、本実施形態に係る鋳型設備１０は、鋳型１１０の長辺鋳型板１１１の外側面（すなわち、長辺面の外側）に、バックアッププレート１２１を介して、２つの水箱１３０、１４０と、電磁力発生装置１７０と、が設置されて構成される。

鋳型１１０は、上述したように、一対の長辺鋳型板１１１で一対の短辺鋳型板１１２を両側から挟むように組み立てられる。鋳型板１１１、１１２は銅板からなる。ただし、本実施形態はかかる例に限定されず、鋳型板１１１、１１２は、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よい。

ここで、本実施形態では、鉄鋼スラブの連続鋳造を対象としており、その鋳片サイズは、例えば幅（すなわち、Ｘ軸方向の長さ）８００〜２３００ｍｍ程度、あるいは１０００〜１８００ｍｍ程度、厚み（すなわち、Ｙ軸方向の長さ）１５０〜３００ｍｍ程度、あるいは２００〜２７０ｍｍ程度である。つまり、鋳型板１１１、１１２も、当該鋳片サイズに対応した大きさを有する。すなわち、長辺鋳型板１１１は、少なくとも鋳片３の幅（例えば８００〜２３００ｍｍ）よりも長いＸ軸方向の幅を有し、短辺鋳型板１１２は、鋳片３の厚み（例えば２００〜３００ｍｍ）と略同一のＹ軸方向の幅を有する。

また、詳しくは後述するが、本実施形態では、電磁力発生装置１７０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１１０を構成する。一般的に、鋳型１１０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１１０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１１０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、溶鋼湯面から鋳型板１１１、１１２の下端までの長さが１０００ｍｍ程度となるように、当該１０００ｍｍよりも十分に大きいＺ軸方向の長さを有するように、当該鋳型板１１１、１１２を形成する。

バックアッププレート１２１、１２２は、例えばステンレスからなり、鋳型１１０の鋳型板１１１、１１２を補強するために、当該鋳型板１１１、１１２の外側面を覆うように設けられる。以下、区別のため、長辺鋳型板１１１の外側面に設けられるバックアッププレート１２１のことを長辺側バックアッププレート１２１ともいい、短辺鋳型板１１２の外側面に設けられるバックアッププレート１２２のことを短辺側バックアッププレート１２２ともいう。

電磁力発生装置１７０は、長辺側バックアッププレート１２１を介して鋳型１１０内の溶鋼２に対して電磁力を付与するため、少なくとも長辺側バックアッププレート１２１は非磁性体（例えば、非磁性のステンレス等）によって形成され得る。ただし、長辺側バックアッププレート１２１の、後述する電磁ブレーキ装置１６０の鉄芯（コア）１６２（以下、電磁ブレーキコア１６２ともいう）の端部１６４と対向する部位には、電磁ブレーキ装置１６０の磁束密度を確保するために、磁性体の軟鉄１２４が埋め込まれる。

長辺側バックアッププレート１２１には、更に、当該長辺側バックアッププレート１２１と垂直な方向（すなわち、Ｙ軸方向）に向かって延伸する一対のバックアッププレート１２３が設けられる。図３〜図５に示すように、この一対のバックアッププレート１２３の間に電磁力発生装置１７０が設置される。このように、バックアッププレート１２３は、電磁力発生装置１７０の幅（すなわち、Ｘ軸方向の長さ）、及びＸ軸方向の設置位置を規定し得るものである。換言すれば、電磁力発生装置１７０が鋳型１１０内の溶鋼２の所望の範囲に対して電磁力を付与し得るように、バックアッププレート１２３の取り付け位置が決定される。以下、区別のため、当該バックアッププレート１２３のことを、幅方向バックアッププレート１２３ともいう。幅方向バックアッププレート１２３も、バックアッププレート１２１、１２２と同様に、例えばステンレスによって形成される。

水箱１３０、１４０は、鋳型１１０を冷却するための冷却水を貯水する。本実施形態では、図示するように、一方の水箱１３０を長辺鋳型板１１１の上端から所定の距離の領域に設置し、他方の水箱１４０を長辺鋳型板１１１の下端から所定の距離の領域に設置する。このように、水箱１３０、１４０を鋳型１１０の上部及び下部にそれぞれ設けることにより、当該水箱１３０、１４０の間に電磁力発生装置１７０を設置する空間を確保することが可能になる。以下、区別のため、長辺鋳型板１１１の上部に設けられる水箱１３０のことを上部水箱１３０ともいい、長辺鋳型板１１１の下部に設けられる水箱１４０のことを下部水箱１４０ともいう。

長辺鋳型板１１１の内部、又は長辺鋳型板１１１と長辺側バックアッププレート１２１との間には、冷却水が通過する水路（図示せず）が形成される。当該水路は、水箱１３０、１４０まで延設されている。図示しないポンプによって、一方の水箱１３０、１４０から他方の水箱１３０、１４０に向かって（例えば、下部水箱１４０から上部水箱１３０に向かって）、当該水路を通過して冷却水が流される。これにより、長辺鋳型板１１１が冷却され、当該長辺鋳型板１１１を介して鋳型１１０内部の溶鋼２が冷却される。なお、図示は省略しているが、短辺鋳型板１１２に対しても、同様に、水箱及び水路が設けられ、冷却水が流動されることにより当該短辺鋳型板１１２が冷却される。

電磁力発生装置１７０は、電磁撹拌装置１５０と、電磁ブレーキ装置１６０と、を備える。図示するように、電磁撹拌装置１５０及び電磁ブレーキ装置１６０は、水箱１３０、１４０の間の空間に設置される。当該空間内で、電磁撹拌装置１５０が上方に、電磁ブレーキ装置１６０が下方に設置される。つまり、電磁撹拌装置１５０は、鋳型上部の長辺面外側に設置され、電磁ブレーキ装置１６０は、鋳型下部の長辺面外側に設置される。なお、電磁撹拌装置１５０及び電磁ブレーキ装置１６０の高さ、並びに電磁撹拌装置１５０及び電磁ブレーキ装置１６０のＺ軸方向における設置位置については、下記（２−２．電磁力発生装置の設置位置の詳細）で詳細に説明する。

電磁撹拌装置１５０は、鋳型１１０内の溶鋼２に対して、動磁場を印加することにより、当該溶鋼２に対して電磁力を付与する。電磁撹拌装置１５０は、自身が設置される長辺鋳型板１１１の幅方向（すなわち、Ｘ軸方向）の電磁力を溶鋼２に付与するように駆動される。図４には、電磁撹拌装置１５０によって溶鋼２に対して付与される電磁力の方向を、模擬的に太線矢印で示している。ここで、図示を省略している長辺鋳型板１１１（すなわち、図示する長辺鋳型板１１１に対向する長辺鋳型板１１１）に設けられる電磁撹拌装置１５０は、その自身が設置される長辺鋳型板１１１の幅方向に沿って、図示する方向とは逆向きの電磁力を付与するように駆動される。このように、一対の電磁撹拌装置１５０が、水平面内において撹拌流（旋回流）を発生させるように駆動される。電磁撹拌装置１５０によれば、このような撹拌流を生じさせることにより、凝固シェル界面における溶鋼２が流動され、凝固シェル３ａへの気泡や介在物の捕捉を抑制する洗浄効果が得られ、鋳片３の表面品質を良化させることができる。

電磁撹拌装置１５０の詳細な構成について説明する。電磁撹拌装置１５０は、ケース１５１と、当該ケース１５１内に格納される鉄芯（コア）１５２（以下、電磁撹拌コア１５２ともいう）と、当該電磁撹拌コア１５２に導線が巻回されて構成される複数のコイル１５３と、から構成される。

ケース１５１は、略直方体形状を有する中空の部材である。ケース１５１の大きさは、電磁撹拌装置１５０によって溶鋼２の所望の範囲に対して電磁力を付与し得るように、すなわち、内部に設けられるコイル１５３が溶鋼２に対して適切な位置に配置され得るように、適宜決定され得る。例えば、ケース１５１のＸ軸方向の幅Ｗ４、すなわち電磁撹拌装置１５０のＸ軸方向の幅Ｗ４は、鋳型１１０内の溶鋼２に対して、Ｘ軸方向のいずれの位置においても電磁力を付与し得るように、鋳片３の幅よりも大きくなるように決定される。例えば、Ｗ４は１８００ｍｍ〜２５００ｍｍ程度である。また、電磁撹拌装置１５０では、コイル１５３からケース１５１の側壁を通過して溶鋼２に対して電磁力が付与されるため、ケース１５１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。

電磁撹拌コア１５２は、略直方体形状を有する中実の部材であり、ケース１５１内において、その長手方向が長辺鋳型板１１１の幅方向（すなわち、Ｘ軸方向）と略平行になるように設置される。電磁撹拌コア１５２は、例えば電磁鋼板を積層することにより形成される。

電磁撹拌コア１５２に対して、Ｘ軸方向を中心軸として導線が巻回されることにより、コイル１５３が形成される。当該導線としては、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、一のコイル１５３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。同様の構成を有するコイル１５３が、Ｘ軸方向に所定の間隔を有して並列されて設けられる。

コイル１５３のそれぞれには、図示しない交流電源が接続される。当該交流電源によって、電磁撹拌コア１５２から鋳型内の溶鋼２に交流磁場を印加する。具体的には、隣り合うコイル１５３における電流の位相が適宜ずれるように当該コイル１５３に対して電流を印加することにより、溶鋼２に対して撹拌流を生じさせるような電磁力が付与され得る。なお、当該交流電源の駆動は、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。当該制御装置により、コイル１５３のそれぞれに印加する電流量や、コイル１５３のそれぞれに電流を印加するタイミング等が適宜制御され、溶鋼２に対して与えられる電磁力の強さが制御され得る。この交流電源の駆動方法としては、一般的な電磁撹拌装置において用いられている各種の公知の方法が適用されてよいため、ここではその詳細な説明を省略する。

電磁撹拌コア１５２のＸ軸方向の幅Ｗ１は、電磁撹拌装置１５０によって溶鋼２の所望の範囲に対して電磁力を付与し得るように、すなわち、コイル１５３が溶鋼２に対して適切な位置に配置され得るように、適宜決定され得る。例えば、Ｗ１は１８００ｍｍ程度である。

電磁ブレーキ装置１６０は、鋳型１１０内の溶鋼２に対して静磁場を印加することにより、当該溶鋼２に対して電磁力を付与する。ここで、図６は、電磁ブレーキ装置１６０によって溶鋼２に対して付与される電磁力の方向について説明するための図である。図６では、鋳型１１０近傍の構成の、Ｘ−Ｚ平面での断面を概略的に図示している。また、図６では、電磁撹拌コア１５２、及び後述する電磁ブレーキコア１６２の端部１６４の位置を模擬的に破線で示している。

図６に示すように、浸漬ノズル６には、短辺鋳型板１１２に対向する位置に一対の吐出孔が設けられ得る。これらの吐出孔から溶鋼２が鋳型１１０内に吐出される。溶鋼２の吐出流は、短辺側に向かって進み、短辺側に形成されたシェルに衝突する。その後、吐出流は、上方向（すなわち、溶鋼の湯面が存在する方向）へ向かう上昇流及び下方向（すなわち、鋳片が引き抜かれる方向）へ向かう下降流を形成する。電磁ブレーキ装置１６０は、浸漬ノズル６の当該吐出孔からの溶鋼２の流れ（吐出流）を抑制する方向の電磁力を、当該溶鋼２に対して付与するように駆動される。図６には、吐出流の方向を模擬的に細線矢印で示すとともに、電磁ブレーキ装置１６０によって溶鋼２に対して付与される電磁力の方向を模擬的に太線矢印で示している。電磁ブレーキ装置１６０によれば、このような吐出流を抑制する方向の電磁力を生じさせることにより、下降流が抑制され、気泡や介在物の浮上分離を促進する効果が得られ、鋳片３の内質を良化させることができる。さらに、吐出流に起因する上昇流の勢いが弱められるので、溶鋼の湯面変動が抑制される。したがって、湯面変動に起因するオシレーションマークの乱れ及びディプレッションを抑制することができ、鋳型内における鋳片の表面割れ及び結晶粒の粗大化を抑制することができる。したがって、鋳片の品質を向上させることができる。

電磁ブレーキ装置１６０の詳細な構成について説明する。電磁ブレーキ装置１６０は、ケース１６１と、当該ケース１６１内にその一部が格納される電磁ブレーキコア１６２と、当該電磁ブレーキコア１６２のケース１６１内の部位に導線が巻回されて構成される複数のコイル１６３と、から構成される。

ケース１６１は、略直方体形状を有する中空の部材である。ケース１６１の大きさは、電磁ブレーキ装置１６０によって溶鋼２の所望の範囲に対して電磁力を付与し得るように、すなわち、内部に設けられるコイル１６３が溶鋼２に対して適切な位置に配置され得るように、適宜決定され得る。例えば、ケース１６１のＸ軸方向の幅Ｗ４、すなわち電磁ブレーキ装置１６０のＸ軸方向の幅Ｗ４は、鋳型１１０内の溶鋼２に対して、Ｘ軸方向の所望の位置において電磁力を付与し得るように、鋳片３の幅よりも大きくなるように決定される。図示する例では、ケース１６１の幅Ｗ４は、ケース１５１の幅Ｗ４と略同様である。ただし、本実施形態はかかる例に限定されず、電磁撹拌装置１５０の幅と電磁ブレーキ装置１６０の幅は異なっていてもよい。

また、電磁ブレーキ装置１６０では、コイル１６３からケース１６１の側壁を通過して溶鋼２に対して電磁力が付与されるため、ケース１６１は、ケース１５１と同様に、例えば非磁性体ステンレス又はＦＲＰ等の、非磁性で、かつ強度が確保可能な材料によって形成される。

電磁ブレーキコア１６２は、略直方体形状を有する中実の部材であってコイル１６３が設けられる一対の端部１６４と、同じく略直方体形状を有する中実の部材であって当該一対の端部１６４を連結する連結部１６５と、から構成される。電磁ブレーキコア１６２は、連結部１６５から、Ｙ軸方向であって長辺鋳型板１１１に向かう方向に突出するように一対の端部１６４が設けられて構成される。一対の端部１６４が設けられる位置は、溶鋼２に対して電磁力を付与したい位置、すなわち浸漬ノズル６の一対の吐出孔からの吐出流がそれぞれコイル１６３によって磁場が印加される領域を通過するような位置に設けられ得る（図６も参照）。電磁ブレーキコア１６２は、例えば電磁鋼板を積層することにより形成される。

電磁ブレーキコア１６２の端部１６４に対して、Ｙ軸方向を中心軸として導線が巻回されることにより、コイル１６３が形成される。当該コイル１６３の構造は、上述した電磁撹拌装置１５０のコイル１５３と同様である。各端部１６４について、それぞれ、複数のコイル１６３が、Ｙ軸方向に所定の間隔を有して並列されて設けられる。

コイル１６３のそれぞれには、図示しない直流電源が接続される。当該直流電源によって、各コイル１６３に直流電流を印加することにより、溶鋼２に対して吐出流の勢いを弱めるような電磁力が付与され得る。つまり、各端部１６４が磁極となり、一方の端部１６４がＮ極、他方の端部１６４がＳ極となる。したがって、２つの磁極が長辺面に対向することとなる。さらに、２つの磁極間の空間１６４ａに対向する位置に浸漬ノズル６が配置される（図６参照）。なお、他方の長辺にも同様の電極ブレーキコア１６２が配置されるので、磁極は合計２対配置されることになる。また、当該直流電源の駆動は、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。当該制御装置により、各コイル１６３に印加する電流量等が適宜制御され、溶鋼２に対して与えられる電磁力の強さが制御され得る。この直流電源の駆動方法としては、一般的な電磁ブレーキ装置において用いられている各種の公知の方法が適用されてよいため、ここではその詳細な説明を省略する。

電磁ブレーキコア１６２のＸ軸方向の幅Ｗ０、端部１６４のＸ軸方向の幅Ｗ２、及びＸ軸方向における端部１６４間の距離Ｗ３は、電磁撹拌装置１５０によって溶鋼２の所望の範囲に対して電磁力を付与し得るように、すなわち、コイル１６３が溶鋼２に対して適切な位置に配置され得るように、適宜決定され得る。例えば、Ｗ０は１６００ｍｍ程度、Ｗ２は５００ｍｍ程度、Ｗ３は３５０ｍｍ程度である。

ここで、例えば上記特許文献２に開示された電磁ブレーキ装置は、単独の磁極を有する。単独の磁極が鋳型の長辺面外側に設けられており、当該磁極は、幅方向（つまり、長辺面の長さ方向）の両端に亘って伸びている。このような磁極から発生する磁場は、磁束密度が磁極の幅方向中央部分で最大となる特徴を有する。したがって、電磁ブレーキ装置から発生する磁場の磁束密度を高めた場合、浸漬ノズル周囲の磁束密度が極端に高くなる。このため、浸漬ノズルの吐出孔近傍で、静磁場による制動力が過大となり、吐出流は幅方向に広がることなくノズル近傍で上昇流となりやすい。この上昇流は、上述したように、メニスカス付近で幅方向の流れとなり、この幅方向の流れ（すなわち反転流）が電磁撹拌装置による撹拌流を乱す可能性がある。この結果、電磁撹拌の効果と電磁ブレーキの効果とが打ち消しあい、鋳片の品質が低下する可能性があった。具体的には、溶鋼の湯面変動が促進され、ひいては、湯面変動に起因するオシレーションマークの乱れ及びディプレッションが頻繁に発生する可能性がある。

これに対して、本実施形態では、上記のように、２つの端部１６４を有するように、すなわち２つの磁極を有するように、電磁ブレーキ装置１６０が構成される。さらに、２つの磁極間の空間１６４ａに対向する位置に浸漬ノズル６が配置される。かかる構成によれば、例えば、電磁ブレーキ装置１６０を駆動する際に、これら２つの磁極がそれぞれＮ極及びＳ極として機能し、鋳型１１０の幅方向（すなわち、Ｘ軸方向）の略中心近傍の領域の磁束密度が他の領域の磁束密度よりも低下するように、上記制御装置によってコイル１６３への電流の印加を制御することができる。したがって、浸漬ノズルの吐出孔近傍で、静磁場による制動力を低減することができるので、過剰な上昇流の発生を抑制することができる。この結果、電磁ブレーキによって電磁撹拌の効果が損なわれにくくなり、ひいては、電磁ブレーキの効果及び電磁撹拌の効果をより高めることができる。したがって、より幅広い鋳造条件に対応することが可能となる。さらに、電磁撹拌の効果をより効果的に得られることから温度変動がさらに抑制される。さらに、上昇流に起因する湯面変動及び温度変動が抑制される。したがって、凝固シェルの不均一凝固が抑制され、ひいては、鋳片の表面品質が改善される。

なお、図示する構成例では、電磁ブレーキ装置１６０は磁極を２つ有するように構成されているが、本実施形態はかかる例に限定されない。電磁ブレーキ装置１６０は、３つ以上の端部１６４を有し、３つ以上の磁極を有するように構成されてもよい。この場合、各端部１６４のコイル１６３に印加する電流量がそれぞれ適宜調整されることにより、電磁ブレーキに係る溶鋼２への電磁力の印加を更に詳細に制御することが可能となる。すなわち、磁極の数は浸漬ノズル６の近傍で生じる上昇流の程度等に応じて適宜調整されればよく、特に上限値の制限はない。磁極が３つ以上存在する場合であっても、複数の磁極間の空間に対向する位置に浸漬ノズル６を配置することが好ましい。

（２−２．電磁力発生装置の設置位置の詳細）
電磁撹拌装置１５０及び電磁ブレーキ装置１６０の高さ、並びに電磁撹拌装置１５０及び電磁ブレーキ装置１６０のＺ軸方向における設置位置について説明する。

電磁撹拌装置１５０及び電磁ブレーキ装置１６０においては、それぞれ、電磁撹拌コア１５２及び電磁ブレーキコア１６２の高さが大きいほど、電磁力を付与する性能が高いと言える。例えば、電磁ブレーキ装置１６０の性能は、電磁ブレーキコア１６２の端部１６４のＸ−Ｚ平面での断面積（Ｚ軸方向の高さＨ２×Ｘ軸方向の幅Ｗ２）と、印可する直流電流の値と、コイル１６３の巻き数と、に依存する。従って、電磁撹拌装置１５０及び電磁ブレーキ装置１６０をともに鋳型１１０に対して設置する場合には、限られた設置空間において、電磁撹拌コア１５２及び電磁ブレーキコア１６２の設置位置、より詳細には電磁撹拌コア１５２及び電磁ブレーキコア１６２の高さの割合をどのように設定するかが、鋳片３の品質を向上させるために各装置の性能をより効果的に発揮させる観点から、非常に重要である。

なお、連続鋳造において電磁撹拌装置及び電磁ブレーキ装置を両方用いる方法は提案されている。しかしながら、実際には、電磁撹拌装置と電磁ブレーキ装置を両方組み合わせても、電磁撹拌装置又は電磁ブレーキ装置とをそれぞれ単体で使用した場合よりも、鋳片の品質が悪化してしまう場合も少なくない。これは、単純に両方の装置を設置すれば、簡単に両方の装置の長所が得られるというものではなく、各装置の構成や設置位置等によっては、それぞれの長所を打ち消し合ってしまうことが生じ得るからである。それぞれの長所が打ち消し合ってしまうと、溶鋼の湯面変動が促進され、ひいては、湯面変動に起因するオシレーションマークの乱れ及びディプレッションが頻繁に発生する可能性がある。したがって、電磁撹拌装置及び電磁ブレーキ装置を単に組み合わせるだけでは、鋳片の品質向上の効果を十分に得られるとは言えなかった。

これに対して、本実施形態では、以下に説明するように、高速の鋳造であっても鋳片３の品質が確保され得るような、電磁撹拌コア１５２及び電磁ブレーキコア１６２の適切な高さの割合を規定する。これにより、鋳片３の品質を確保しつつ生産性を向上させることが可能になる。

ここで、連続鋳造における鋳造速度は、鋳片サイズや品種により大きく異なるが、一般的に０．６〜２．３ｍ／ｍｉｎ程度であり、１．６ｍ／ｍｉｎを超える連続鋳造は高速鋳造と言われる。従来、高い品質が要求される自動車用外装材等については、鋳造速度が１．６ｍ／ｍｉｎを超えるような高速鋳造では、品質を確保することが困難であるため、１．３〜１．４ｍ／ｍｉｎ程度が一般的な鋳造速度である。

そこで、本実施形態では、上記の事情に鑑みて、例えば、鋳造速度が１．６ｍ／ｍｉｎを超えるような高速鋳造においても、従来のより遅い鋳造速度で連続鋳造を行った場合と同等以上の鋳片３の品質を確保することを具体的な目標として設定する。以下、当該目標を満たし得るような、本実施形態における電磁撹拌コア１５２及び電磁ブレーキコア１６２の高さの割合について、詳細に説明する。

上述したように、本実施形態では、鋳型１１０のＺ軸方向の中央部に電磁撹拌装置１５０及び電磁ブレーキ装置１６０を設置する空間を確保するために、鋳型１１０の上部及び下部に、それぞれ水箱１３０、１４０を配置する。ここで、溶鋼湯面よりも上方に電磁撹拌コア１５２が位置してもその効果を得ることができない。従って、電磁撹拌コア１５２は溶鋼湯面よりも下方に設置されるべきである。また、吐出流に対して効果的に磁場を印加するためには電磁ブレーキコア１６２は浸漬ノズル６の吐出孔付近に位置することが好ましい。上記のように水箱１３０、１４０を配置した場合には、浸漬ノズル６の吐出孔は下部水箱１４０よりもの上方に位置することになるため、電磁ブレーキコア１６２も下部水箱１４０よりも上方に設置されるべきである。従って、電磁撹拌コア１５２及び電磁ブレーキコア１６２を設置することにより効果が得られる空間（以下、有効空間ともいう）の高さＨ０は、溶鋼湯面から下部水箱１４０の上端までの高さとなる（図２参照）。

本実施形態では、当該有効空間を最も有効に活用するために、電磁撹拌コア１５２の上端が溶鋼湯面と略同じ高さになるように、当該電磁撹拌コア１５２を設置する。このとき、電磁撹拌装置１５０の電磁撹拌コア１５２の高さをＨ１、ケース１５１の高さをＨ３とし、電磁ブレーキ装置１６０の電磁ブレーキコア１６２の高さをＨ２、ケース１６１の高さをＨ４とすると、下記数式（１）が成立する。ここで、電磁撹拌コア１５２の高さＨ１は、電磁撹拌コア１５２の上端から下端までの長さ（すなわちＺ軸方向の長さ（鋳造方向距離））であり、ケース１５１の高さＨ３は、ケース１５１の上端から下端までの長さ（すなわちＺ軸方向の長さ）である。電磁ブレーキコア１６２の高さは、電磁ブレーキコア１６２の上端から下端までの長さ（すなわちＺ軸方向の長さ）であり、ケース１６１の高さＨ４は、ケース１６１の上端から下端までの長さ（すなわちＺ軸方向の長さ）である。

換言すれば、上記数式（１）を満たしつつ、電磁撹拌コア１５２の高さＨ１と電磁ブレーキコア１６２の高さＨ２との割合Ｈ１／Ｈ２（以下、コア高さ割合Ｈ１／Ｈ２ともいう）を規定する必要がある。以下、高さＨ０〜Ｈ４についてそれぞれ説明する。

（有効空間の高さＨ０について）
上述したように、電磁撹拌装置１５０及び電磁ブレーキ装置１６０においては、それぞれ、電磁撹拌コア１５２及び電磁ブレーキコア１６２の高さが大きいほど、電磁力を付与する性能が高いと言える。従って、本実施形態では、両装置がその性能をより発揮できるように、有効空間の高さＨ０ができるだけ大きくなるように鋳型設備１０を構成する。具体的には、有効空間の高さＨ０を大きくするためには、鋳型１１０のＺ軸方向の長さを大きくすればよい。一方、上述したように、鋳片３の冷却性を考慮して、溶鋼湯面から鋳型１１０の下端までの長さは１０００ｍｍ程度以下であることが望ましい。そこで、本実施形態では、鋳片３の冷却性を確保しつつ、有効空間の高さＨ０をできるだけ大きくするために、溶鋼湯面から鋳型１１０の下端までが１０００ｍｍ程度になるように鋳型１１０を形成する。

ここで、十分な冷却能力が得られるだけの水量を貯水し得るように下部水箱１４０を構成しようとすると、過去の操業実績等に基づいて、当該下部水箱１４０の高さは少なくとも２００ｍｍ程度は必要となる。従って、有効空間の高さＨ０は、８００ｍｍ程度以下である。

（電磁撹拌装置及び電磁ブレーキ装置のケースの高さＨ３、Ｈ４について）
上述したように、電磁撹拌装置１５０のコイル１５３は、電磁撹拌コア１５２に、断面のサイズが１０ｍｍ×１０ｍｍ程度の導線を２〜４層巻回することにより形成される。従って、コイル１５３まで含めた電磁撹拌コア１５２の高さは、Ｈ１＋８０ｍｍ程度以上となる。ケース１５１の内壁と電磁撹拌コア１５２及びコイル１５３との間の空間を考慮すると、ケース１５１の高さＨ３は、Ｈ１＋２００ｍｍ程度以上となる。

電磁ブレーキ装置１６０についても同様に、コイル１６３まで含めた電磁ブレーキコア１６２の高さは、Ｈ２＋８０ｍｍ程度以上となる。ケース１６１の内壁と電磁ブレーキコア１６２及びコイル１６３との間の空間を考慮すると、ケース１６１の高さＨ４は、Ｈ２＋２００ｍｍ程度以上となる。

（Ｈ１＋Ｈ２が取り得る範囲）
上述したＨ０、Ｈ３、Ｈ４の値を上記数式（１）に代入すると、下記数式（２）が得られる。

つまり、電磁撹拌コア１５２及び電磁ブレーキコア１６２は、その高さの和Ｈ１＋Ｈ２が５００ｍｍ程度以下になるように構成される必要がある。以下、上記数式（２）を満たしつつ、鋳片３の品質向上の効果が十分に得られるような、適切なコア高さ割合Ｈ１／Ｈ２を検討する。

（コア高さ割合Ｈ１／Ｈ２について）
本実施形態では、電磁撹拌の効果がより確実に得られるような電磁撹拌コア１５２の高さＨ１の範囲を規定することにより、コア高さ割合Ｈ１／Ｈ２の適切な範囲を設定する。

上述したように、電磁撹拌では、凝固シェル界面における溶鋼２を流動させることにより、凝固シェル３ａへの不純物の捕捉を抑制する洗浄効果が得られ、鋳片３の表面品質を良化させることができる。一方、鋳型１１０の下方に向かうにつれて、鋳型１１０内での凝固シェル３ａの厚みは大きくなっていく。電磁撹拌の効果は、凝固シェル３ａの内側の未凝固部３ｂに対して及ぼされるものであるから、電磁撹拌コア１５２の高さＨ１は、鋳片３の表面品質をどの程度の厚みまで確保する必要があるかによって決定され得る。

ここで、表面品質が厳格な品種では、鋳造後の鋳片３の表層を数ミリ研削するという工程が実施されることが多い。この研削深さは、２ｍｍ〜５ｍｍ程度である。従って、このような厳格な表面品質が求められる品種では、鋳型１１０内において凝固シェル３ａの厚みが２ｍｍ〜５ｍｍよりも小さい範囲において電磁撹拌を行っても、その電磁撹拌により不純物が低減されている鋳片３の表層は、その後の研削工程によって除去されてしまうこととなる。換言すれば、鋳型１１０内において凝固シェル３ａの厚みが２ｍｍ〜５ｍｍ以上となっている範囲において電磁撹拌を行わないと、鋳片３における表面品質向上の効果を得ることができない。

凝固シェル３ａは、溶鋼湯面から徐々に成長し、その厚みは下記数式（３）で示されることが知られている。ここで、δは凝固シェル３ａの厚み（ｍ）、ｋは冷却能力に依存する定数、ｘは溶鋼湯面からの距離（ｍ）、Ｖｃは鋳造速度（ｍ／ｍｉｎ）である。

上記数式（３）から、凝固シェル３ａの厚みが４ｍｍ又は５ｍｍとなる場合の、鋳造速度（ｍ／ｍｉｎ）と溶鋼湯面からの距離（ｍｍ）との関係を求めた。図７にその結果を示す。図７は、凝固シェル３ａの厚みが４ｍｍ又は５ｍｍとなる場合の、鋳造速度（ｍ／ｍｉｎ）と溶鋼湯面からの距離（ｍｍ）との関係を示す図である。図７では、横軸に鋳造速度を取り、縦軸に溶鋼湯面からの距離を取り、凝固シェル３ａの厚みが４ｍｍとなる場合、及び凝固シェル３ａの厚みが５ｍｍとなる場合における、両者の関係をプロットしている。なお、図７に示す結果を得る際の計算では、一般的な鋳型に対応する値として、ｋ＝１７とした。

例えば、図７に示す結果から、研削される厚みが４ｍｍよりも小さく、凝固シェル３ａの厚みが４ｍｍまでの範囲で溶鋼２を電磁撹拌すればよい場合であれば、電磁撹拌コア１５２の高さＨ１を２００ｍｍとすれば、鋳造速度３．５ｍ／ｍｉｎ以下での連続鋳造において電磁撹拌の効果が得られることが分かる。研削される厚みが５ｍｍよりも小さく、凝固シェル３ａの厚みが５ｍｍまでの範囲で溶鋼２を電磁撹拌すればよい場合であれば、電磁撹拌コア１５２の高さＨ１を３００ｍｍとすれば、鋳造速度３．５ｍ／ｍｉｎ以下での連続鋳造において電磁撹拌の効果が得られることが分かる。なお、この鋳造速度の「３．５ｍ／ｍｉｎ」という値は、一般的な連続鋳造機において、操業上及び設備上可能な最大の鋳造速度に対応している。

ここで、上述したように、本実施形態では、例えば、鋳造速度が１．６ｍ／ｍｉｎを超えるような高速鋳造においても、従来のより遅い鋳造速度で連続鋳造を行った場合と同等の鋳片３の品質を確保することを目標としている。鋳造速度が１．６ｍ／ｍｉｎを超える場合に、凝固シェル３ａの厚みが５ｍｍになっても電磁撹拌の効果を得るためには、図７から、電磁撹拌コア１５２の高さＨ１を少なくとも約１５０ｍｍ以上にしなければならないことが分かる。

以上検討した結果から、本実施形態では、例えば、比較的高速である鋳造速度１．６ｍ／ｍｉｎを超える連続鋳造において、凝固シェル３ａの厚みが５ｍｍになっても電磁撹拌の効果が得られるように、電磁撹拌コア１５２の高さＨ１が約１５０ｍｍ以上になるように、当該電磁撹拌コア１５２を構成する。

電磁ブレーキコア１６２の高さＨ２については、上述したように、当該高さＨ２が大きいほど電磁ブレーキ装置１６０の性能は高い。従って、上記数式（２）から、Ｈ１＋Ｈ２＝５００ｍｍである場合において、上記の電磁撹拌コア１５２の高さＨ１の範囲に対応するＨ２の範囲を求めればよい。すなわち、電磁ブレーキコア１６２の高さＨ２は、約３５０ｍｍとなる。

これらの電磁撹拌コア１５２の高さＨ１及び電磁ブレーキコア１６２の高さＨ２の値から、本実施形態におけるコア高さ割合Ｈ１／Ｈ２は、例えば、下記数式（４）となる。

まとめると、本実施形態では、鋳造速度１．６ｍ／ｍｉｎを超える場合であっても従来のより低速の鋳造速度で連続鋳造を行った場合と同等以上の鋳片３の品質を確保することを目標とする場合には、例えば、電磁撹拌コア１５２の高さＨ１と電磁ブレーキコア１６２の高さＨ２が、上記数式（４）を満たすように、当該電磁撹拌コア１５２及び当該電磁ブレーキコア１６２が構成される。

なお、コア高さ割合Ｈ１／Ｈ２の好ましい上限値は、電磁ブレーキコア１６２の高さＨ２が取り得る最小値によって規定され得る。電磁ブレーキコア１６２の高さＨ２が小さくなるほどコア高さ割合Ｈ１／Ｈ２は大きくなるが、電磁ブレーキコア１６２の高さＨ２が小さ過ぎれば、電磁ブレーキが有効に機能せず、電磁ブレーキによる鋳片３の品質、特に内質向上の効果が得られなくなるからである。電磁ブレーキの効果が十分に発揮され得る電磁ブレーキコア１６２の高さＨ２の最小値は、鋳片サイズや品種、鋳造速度等の鋳造条件に応じて異なる。従って、電磁ブレーキコア１６２の高さＨ２の最小値、すなわちコア高さ割合Ｈ１／Ｈ２の上限値は、例えば下記実施例１〜３に示すような、実際の操業での鋳造条件を模擬した数値解析シミュレーション及び実機試験等に基づいて規定され得る。

以上、本実施形態に係る鋳型設備１０の構成について説明した。なお、以上の説明では、上記数式（４）に示す関係性を得る際に、上記数式（２）からＨ１＋Ｈ２＝５００ｍｍとして、これらの関係性を得ていた。ただし、本実施形態はかかる例に限定されない。上述したように、装置の性能をより発揮するためにはＨ１＋Ｈ２はできるだけ大きい方が好ましいため、上記の例ではＨ１＋Ｈ２＝５００ｍｍとしていた。一方、例えば水箱１３０、１４０、電磁撹拌装置１５０及び電磁ブレーキ装置１６０を設置する際の作業性等を考慮して、Ｚ軸方向においてこれら部材の間に隙間が存在した方が好ましい場合も考えられる。このように作業性等の他の要素をより重視する場合には、必ずしもＨ１＋Ｈ２＝５００ｍｍでなくてもよく、例えばＨ１＋Ｈ２＝４５０ｍｍ等、Ｈ１＋Ｈ２を５００ｍｍよりも小さい値として、コア高さ割合Ｈ１／Ｈ２を設定してもよい。

また、以上の説明では、鋳造速度が１．６ｍ／ｍｉｎを超える場合に、凝固シェル３ａの厚みが５ｍｍになっても電磁撹拌の効果を得るための条件として、図７から、電磁撹拌コア１５２の高さＨ１の最小値約１５０ｍｍを求め、このときのコア高さ割合Ｈ１／Ｈ２の値である０．４３を、当該コア高さ割合Ｈ１／Ｈ２の下限値としていた。ただし、本実施形態はかかる例に限定されない。目標とする鋳造速度がより速く設定される場合には、コア高さ割合Ｈ１／Ｈ２の下限値も変化し得る。つまり、実際の操業において目標とする鋳造速度において、凝固シェル３ａの厚みが５ｍｍになっても電磁撹拌の効果が得られるような電磁撹拌コア１５２の高さＨ１の最小値を図７から求め、そのＨ１の値に対応するコア高さ割合Ｈ１／Ｈ２を、コア高さ割合Ｈ１／Ｈ２の下限値とすればよい。

一例として、作業性等を考慮してＨ１＋Ｈ２＝４５０ｍｍとし、より速い鋳造速度２．０ｍ／ｍｉｎにおいても従来のより低速の鋳造速度で連続鋳造を行った場合と同等以上の鋳片３の品質を確保することを目標とした場合における、コア高さ割合Ｈ１／Ｈ２の条件を求めてみる。まず、図７から、鋳造速度が２．０ｍ／ｍｉｎ以上である場合に、凝固シェル３ａの厚みが５ｍｍになっても電磁撹拌の効果を得るための条件を求める。図７を参照すると、鋳造速度が２．０ｍ／ｍｉｎのときには、溶鋼湯面からの距離が約１７５ｍｍの位置で、凝固シェルの厚みが５ｍｍになる。従って、マージンを考慮すれば、凝固シェル３ａの厚みが５ｍｍになっても電磁撹拌の効果が得られるような電磁撹拌コア１５２の高さＨ１の最小値は、２００ｍｍ程度と求められる。このとき、Ｈ１＋Ｈ２＝４５０ｍｍから、Ｈ２＝２５０ｍｍとなるため、コア高さ割合Ｈ１／Ｈ２に求められる条件は、下記数式（５）で表される。

つまり、本実施形態において、鋳造速度２．０ｍ／ｍｉｎにおいても従来のより低速の鋳造速度で連続鋳造を行った場合と同等以上の鋳片３の品質を確保することを目標とする場合には、少なくとも上記数式（５）を満たすように、電磁撹拌コア１５２及び電磁ブレーキコア１６２を構成すればよい。なお、コア高さ割合Ｈ１／Ｈ２の上限値については、上述したように、実際の操業での鋳造条件を模擬した数値解析シミュレーション及び実機試験等に基づいて規定すればよい。

このように、本実施形態では、鋳造速度を増加させた場合であっても従来のより低速での連続鋳造と同等以上の鋳片の品質（表面品質及び内質）を確保することが可能なコア高さ割合Ｈ１／Ｈ２の範囲は、その目標とする鋳造速度の具体的な値、及びＨ１＋Ｈ２の具体的な値に応じて、変化し得る。従って、コア高さ割合Ｈ１／Ｈ２の適切な範囲を設定する際には、実際の操業時の鋳造条件や、連続鋳造機１の構成等を考慮して、目標とする鋳造速度、及びＨ１＋Ｈ２の値を適宜設定し、そのときのコア高さ割合Ｈ１／Ｈ２の適切な範囲を、以上説明した方法によって適宜求めればよい。

後述の実施例を踏まえると、Ｈ１／Ｈ２は以下の数式（１０１）に示す関係を満たすことが好ましく、以下の数式（１０３）を満たすことがより好ましい。

（３．連続鋳造方法）
次に、上述した連続鋳造機１を用いた連続鋳造方法について説明する。本実施形態では、連続鋳造機１を用いて高合金鋼用の鋳片の連続鋳造を行う。すなわち、溶鋼２は、Ｃ：０．１質量％以下、Ｍｎ：０．０５質量％以上３．０質量％以下、Ｓｉ：０．４質量％以上４．０質量％以下、Ａｌ：０．０１質量％以上３．０質量％以下からなる元素群を含む。高合金鋼の用途等に応じてさらに他の元素を含んでいてもよい。ここで、各成分の質量％は、溶鋼２の総質量に対する質量％を意味するものとする。

（Ｃ：０．１質量％以下）
Ｃ含有量が多いと鋼材の成形性が悪化するのでＣ含有量は０．１質量％以下とする。Ｃ含有量の下限値は特に制限されないが、含有量があまりに低すぎると鋼材の強度が低下することから、Ｃ含有量は０．００５質量％以上であってもよい。

（Ｍｎ：０．０５質量％以上３．０質量％以下）
Ｍｎは鋼材の電気抵抗を高めて鉄損を低減する作用があるため、溶鋼２に０．０５質量％以上添加する。一方、Ｍｎ含有量が多すぎるとγ相が出やすくなり、磁気特性が悪化するため、Ｍｎ含有量は３．０質量％以下とする。

（Ｓｉ：０．４質量％以上４．０質量％以下）
Ｓｉは鋼材の電気抵抗を高めて鉄損を低減する作用があるため、溶鋼２に０．４質量％以上添加する。一方、Ｓｉ含有量が多すぎると磁束密度が小さくなるため、Ｓｉ含有量は４．０質量％以下とする。

（Ａｌ：０．０１質量％以上３．０質量％以下）
ＡｌはＳｉと同じく電気抵抗を高めて鉄損を低減する作用があるため、溶鋼２に０．０１質量％以上添加する。一方、Ａｌ含有量が多すぎると磁束密度が小さくなるため、Ａｌ含有量は３．０質量％以下とする。

連続鋳造を行う際、電磁撹拌装置１５０（すなわち、電磁撹拌コア１５２）による交流磁場の磁束密度（以下、単に「電磁撹拌強度」とも称する）を０．０５Ｔ以上０．２５Ｔ以下とする。電磁撹拌強度が０．０５Ｔ未満となる場合、撹拌による湯面変動の抑制が不十分で、オシレーションマークが深くなり表面割れが発生する。加えて、撹拌流が不十分であるために気泡や介在物のシェルへの捕捉が抑制されず圧延キズが増加する。電磁撹拌密度が０．２５Ｔより大きいときは撹拌流が過大となり、これによる湯面変動の影響が大きくなり表面割れが発生する。さらに溶鋼湯面上に存在する溶融パウダーの巻き込みが顕著で鋳片の品質が悪化する。このことから電磁撹拌強度は０．０５Ｔ以上０．２５Ｔ以下が適正である。なお、特に断りが無い限り、電磁撹拌強度及び後述の電磁ブレーキ強度の単位「Ｔ」はテスラを意味するものとする。

一方、電磁ブレーキ装置１６０（すなわち、電磁ブレーキコア１６２）による静磁場の磁束密度（以下、単に「電磁ブレーキ強度」とも称する）を０．１Ｔ以上０．４Ｔ以下とする。電磁ブレーキ強度が０．１Ｔ未満となる場合、吐出流の制動が十分でなく、短辺側で発生する上昇流により湯面変動が発生し、鋳片の品質が悪化する。電磁ブレーキ強度が０．４Ｔより大きい場合、制動力が過大となり、浸漬ノズル６の近傍へ溶鋼が集中し、湯面変動が大きくなるため表面割れが発生する。このことから、電磁ブレーキ強度は０．１Ｔ以上０．４Ｔ以下が適正である。

なお、従来型の１極（単極）の電磁ブレーキコアを設置した条件では、電磁ブレーキ強度が０．２Ｔより大きいと浸漬ノズル６の近傍へ溶鋼が集中し、湯面変動が大きくなる現象が発生する。したがって、本実施形態のように電磁ブレーキ装置１６０が複数の磁極を有する場合、従来の単極型の電磁ブレーキ装置よりも幅広い磁束密度の範囲で鋳片の品質を向上させることができる。

ここで、電磁撹拌強度及び電磁ブレーキ強度は、鋳型１１０を溶鋼の存在しない冷間状態として測定されたコア中心部（すなわち、電磁撹拌コア１５２及び電磁ブレーキコア１６２の中心部）の磁束密度である。なお、電磁撹拌コア１５２による磁場は交流磁界であるので、磁束密度の時間変化の最大値を電磁撹拌強度の値とする。なお、電磁撹拌強度及び電磁ブレーキ強度と、電磁撹拌装置１５０及び電磁ブレーキ装置１６０への印加条件（電流、周波数）との相関は予め特定できるので、実際の操業では、各装置への印加条件を調整することで、電磁撹拌強度及び電磁ブレーキ強度を調整すれば良い。

上記の操業条件以外は従来の連続鋳造方法と同様に連続鋳造を行えば良い。後述する実施例で示される通り、本実施形態による連続鋳造方法によれば、高合金鋼用の鋳片の生産性を高めた場合であっても、湯面変動を抑制することができ、安定的に鋳片の品質を確保することが可能となる。

本実施形態による鋳型設備１０を連続鋳造に適用することにより鋳造速度を増加させても鋳片の表面品質が確保され得ることを確認するために、数値解析シミュレーションを行った。当該数値解析シミュレーションでは、図２〜図５を参照して説明した本実施形態に係る電磁力発生装置１７０が設置された鋳型設備１０を模した計算モデルを作成し、連続鋳造中における溶鋼内の当該溶鋼及びＡｒガス気泡の挙動を計算した。数値解析シミュレーションの条件は以下の通りである。なお、実施例２も同様の条件で数値解析シミュレーションを行った。

（数値解析シミュレーションの条件）
電磁撹拌装置の電磁撹拌コアの幅Ｗ１：１９００ｍｍ
電磁撹拌装置の電流印加条件：６８０Ａ、３．０Ｈｚ
電磁撹拌装置のコイルの巻き数：２０ターン
電磁ブレーキ装置の電磁ブレーキコアの幅Ｗ２：５００ｍｍ
電磁ブレーキ装置の電磁ブレーキコア間の距離Ｗ３：３５０ｍｍ
電磁ブレーキ装置の電流印加条件：９００Ａ
電磁ブレーキ装置のコイルの巻き数：１２０ターン
鋳造速度：１．４ｍ／ｍｉｎ又は２．０ｍ／ｍｉｎ
鋳型幅：１６００ｍｍ
鋳型厚み：２５０ｍｍ
Ａｒガスの吹き込み量：５ＮＬ／ｍｉｎ

表面品質の評価では、上記の条件の下で流体シミュレーションを行い、連続鋳造機１の溶鋼中における溶鋼の流速、溶鋼の凝固速度、及びＡｒガス気泡の分布を計算し、凝固シェルに捕捉されるＡｒガス気泡を評価した。具体的には、Ａｒガス気泡が凝固シェルに捕捉される確率Ｐ_ｇを、下記数式（６）に示す関数によって算出した。ここで、Ｃ_０は定数、Ｕは凝固界面における溶鋼流速である。

また、このときのＡｒガス気泡が凝固シェルに捕捉される速度η_ｇを、下記数式（７）を用いて算出した。ここで、ｎ_ｇは凝固シェル界面におけるＡｒガス気泡の個数密度、Ｒ_ｓは凝固シェルの凝固速度である。

そして、凝固シェル中のＡｒガス気泡の個数密度Ｓ_ｇを、下記数式（８）を用いて算出した。ここで、Ｕ_ｓは凝固シェルの鋳片の引き抜き方向への移動速度である。

上記数式（８）から算出された、凝固シェル内のＡｒガス気泡の個数密度Ｓ_ｇを時間平均して、鋳片表層から４ｍｍの範囲内に捕捉される直径１ｍｍのＡｒガス気泡の個数をピンホール指数として算出した。ピンホール指数が小さいほど、鋳片の表面品質が高いと言える。なお、以上説明した数値解析シミュレーションによる鋳片の表面品質の評価方法の詳細については、本願出願人による先行出願である特開２０１５−１５７３０９号公報を参照することができる。

なお、表面品質の評価においては、電磁撹拌コア１５２の高さＨ１及び電磁ブレーキコア１６２の高さＨ２については、上記数式（２）に示す関係性を踏まえて、Ｈ１＋Ｈ２＝５００ｍｍとなるような、下記表１に示す８通りの組み合わせでシミュレーションを行った。

また、比較のために、従来の連続鋳造方法の一例として、電磁撹拌装置１５０のみが設置された場合における鋳片の表面品質についても評価した。評価対象とした従来の連続鋳造方法は、図２〜図５に示す鋳型設備１０において電磁ブレーキ装置１６０が取り除かれたものを用いた連続鋳造方法に対応する。また、当該従来の連続鋳造方法についての計算では、電磁撹拌コア１５２の高さＨ１は２５０ｍｍで固定した。従来の連続鋳造方法については、電磁ブレーキ装置１６０が設置されないこと及び電磁撹拌コア１６２の高さＨ１を２５０ｍｍで固定したこと以外は、以上説明した計算方法と同様の方法によって、ピンホール指数を計算した。

表面品質についての数値解析シミュレーション結果を、図８及び図９に示す。図８は、数値解析シミュレーションによって得られた、鋳造速度が１．４ｍ／ｍｉｎである場合における、コア高さ割合Ｈ１／Ｈ２とピンホール指数との関係を示すグラフ図である。図９は、数値解析シミュレーションによって得られた、鋳造速度が２．０ｍ／ｍｉｎである場合における、コア高さ割合Ｈ１／Ｈ２とピンホール指数との関係を示すグラフ図である。図８及び図９では、横軸にコア高さ割合Ｈ１／Ｈ２を取り、縦軸にピンホール指数を取り、両者の関係をプロットしている。また、図８及び図９では、上記の従来の連続鋳造方法におけるピンホール指数の値を、横軸に平行な破線の直線で示している。

図８を参照すると、鋳造速度が１．４ｍ／ｍｉｎである場合には、従来の連続鋳造方法におけるピンホール指数は４０程度である。一方、本実施形態に係る連続鋳造方法においては、コア高さ割合Ｈ１／Ｈ２が０．８２以上である場合には、従来の連続鋳造方法と同等以下のピンホール指数が得られている。特に、コア高さ割合Ｈ１／Ｈ２が１．０以上になると、ピンホール指数が従来の連続鋳造方法よりも低下する。そして、ピンホール指数は、コア高さ割合Ｈ１／Ｈ２の値が大きくなるほど低下する。すなわち、電磁撹拌コア１５２の高さＨ１が、電磁ブレーキコア１６２の高さＨ２に対して大きくなるほど、ピンホール指数が低下し、鋳片３の表面品質は良化すると考えられる。

図９を参照すると、鋳造速度を２．０ｍ／ｍｉｎまで増加させた場合には、従来の連続鋳造方法におけるピンホール指数は８０程度まで悪化する。一方、本実施形態に係る連続鋳造方法において、コア高さ割合Ｈ１／Ｈ２が約０．７０〜約２．７０である場合には、ピンホール指数が従来の連続鋳造方法と同等以下にまで低下する。特に、コア高さ割合Ｈ１／Ｈ２が約１．０〜約１．５である場合には、ピンホール指数が４０程度まで低減しており、鋳造速度を２．０ｍ／ｍｉｎまで増加させた場合であっても、従来の連続鋳造方法によって鋳造速度１．４ｍ／ｍｉｎで連続鋳造を行った場合と同等の表面品質を得ることができることが分かる。

以上の結果から、上記数値解析シミュレーション条件に対応する鋳造条件において、コア高さ割合Ｈ１／Ｈ２を約０．７０〜約２．７０の間のいずれかの値にすれば、少なくとも鋳造速度１．４ｍ／ｍｉｎ〜２．０ｍ／ｍｉｎでの連続鋳造において、従来の連続鋳造方法と同等以上の鋳片の表面品質を確保することが可能になることが分かった。特に、コア高さ割合Ｈ１／Ｈ２を約１．０〜約１．５にすれば、鋳造速度を２．０ｍ／ｍｉｎまで増加させた場合であっても、従来のより低速（具体的には、鋳造速度１．４ｍ／ｍｉｎ）での連続鋳造方法と同等以上の鋳片の表面品質を確保することが可能になることが分かった。

本実施形態による鋳型設備１０を連続鋳造に適用することにより鋳造速度を増加させても鋳片の内質が確保され得ることを確認するために、数値解析シミュレーションを行った。内質については、上述した表面品質の評価時と同様のシミュレーション方法において、Ａｒ気泡ではなく、鋳片の代表的な不純物介在物であるアルミナが、当該鋳片に残存する値を評価した。具体的には、垂直曲げ式の連続鋳造機１を仮定し、連続鋳造中におけるアルミナ粒子の挙動をシミュレーションによって解析し、その垂直部より下方まで沈降するアルミナ粒子はそのまま鋳片に残留するとみなして、鋳片の所定の体積中のアルミナ粒子の個数を内質指数として算出した。この際、連続鋳造機１の垂直部長さを３ｍとした。また、アルミナ粒子の直径は０．４ｍｍとし、アルミナ粒子の比重は３９９０ｋｇ／ｍ^３とした。内質指数が小さいほど、鋳片の内質が高いと言える。

なお、内質の評価においては、電磁撹拌コアの高さＨ１及び電磁ブレーキコアの高さＨ２については、上記数式（２）に示す関係性を踏まえて、Ｈ１＋Ｈ２＝４５０ｍｍとなるような、下記表２に示す４通りの組み合わせでシミュレーションを行った。

また、内質についても、比較のために、従来の連続鋳造方法の一例として、電磁撹拌装置１５０のみが設置された場合における内質についても評価した。評価対象とした従来の連続鋳造方法は、上述した表面品質の評価時と同様に、図２〜図５に示す本実施形態に係る鋳型設備１０において電磁ブレーキ装置１６０が取り除かれたものを用いた連続鋳造方法である。また、電磁撹拌装置１５０の電磁撹拌コア１５２の高さＨ１は２５０ｍｍに固定している。

内質についての数値解析シミュレーション結果を、図１０に示す。図１０は、数値解析シミュレーションによって得られた、鋳造速度と内質指数との関係を示すグラフ図である。図１０では、横軸に鋳造速度を取り、縦軸に内質指数を取り、上記表２に示す各コア高さ割合Ｈ１／Ｈ２の値に対応する、鋳造速度及び内質指数の関係をプロットしている。また、図１０では、上記の従来の連続鋳造方法による結果を併せてプロットしている。

図１０を参照すると、従来の連続鋳造方法では、一般的な鋳造速度１．４ｍ／ｍｉｎの場合における内質指数は約４０であり、当該内質指数は、鋳造速度が増加するにつれて著しく増加している（すなわち、鋳造速度が増加するにつれて鋳片の内質が著しく悪化している）。

一方、本実施形態に係る連続鋳造方法では、コア高さ割合Ｈ１／Ｈ２が１．５以下である場合には、鋳造速度を２．０ｍ／ｍｉｎ程度まで増加させても、内質指数が４０よりも小さく抑えられており、従来の連続鋳造方法において鋳造速度が１．４ｍ／ｍｉｎである場合よりも良好な内質を得ることができる。コア高さ割合Ｈ１／Ｈ２が２．０の場合でも、鋳造速度が２．４ｍ／ｍｉｎの場合には，内質指数が約６０であり、従来の連続鋳造方法において鋳造速度が１．６ｍ／ｍｉｎである場合と同等の内質が確保できる。以上の結果から、鋳造速度を高速にしても従来と同等以下の鋳片の内質を確保するためには、コア高さ割合Ｈ１／Ｈ２を２．０以下、より好ましくは１．５以下とすればよい。

以上の結果から、上記数値解析シミュレーション条件に対応する鋳造条件において、コア高さ割合Ｈ１／Ｈ２を約１．５以下のいずれかの値にすれば、鋳造速度２．０ｍ／ｍｉｎでの連続鋳造において、鋳造速度１．４ｍ／ｍｉｎでの従来の連続鋳造方法と同等以下の鋳片の内質を確保することが可能になることが分かった。また、コア高さ割合Ｈ１／Ｈ２を約２．０以下のいずれかの値にすれば、鋳造速度２．４ｍ／ｍｉｎでの連続鋳造において、鋳造速度１．６ｍ／ｍｉｎでの従来の連続鋳造方法と同等以下の鋳片の内質を確保することが可能になることが分かった。

本実施形態の効果を更に確認するために、実機試験を行った。当該実機試験では、実際に操業に用いている連続鋳造機に、図２〜図５を参照して説明した本実施形態に係る電磁力発生装置１７０を設置し、当該連続鋳造機１を用いて、コア高さ割合Ｈ１／Ｈ２、及び鋳造速度を様々に変化させながら、実際に連続鋳造を行った。鋳型１１０は銅製水冷式（水冷銅鋳型）で高さ（鋳型の上端から下端までの長さ）が９００ｍｍであり、矩形断面を有する。連続鋳造機１は垂直曲げ式とした。二次冷却の比水量は１．５〜２．５Ｌ／ｋｇ−ｓｔｅｅｌとした。浸漬ノズル６のアルゴンガスの吹き込み量は７ＮＬ／ｍｉｎとした。電磁撹拌コア１５２の上端を鋳型の上端から１００ｍｍの位置に配置し、電磁ブレーキコア１６２の上端を電磁撹拌コアの下端から１５０ｍｍの位置に配置した。そして、鋳造された鋳片の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。具体的には、鋳片表面を探傷可能なように平滑に研削し（１−２ｍｍ程度）、表面に存在する気泡欠陥や介在物欠陥を目視で調査した。また、超音波探傷検査では、鋳片の表面から厚み中心に向かった超音波のエコーから気泡欠陥や介在物欠陥を検出した。また、比較のため、電磁撹拌装置のみを設置した従来の連続鋳造方法についても、連続鋳造を行い、その鋳片の品質を同様の方法によって調査した。従来の連続鋳造方法は、上述した数値解析シミュレーション時と同様に、図２〜図５に示す本実施形態に係る鋳型設備１０において電磁ブレーキ装置１６０が取り除かれたものを用いた連続鋳造方法である。また、従来の連続鋳造方法における鋳造速度は１．４ｍ／ｍｉｎ、電磁撹拌装置１５０の電磁撹拌コア１５２の高さＨ１は２００ｍｍとした。

また、浸漬ノズルについては、本実施形態及び従来の連続鋳造方法とも、その吐出孔が下向き４５°のものを用い、吐出孔上端の溶鋼湯面からの深さは２７０ｍｍとした。

結果を、下記表３に示す。表３では、鋳片の品質については、従来の連続鋳造方法における品質を基準として、当該従来の連続鋳造方法よりも良い品質（つまり、欠陥が少ない）が得られた場合には「○」、当該従来の連続鋳造方法と同程度の品質（つまり、欠陥の数が同程度）が得られた場合には「△」、当該従来の連続鋳造方法よりも悪い品質（つまり、欠陥の数が多い）が得られた場合には「×」を付すことにより表現している。

本実施例では、鋳造速度を２．０ｍ／ｍｉｎまで増加させた場合であっても、従来のより低速（具体的には、鋳造速度１．６ｍ／ｍｉｎ）での連続鋳造方法よりも優れた鋳片の品質（表面品質及び内質）を確保することが可能なコア高さ割合Ｈ１／Ｈ２の範囲を調査した。表３に示す結果から、上記実機試験に対応する鋳造条件においては、コア高さ割合Ｈ１／Ｈ２の値を約０．８０〜約２．３３にすることにより、鋳造速度を２．０ｍ／ｍｉｎまで増加させた場合であっても、より低速での従来の連続鋳造方法よりも優れた鋳片の品質を確保することが可能になることが分かった。換言すれば、本実施例の結果から、本発明を適用し、コア高さ割合Ｈ１／Ｈ２の値を約０．８０〜約２．３３にすることにより、鋳片の品質を確保しつつ、鋳造速度を２．０ｍ／ｍｉｎまで増加させ、生産性を向上させることが可能になることが示された。また、同様に、表３に示す結果から、上記実機試験に対応する鋳造条件においては、コア高さ割合Ｈ１／Ｈ２の値を約１．００〜約２．００にすることにより、鋳造速度を２．２ｍ／ｍｉｎまで増加させた場合であっても、より低速での従来の連続鋳造方法よりも優れた鋳片の品質を確保することが可能になることが分かった。

実施例４では、高合金鋼の連続鋳造方法に関する実機試験を行った。当該実機試験では、実際に操業に用いている連続鋳造機に、図２〜図５を参照して説明した本実施形態に係る電磁力発生装置１７０を設置し、当該連続鋳造機１を用いて、電磁撹拌強度及び電磁ブレーキ強度等を様々に変更して高合金鋼の連続鋳造を行った。ここで、鋳型は銅製水冷式（水冷銅鋳型）で高さ（鋳型の上端から下端までの長さ）が９００ｍｍの矩形断面を有する。連続鋳造機１の形式は垂直曲げ式とした。また、Ｃが０．０１質量％、Ｍｎが０．５質量％、Ｓｉが２．０質量％、Ｐが０．０１２質量％、Ｓが０．００２５質量％、Ａｌが０．８質量％、残部が鉄及び不可避的不純物の溶鋼を用い、二次冷却の比水量は１．５−２．５Ｌ／ｋｇ−ｓｔｅｅｌとした。浸漬ノズルのアルゴンガスの吹き込み量は７ＮＬ／ｍｉｎとした。電磁撹拌コア１５２の上端の位置は鋳型１１０の上端から１００ｍｍとし、電磁撹拌コア１５２の上端から下端までの高さ（鋳造方向距離）Ｈ１は２５０ｍｍとした。電磁ブレーキコア１６２の上端の位置は鋳型１１０の上端から５００ｍｍとし、電磁ブレーキコア１６２の上端から下端までの高さＨ２は２００ｍｍとした。したがって、コア高さ割合Ｈ１／Ｈ２は、２５０／２００＝１．２５となり、数式（１０１）の条件を満たす。

連続鋳造後、トーチでカットした鋳片（スラブ）の表面を目視にて観察し、表面がへこんでいるディプレッションの個数をカウントした。そして、鋳片の表面積当たりのディプレッション指数を算出した。ディプレッション指数が０．１個／ｍ^２以下であれば圧延での疵が発生しないことをあらかじめ確認している。ここで、深さが概ね１ｍｍ以上となる凹みをディプレッションとしてカウントした。

（発明例１）
発明例１は、以下の各発明例、比較例のベースとなるものである。発明例１では、鋳片厚み（スラブ厚み）、鋳片幅（スラブ幅）を薄板向け連鋳機で一般的なサイズである２５０ｍｍ厚、１２５０ｍｍ幅とした。鋳造速度は、浸漬ノズルからの吐出流が撹拌に悪影響を及ぼし始めるとされる１．３ｍ／ｍｉｎとした。電磁撹拌強度、電磁ブレーキ強度はあらかじめ実施した流動解析（実施例１に示した数値解析シミュレーション。条件も実施例１と同様とした）を基に設定し、鋳型内における溶鋼の流動が均一になる条件である０．１５Ｔ、０．３Ｔとした。電磁ブレーキコア数（すなわち、長辺面に対向する磁極の数）は、吐出孔付近の静磁場強度を小さくできる２個（長辺面の片面あたり２個。すなわち、両面で２対）とした。この条件は本実施形態の範囲内であり、ディプレッション指数は０であり良好であった。

（発明例２）
発明例２では、発明例１に対し鋳片幅を大きくし、電磁撹拌および電磁ブレーキ強度条件を実施例１と同様とした。発明例２ではスループットの増大により湯面変動が大きくなりやすいが、ディプレッション指数は０であり良好であった。

（発明例３）
発明例３では、発明例１に対し電磁撹拌および電磁ブレーキ強度を本実施形態の範囲内で共に大きくした。発明例３でも発明例１と同様にディプレッションは発生せず、電磁撹拌および電磁ブレーキの効果が打ち消しあう状況は見られなかった。

（発明例４）
発明例４では、発明例１に対し電磁撹拌および電磁ブレーキ強度を本実施形態の範囲内で共に小さくした。発明例４では、ディプレッション指数は発明例１に比べやや悪化したものの、製品への影響のないレベルであった。

（発明例５）
発明例５では、発明例１に対し鋳造速度を大きくした。発明例５ではスループットの増大により湯面変動が大きくなりやすいが、ディプレッション指数は発明例１に比べやや悪化したものの、製品への影響のないレベルであった。

（発明例６）
発明例６では、発明例１に比べ鋳造速度及び鋳片幅を大きくした。さらに、発明例１に対し電磁ブレーキ強度を本実施形態の範囲内で大きくした。発明例６ではスループットの増大により湯面変動が大きくなりやすいが、ディプレッション指数は発明例１に比べやや悪化したものの、製品への影響のないレベルであった。

（発明例７）
発明例７では、発明例１に比べ鋳造速度をさらに大きくした。発明例７ではスループットの増大により湯面変動が大きくなりやすいが、ディプレッション指数は発明例１に比べやや悪化したものの、製品への影響のないレベルであった。

（発明例８）
発明例８では、発明例１に比べ鋳片幅を大きく、鋳造速度をさらに大きくした。さらに、発明例１に対し電磁ブレーキ強度を本実施形態の範囲内で大きくした。発明例８ではスループットの増大により湯面変動が大きくなりやすいが、ディプレッション指数は発明例１に比べやや悪化したものの、製品への影響のないレベルであった。

（比較例１）
比較例１では、電磁撹拌装置１５０のみを鋳型に設置した。つまり、電磁ブレーキ装置１６０を鋳型に設置しなかった。比較例１では、短辺側での吐出流の反転流が湯面変動を引き起こし、ディプレッション指数が悪化して、不合格となるレベルであった。

（比較例２）
比較例２では、電磁撹拌装置１５０と電磁ブレーキ装置１６０を鋳型１１０に設置した。ただし、電磁ブレーキコア１６２を両面で１対とした。つまり、各長辺面に単極の電磁ブレーキコア１６２を設置した。比較例２の電磁ブレーキ強度は０．２Ｔであり、発明例１等の電磁ブレーキ強度よりも小さくなっている。しかしながら、比較例２では、電磁ブレーキコア１６２が単極となっている。したがって、比較例２では、本発明例１等のように電磁ブレーキコア１６２を２対とした場合と比べ、幅方向中央部分での磁場が大きくなり、吐出流が過度に制動され幅方向中央での上昇流が形成されたと考えられる。この結果、湯面変動が大きくなり、ディプレッション指数が不合格レベルとなった。

（比較例３）
比較例３では、電磁撹拌装置１５０と電磁ブレーキ装置１６０を鋳型に設置した。ただし、電磁撹拌強度を本実施形態の範囲未満の０．０４Ｔとした。このため、撹拌力が不十分で、湯面変動を抑制するのに十分な撹拌流が溶鋼に与えられず、ディプレッション指数が悪化し、不合格となるレベルとなった。

（比較例４）
比較例４では、電磁撹拌装置１５０と電磁ブレーキ装置１６０を鋳型に設置し、電磁撹拌強度を本実施形態の範囲内の０．１５Ｔとした。ただし、電磁ブレーキ強度を本実施形態の範囲よりも小さい０．０８Ｔとした。このため、比較例４では、吐出流により形成される反転流の抑制が不十分で、湯面変動を引き起こし、ディプレッション指数が悪化して、不合格となるレベルとなった。

（比較例５）
比較例５では、電磁撹拌装置１５０と電磁ブレーキ装置１６０を鋳型に設置し、電磁撹拌強度を本実施形態の範囲よりも大きい０．３Ｔとした。このため、比較例５では、撹拌が強すぎ、これが湯面変動を引き起こしため、ディプレッション指数が悪化して、不合格となるレベルとなった。

（比較例６）
比較例６では、電磁撹拌装置１５０と電磁ブレーキ装置１６０を鋳型に設置し、電磁撹拌強度を本実施形態の範囲内の０．１５Ｔとした。ただし、電磁ブレーキ強度を本実施形態の範囲よりも大きい０．５Ｔとした。このため、浸漬ノズル６の近傍に溶鋼が集積することで鋳片の幅方向中央部分での湯面変動が大きくなり、ディプレッション指数が悪化して、不合格となるレベルとなった。

結果を表４にまとめて示す。発明例１〜８では鋳造の品質が良好となったが、比較例１〜６では鋳造の品質に問題が見受けられた。

（４．補足）
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、本発明はかか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、各種の変更例または修正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。

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
１０ 鋳型設備
１１０ 鋳型
１１１ 長辺鋳型板
１１２ 短辺鋳型板
１２１、１２２、１２３ バックアッププレート
１３０ 上部水箱
１４０ 下部水箱
１５０ 電磁撹拌装置
１５１ ケース
１５２ 電磁撹拌コア
１５３ コイル
１６０ 電磁ブレーキ装置
１６１ ケース
１６２ 電磁ブレーキコア
１６３ コイル
１６４ 端部
１６５ 連結部
１７０ 電磁力発生装置

Claims (3)

1. Ｃ：０．１質量％以下、Ｍｎ：０．０５質量％以上３．０質量％以下、Ｓｉ：０．４質量％以上４．０質量％以下、Ａｌ：０．０１質量％以上３．０質量％以下からなる元素群を含む溶鋼を連続鋳造する連続鋳造方法であって、
   鋳型上部の長辺面外側に設置された電磁撹拌コアを用いて鋳型内の溶鋼に交流磁場を印加する一方で、鋳型下部の長辺面外側に設置され、複数の磁極が前記長辺面に対向する電磁ブレーキコアを用いて前記溶鋼に静磁場を印加し、
   前記電磁撹拌コアによる交流磁場の磁束密度を０．０５Ｔ以上０．２５Ｔ以下、前記電磁ブレーキコアによる静磁場の磁束密度を０．１Ｔ以上０．４Ｔ以下とし、
   前記複数の磁極間の空間に対向する位置に浸漬ノズルを配置することを特徴とする、連続鋳造方法。
2. 前記電磁撹拌コアの高さＨ１、及び前記電磁ブレーキコアの高さＨ２が、下記数式（１０１）に示す関係を満たすことを特徴とする、請求項１記載の連続鋳造方法。
   

   
3. 前記電磁撹拌コアの高さＨ１、及び前記電磁ブレーキコアの高さＨ２が、下記数式（１０３）に示す関係を満たすことを特徴とする、請求項１記載の連続鋳造方法。
   

   

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