WO1996002342A1

WO1996002342A1 - Continuous casting method for steel

Info

Publication number: WO1996002342A1
Application number: PCT/JP1995/001405
Authority: WO
Inventors: Seiko Nara; Akira Idogawa; Nagayasu Bessho; Tetsuya Fujii
Original assignee: Kawasaki Steel Corp
Current assignee: JFE Steel Corp
Priority date: 1994-07-14
Filing date: 1995-07-14
Publication date: 1996-02-01
Anticipated expiration: 1997-01-14
Also published as: EP0721817A1; KR0180985B1; KR960704658A; CN1051947C; JPH0890176A; EP0721817B1; DE69528954D1; US5632324A; CN1130364A; DE69528954T2; EP0721817A4; JP3316108B2

Description

明細書鋼の連続踌造方法技術分野

鋼の連続铸造においては、タンディシュに収容した溶鋼をその底部に設けた浸潰ノズルを通して連铳铸造用铸型に供給するが、浸濱ノズルの吐出口から噴出する溶鋼の流速は铸造速度に比較して著しく大きいため溶鋼中の介在物や気泡がクレーター深くに侵入しやすく、このような場合には内部欠陥になるのが避けられない。また、凝固シェルの再溶解の問題がある他、溶鋼の噴流のうち、とくに上向きの流れ（反転流等）はモールドメニスカス部を盛り上がらせ湯面変動を助長してモールドパウダーを巻き込むことから铸造铸片の品質ゃ踌造操業に著しい悪影響を及ぼす。

この発明は、とくに、溶鋼の供袷景が従来の 2倍を超えるような高スループッ卜、高速铸造を行う場合において、連続铸造用铸型内における湯面変動ゃパウダ一の巻き込みあるいは介在物等の巻き込み等を軽減して内部品質の改善を図るとともにその表面性状の健全化も台わせて図り、内 ·外品質の改善された铸造铸片を安定して得ようとするものである。

背景技術

浸潰ノズルからの溶鋼噴流を制御するには、従来は浸漬ノズルの吐出口の形状に工夫を加えたり溶鋼の注入速度を低滅するのが一般的であった。

しかしながら、浸漬ノズルの吐出口の形状を単に変更したり溶鋼の注入速度を低減するのみでは、溶鋼中に含まれる介在物等に起因した品質欠陥を完全に防止するのは困難であった。

この点に関する先行技術として、例えば特開昭 5 7 - 1 7 3 5 6号公報には、連铳铸造用铸型に静磁場発生装置を設置し、これによつて浸漬ノズルからの溶鋼の噴出流に制動を加える方法が、また、特開平 2 - 2 8 4 7 5 0号公報には連続踌造用涛型の全面に静磁場を作用させ、その際に誘導される電流と磁場との相互作用によって生じるローレンツ力で浸漬ノズルから溶鋼の噴出流に制動を加える枝術かそれぞれ開示されている。

ところで、上掲の特開昭 5 7 - 1 7 3 5 6号公報に開示の技術では溶^の噴流に制動を加えた際に、それがあたかも壁に当たったようにその向きを変える力 <、噴流のつエネルギーを分散して均一な流れにすることができず、また、噴流が静磁場のない方向に逃げるため、満足のいく桔果を得ることができない不利があつた。

—方、待開平 2 - 2 8 4 7 5 0号公報に開示の技術においては、浸漬ノズルからの溶鋼の噴流の均一化を図ることが可能であるとともに、メニスカス部の湯面変動も' J、さくすることができ、铸造铸片の表面および内部の品質についてはある程度まで改善することができるようになつたが、溶鋼のスループッ卜が ½来の 2 倍を超えるような高速铸造を実施するような場合においては、以下のような問題があり未だ多少の改善の余地が残されていた。

1 〉多孔式の浸漬ノズルを用いた場合、浸漬ノズルからの溶鋼噴流に伴う銪型内での偏流の発生が避けられない。

2 ) 多孔式の浸漬ノズルを用いた場合、溶鋼噴流の高速化によりノズル詰まりが発生した際に、铸型内での偏流が大きくなって安定した連铳铸造を実現できない

3 ) 多孔式の ¾漬ノズルを用いた場合、溶鋼噴流の高速化に伴い铸型短辺での反幸云流高速化するため湯面の流勳增加によるパウダーの巻き込みが避けられない。なお、この点については単孔式の浸漬ノズルの適用が考えられるが、，容鋼噴流の下方部域に静磁場を印加すると铸型内における戻り電流（溶鋼噴流を加速する向きに流れる誘導電流）の影響で溶鋼の反転上昇流が生じ湯面変動をきたしてパゥダーを巻き込む。

4 ) ·; 面の乱れが大きくなるためォッシレーションに起因したマーク深さが深くなり、また、同時にオシレーシヨンマークが乱れるため、圧延して得た鋼板に表面きずコイル欠陥）が多発する。

5 ) 铸型内における湯面が波立ち、オシレーションマークが乱れるため均一なパウダ一供給が困難となりスティッキング等の発生による拘束性ブレークァゥ卜を起こしやすい。 6 ) 浸漬ノズルからの溶鋼噴流による凝固シエルの再溶解のおそれがある。また、最近では連続鋅造用鎵型の下端部に、静磁場を印加して連続鋅造する方法（特平了- 5 I80I 号公報、待開平 7-51802 号公報、待開眧 59- 76647号公報、待開昭 62-254955 号公報、「l ron S t ee l Eng. ay ( 1984 ) p41 ~47」、特開平 6- 12 6399号公報）の他、連続铸造用铸型の下端に静磁場を印加するとともに、 2本のノズルを用いて連続鋅造を行う方法（特開平 5-217641号公報）等が提案されている。

これらの技術は普通鋼の連铳踌造だけでなくクラッド鋼の踌造を対象としたものも含まれてはいるが、これによれば、例えば浸漬ノズルからの溶鋼の噴流に対して適切な領域（連続鋅造用鋅型の短辺壁側の凝固シェルの近傍域等）に静磁場を印加することにより流速を小さくすることが可能であって、普通鋼の連铙铸造においても十分に適用することが可能であるところ、いずれの場合も静磁場の値は 0. 5 T以下であるため、スループッ卜が 6〜10 t Zm i n にもなるような高速踌造には対応できず、製品に欠陥を生じさせることになしに銪造できる量は極わずかなものに限定されてしまう不利があった。

磁束密度をより高くし、かつ、電力コス卜の軽減を図るべく、特公昭 6 3一 5 4 4 7 0号公報には従来の常温磁石を超伝導磁石に交換する技術が開示されている。

ところで、常電導電磁石であろうが、超伝導電磁石であろう力静磁場の印加条件が悪い場合には却って欠陥が多発することがあり、とくに、溶鋼のスループッ卜が従来の 5 t /m i n 程度から 6 t /mi n を超える高速铸造を行う場合においては湯面の乱れや介在物の巻き込み等の問題から操業上の制約が益々厳しくなる力 <、かかる技術では、欠陥のない铸造铸片を得るのに必要な磁場の印加条件、铸造条件については全く開示されていない。

さらに、これに閱連したものとして、特開平 3 - 9 4 9 5 9号公報には、超電導電 K石と力ブス磁場を用いて踌造する方法が開示されているが、この方法による磁場の強度は高々 0. 15 T程度であり常電導磁石を用いた場合と比絞してもかなり小さいことと、磁場の印加方式が力ブスであることから高速铸造の際に問題となる連^铸造用铸型内における湯面については制御不可能であつた。なお、待開平 4 - 5 2 0 5 T号公報には、磁場の強度が最大で 0.5 Tになる静磁場を铸型の下端に印加して欠陥の少ないスラブを铸造する方法が開示されていて、これによつて従来よりも気泡や介在物の巻き込みの圣减を図ることを可能とされているが、铸造条件については従来と同様の条件であるため、高速涛造には対応し得ない。

高スループッ卜、高速铸造を実現するために上述した 1 ) ~ 6 ) についての解決を図る有効な提案は今のところない。

この発明の目的は、高スループッ卜、高速銪造を実施する場合における上記の如き課題を解消し DH C R法（D ect Hot Charged Rolling) あるいは C C— D R法（Continuous Casting Rolling) に適した無手入れ踌造铸片を製造するのに適した新規な連铳铸造方法とその方法を実施するのに適した装置を提案するところにある。

発明の開示

この発明は連続铸造用铸型の対向側壁の相互間に静磁場を印加して濱ノズルを通して該連続踌造用铸型内へ供給する溶鋼の噴流を制御するに当り、 6 t /min 以上のスループットにして溶鋼を連铳铸造踌型内へ供給するとともに、空芯超電導電磁石を用いて連続铸造用铸型のメニスカス部に磁束密度が少なくとも 0.5 T になる静磁場を、浸漬ノズルの吐出口から噴出した溶鋼噴流の下方部域には磁束密度が 0.5 T以上になる静磁場を同時にそれぞれ印加することを特徴とする鋼の連続铸造方法（請求 1 ) である。

この発明において静磁場は、メニスカス部および溶鋼噴流の下方部域を含む铸型幅方向の全域に印加する（請求項 2 ) 。

また、浸漬ノズルによる溶鋼の供袷に際しては、 S * F≥450 ( S :連铳铸造用踌型の上下ス卜ローク（mm)、 F ：オシレーション数（cpm)) を满足するように連铳铸造用铸型を振動させて連铳铸造を行う（請求項 3 ) 。

浸漬ノズルにガス（Ar, Ν₂, ΝΗ₃. 1 ， He, Ne等のガスを単独または混合して用いる）を吹き込むに当たっては 0.5Q≤ f ≤20+ 3 Q ( f ：ガス吹き込み量（N1 / min)、 Q ：溶鋼のスループット（t/min) ) の条件に従う（請求項 4 ) つ

浸濱ノズルについては単孔式のストレー卜ノズルを使用する（請求項 5 ) 。また、この発明においては静磁場を印加する電導磁石としては空芯 11電導電磁石を使用し、連铳铸造用铸型と超電導電磁石の支持系とは独立したものとし、铸造状況に応じて該超電導電磁石の磁極間距離をそれらの相互接近、離隔により変更して静磁場の磁束密度を調整する（請求項 5 ) 。

連続踌造用铸型内には電流を印加し（請求項 6 ) 、静磁場の印加によって生じる誘導電流は連铳踌造用踌型の短辺壁側から取り出しもう一方の短辺壁側へ送り込んで該誘導電流を周回させる（請求項 7 ) ようにするのがとくに有利になる。図面の簡単な説明

第 1図は連続铸造用铸型内における溶鋼湯面温度と磁束密度（溶鋼噴流の下方部域において静磁場を印加した場台の磁束密度）の関係を示した図である。第 2図はノズル詰まりと磁束密度（溶鋼噴流の下方部域において静磁場を印加した場台の磁束密度）の関係を示した図である。

第 3図はコィル欠陥発生率と磁束密度（溶鋼噴流の下方部域において静磁場を印加した場合の磁束密度）の関係を示した図である。

第 4図はブレークァゥト発生率と磁束密度（溶鋼噴流の下方部域において静磁場を印加した場台の磁束密度）の関係を示した図である。

第 5図はオシレーションマーク部つめ深さと溶鋼のスーパーヒー卜との関係を示した図である。

第 6図 a . bはこの発明を実施するのに用いて好適な設備の構成を示した図である。

第 7図 a . bはこの発明を実施するのに用いて好適な設備の構成を示した図である。

第 8図 a , bはこの発明を実施するのに用いて好適な設備の構成を示した図である。

第 9図 a , bはこの発明を実施するのに用いて好適な設備の構成を示した図である。

第 10図は静磁界発生用超電導電磁石の構成を示した図である。

第 11図はこの発明を実施するのに用いて好適な連続铸造用铸型の構成説明図である。第 12EIは第 11図の斜視図である。

第 13H1は磁極間距離と静磁場の相対磁束密度の関 ί系を示した図である = 第 14図は磁束密度（指数表示）と铸型の冷却板の変形量（指数表示）の関係を示した図である。

第 15図 a， bはこの発明の連铳铸造装置の要部の部分断面図である。

第 16図は電極の要部を示した図である。

第 17図 a , bはこの発明の実施に用いて好適な連続踌造用铸型の構成を示した図である。

第 18図 a . bはこの発明の実施に用いて好適な連続踌造用踌型の構成を示した図である。

第 19図 a , bはこの発明の実施に用いて好適な連続铸造用铸型の構成を示した図である。

第 2013は磁束密度と電流の関係を示したグラフである。

第 21図は磁束密度と冷延コィル欠陥率の関係を示したグラフである。

第 22図は従来方式に従う連続銪造の状況を示した図である。

第 23図 a , b , cは戻り電流によって溶鋼噴流が加速される状況の説明図である。

第 24図はこの発明の実施に用いて好適な連梡踌造用踌型の構成を示した図である

第 25図はこの発明の実施に用いて好適な連铳鋅造用銪型の他の構成を示した図である：

第 26図は誘導電流の流れを示した図である。

第 2了図は空芯超電導電磁石を備えた連铳踌造用踌型の構成を示した図である。第 28図 a , bは超電導コイルの要部を示した図である。

第 29：!は空芯超電導電磁石を備えた連铳铸造用踌型の他の構成を示した図である。

第 30図は超電導コィルの要部を示した図である。

第 31図は磁束密度と表面欠陥発生率の関係を調べたグラフである。

第 32SIは銪造铸片内の介在物について調査した結果を示したグラフである。第 33E1はブレーク丁ゥ卜発生率を調べた結果を示したグラフである。第 34図は铸造踌片の表面性状についての調査結果を表示したグラフである。発明を実施するための最良の形態

第 1図，第 2図は、浸潰ノズルを通して供給する溶鋼（C ： 20〜30ρρω , η： 0.1〜0.2wt °6, P ： 0.01〜0.012wt %, S ： 0.006〜0. OlOwt ?ό, Al ： 0.032 〜0.045«t °o, T.O ： 22~32ppm ) の量 Q、すなわちスループットを 4 t Zmin 、 7 t min 、 10 t Zmin として、それぞれの場合につき、夕ンディッシュ溶鋼温度 T , ： 1555〜1560°C, 1 チャージ： 230 t，铸型サィズ： 260 x 1300mm, 垂直曲げ連铸機（垂直部 3 m) , 浸演ノズル： 2孔ノズル，ノズル径：内径 70rani . 吐出口サイズ： 70minx80画の角型、ノズル角度：下向き 15° 、ノズル閉塞防止用ガス '： Αι-ガス）の吹き込みの有り無しの条件で連铳铸造を行い、連統铸造中に印加した静磁場（磁場の印加タイプ：上下 2段全幅タイプで L , =250 mm, L ₂ = 250 mm, 第 8図参照、磁束密度： 0〜10T印加可能）の磁束密度と涛型内湯面温度（指数）および浸演ノズルのノズル詰まり（指数）との関係をそれぞれ調査した结果を示したものである。なお、第 1図，第 2図において磁束密度はメニスカス部で 0.5 Τ、溶鋼噴流の下方部域で 0 ~ 5 Τの範囲で調整し、ガスの吹き込み置、ス卜ロークおよびォシレーション条件については第 1図ではガスの吹き込み量： 20±2Nl/min,铸型のス卜ローク： 8〜10mm, オシレーシヨン： 187 〜25 7 cpni 、第 2図でのガスの吹き込み量： 22±4Nl/min.铸型ス卜ロークは 7〜 9 mm, オシレーシヨンは 170 〜220 cpm とした。

メニスカス部において 0.5 Tになる静磁場を印加するとともに溶鋼噴流の下方部域において同じく磁束密度が 0.5 T以上になる静磁場を印加して溶鋼の噴流を制御する場合においては、铸型内における湯面温度の低下は小さくなり（第 1図 ) 、ノズル吐出口での溶鋼噴流の整流化作用によってノズル詰まりも小さくなる (第 2図）。

とくに、ガスの吹き込みを行った場合には、その傾向は顕著であり、ガスの吹き込みを行わない場合でも 0.5丁でその効果が表れはじめ 0.了 T近傍でその効果が顕著となる。 1.0 T近傍ではその効果はガスの吹き込みを行った場合に近づき、場面温度の低下は小さくなり、ノズル詰まりもほとんどなくなる。ガスは気泡として^鋼中に吹き込まれため、 0.5 Q Nl/niin(Q ：スループッ卜）以上の流量で吹き込むことにより初めて浮力の効果が現れる。ガスを多 Sに吹き込んだ場合には浮力の効果が大きくなり、溶鋼噴流を制御しやすくなるが、体積当たりの気泡が多くなりすぎると磁場中で発生する電流が通りにくくなるため磁場の制動効果が落ちる。よって、浸漬ノズルにガスを吹き込む埸合には溶鋼のスループットを Q ( t /min) としてその上限は 20+ 3 Q程度とする。

通常、 0.5 〜1.0 T程度の磁束密度になる静磁場の印加においては好ましくは 0. δ Q≤ f ≤20+ 3 Q ( f ：ガスの吹き込み量（Nl/min)) 程度とするのがとりわけ好ましい。

ガス吹き込みの下限値は介在物の浮上、湯面の温度上昇の要請の程度から決まり、上限値は磁場印加のもとで吐出流で搬送される介在物が凝固シエルにトラップされるのを防ぐ点、あるいは湯面を乱して介在物が增加するのを防ぐ点から決まる。

吹き込むガスとしては、 Arガスが一般的であるが、 Arと Ν₂の混合ガスでもよい、その他、その気泡による浮力効果が期待でき溶鋼の吐出流に制動力を付与でき、かつ、溶鋼を汚染しないものであるものならば上記したようなガス等種々のものを用いることが可能でとくに限定はされない。

溶鋼噴流を制御するために印加する静磁場に閲しては単に磁束密度を高くすればよいというものではなく溶鋼噴流に対する磁場の印加長さを特定の範囲とすることが重要な要素となっている。

溶鋼の噴流を制御できる磁場印加長さは、溶鋼流動の運動エネルギーを停止もしくは减速させられるだけの制動力を与えることができる $5囲と考えられ、一般に、磁場中で流動している導電性流体が磁場から受けるエネルギー Εは流体の平均流速を V, . 磁束密度を Β. 導電性流体の抵抗率を p. 磁埸印加長さを L (第 6図〜第 8図参照）とした場台、 Ε (V , / ρ) · Β² · Lで表すことができる。とくに溶鋼のスループッ卜力く 6 t /min以上の高速銪造においては溶鋼の流速を低させるまでに必要な磁場印加長さ Lはモデル実験等より比例係 ¾を求めて、 k · Q / B≤ L ( k : 0.55. L (cm) 、 B (T), Q ( t /min))で表すことができる。この発明においてはメニスカス部の磁場印加長さの最小値は 50mnii呈度とすることが、また、溶鋼噴流の下方部域の磁場印加長さの最小値についても 50誦程度とするのがよい。

ここに、空芯超電導電磁石を使用して静磁場を印加する場合、磁場印加長さ L は電磁石の巻き線の上下端の間隔とし、磁束密度 Bは磁場印加長さ Lにおける鋅造銬型の 1/2 厚さで最大磁束密度とする。磁場印加用の電磁石を複数 (1使用する場合には L , + L 2---L n =Lになる。

連続铸造用铸型のメニスカス部において磁束密度が 0.5 T以上になる静磁場を印加し同時に溶鋼噴流の下方部域に磁束密度が 0.5 T以上になる静磁場を印加することにより、多孔式の浸漬ノズルを使用した場合における溶鋼の反転流による湯面の変動は抑制され、同時に浸漬ノズルを出て下向きに流れる溶鋼は整流化されるためノズル内及びノズル吐出口部での溶鋼の流れが均一になりノズル閉塞のおそれが少なくなる。

また、単孔式の浸漬ノズルの場合にはメニスカス部および溶鋼噴流の下方部域に同時に 0.5 T以上の静磁場を印加することにより、溶鋼の反転上昇流による湯面の変動が抑制されるとともに、高スループット、高速铸造において懸念される溶鋼噴流の凝固シェルへの衝突が回避され再溶解の危険も極めて軽減されたものとなる _c

第 3図、第 4図は、磁束密度について、コイル欠陥率、ブレークアウト発生率を調査した結果を示したもの（第 3図はガス吹き込み量： 18±2Nl/min,ス卜ローク： 6〜 8 mm, オシレーシヨン数： 180 〜190 cpm 、第 4図はガス吹き込み量： 28±2Nl/min.ストローク： 6 ~ 8 mm, オシレーシヨン数： 240 〜260 cpm , 他の条件は第 1図，第 2図と同じ）であるが、メニスカス部および溶鋼噴流の下方部域ともに磁束密度が 0.5 T以上になる静磁場を印加した場合においてはパウダーの巻き込みやブレークァゥ卜の発生率も極めて小さくなる。

なお、この場合、メニスカス部に印加する静磁場の磁束密度を 0.35以下とした場合についてはスループッ卜が 6 t /rain以上であっても単孔ノズル、多孔ノズルにかかるりなくコィル欠陥発生率は 0.25%以上になる。

また、第 5図に磁束密度を 0〜1.25Tとした場合における連铳踌造用铸型内の溶鋼湯面のスーパーヒートと铸片表面のォッシレーシヨンマークのつめ; さの関係を示した。第 1図. 第 5図より、メニスカス部および溶鋼噴流の下方部域につき同時に磁束密度の高い静磁場を印加し铸型内の溶鋼湯面のスーパーヒー卜を高い状態に維持することによってつめ深さも軽減される。このつめ深さが幸圣減されれば当 ¾部に捕捉される介在物、パウダー、気泡が減少するために冷延コイル製品の欠 ϋ率が低下するものと考えられる。

溶鋼のスループッ卜が 6 t /mi n以上になる高速铸造を対象としたこの発明においては、浸漬ノズルによる溶鋼の供袷中、 S · F≥450 ( S ：連垸鋅造用铸型の上下ストコーク（振幅の最大値から最小値の間の値）（nun) 、 F : オシレー：ヨン数 ( cpm) の条件を満足するような铸造铸造を行う力その理由は、この発明において目指したような高速連铳铸造を実施する場合、ブレークァゥトゃ踌造铸片の内部欠 ¾の発生防止を図るうえでは溶鋼流動の安定化が大きな要因になるが、モールドウダ一を安定して流れ込ませることも重要であって、そのためにはとくに上記条件下で連続踌造を行う必要があり、これによりオシレーシヨンマークの乱れはなくなり、そのマークの深さは軽減される。この条件はより好ましくは S · F≥1000とする。

なお、オシレーシヨン数（振動数） Fについてはその数値を高くすることによりパゥダ一の消費量が多くなりオシレーションマークの深さは低減されるので好ましく： 50 cpm 以上、より好ましくは 200 cpm 以上とする。また、最大 I直はオシレーシ ≡ ン波形の乱れ度の軽減、パウダー消 g量の確保等から 600 cpm 程度とする。

直送 ϊ延を前提とした表面無手入れ踌造銪片を製造すべく、とくに;'容鋼のスループットを 6 t /mi n 以上、好ましくは 7 t /m i n 、より好ましくは 10 t /m i n 以上にして行う高速铸造においては、上記の効果はより一層顕著となるだけでなく、温 ¾の高い溶鋼が連铳铸造用踌型の出側よりも下側に深く侵入するのを阻止できる-つで凝固シヱルの再溶角？も回避される。なお、溶鋼のスループット 6 t / m i n は、厚さ 0. 22m、幅 1. 2mのスラブの連铳铸造を前提とした場合であって、铸造速度 \ は 2. 9 m /m i n 程度となる。

第 6図 a， bに、この発明を実施するのに用いて好適な設備（連铳铸造用踌型）の構成を示す：

図における番号 1 は一対の短辺壁 1 aと長辺壁 1 bの組合せからなる連铳铸造用鋅型、 2は連続铸造用踌型 1へ溶鋼を供給する S演ノズル、 3は連続铸造用铸型 1の長辺壁 1 bの相互間に静磁場を印加する電磁石（超電導電磁石であって、この電磁石 3は連铳踌造用铸型 1の背面に配置される。

上掲第 6図 a , bに示した設備において、浸滚ノズル 2による溶鋼の供給中、電磁石 3にて磁束密度が 0. 5 T以上の静磁場を印加（メニスカス部： 0. 5 T , 溶鋼噴流の下方部域： 0. 5 T ) するとこの静磁場と溶鋼流との相互作用で生じる誘導電流に由来した電磁力（ローレンツ力）にて溶鋼流に制動が加えられ減速された均一な流れとなり、モールドパウダーを巻き込んだり、介在物が深く S入して凝固シ二ルに捕捉されるようなことはない。

第 7図 a , bは連铳铸造用铸型における長辺壁 1 bの幅方向の全域に静磁場を印加する場合（ただし、メニスカス部、溶鋼噴流の下方部域はともに 0. 5 T以上の静磁場を印加）の例であって、この場合、浸漬ノズル 2からの溶鋼の噴流はその吐出角度や吐出速度等の操業条件の変動に係わりなく均一な磁場の中を流れて整流化される。

第 8図 a . bに示すように、浸潰ノズル 2の吐出口 2 aの上下に電磁石 3を配置した場台には、上下の電磁石間に溶鋼噴流を封じ込めることができるので、介在物を含む噴流の侵入深さの減少とメニスカスの鎮静化が同時に達成されるだけでなく、铸型内における溶鋼の温度降下も抑制することができる。

上掲第 6図〜第 8図においてはすべて多孔式の浸漬ノズルについて示したが、この発明では単孔式の浸漬ノズルを適用することができるのはいうまでもなく、得られる効果もほぼ同様となる。

第 9図 a . bは浸漬ノズルとして単孔式のス卜レートノズルを適用した場台にいて示したものである。

このような浸漬ノズルはとくに溶鋼噴流が深く侵入するため凝固シェルの再溶角？、介在物、ガス気泡の侵入が懸念されるが、浸潰ノズルの下側の静磁場によつて溶鋼の流速が减速されると同時に介在物、ガス気泡の侵入が阻止され、さらに下向きの流れは均一化される。一方、メニスカス部についてはその領域の静磁場によって戻り電流（誘導電流）と磁場で形成される上昇流は弱められ湯面の乱れは小さくなる。

なお、第 9図 a . bに示したように上下に電磁石を配置する場合にはその配置は浸漬ノズルの配置関係から磁場の印加がより有効に作用する領域にすればよいが、磁極については上下と対向面でそれぞれ異極とするのが望ましい。

第 10図はこの発明を実施するのに用いて好適な静磁場発生用電磁石 3の構成をしたものである。このような磁石 3はヘリウム槽、輻射断熱シールドおよびこれらを取り囲み対流による熱の入り込みを防止する真空容器を有し、ヘリゥム槽は液体ヘリゥムコンテナーに、輻射断熟シールドは液体窒素コンテナーにそれぞれつながつている。磁石 3は常時、液体ヘリウムによって冷却され— 268. 9 °C以下に保持されるようになっている。蝠射断熱シールドへは液体窒素コンテナーより液体窒素が常時供袷され外部の熱が直接へリゥム槽に届かないようになつている。各コンテナ一は、図示はしないが冷凍機を有していて、気体となったそれぞれのガスを再度冷却、液化しそれぞれのコンテナーに回収する仕組みになっている。静磁場発生用電磁石として上 ί 図 10に示すような超電導電磁石を使用すれば、高い磁束密度が得られるだけでなく鉄芯がいらないので、従来の常電導式の電磁石に比^して柽量化を図ることができ、また、常時、通電する必要がないので省エネルギーを達成するうえでも極めて有利となる。

さて、静磁場を印加するに当たっては、上述のように超電導電磁石を用いるのが有利であるが、常電導式の電磁石は鉄芯とこの鉄芯を取り囲むコィルおよびこのコイルに電流を流す電源等からなる。かかる常電導電磁石において、より大きな制動力を付与するにはコィルの巻数を増やしたり鉄芯のサイズァップ、コィルに通電する電流値を高くする必要があるが、常電導電磁石を使用した連梡铸造においては、次のような問題がある。

1 ) 常電導電磁石は連垸踌造用踌型の背面に直接取り付けられた構造になっているので踌型の上下振動（ォッシレーシヨン）に伴い铸型内の溶鋼を上下動させるローレンッ力が発生するため湯面変動が助長されモールドパウダーの巻き込みが顕著になる。

2 ) 常罨導電磁石の鉄芯はその重量が数 10トン以上にもなるが、踌型の振動に伴う慣性力が増大するため铸型の振動数を高くするのにも限界がある。

3 ) ¾鋼のスループッ卜が 6 t on/ni i n を超える高速銪造を行う場合には磁束密度が 0. 5 T以上にもなるような磁場を印加する必要からコィルの卷数を増やしたり鉄心のサイズアップを図らなければならず上記 1 ) 2 ) の問題がより顕著となる他、 ^型を構成する冷却板に大きな力が加わるためその変形を招き（冷却板に働く応力は磁界の強さの二乗に比例して大きくなる）その際に生じた踌型のすき間から;容鋼が漏れだして凝固殻が破れブレ一クァゥトを引き起こす。

この発明は上述のような問題を解消するために超電導電磁石を用いるが、この超電導電磁石は铸型の支持系とは独立して配置し、铸造状況に応じて該超電導電磁石の相互間距離をそれらの相互接近離隔により変更して静磁場の磁束密度を調整するのがよい。

連続铸造用铸型に磁場を印加する手段として超電導磁石を用いると設備のコンパク卜化（総重 Sを数トン以下に抑えることができる）を図ることが可能であり、しかも溶鋼の制動力も大幅に向上させることができるで介在物等の巻き込みによる品質劣化は軽減され、かつ高スループット、高速铸造にも容易に対応し得る利点がある。

超電導磁石を用いるに当たっては連铳鋅造用踌型の対向側壁の背面にそれぞれ配置するが、铸型の振動に伴って超電導電磁石が振動すると超電導状態が破れるいわゆるクェンチを引き起こすため铸型の支持系（踌型の支持系は図示せず）は第 1 1図に示すように超電導電磁石の支待系とは独立したものとし、相対する超電導電磁石を相互に離隔、接近できるようにしておく。

第 1 1図に示すように、連铳铸造用铸型 1の背面に配置した台車 4の上に超電導磁石 3を載置し必要に応じて台車 4をレール 5に沿って進退移動させて磁極間距離を変えることにより踌造中においても磁束密度を簡単に調整することができる。第 12図に第 1 1図の斜視図を示す。

また、このような構造を採用することにより超電導電磁石 3は铸型 1の振動に影響されないので铸型内における溶鋼を上下させるようなローレンツ力が生じたり、铸型の冷却板を変形させるような力が加わるようなことはなく安定した連続铸造を実施できる。超電 ¾電 E石を使用しこの超電導電 Si石を移動可能にすることによる最大の利点は次 D如くである。

超電導電磁石に電流を一たん流したのち該磁石を電気的に短絡、絶縁伏態にすると電流を継続して流さなくとも半永久的に磁場を印加できるが、超電導電磁石の設置 ii匱が一定（固定）になるものでは、铸造状況によって磁束密度を調整する必要が生じた場合（連々铸時のタンディッシュゃ浸漬ノズルの取り替え、あるいはオペレーターが铸型に接近しなければならない時）には一度絶縁状態を解除し電流碹を変更しなければならず、この際、余計な電気エネルギーを消費することになるので超電導電磁石を用いることの利点を損なう不具合がある。この発明においては超電導電磁石を相互に接近離隔できるので無駄なエネルギーを消費することく簡便に磁束密度を調整することができる。

上掲苐 11図に示した連铙铸造用铸型において超電導電磁石の磁極間距^を変更した場台における磁束密度（相対磁束密度）の変動状況を第 13図に、また、超電導電磁 5を連続鋅造銪型に固定した場台（超電導磁石の支持系と铸型の支持系を同一にする場台）における踌型冷却板の変形状況を第 14図にそれぞれ示す。次に、静磁場の印加を伴う高スループッ卜、高速铸造に際して連続铸造用銬型内で電, を印加して浸濱ノズルの吐出口から流出する溶鋼噴流を制御する場合について ½明する。

第 15図 a , bは連铳踌造用铸型 1内において電流を印加するための電極 6を配置した況を示したものである。電極 6はその要部を第 16図に示すように導電部 6 aおよび絶縁部 6 bからなり、多孔式の浸演ノズルを用いた場合には電極 6の導電部 5 aは吐出口 2 aの上部および下部に配置される。

第 15図 a , bに示すような構成になる連铳踌造用铸型を使用して、磁束密度が 0. 5T以上になる静磁場をメニスカス部および溶鋼噴流の下方部域に印加しつつ電流を印加する（吐出口 2 aの上部の導電部 6 aから下部の導電部 6 aに向けて電流を流す、すなわち、铸造铸片の引抜き方向に沿う向きに電流を流す）と溶鋼のスループッ卜が 6 l/mi n を超えるような高速铸造を行った場合においても浸清ノズル Ο吐出口から流出する溶鋼噴流の流速を極めて小さなものとなり、溶鋼中に含まる介在物等が深く侵入して凝固シェルに補足されるようなことはなくなる。

第 17図 a . bは単孔式の浸漬ノズル 2を適用した場合の例であるが、このような構成になる踌型を用いた連続踌造においては铸型 1の長辺壁 1 bと直交する向きに電流 i を流すことによって上掲第 15図 a , bに示したところと同様に溶鋼噴流の流速は小さくなる。

第 18図 a . bは、単孔式の浸漬ノズル 2を使用した連続铸造において、鋅型 1 のメニスカス部およびその下端の全幅にわたって静磁場を印加するとともに、铸型 1の出側直下の凝固シェル Sの対向壁相互間で電極ロール 7 a . bによって電流を印加する構造の例を示したものである。

このような構成になる铸型を使用した連铳铸造においては、浸漬ノズル 2から流出する溶鋼噴流を、静磁場を印加し通電を行うことにより発生する上昇流で打ち消すとともに、铸型内での溶鋼の攪拌が期待でき、かつ、上昇流による湯面変動を起こすようなこともなく、均一な下降流を得ることが可能となるという利点がある：

第 19I¾ a , bは単孔式の浸漬ノズル 2を使用した連続铸造において铸型 1の上部（メニスカス部）の全幅と浸潰ノズル 2の吐出口を含む領域に静磁埸を印加するとともに铸型 1の長辺壁 1 bと直交する向きに電流 iを流す場合の例である。このような連铳铸造を行えば溶鋼噴流の流速の低'减は勿論のこと、铸型内における湯面変動の抑制、鎮静化が可能になる。

なお、静磁場を印加する領域や電流を印加する領域については浸濱ノズルの構造の違いゃ鋅造条件によって変わるものであり、上掲第 15図〜第 19図のみに限定されるものではない。

第 20図は単孔式の浸漬ノズルを使用し溶鋼とほぼ同じ特性をもつ低融点合金の溶湯を連铳铸造（予め実機より得たデータを基に流体および伝熱計算を行いモールドの下端における踌造可能な流速を決定しておき、その値以下になるときを踌造可能とした）を行った場台（銪造モデル実験）における静磁場の磁束密度と電流値の関係を示したグラフである。

連続涛造用铸型内で電流を印加する場合、電極やケーブルが自己発熱して操業に耐えない電流値は溶鋼からの熱の伝達を勘案しても約 2000A程度が限界であると考えられるが、この発明ては電流値を上記の 2000 Aの限界 (直の 15囲に留めても磁束密度が 0. 5 T以上になる静磁場を印加して溶鋼噴流の制御を行うことができるので、溶鋼のスループッ卜が 6〜10 t on/ m i n にも及ぶような高速铸造にも容易に対処し得る。

この発明においては、前述したケーブル及び電極等の自己発熱と、静磁場と電流により発生する上昇流の効率等の観点から铸型において印加する電流は 400 A -2000 A程度とするのが良い。

第 21図は極低炭素鋼つき、連铳銪造用銪型において印加する静磁場の磁束密度 (メニスカス部： 0. 5 T , 溶鋼噴流の下方部域： 0〜10 T，第 6図）を種々変化させて連続铸造を行い、得られた踌造铸片を冷延コィルにまで仕上げてコィル欠陥率の発生状況について調査した結果を示したものである。

コイルの欠陥発生率は磁束密度： 0. 5 Τ近傍域（メニスカス部、溶鋼噴流の下方部域ともに）を境にして極端に低減され、とくに铸型内において電流を印加した場合には溶鋼の偏流が抑制されるため、コィルの欠陥率はより一層低 i されることになる。

次に、連铙踌造用銪型のとくに铸型短辺側に電気的な端子を設け、静磁場の印加に際して誘導電流が流れる閉回路を形成し溶鲷流動の効果的な制御を行う場合について説明する。

まず、；畏漬ノズル 2として第 22図のような 1孔式の浸漬ノズルを用いた場合において、吐出口 2 aが铸型の短辺壁 1 aに向いているため、浸濱ノズル 2から踌型内に流出する溶鋼噴流も铸型短辺壁 1 aに向かって流れ、矢印で示す上昇流と下降流とに分かれる。

下降流に関してはそれが溶鋼中の介在物や気泡をクレーター深くまで侵入させて铸造铸片の内部欠陥になる問題があることから、電磁石 3により铸型內溶鋼に静磁場を印加し、この静磁場と溶鋼噴流との相互作用により生じるローレンツ力によってこの下降流を減じることができる力 <、溶鋼のスループッ卜が 6 t /mi n で、かつ、磁束密度が 0. 5 T以上になる静磁場を印加する高速踌造においては、とくに以下のような問題が懸念される。

① 第 23図 aに斜視図で示すように下降流の流速 Vを減ずるために静磁墁 Bを印加する二、下降流速 Vと静磁場 Bとの相互 ί乍用により誘導電流 1 が流れ、この誘導電流 I と静磁場 Βとの相互作用により溶鋼流の向きとは逆方向の力 Fが発生して下降流速を減少させることになるが、誘導電流 I は溶鋼中で電流回路を形成することから、第 23図 bにその縦断面図を、同図 cにその横断面図を示すように誘導電流 1 とは逆向きの電流 I , 、 1 ₂ 、 1 ₃ 、 I ₄ が発生する。

そして、その結果、このような誘導電流 I とは逆向きの電流、いわゆる戻り電の流れる領域にも電磁石からの磁束が通っていることから、この戻り電流と静磁場との相互作用により、溶鋼流の制動力とは逆向きの力が生じることになる。このことは、戻り電流の存在によって、溶鋼流の制動力が减殺されることを意味する。この戻り電流の強さは、下降流が速いほど、また印加磁場が強いほど大きなものとなるから、より効果的な溶鋼流動制御を行おうとしてもこの戻り電流が障害となって、良好な結果が得られない場合もある。

このため、この発明では、鋅型短辺側に、誘導電流を導く電気的な端子を設け、銪型短辺側を相互に導通手段でつなぎ、溶鋼内の誘導電流が一方の端子からもう一方の端子へ流れるようにする。

第 24図にその好適例を部分断面図で示す。

この装置における下側の電磁石 3は第 22図に示したところと同様の溶鋼の下降流に制動を加えるためのものであり、この電磁石 3の位置する铸型短辺壁 1 aの直下に電気的な端子としてロール 8を配置して铸造铸片に圧着させるとともにこの 2個の端子を導線 9で連結する。

第 24図のロール 8は圧着されていて铸造铸片の引き抜きに従って回転するから誘導電流の導通が途絶えることはない。

かかる電気的な端子の別の例を第 25図に示す。第 25図の端子は、複数枚のプレ一ト 10が踌造铸片の引き抜きに従って順次に圧着するように構成し、各プレートはコネクタ一 11と接铳して誘導電流の導通が途絶えないように構成したものであり、具体的には無限軌道のようなものが挙げられる。

複数忟のプレー卜を動作させる手段は任意である。第 25図のように端子がプレ一卜であれば、接触面積が大きいので有利である。

かかる構成によって、第 26図に示すように誘導電流は铸型内溶鋼中ではなく、端子及ひ導通手段を通るような回路を形成することから、铸型内溶鋼中に生じていた戻り電流が発生しなくなるので、溶鋼流と同じ向きの電磁力が発生することも、，容鋼流の制動力が減殺されることもなくなって、その結果、効果的に溶鋼流動制御を行うことができる。

この発明において、電気的な端子の配置は、踌型短辺側であって誘導電流が発生している領域の近傍であればその配置領域はとくに限定されない。

ここで説明した装置は図示した例に限られるものではなく種々の変形が可能である。 ^えば、浸演ノズルは、吐出口が 2口の場台に限らず一口のいわゆるストレー卜ノズルでも良い。

次に、連梡铸造用鋅型に対して 150cpm以上にも及ぶような振勳を付与して高スループ':' 卜、高速铸造を実施する場合の具体的な装置について以下に説明する。高速涛造において、操業の安定性を確保するとともに表面性伏の良好な無手入れ铸造铸片を得るには、連続铸造用铸型のオシレーシヨン数（振動数）を高めることも有効な手段になることは先にも述べたとおりである。

初期 ¾固時のシェルの成長を安定化させ、拘束性ブレークァゥ卜を防止するためには、下記式で示されるネガティブス卜リップ率（N S値）が少なくとも正の値であり、好ましくはより高い値にすることが望まれる。このネガティブス卜リップ率、正の値になることが必要であるということは、踌型下降速度が涛造速度よりも速くなる時間を確保する必要があることを意味している。

N S = ( 2 - S - f / v ) - l ) x l00

ここに S ：連続銪造用踌型の上下ストローク（）

F : オシレーシヨン数 ( cpni)

：造迷度（cm/s

上式からも分かるように、铸造速度 Vを単に高速化すると、ネガティブストリップ率が低下するので、铸型振動のストローク S、オシレーション数 Fの一方又は双方を高くする必要がある。

し力、し、铸型のストローク Sを大きくすると、踌型内の溶鋼メニスカス部で固体パウダーのかみ込み、もしくはスラグリムによるパウダー流路の閉塞を招くおそれがあるので、踌型のス卜ローク Sは可能な限り小さくすべきであり、通常は 10隨以下に設定している。したがって、この発明において対象としている铸造を行うには、連続銬造用铸型のオシレーシヨン数（振動数） Fを高める必要があるわけである。また、铸型のオシレーション数 Fを高めることは、ォッシレーションマーク深さを低滅するうえにおいても有利になる。

要するに、 1 ストランド当たりのスループット量を増加させ、高速連铳踌造を実現するためには、铸造時の安定性を確保することに加え铸造铸片の表面性状の向上を図ることの両者を同時に満足する必要があり、そのためには、踌型のオシレーション数を高めることが重要になる。

このために、この発明においては鉄芯を有しないいわゆる空芯超電導電磁石を適用する。

第 27図はこの発明に従う連铳铸造装置の一例をその要部の断面について示したものである。

ここに掲げた装置においては電磁石 3は鉄芯を有せず、超電導ワイヤによって形成したコイル 3 aのみからなる。この電磁石 3はその要部を第 28図 a . bに示すように従来の電磁石において巻き回されるコィルよりもその卷数が多くなつていて（多重巻き）、高スループット、高速铸造に対応した所定の磁束密度が得られるようになる。

このような空芯タイプの電磁石を用いると、 ¾磁石の重量は従来の 1. '5 - 1 /7 まで低 i され、したがって、铸型振動時における铸型及び電磁石の総重量が、電磁石の重量低減分だけ軽減されるために、铸型のオシレーション数を高くすることができる。

具体的には、従来の連続踌造装置が、 200~ 300mm t x 700〜

のスラブサイズの場台に、オシレ一シヨン数はせいぜい 130〜 Ocpm程度が上限であるが、空芯電磁石においては 200cpm以上、さらには 220〜230cpra以上のオシレーション数が確保できる。

第 29図は超電導ヮィャを第 30図に示すよう平面的に巻き回した超電導コィル 3 aからなる電磁石 3を備えたを示したものである。

この超電導コィル 3 aは、素線として Nb. T i 等の超霉導材を用いることができ、その背面には冷却箱を設けて液体へリゥム等で冷却することによって超電導状態に保持する。なお、第 29図における却機構等の具 ί本的構成については上揭苐 10図とほぼ同様の構成になる。

超電導電磁石を備えた装置は鉄芯を有する電磁石を備えた装置に比べてその重 Sは約 90"₀程度にまで低滅できるので、大幅な軽量化が達成できるばかりでなく、磁束密度は従来（0.3 Τ 程度以下）に比べて 3〜 5倍以上の値を得ることができる利点がある。

空芯超電導磁石の、铸型への配置については図示した例に限らず種々の変形が可能である。

発明を実施するための最良の形態

実施例 1

C ： 10〜15ppm , Mn： 0.15〜0· 2 t?₀, P ： 0.02〜0.025 wt°0. S ： 0.008 〜 0.012 \vt°o, Al ： 0.025 〜0.035 wt¾,T.0： 25〜： ppm の成分組成になる溶鋼を用いて、長辺壁間の間隔（铸造铸片の厚さに対応する）力 <220隱，短辺壁間の間隔（鋅造铸片の幅に対応する）が 1600mmで、長辺壁の背面に縦 200mni . 幅 2000脑の静磁場発生用超電導電磁石（コイルの種類 Nb- Ti線）を配置した第 6図〜第 9 図に示したような構造になる铸型を有する連铳铸造機にて、

磁束密度：メニスカス部 0.5T, 溶鋼噴流の下方部域 1.0T

溶鋼のスループッ卜： 8 t /min

2孔式浸漬ノズル（第 6図〜第 8図）

単孔式浸漬ノズル（第 9図）

ノズル径：内径 80mni

浸濱ノズルの吐出口サイズ： 80rarax80nmiO (2孔式浸漬ノズル）

浸濱ノズルの吐出角度：下向き 20° (2孔式浸濱ノズル）

浸漬ノズルの吐出口位置：メニスカスからノズルの吐出口上端まで 230inin メニスカスの位置：コィルの上端から +20誦の位置

铸型のオシレーション数： 220 cpm

铸型のストローク： 7 ram

铸造速度： 2.89m/min

の条件のもとで厚さ 220雇、幅 1600隨のスラブを 600 チャージ、 1チャージ当たり 260 ンそれぞれ铸造し、铸造時におけるノズル詰まり、ブレークアウトの発生状況および得られたスラブの内部品質、表面品 K (コイル欠陥率）について調査した：その結果を、静磁場を印加しない他はすべて同一の条件で連続铸造を行つた比 ¾法で得られたスラブの品質とともに表 1 に示す。

表 1

* ： 6連続铸造時、 * *：ガス流量 24 N l /ni i n 表 1 より明らかなように、この発明に従えば、ォッシレーシヨンつめ深さが浅くなりパウダーの巻き込みや湯面変動を低減できるので表面品質の改善を図ることが可能であるだけでなく、内部も高い品質にすることができ、高スループット、高速連続铸造において無手入れ铸造踌片を安定して製造できることが確^できた。

実施例 2

第 11図に示した連铳铸造铸型を組み込んだ設備を使用して、静磁場における磁束密度を 0.2 〜1.0 T (超電導磁石の相互間隔を上下ともに調整） . 溶^のスル一プットを 3. Ot/mii！〜 8. Ot/min、オシレーシヨン数を 150〜240cpm、ストロークを 7〜 9匪とした条件の下で極低炭素 A1キルド鋼（C : 0.001 wt%) の涛造を行い、厚さ 220mni, 幅 800〜1800画のスラブを製造し、次いで圧延工程、さらに焼鈍工程（連铳焼鈍ライン）にとおして鋼板に仕上げ、かかる鋼板の表面品質（鋼板表面の欠陥発生率）を調査した。

その結果を、常電導電磁石を用いこれを連铳鋅造用铸型に固定して 0.4 T程度 (従来の限界）に至るまでの磁束密度になる静磁場を印加しつつ連铳鋅造を行つた場合の結果と合わせ第 31図に示す。

第 31図より明らかなように、この発明に従って連铳铸造を行うことにより 0.2 〜 0.4Tの範囲においては常電導電磁石による静磁場印加を行った連続誇造に比铰し欠陥発生率が低く、磁束密度を 1.0Tまで高めた場合には浸濱ノズから流出する溶鋼噴流を効果的に減速することが可能で介在物の巻き込み等が減され欠陥発生率をより一 S軽減できることが確認できた。

実施例 3

第 24図に示したような構成になる装置を使用して次に述べる条件にて、 A〜E 方法によって連繞銪造を実施した。

条件

-銪造鋼種：極低炭素アルミキルド鋼（C ： 15~25ppm 、 P ： 0.015 〜0.020 wt

«o S ： 0.01〜0.015 wt? 、 A1 ： 0.03〜0.04wt%、 T.0 ： 25〜28ppm )

•連続铸造機： 2.5 m 垂直部を有する垂直曲げ連続铸造機

•鋅型サイズ：铸造鋅片のサイズで幅 1600miD、厚み 220 mm

•浸漬ノズル：下向き 25度、 2孔ノズル

•铸造速度： 3.5 m/min

•踌型ォシレーシヨン数： 220 cpm

.铸型ス卜ローク： 8 mm

'静磁場の印加：メニスカス部、溶鋼噴流の下方部域ともに同等の磁束密度になる静磁場を印加

• スループット： 8.62t/min

— 1 1 - 方法 A ：電磁石なし、

方法 B ：常電導磁石、磁束密度： 0.3 T 、

方法：常電導磁石、磁束密度： 0.3 T 、プレー卜端子を踌片に圧着して導通方法 D ：超電導磁石、磁束密度： 1.1 T 、

方法 E ：超電導磁石、磁束密度： 1· 1 T 、プレー卜端子を踌片に圧着して導通上記の各方法により得られた铸造铸片を厚み方向に lOmmピッチにスライスし、 X線透過法により铸片内の介在物個数を測定し、その最大値につき装置 Aの値を 1 として相対指数化して第 32図に示す。この図より、方法 D, Eでは方法 A〜C に比較して铸片の内部品質が著しく良好になっていることが分かる。

また、各方法について得られた铸造铸片を熱間圧延及び冷間圧延に供した後、磁気探傷試験（MT検査）を実施したが、第 32図と同様の傾向にあることが確 S できた：

実施例 4

C ： 10〜15ppm , Si ： 0.008 〜0· 005 Μη： 0.15—0.2 t%, P ： 0.02—

0.025 fft , S ： 0.008-0.012 wt%, Al ： 0.025〜0· 035 wt%. T ： 25~31ppm の成分組成になる溶鋼を、長辺壁の間隔（銪造铸片の厚さ）が 220mni, 短辺壁の間隔（铸造铸片の幅）が 1600删で、長辺壁の背面に縦 200mm, 幅 2000mmの静磁場印加用の超霍導磁石（Nb- Ti 線）を配置した第 15図、第 17図、第 18図、第 19図にそれぞれ示した構造になる铸型を備えた連铳铸造機をそれぞれ適用して下記の如き条件のもとで 7200チャージ（ 1チャージ当たり 260トン）踌造し、铸造時における浸漬ノズルのノズル詰まり、ブレークァゥ卜の発生状況およびスラブの内部品質、表面品質（コイル欠陥率）について調査した。その結果を、静磁場を印加しない他はすべて同一条件で連铳铸造を行った比铰例の結果とともに表 2に示す。

条件

磁束密度： 1.0T (メニスカス部、溶鋼噴流の下方部域ともに同等の静磁場を印加）

溶鋼のスループット： 8 ton/mi n

電極における印加電流値： 800A a . 2孔式浸濱ノズル

ノズル ίϊ：内径 80mm

浸漬ノズルの吐出口サイズ： 80國 80随ロ

浸濱ノズルの吐出角度：下向き 20°

浸 ¾ノズルの吐出口位 S ：メニスカスからノズルの吐出口上端まで 200mm メニスカスの位置：静磁場印加コィルの上端から +20匪の位置

b. 単孔式ノズル

ノズル径：内径 80ram

浸-潰ノズルの吐出口位置：メニスカスからノズル先端まで 200πιηι

メニスカスの位置：静磁場印加コイルの上端から +20画の位置

表 2

※ 6連铳铸造時ノズル詰まり指数：（Sb— S,)ZS _b

S _b：铸造前のノズル吐出面積

S . ：鋅造後のノズル吐出面積

※！モールド内溶鋼温度指数： T _t一 T_m (°C)

T , ：タンディシヱ温度

T_m：モールド内温度

※？コィル欠陥発生率： D p/N X 100

(薄板に圧延した冷延コイルを単にコイルという。） N ：全コイル

Dp ：欠陥発生率

※3 ブレークァゥト発生率： N _b/N X 100 (96)

N ：全铸造チヤ一ジ数

N_b ：ブレークァゥト発生銪造チャージ表 2より明らかなように、この発明に ½う連镜铸造においては、溶鋼のスループッ卜が 8 ton/min にも及ぶような踌造においてもモールドパウダーの巻き込みや湯面変動が低減できるので内外部もとに良好な品 Kを確保することができ、高速連铳铸造において無手入れ铸造踌造铸片を安定して供給できることが ¾かめられた。

実施例 5

次に述べる条件の下に方法 A〜(：の 3方法によって連铳铸造を実施した。

条件

•铸造鋼種：極低炭素アルミキルド鋼（C ： 20〜25ppm 、 P ： 0.02〜0· 03? S 0.008 〜0.010 %, Ai ： 0.025 〜0.035 %, T.0 ： 30〜40ρρπι )

铸型サイズ：踌造踌片のサイズで幅 00随、厚み 200 mm

铸型重量（電磁石を除外した重量）： 1基あたり lit

踌造速度： 3.6 m/min

スループット： 7.56t/min / ストランド

铸型のストローク： 9 mm

铸型のオシレーシヨン数： 230 cpm

電磁石の配置：铸型長辺壁全幅、上下 2段（第 27図，第 29図）

磁束密度：導磁石のものについてはメニスカス部、溶鋼噴流の下方部域ともに 0.4T (限界値）、超電導電磁石についてはメニスカス部、溶鋼噴流の下方部域ともに 0.7T

方法 A ：常電導磁石、鉄芯あり。電磁石の重量は铸型長辺の両側（総重量）で 19t

方法 B ：常電導磁石、鉄芯なし。電磁石の重量は踌型長辺の両側（総重量）で

3 t

方法 C ：超電導磁石、空心。電磁石の重量は鋅型長辺の両側（総重量）で 2 t 、かかる方法 A〜Cについて、铸型 +電磁石の総重量、振動数の上限、ネガティブストリップ率の上限及び铸型内最大磁束密度について調べた。その結果を表 3 に示す。表 3

各方法についてのブレークァゥト発生率を第 33図に、また、铸造鋅片の表面性状について調査した結果を第 34図にそれぞれ示す。なお、ブレークアウト発生率については、方法 Aにおけるブレークァゥ卜発生率（铸造ヒート割合） 0. 9 %を基準とする相対評価で表し、铸造踌片の表面性状については、銬片をホットス力ーフ後に铸片表面に付着している介在物や気泡の数を測定し、単位面 ¾当たりの付着個で評価し、方法 Aにおける値を基準に相対評価で表した。

表 2および第 33図、第 34図から、この発明に従う方法 B、 Cでは、電磁石重量を軽量化し、铸型振動をハイサイクル化できることにより、ネガティブス卜リップ率を高く設定することができ、ブレークァゥト発生率が方法 Aに比べて激'减していることが分かる。

また、铸片表面性状に関しては、方法 Bの場合、铸型振動数のハイサイクル化によるォッシレーションマーク深さの低減効果が、磁束密度の低下により减殺されているが、方法 Aよりも表面性状が改善されていることが分かる。また、方法 Cの場合には、磁束密度が 1. 1 Tであって、方法 Aの場合の 0. 3 Tにベて非常に高いことから、铸型振動数のハイサイクル化と相俟って鋅片の表面性伏が格段に改善されていることが分かる。

得られた铸造踌片について熱間圧延 -冷間圧延後、表面欠陥の検査を行ってみたが、第 34図と同様の桔果が得られた。

産業上の利用可能性

この発明によれば、以下のような効果が期待できる。

一 2 · 踌型内の溶鋼湯面温度の低下が小さいのでノズル詰まりを起こすことが極めて少なく、また、モールドパウダーの巻き込み、介在物の巻き込み、ォッシレーションに起因した表面欠陥等が軽減され、さらにはシェルの再溶解も回避できるので内、外ともに品質の良好な踌造踌片を安定して製造できる。

. 静磁場印加手段として空芯超電導電磁石を用い、これを連続踌造用铸型とは独立した支持系で支持しかつ該超電導コィルの磁極間距離を変更できるようにしたので踌型内における溶鋼の湯面変動が極めて小さくできる。また、铸型の冷却枝に余計な応力が働かないので該冷却板が変形し溶鋼の漏洩によるブレークァゥ卜を回避できる。また、磁束密度の調整を簡単に行い得る。さらに、装置自体の大型化を伴わずに制動能力を高めることができるので品質の高い铸造銪片を製造でき、かつ溶鋼のスループッ卜が 6 t on/mi n を超えるような高速連続铸造にも容易に対応できる。

. 铸型短辺側に誘導電流を導く電気的な端子を設け、かつ一方の铸型短辺側の端子と他方の銬型短辺側の端子との導通手段で連結して誘導電流の閉回路を形成したことから、溶鋼流動の制動を妨げる力が発生せず、溶鋼流動の効果的な制御を行うことができる。

. 静 S場の印加した状態で連続踌造踌型内に電流を印加することにより、溶鋼噴流の流速をより一層小さくできるので、高スループッ卜、高速連铳铸造を実施する場合にあっても、モールドパウダーを巻き込んだり介在物を深く巻き込むようなことがなく、また、ォッシレーシヨンに起因した欠陥等も軽減され、さらに、凝固シェルの再溶解も回避できるので内外ともに品質の良好な踌造踌片を安定して製造できる。

. 連続铸造用铸型に静磁場を印加する手段として鉄芯を有しない空芯超電導電磁石を用いることから、铸型のオシレーシヨン数を高めることができ、そのためォッシレーションマーク深さを低減させることができるばかり力、、高スループット ϋ造、高速連続铸造であってもネガティブストリップ率を良好な範囲に維持することが可能で、铸造の安定性を確保しかつ铸片表面性伏を向上させることができる。

Claims

請求の範囲

1. 連繞铸造用铸型の対向側壁の相互間に静磁場を印加して潰ノズルを通してき亥連続铸造用踌型内へ供給する溶鋼の噴流を制御するに当り、

6 t /min 以上のスループッ卜にして溶鋼を連铳铸造铸型内へ供給するとともに、空芯超電導電磁石を用いて連铳銪造用铸型のメニスカス部に磁束密度が少なくとも 0.5 Tになる静磁埸を、浸演ノズルの吐出口から噴出した溶鋼噴流の下方部域には磁束密度が 0.5 T以上になる静磁場をそれぞれ同時に印加することを特徴とする鋼の連続铸造方法。

2. 静磁場を、メニスカス部および溶鋼噴流の下方部域を含む铸型幅方向の全域に印加する請求項 1記載の連铳铸造方法。

3. 溶鋼の供袷中に下記式を満足するように連続铸造用鋅型を振動させる、請求項 1記載の連铳铸造方法。

記

S · F≥450

S ：連铳铸造用铸型の上下ストローク（mm)

F : オシレーシヨン数 (cpm)

4. 浸演ノズルに下記の条件を満足するようにガスを吹き込む、請求項 1記載の連铳铸造方法。

記

0.5Q≤ f ≤20+ 3 Q

f ：ガス吹き込み S (Nl/ min)

Q ：溶鋼のスループッ卜（t/min)

5. 浸漬ノズルが単孔式のストレートノズルである請求項 1記載の連統铸造方法。

. 連梡铸造用铸型の対向側壁の背面にそれぞれ、静磁場を印加する超電導磁石を該铸型の支持系とは独立して配匱し、铸造伏況に応じて該超電導磁石の磁極間距^をそれらの相互接近、離隔により変更して静磁場の磁束密度を調整する請求項 1記載の連統铸造方法。 . 連続铸造用踌型内にて電流を印加する講求項 1記載の連铳踌造方法。 . 静磁場の印加によって生じる誘導電流を連続铸造用踌型の短辺壁側から取り出しもう一方の短辺壁側へ送り込んで該誘導電流を周回させる請求項 1記載の連铳铸造方法。