JP7247777B2 - 鋼の連続鋳造方法 - Google Patents

Description

本発明は、電磁攪拌と電磁ブレーキを兼用可能な電磁コイル装置を使用して、鋳型内に供給された溶鋼の流動制御を行いつつ鋼を連続鋳造する方法に関するものである。

鋼の連続鋳造は、２つの吐出口を有する浸漬ノズルを用いて鋳型内に溶鋼を供給するのが一般的である。この一般的な連続鋳造法における鋳型内溶鋼の流動状態を、図４に模式的に示す。浸漬ノズル１の吐出口１ａから鋳型３内に供給された溶鋼２は、図４に示すように、鋳型３の短辺３ａに衝突した後、上昇流２ａと下降流２ｂに分岐する。このうち、上昇流２ａは、メニスカス位置（鋳型内の溶鋼湯面位置）４において浸漬ノズル１へ向かう水平流となる。なお、図４中の５はパウダー、６は凝固シェルを示す。

鋳型内における前記溶鋼流動の制御は、操業上ならびに鋳片の品質管理上、極めて重要であり、前記溶鋼流動の制御方法として、浸漬ノズルの形状を工夫する方法、鋳型内の溶鋼に電磁力を作用させる方法などがある。

このうち、溶鋼に電磁力を作用させる方法が広く採用されており、浸漬ノズルから鋳型内に吐出された溶鋼に制動力を作用させる電磁ブレーキと、鋳型内に供給された溶鋼を攪拌する電磁攪拌に大別される。

電磁ブレーキは、図５に示したように、鋳型３の長辺３ｂの外周側に設けた電磁コイル７に直流電流を印加して鋳型３を貫通する静磁場を発生させ、浸漬ノズル１から鋳型３内に吐出された溶鋼２の流動に対して反対向きのローレンツ力Ｆを働かせる手法である。なお、図５中の矢印は、溶鋼２の流れ方向を示す。

そして、前記静磁場によって浸漬ノズル１から鋳型３内に吐出された溶鋼２の流動を制動し、凝固シェル６の不均一凝固を抑制すると共に、凝固シェル６の再溶解を防止する。凝固シェルの不均一凝固抑制は、鋳片表面の割れ抑制に効果的であり、凝固シェルの再溶解抑制は、凝固シェルの厚さ不足によるブレークアウト防止に効果的である。なお、ブレークアウトとは、凝固シェルが破断して溶鋼が漏れ出し、連続鋳造の継続が不能となるトラブルをいう。

一方、電磁攪拌は、図６に示したように、電磁コイル７に交流電流を印加して鋳型３の長辺３ｂに沿って一方向に移動する磁場を発生させ、メニスカス位置４の近傍の溶鋼２に鋳型３の長辺３ｂに沿って一方向のローレンツ力Ｆを働かせる手法である。

このとき、鋳型の固定側と自由側とで、形成させる移動磁場の方向を反対向きとすることで、メニスカス位置近傍の溶鋼に対して、横断面で見た場合に鋳型内を旋回する流れを形成する。ここで、鋳型の固定側とは垂直曲げ型或いは曲げ型の連続鋳造機において円弧の外側を、また、自由側とは円弧の内側を指し、鋳型の厚み方向を特定する。

鋳型内のメニスカス位置近傍を旋回する溶鋼流れにより、凝固シェル界面に捕捉される気泡やパウダー等の介在物に対してウォッシング効果が働き、気泡や介在物の溶鋼湯面への浮上促進に効果を奏する。なお、ウォッシング効果とは、凝固シェル－溶鋼界面に流動がある場合に気泡や介在物が付着しにくくなる効果をいう。

電磁ブレーキと電磁攪拌は、それぞれに長所と短所を有するが、一般的には、単位時間当たりの溶鋼供給量が多い高スループット鋳造（高速鋳造）時は電磁ブレーキが、また、単位時間当たりの溶鋼供給量が少ない低スループット鋳造（低速鋳造）時は電磁攪拌が用いられている。

これらの電磁ブレーキ、電磁攪拌に使用する電磁コイル装置は、通常、何れか一つの機能しか有していない。

そこで、例えば特許文献１，２に開示された装置に代表されるような、電磁ブレーキと電磁攪拌の両機能を兼用することが可能な電磁コイル装置（以後、兼用コイル装置と言う。）が開発された。

この兼用コイル装置は、電流印加条件を切り替えることにより、同一のコイルを用いて、連続鋳造中、メニスカス位置で電磁攪拌を、また、浸漬ノズルの吐出口部で電磁ブレーキを作用させることが可能である。

この兼用コイル装置により、連続鋳造中の電磁攪拌と電磁ブレーキの切り替えによる品質や操業性の改善、設備のコンパクト化などのメリットを享受できるようになった。

また、兼用コイル装置を用いた連続鋳造において、電磁ブレーキと電磁攪拌の前記長所や短所を考慮し、特許文献３のように、溶鋼の成分組成と、単位時間当たりの溶鋼供給量によって、電磁攪拌と電磁ブレーキを切り替える手法があるが、この手法で切り替える場合、以下の課題が存在する。

電磁攪拌は、浸漬ノズルから吐出された溶鋼の上昇流からの浸漬ノズルへと向かう流れを加速または打ち消して反対向きの流れとすることで、鋳型断面を旋回する流れを形成している。そして、この旋回流によって、メニスカス位置における溶鋼流速を上昇させ、気泡や介在物の凝固シェルへの捕捉を防止するのと共に、溶鋼温度が低い際に生じるメニスカス位置での皮張りを抑制するので、表面疵の防止に効果がある。

しかしながら、鋳型に供給される溶鋼量が多い場合の電磁攪拌適用において、連々鋳直後などの溶鋼温度が高い場合、攪拌流動によって凝固シェルの再溶解が促進される。凝固シェルの再溶解が促進されると、凝固シェルの厚みが不足し、ブレークアウトのリスクが高くなる。なお、連々鋳とは、連続鋳造を中断せず、多数のヒートを連続的に鋳込むことをいい、連々鋳直後は鋳造中の溶鋼温度の低下代を補うために溶鋼温度が高くなっている。

一方、電磁ブレーキは、浸漬ノズルから吐出される溶鋼の流速を低下させることで、凝固シェルに衝突する溶鋼の流速を低下させ、不均一凝固に起因する割れの緩和や、凝固シェルの再溶解抑制によるブレークアウト防止に効果がある。特に、溶鋼温度が高い場合には、不均一凝固や凝固シェルの再溶解が顕著になるため、電磁ブレーキは更に重要となる。

しかしながら、鋳型に供給される溶鋼量が少ない場合の電磁ブレーキ適用において、溶鋼の温度が低い場合、メニスカス位置における熱流束不足により、メニスカス位置で皮張りが発生し、介在物や気泡性欠陥の増加につながる。

特許第５０２３９８９号公報 特許第５０２３９９０号公報 特許第４９６７８５６号公報

本発明が解決しようとする課題は、兼用コイル装置を用いて鋼を連続鋳造する際に、供給する溶鋼量だけで電磁攪拌と電磁ブレーキの切り替えを行う場合、操業条件によっては必ずしも十分な効果を得ることができないという点である。

本発明の鋼の連続鋳造方法は、
兼用コイル装置の切り替えを最適に行うことを目的としたもので、
例えば、図１に示すような、
２個の磁極鉄芯８ａと、この磁極鉄芯８ａのそれぞれの外周部に巻き回した２個のコイル８ｂと、２個の磁極鉄芯８ａを合わせた外周部に巻き回した１個のコイル８ｃを有する電磁コイルを、鋳型長辺３ｂの外周に、各長辺３ｂで同じ個数で、鋳型長辺３ｂの外周合計で（２ｎ＋２）個（ｎは自然数）配置し、
鋳型内溶鋼２を電磁攪拌する際には、全ての前記電磁コイルにおける各コイル８ｂ，８ｃに、電流位相差が９０度から１２０度の３相以上の多相交流電流を通電し、
鋳型内溶鋼２に電磁ブレーキを作用させる際には、前記各電磁コイル当たり、前記２個の磁極鉄芯８ａを合わせた外周部に巻き回された１個の前記コイル８ｃに直流電流を通電するか、またはこれら３個のコイル８ｂ，８ｃに直流電流を通電する、兼用コイル装置８を用いた鋼の連続鋳造方法である。

そして、本発明では、
鋳型に供給する溶鋼の成分組成と、タンディッシュ内溶鋼の過熱度ΔＴ（℃、ΔＴ≧０）と、鋳造速度Ｖｃ（m／min、Ｖｃ＞０）及び浸漬ノズルの浸漬深さＸ（mm、Ｘ＞０）に応じて、電磁攪拌または電磁ブレーキを選択的に切り替えることを最も主要な特徴としている。なお、本発明において、浸漬ノズルの浸漬深さとは、メニスカス位置から浸漬ノズルの吐出口における鋳造方向中心位置までの距離をいう。

ここで、タンディッシュ内溶鋼の過熱度とは、タンディッシュ内の溶鋼温度から液相線温度を引いた差であり、溶鋼の過熱度は、溶鋼の流動性、鋳片の健全性に大きな影響を及ぼす重要な制御因子である。

より具体的には、鋳型に供給する溶鋼の成分組成、タンディッシュ内溶鋼の過熱度ΔＴ（℃）、鋳造速度Ｖｃ（m／min）及び浸漬ノズルの浸漬深さＸ（mm）に応じて、以下のように決定する。

（鋳型に供給する溶鋼の成分炭素濃度が、０．０７質量％以上、０．１８質量％以下の場合）
浸漬ノズルの浸漬深さＸが２３０mm未満の場合は、下記（１）式が成立する領域には電磁攪拌を適用し、下記（１）式が成立しない領域には電磁ブレーキを適用する（図２（ａ）参照）。
「ΔＴ－８≦－１．１４Ｖｃ」∩「Ｖｃ≦１．７４」…（１）

また、浸漬ノズルの浸漬深さＸが２３０mm以上の場合は、下記（２）式が成立する領域には電磁攪拌を適用し、下記（２）式が成立しない領域には電磁ブレーキを適用する（図３（ａ）参照）。
「ΔＴ－８≦－１．１４Ｖｃ」∩「Ｖｃ≦１．７４」もしくは「ΔＴ≦４０」∩「Ｖｃ≦１．１４」もしくは「ΔＴ≦３３」∩「Ｖｃ≦１．２４」…（２）

（鋳型に供給する溶鋼の成分炭素濃度が、０．００５０質量％を超え、０．０７質量％未満の場合）
浸漬ノズルの浸漬深さＸが２３０mm未満の場合は、下記（３）式が成立する領域には電磁攪拌を適用し、下記（３）式が成立しない領域には電磁ブレーキを適用する（図２（ｂ）参照）。
「ΔＴ－１２≦－１．４６Ｖｃ」∩「Ｖｃ≦２．０４」…（３）

また、浸漬ノズルの浸漬深さＸが２３０mm以上の場合は、下記（４）式が成立する領域には電磁攪拌を適用し、下記（４）式が成立しない領域には電磁ブレーキを適用する（図３（ｂ）参照）。
「ΔＴ－１２≦－１．４６Ｖｃ」∩「Ｖｃ≦２．０４」もしくは「ΔＴ≦４０」∩「Ｖｃ≦１．２４」もしくは「ΔＴ≦３５」∩「Ｖｃ≦１．４４」…（４）

（鋳型に供給する溶鋼の成分炭素濃度が、０．００５０質量％以下の場合）
浸漬ノズルの浸漬深さＸが２３０mm未満の場合は、下記（５）式が成立する領域には電磁攪拌を適用し、下記（５）式が成立しない領域には電磁ブレーキを適用する（図２（ｃ）参照）。
「ΔＴ－４０≦－３．４２Ｖｃ」∩「Ｖｃ≦１．７４」…（５）

また、浸漬ノズルの浸漬深さＸが２３０mm以上の場合は、下記（６）式が成立する領域には電磁攪拌を適用し、下記（６）式が成立しない領域には電磁ブレーキを適用する（図３（ｃ）参照）。
「ΔＴ－４０≦－３．４２Ｖｃ」∩「Ｖｃ≦１．７４」もしくは「ΔＴ≦４０」∩「Ｖｃ≦１．３４」…（６）

本発明の鋼の連続鋳造方法によれば、連続鋳造における操業が安定するのと共に、品質の良好な鋳片を安定的に得ることができるようになる。

本発明の鋼の連続鋳造方法に使用する兼用コイル装置の一例を説明する図で、（ａ）は水平断面図、（ｂ）は垂直断面図である。 浸漬ノズルの浸漬深さが２３０mm未満の場合における本発明による電磁攪拌と電磁ブレーキの適用領域を示した図で、鋳型に供給する溶鋼の成分炭素濃度が、（ａ）は０．０７質量％以上、０．１８質量％以下の場合、（ｂ）は０．００５０質量％を超え、０．０７質量％未満の場合、（ｃ）は０．００５０質量％以下の場合である。 浸漬ノズルの浸漬深さが２３０mm以上の場合における本発明による電磁攪拌と電磁ブレーキの適用領域を示した図２と同様の図である。 連続鋳造法における鋳型内溶鋼の一般的な流動状態を模式的に示す縦断面図である。 浸漬ノズルから鋳型内に吐出された溶鋼に制動力を作用させる電磁ブレーキを適用した場合の鋳型内溶鋼の流動状態を模式的に示した図で、（ａ）は平面図、（ｂ）は縦断面図である。 浸漬ノズルから鋳型内に吐出された溶鋼を攪拌する電磁攪拌を適用した場合の鋳型内溶鋼の流動状態を模式的に示した図で、（ａ）は平面図、（ｂ）は縦断面図である。

以下、本発明の課題を解決するために発明者らが行った試験の結果について説明し、併せて本発明を実施した場合の効果について説明する。

（炭素濃度が０．０９質量％の中炭素鋼の連続鋳造）
Ａ．浸漬ノズルの浸漬深さが２２０mmの場合
鋳造速度Ｖｃが０．８０m／min、タンディッシュ内溶鋼の過熱度ΔＴが１５℃の条件で電磁攪拌を適用した場合、凝固シェル短辺のホワイトライン観察により、凝固不均一度の悪化を確認した。なお、ホワイトラインとは、鋳型内の溶鋼流動により、凝固シェル前面のデンドライト樹枝間における偏析成分の濃化溶鋼が洗い流されて負偏析を形成することにより観察される偏析線であり、鋳型内での凝固シェルの厚みを推測する指標となる。

また、鋳造速度Ｖｃが１．１７m／min、タンディッシュ内溶鋼の過熱度ΔＴが５℃の条件で電磁ブレーキを適用した場合、鋳片表層の高周波超音波探傷（超音波を用いて試験片中の気泡や介在物の分布や径を三次元的にマッピングする手法）により、パウダー等の介在物増加を確認した。

Ｂ．浸漬ノズルの浸漬深さが２３０mmの場合
鋳造速度Ｖｃが１．２３m／min、タンディッシュ内溶鋼の過熱度ΔＴが３３℃の条件で電磁攪拌を適用した場合、鋳片表層に異常が発生しないことを確認した。

タンディッシュ内溶鋼の過熱度ΔＴが３３℃で、鋳造速度Ｖｃを１．２３m／minとした場合において、電磁攪拌を適用したスラブは、電磁ブレーキを適用したスラブより、表面の介在物個数が大幅に低減することが確認された。

（炭素濃度が０．０４質量％の低炭素鋼の連続鋳造）
Ａ．浸漬ノズルの浸漬深さが２２０mmの場合
鋳造速度Ｖｃが１．４６m／min、タンディッシュ内溶鋼の過熱度ΔＴが２７℃の条件で電磁攪拌を適用した場合、凝固シェル短辺のホワイトライン観察により、凝固不均一度の悪化を確認した。特に、鋳片コーナ部の凝固遅れが顕著であり、鋳片コーナ部に長手方向の割れが生じた。

また、鋳造速度Ｖｃが１．１２m／min、タンディッシュ内溶鋼の過熱度ΔＴが８℃の条件で電磁ブレーキを適用した場合、鋳片表層の高周波超音波探傷により、電磁攪拌を適用した場合よりパウダー等の介在物増加を確認した。

Ｂ．浸漬ノズルの浸漬深さが２３０mmの場合
鋳造速度Ｖｃが１．２７m／min、タンディッシュ内溶鋼の過熱度ΔＴが３４℃の条件で電磁攪拌を適用した場合、鋳片表層に異常が発生しないことを確認した。

一方、同じ溶鋼過熱度で、鋳造速度Ｖｃを１．３３m／minとした場合において、電磁攪拌を適用したスラブは、電磁ブレーキを適用したスラブより、表面の介在物個数が大幅に低減することが確認された。それに加え、電磁ブレーキを適用したスラブと電磁攪拌を適用したスラブを圧延し、圧延後の表面の気泡や介在物起因の欠陥個数を比較した結果、電磁攪拌を適用したスラブの方が気泡や介在物起因の欠陥が少ないことを確認した。

（炭素濃度が０．００２質量％の極低炭素鋼の連続鋳造）
Ａ．浸漬ノズルの浸漬深さが２２０mmの場合
鋳造速度Ｖｃが１．２５m／min、タンディッシュ内溶鋼の過熱度ΔＴが４２℃の条件で電磁攪拌を適用した場合、凝固シェル短辺のホワイトライン観察により、凝固不均一度の悪化を確認した。

また、鋳造速度Ｖｃが１．６５m／min、タンディッシュ内溶鋼の過熱度ΔＴが３４℃の条件で電磁ブレーキを適用した場合、鋳片表層の高周波超音波探傷により、パウダー等の介在物増加を確認した。

Ｂ．浸漬ノズルの浸漬深さが２３０mmの場合
鋳造速度Ｖｃが１．３３m／min、タンディッシュ内溶鋼の過熱度ΔＴが４０℃の条件で電磁攪拌を適用した場合、鋳片表層に異常が発生しないことを確認した。

また、同じ溶鋼過熱度で、鋳造速度Ｖｃを１．３０m／minとした場合において、電磁ブレーキを適用したスラブと電磁攪拌を適用したスラブを圧延し、圧延後の表面の気泡や介在物起因の欠陥個数を比較した。その結果、電磁攪拌を適用したスラブの方が気泡や介在物起因の欠陥が少ないことを確認した。

上記結果より、兼用コイル装置を用いて鋼を連続鋳造する際に、鋳造速度Ｖｃ、溶鋼の過熱度ΔＴ、及び浸漬ノズルの浸漬深さＸを考慮して電磁攪拌と電磁ブレーキの切り替えを行うことが、生産効率の向上と品質改善に寄与することが判明した。

そこで、発明者らは、鋳型の各長辺に、以下に示す仕様の兼用コイル装置を２つずつ、計４つ配置した連続鋳造機を使用した連続鋳造において、電磁攪拌、電磁ブレーキを選択するに際し、鋼の基礎成分である炭素濃度と、タンディッシュ内溶鋼の過熱度ΔＴ、鋳造速度Ｖｃ、及び浸漬ノズルの浸漬深さＸを変化させて試験を行った。

（兼用コイル装置の仕様）
鋳型中心部の電磁力：３０００Gauss
周波数：４．０Hz
コイルへの印加電流（起磁力）：４５０００Ａ
交流電流の位相：１２０°位相の３相交流

使用した連続鋳造機は、幅が７００～１６２５mm、厚さが２５０，２７０mmの鋳片を製造可能な垂直曲げ型連続鋳造機で、下記表１に示す化学組成の溶鋼を鋳造した。なお、鋼の酸素精錬－真空脱ガス・脱炭プロセスにおいては、炭素濃度の技術的な限界値は０．０００５質量％である。

（鋼種Ａ）
鋼種Ａは、炭素濃度が、０．０７質量％以上、０．１８質量％以下の亜包晶鋼であって、不均一凝固が発生しやすい特性があり、ブレークアウトに代表されるトラブルを引き起こす懸念が大きい。一方、建材や自動車の足回り品などで多く用いられるため、後述の極低炭素鋼に比べて表面検査の基準は厳しくない。

そこで、鋼種Ａでは、発明の効果の指標を、ブレークアウトの発生率は０．５回／年以下、表面格落率は０．４％以下とした。なお、表面格落率とは、コイルの表面検査において要求される表面品位を満たさなかった重量の割合をいい、要求される表面品位は鋼種によって相違する。

鋼種Ａについて、タンディッシュ内溶鋼の過熱度ΔＴ、鋳造速度Ｖｃ、及び浸漬ノズルの浸漬深さＸを変化させて鋳造した結果を下記表２に示す。

鋼種Ａは、特許文献３で開示された手法では、溶鋼の供給量Ｑが３t／min（鋳造速度Ｖｃに換算すると１．０３m／min）未満の場合は電磁攪拌を適用するものである。浸漬ノズルの浸漬深さＸが１９５mm、鋳造速度Ｖｃが０．８０m／minでタンディッシュ内溶鋼の過熱度ΔＴが５℃、７℃の場合、電磁攪拌を適用すると、表面格落率は０．３％、０．２％で製品歩留まりの改善に効果があった（表２のNo.1，No.2）。一方、電磁ブレーキを適用すると、表面格落率は０．９％、０．６％に悪化した（表２のNo.9，No.10）。

また、鋼種Ａは、特許文献３で開示された手法では、溶鋼の供給量Ｑが３t／min（鋳造速度Ｖｃに換算すると１．０３m／min）以上の場合は電磁ブレーキを適用するものである。浸漬ノズルの浸漬深さＸが２００mm、鋳造速度Ｖｃが１．１７m／minでタンディッシュ内溶鋼の過熱度ΔＴが７℃、１５℃の場合、電磁ブレーキを適用すると、ブレークアウトの発生率が０．４回／年、０．５回／年と抑制できた（表２のNo.13，No.14）。一方、電磁攪拌を適用すると、ブレークアウトの発生率が０．９回／年、１．４回／年に増加した（表２のNo.6，No.7）。この場合、表面格落率も０．６％、０．５％に悪化した。

しかしながら、鋼種Ａにおいて、浸漬ノズルの浸漬深さＸが１９５mm、鋳造速度Ｖｃが０．８０m／minでタンディッシュ内溶鋼の過熱度ΔＴが１５℃の表２のNo.3の場合、ブレークアウトの発生率が１．１回／年と増加した。また、浸漬ノズルの浸漬深さＸが２００mm、鋳造速度Ｖｃが１．１７m／minでタンディッシュ内溶鋼の過熱度ΔＴが５℃の表２のNo.12の場合、表面格落率が０．８％と悪化した。

一方、浸漬ノズルの浸漬深さＸを２３０mmとした場合、タンディッシュ内溶鋼の過熱度ΔＴが３３℃では鋳造速度Ｖｃが１．２３m／minで電磁攪拌を適用しても（表２のNo.8）、また、浸漬ノズルの浸漬深さＸを２５５mmとした場合、タンディッシュ内溶鋼の過熱度ΔＴが４０℃では鋳造速度Ｖｃが１．１０m／minで電磁攪拌を適用しても（表２のNo.4）、表面格落率はどちらも０．２％で製品歩留まりの改善に効果があった。

つまり、鋼種Ａの連続鋳造において、特許文献３で開示された手法のように、溶鋼の供給量Ｑだけで電磁攪拌と電磁ブレーキの切り替えを行う場合、タンディッシュ内溶鋼の過熱度ΔＴによっては、表面格落率が悪化したり、ブレークアウトの発生率が増加する場合があった。

これに対して、浸漬ノズルの浸漬深さＸが１９５mm、２００mm、２０５mmの場合、鋼種Ａの連続鋳造において、タンディッシュ内溶鋼の過熱度ΔＴと、鋳造速度Ｖｃを用い、「ΔＴ－８≦－１．１４Ｖｃ」∩「Ｖｃ≦１．７４」が成立するか否かで電磁攪拌と電磁ブレーキの切り替えを行う場合、表２に示すように、表面格落率が悪化したり、ブレークアウトの発生率が増加することはなかった。

すなわち、浸漬ノズルの浸漬深さＸが２３０mm未満の、表２のNo.1，No.2は「ΔＴ－８≦－１．１４Ｖｃ」∩「Ｖｃ≦１．７４」が成立するので、特許文献３で開示された手法と同様、電磁攪拌を適用する。しかしながら、タンディッシュ内溶鋼の過熱度ΔＴが１５（℃）の場合は「ΔＴ－８≦－１．１４Ｖｃ」∩「Ｖｃ≦１．７４」が成立しないので、本発明では、電磁ブレーキを適用する（表２のNo.11）。この表２のNo.11の場合、ブレークアウトの発生率が０．４（回／年）に抑制でき、安定鋳造に効果があった。

また、浸漬ノズルの浸漬深さＸが２３０mm未満の、表２のNo.13，No.14は「ΔＴ－８≦－１．１４Ｖｃ」∩「Ｖｃ≦１．７４」が成立しないので、特許文献３で開示された手法と同様、電磁ブレーキを適用する。しかしながら、タンディッシュ内溶鋼の過熱度ΔＴが５℃の場合は「ΔＴ－８≦－１．１４Ｖｃ」∩「Ｖｃ≦１．７４」が成立するので、本発明では、電磁攪拌を適用する（表２のNo.5）。この表２のNo.5の場合、表面格落率が０．２％に抑制でき、製品歩留まり改善に効果があった。

一方、浸漬ノズルの浸漬深さＸが２３０mm以上の場合の表２のNo.4は、「ΔＴ－８≦－１．１４Ｖｃ」∩「Ｖｃ≦１．７４」が成立しないが「ΔＴ≦４０」∩「Ｖｃ≦１．１４」が成立するので電磁攪拌を適用する。同様に、表２のNo.8も、「ΔＴ－８≦－１．１４Ｖｃ」∩「Ｖｃ≦１．７４」が成立しないが「ΔＴ≦３３」∩「Ｖｃ≦１．２４」が成立するので、No.15のように電磁ブレーキを適用するのではなく、電磁攪拌を適用する。

（鋼種Ｂ）
鋼種Ｂは、炭素濃度が、０．０１質量％以上、０．０６５質量％以下の低炭素鋼である。亜包晶鋼に比べて不均一凝固は発生しにくく、操業上の懸念は小さい。また、建材や自動車の足回り品などで多く用いられるため、後述の極低炭素鋼に比べて表面検査の基準は厳しくない。

そこで、鋼種Ｂでは、発明の効果の指標を、ブレークアウトの発生率は０．４回／年以下、表面格落率は０．４％以下とした。

鋼種Ｂについて、タンディッシュ内溶鋼の過熱度ΔＴ、鋳造速度Ｖｃ、及び浸漬ノズルの浸漬深さＸを変化させて鋳造した結果を下記表３に示す。

鋼種Ｂは、特許文献３で開示された手法では、溶鋼の供給量Ｑが４t／min（鋳造速度Ｖｃに換算すると１．４０m／min）未満の場合は電磁攪拌を適用するものである。浸漬ノズルの浸漬深さＸが１９５mm、鋳造速度Ｖｃが１．１２m／minでタンディッシュ内溶鋼の過熱度ΔＴが８℃、１０℃の場合、電磁攪拌を適用すると、表面格落率は共に０．４％で製品歩留まりの改善に効果があった（表３のNo.1，No.2）。一方、電磁ブレーキを適用すると、表面格落率は１．２％、０．９％と悪化した（表３のNo.11，No.12）。

また、鋼種Ｂは、特許文献３で開示された手法では、溶鋼の供給量Ｑが４t／min（鋳造速度Ｖｃに換算すると１．４０m／min）以上の場合は電磁ブレーキを適用するものである。浸漬ノズルの浸漬深さＸが１９５mm、鋳造速度Ｖｃが１．６５m／minでタンディッシュ内溶鋼の過熱度ΔＴが１０℃、１３℃の場合、電磁ブレーキを適用すると、ブレークアウトの発生率が０．２回／年、０．４回／年と抑制できた（表３のNo.16，No.17）。一方、電磁攪拌を適用すると、前記溶鋼の過熱度ΔＴが１３℃の場合は、ブレークアウトの発生率は０．５回／年と増加し、表面格落率も０．５％と悪化した（表３のNo.10）。また、前記溶鋼の過熱度ΔＴが１０℃の場合は、ブレークアウトの発生率が０．２回／年と変化はないものの、表面格落率が０．５％と悪化した（表３のNo.9）。また、浸漬ノズルの浸漬深さＸが２２０mm、鋳造速度Ｖｃが１．４６m／minでタンディッシュ内溶鋼の過熱度ΔＴが２７℃の場合も、電磁攪拌を適用すると、ブレークアウトの発生率は０．５回／年と増加した（表３のNo.7）。

しかしながら、鋼種Ｂにおいて、浸漬ノズルの浸漬深さＸが１９５mm、鋳造速度Ｖｃが１．１２m／minでタンディッシュ内溶鋼の過熱度ΔＴが１３℃の表３のNo.3の場合、表面格落率が０．５％と悪化した。また、浸漬ノズルの浸漬深さＸが１９５mm、鋳造速度Ｖｃが１．６５m／minでタンディッシュ内溶鋼の過熱度ΔＴが８℃の表３のNo.15の場合、表面格落率が０．６％と悪化した。

一方、浸漬ノズルの浸漬深さＸを２３０mmとした場合、タンディッシュ内溶鋼の過熱度ΔＴが３４℃では鋳造速度Ｖｃが１．２７m／min、１．３３m／minで電磁攪拌を適用しても、また、タンディッシュ内溶鋼の過熱度ΔＴが４０℃では鋳造速度Ｖｃが１．２４m／minで電磁攪拌を適用しても、表面格落率は０．２％、０．３％で製品歩留まりの改善に効果があった（表３のNo.5，No.6，No.4）。

つまり、鋼種Ｂの連続鋳造においても、特許文献３で開示された手法のように、溶鋼の供給量Ｑだけで電磁攪拌と電磁ブレーキの切り替えを行う場合、タンディッシュ内溶鋼の過熱度ΔＴによっては、表面格落率が悪化したり、ブレークアウトの発生率が増加する場合があった。

これに対して、浸漬ノズルの浸漬深さＸが１９５mm、２２０mmの場合、鋼種Ｂの連続鋳造において、タンディッシュ内溶鋼の過熱度ΔＴと、鋳造速度Ｖｃを用い、「ΔＴ－１２≦－１．４６Ｖｃ」∩「Ｖｃ≦２．０４」が成立するか否かで電磁攪拌と電磁ブレーキの切り替えを行う場合、表３に示すように、表面格落率が悪化したり、ブレークアウトの発生率が増加することはなかった。

すなわち、浸漬ノズルの浸漬深さＸが２３０mm未満の、表３のNo.1，No.2は「ΔＴ－１２≦－１．４６Ｖｃ」∩「Ｖｃ≦２．０４」が成立するので、特許文献３で開示された手法と同様、電磁攪拌を適用する。しかしながら、タンディッシュ内溶鋼の過熱度ΔＴが１３℃の場合は「ΔＴ－１２≦－１．４６Ｖｃ」∩「Ｖｃ≦２．０４」が成立しないので、本発明では、電磁ブレーキを適用する（表３のNo.13）。この表３のNo.13の場合、表面格落率が０．２％に抑制でき、製品歩留まり改善に効果があった。

また、浸漬ノズルの浸漬深さＸが２３０mm未満の、表３のNo.13，No.16，No.17は「ΔＴ－１２≦－１．４６Ｖｃ」∩「Ｖｃ≦２．０４」が成立しないので、特許文献３で開示された手法と同様、電磁ブレーキを適用する。しかしながら、タンディッシュ内溶鋼の過熱度ΔＴが８℃の場合は「ΔＴ－１２≦－１．４６Ｖｃ」∩「Ｖｃ≦２．０４」が成立するので、本発明では、電磁攪拌を適用する（表３のNo.8）。この表３のNo.8の場合、表面格落率が０．２％に抑制でき、製品歩留まり改善に効果があった。

一方、浸漬ノズルの浸漬深さＸが２３０mm以上の場合の表３のNo.4は、「ΔＴ－１２≦－１．４６Ｖｃ」∩「Ｖｃ≦２．０４」が成立しないが「ΔＴ≦４０」∩「Ｖｃ≦１．２４」が成立するので電磁攪拌を適用する。また、同様に表３のNo.6は「ΔＴ－１２≦－１．４６Ｖｃ」∩「Ｖｃ≦２．０４」が成立しないが「ΔＴ≦３５」∩「Ｖｃ≦１．４４」が成立するので、表３のNo.14のように電磁ブレーキを適用することなく、電磁攪拌を適用する。

（鋼種Ｃ）
鋼種Ｃは、炭素濃度が、０．０００５質量％以上、０．００５０質量％以下の極低炭素鋼であって、不均一凝固は発生しにくいが、固相線温度と液相線温度の差が小さいため、鋳型内で皮張りが生じやすい特性がある。また、自動車用の外板素材として多く用いられるため、表面検査の基準も厳しい。

そこで、鋼種Ｃでは、発明の効果の指標を、ブレークアウトの発生率は０．２回／年以下、表面格落率は１．７％以下とした。

鋼種Ｃについて、タンディッシュ内溶鋼の過熱度ΔＴ、鋳造速度Ｖｃ、及び浸漬ノズルの浸漬深さＸを変化させて鋳造した結果を下記表４に示す。

鋼種Ｃは、特許文献３で開示された手法では、溶鋼の供給量Ｑが５t／min（鋳造速度Ｖｃに換算すると１．７４m／min）未満の場合は電磁攪拌を適用するものである。浸漬ノズルの浸漬深さＸが２００mm、鋳造速度Ｖｃが１．５１m／minでタンディッシュ内溶鋼の過熱度ΔＴが３２℃、３５℃の場合、電磁攪拌を適用すると、表面格落率は０．８％、０．９％で製品歩留まりの改善に効果があった（表４のNo.4，No.5）。一方、電磁ブレーキを適用すると、表面格落率は２．２％、１．９％と悪化した（表４のNo.12，No.13）。また、浸漬ノズルの浸漬深さＸが２２０mm、鋳造速度Ｖｃが１．６５m／minでタンディッシュ内溶鋼の過熱度ΔＴが３４℃の場合、電磁攪拌を適用すると、表面格落率は０．９％で製品歩留まりの改善に効果があった（表４のNo.7）。一方、電磁ブレーキを適用すると、表面格落率は１．９％と悪化した（表４のNo.15）。

また、鋼種Ｃは、特許文献３で開示された手法では、溶鋼の供給量Ｑが５t／min（鋳造速度Ｖｃに換算すると１．７４m／min）以上の場合は電磁ブレーキを適用するものである。浸漬ノズルの浸漬深さＸが２００mm、鋳造速度Ｖｃが１．７４m／minでタンディッシュ内溶鋼の過熱度ΔＴが３５℃、４２℃の場合、電磁ブレーキを適用すると、ブレークアウトの発生率が共に０．１回／年と抑制でき、安定鋳造に効果があった（表４のNo.17，No.18）。一方、電磁攪拌を適用すると、ブレークアウトの発生率が０．４回／年、０．５回／年と増加した（表４のNo.9，No.10）。前記溶鋼の過熱度ΔＴが４２℃の場合は、表面格落率も２．５％と悪化した（表４のNo.10）。

しかしながら、鋼種Ｃにおいて、浸漬ノズルの浸漬深さＸが２００mm、鋳造速度Ｖｃが１．５１m／minでタンディッシュ内溶鋼の過熱度ΔＴが４２℃の表４のNo.6の場合、ブレークアウトの発生率が０．４％と悪化した。また、浸漬ノズルの浸漬深さＸが２００mm、鋳造速度Ｖｃが１．７４m／minでタンディッシュ内溶鋼の過熱度ΔＴが３２℃の表４のNo.16の場合、表面格落率が２．７％と悪化した。

一方、浸漬ノズルの浸漬深さＸを２３０mmとした場合、タンディッシュ内溶鋼の過熱度ΔＴが４０℃では鋳造速度Ｖｃが１．３０m／minで電磁攪拌を適用しても、表面格落率は１．０％で製品歩留まりの改善に効果があった（表３のNo.2）。

つまり、鋼種Ｃの連続鋳造においても、特許文献３で開示された手法のように、溶鋼の供給量Ｑだけで電磁攪拌と電磁ブレーキの切り替えを行う場合、タンディッシュ内溶鋼の過熱度ΔＴによっては、表面格落率が悪化したり、ブレークアウトの発生率が増加する場合があった。

これに対して、浸漬ノズルの浸漬深さＸが２２０mmの場合、鋼種Ｃの連続鋳造において、タンディッシュ内溶鋼の過熱度ΔＴ℃と、鋳造速度Ｖｃを用い、「ΔＴ－４０≦－３．４２Ｖｃ」∩「Ｖｃ≦１．７４」が成立するか否かで電磁攪拌と電磁ブレーキの切り替えを行う場合、表４に示すように、表面格落率が悪化したり、ブレークアウトの発生率が増加することはなかった。

すなわち、浸漬ノズルの浸漬深さＸが２３０mm未満の、表４のNo.4，No.5は「ΔＴ－４０≦－３．４２Ｖｃ」∩「Ｖｃ≦１．７４」が成立するので、特許文献３で開示された手法と同様、電磁攪拌を適用する。しかしながら、タンディッシュ内溶鋼の過熱度ΔＴが４２℃の、表４のNo.1，No.6の場合は「ΔＴ－４０≦－３．４２Ｖｃ」∩「Ｖｃ≦１．７４」が成立しないので、本発明では、電磁攪拌を適用せず、電磁ブレーキを適用する（表４のNo.14）。この表４のNo.14の場合、表面格落率が１．１％に抑制でき、製品歩留まり改善に効果があった。

また、浸漬ノズルの浸漬深さＸが２３０mm未満の、表４のNo.17、No.18は「ΔＴ－４０≦－３．４２Ｖｃ」∩「Ｖｃ≦１．７４」が成立しないので、特許文献３で開示された手法と同様、電磁ブレーキを適用する。しかしながら、タンディッシュ内溶鋼の過熱度ΔＴが３２℃の場合は「ΔＴ－４０≦－３．４２Ｖｃ」∩「Ｖｃ≦１．７４」が成立するので、本発明では、電磁攪拌を適用する（表４のNo.8）。この表４のNo.8の場合、表面格落率が１．０％に抑制でき、製品歩留まり改善に効果があった。

一方、浸漬ノズルの浸漬深さＸが２３０mm以上の場合の表４のNo.2，No.3は、「ΔＴ－４０≦－３．４２Ｖｃ」∩「Ｖｃ≦１．７４」が成立しないが、「ΔＴ≦４０」∩「Ｖｃ≦１．３４」が成立するので、表４のNo.11のように電磁ブレーキを適用するのではなく、電磁攪拌を適用する。

上記の試験結果より、兼用コイル装置を用いて鋼を連続鋳造する際には、鋳造速度、浸漬ノズルの浸漬深さとタンディッシュ内溶鋼の過熱度により電磁攪拌と電磁ブレーキの切り替えを行うことで、鍋交換直後などの鋳型への溶鋼の供給量が少なく、かつ溶鋼の過熱度が高い場合にもブレークアウトの発生率を低減することができる。また、鋳込み末期などの鋳型への溶鋼供給量が多く、かつ溶鋼の過熱度が低い場合にも表面格落率を低減することができる。

本発明は上記した例に限らないことは勿論であり、各請求項に記載の技術的思想の範疇であれば、適宜実施の形態を変更しても良いことは言うまでもない。

例えば、交流電流は３相でなくても、電流位相差が９０度から１２０度であればそれ以上でも良い。

また、上記試験に使用した成分濃度の溶鋼でなくても、請求項に規定する範囲の炭素濃度を有する溶鋼であれば、本発明方法を適用できる。

以上の本発明は、連続鋳造であれば、湾曲型、垂直型など、どのような方式の連続鋳造であっても適用できる。また、スラブの連続鋳造だけでなくブルームの連続鋳造にも適用できる。

２ 溶鋼
３ 鋳型
３ｂ 長辺
８ 兼用コイル装置
８ａ 磁極鉄芯
８ｂ コイル
８ｃ コイル

Claims (3)

1. ２個の磁極鉄芯と、この磁極鉄芯のそれぞれの外周部に巻き回した２個のコイルと、２個の磁極鉄芯を合わせた外周部に巻き回した１個のコイルを有する電磁コイルを、鋳型長辺の外周に、各長辺で同じ個数で、鋳型長辺の外周合計で（２ｎ＋２）個（ｎは自然数）配置し、
   鋳型内溶鋼を電磁攪拌する際には、全ての前記電磁コイルにおける各コイルに、電流位相差が９０度から１２０度の３相以上の多相交流電流を通電し、
   鋳型内溶鋼に電磁ブレーキを作用させる際には、前記各電磁コイル当たり、前記２個の磁極鉄芯を合わせた外周部に巻き回された１個の前記コイルに直流電流を通電するか、またはこれら３個のコイルに直流電流を通電する、電磁攪拌・電磁ブレーキ兼用電磁コイル装置を用いた鋼の連続鋳造方法であって、
   鋳型に供給する前記溶鋼の成分炭素濃度を、０．０７質量％以上、０．１８質量％以下とし、
   タンディッシュ内溶鋼の過熱度をΔＴ（℃、ΔＴ≧０）、鋳造速度をＶｃ（m／min、Ｖｃ＞０）として、
   浸漬ノズルの浸漬深さＸが２３０mm未満では、下記（１）式が成立する領域には電磁攪拌を適用し、下記（１）式が成立しない領域には電磁ブレーキを適用する一方、浸漬ノズルの浸漬深さＸが２３０mm以上では、下記（２）式が成立する領域には電磁攪拌を適用し、下記（２）式が成立しない領域には電磁ブレーキを適用することを特徴とする鋼の連続鋳造方法。
   「ΔＴ－８≦－１．１４Ｖｃ」∩「Ｖｃ≦１．７４」…（１）
   「ΔＴ－８≦－１．１４Ｖｃ」∩「Ｖｃ≦１．７４」もしくは「ΔＴ≦４０」∩「Ｖｃ≦１．１４」もしくは「ΔＴ≦３３」∩「Ｖｃ≦１．２４」…（２）
2. ２個の磁極鉄芯と、この磁極鉄芯のそれぞれの外周部に巻き回した２個のコイルと、２個の磁極鉄芯を合わせた外周部に巻き回した１個のコイルを有する電磁コイルを、鋳型長辺の外周に、各長辺で同じ個数で、鋳型長辺の外周合計で（２ｎ＋２）個（ｎは自然数）配置し、
   鋳型内溶鋼を電磁攪拌する際には、全ての前記電磁コイルにおける各コイルに、電流位相差が９０度から１２０度の３相以上の多相交流電流を通電し、
   鋳型内溶鋼に電磁ブレーキを作用させる際には、前記各電磁コイル当たり、前記２個の磁極鉄芯を合わせた外周部に巻き回された１個の前記コイルに直流電流を通電するか、またはこれら３個のコイルに直流電流を通電する、電磁攪拌・電磁ブレーキ兼用電磁コイル装置を用いた鋼の連続鋳造方法であって、
   鋳型に供給する前記溶鋼の成分炭素濃度を、０．００５０質量％を超え、０．０７質量％未満とし、
   タンディッシュ内溶鋼の過熱度をΔＴ（℃、ΔＴ≧０）、鋳造速度をＶｃ（m／min、Ｖｃ＞０）として、
   浸漬ノズルの浸漬深さＸが２３０mm未満では、下記（３）式が成立する領域には電磁攪拌を適用し、下記（３）式が成立しない領域には電磁ブレーキを適用する一方、浸漬ノズルの浸漬深さＸが２３０mm以上では、下記（４）式が成立する領域には電磁攪拌を適用し、下記（４）式が成立しない領域には電磁ブレーキを適用することを特徴とする鋼の連続鋳造方法。
   「ΔＴ－１２≦－１．４６Ｖｃ」∩「Ｖｃ≦２．０４」…（３）
   「ΔＴ－１２≦－１．４６Ｖｃ」∩「Ｖｃ≦２．０４」もしくは「ΔＴ≦４０」∩「Ｖｃ≦１．２４」もしくは「ΔＴ≦３５」∩「Ｖｃ≦１．４４」…（４）
3. ２個の磁極鉄芯と、この磁極鉄芯のそれぞれの外周部に巻き回した２個のコイルと、２個の磁極鉄芯を合わせた外周部に巻き回した１個のコイルを有する電磁コイルを、鋳型長辺の外周に、各長辺で同じ個数で、鋳型長辺の外周合計で（２ｎ＋２）個（ｎは自然数）配置し、
   鋳型内溶鋼を電磁攪拌する際には、全ての前記電磁コイルにおける各コイルに、電流位相差が９０度から１２０度の３相以上の多相交流電流を通電し、
   鋳型内溶鋼に電磁ブレーキを作用させる際には、前記各電磁コイル当たり、前記２個の磁極鉄芯を合わせた外周部に巻き回された１個の前記コイルに直流電流を通電するか、またはこれら３個のコイルに直流電流を通電する、電磁攪拌・電磁ブレーキ兼用電磁コイル装置を用いた鋼の連続鋳造方法であって、
   鋳型に供給する前記溶鋼の成分炭素濃度を、０．００５０質量％以下とし、
   タンディッシュ内溶鋼の過熱度をΔＴ（℃、ΔＴ≧０）、鋳造速度をＶｃ（m／min、Ｖｃ＞０）として、
   浸漬ノズルの浸漬深さＸが２３０mm未満では、下記（５）式が成立する領域には電磁攪拌を適用し、下記（５）式が成立しない領域には電磁ブレーキを適用する一方、浸漬ノズルの浸漬深さＸが２３０mm以上では、下記（６）式が成立する領域には電磁攪拌を適用し、下記（６）式が成立しない領域には電磁ブレーキを適用することを特徴とする鋼の連続鋳造方法。
   「ΔＴ－４０≦－３．４２Ｖｃ」∩「Ｖｃ≦１．７４」…（５）
   「ΔＴ－４０≦－３．４２Ｖｃ」∩「Ｖｃ≦１．７４」もしくは「ΔＴ≦４０」∩「Ｖｃ≦１．３４」…（６）
   

Images