JP2005152954A

JP2005152954A - 極低炭素鋼のスラブ連続鋳造方法

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Publication number: JP2005152954A
Application number: JP2003395818A
Authority: JP
Inventors: Yuji Miki; 祐司三木; Akira Yamauchi; 章山内
Original assignee: JFE Steel Corp
Current assignee: JFE Steel Corp
Priority date: 2003-11-26
Filing date: 2003-11-26
Publication date: 2005-06-16
Anticipated expiration: 2023-11-26
Also published as: JP4411945B2

Abstract

【課題】溶鋼の鋳造速度が 2.0 m/minを超える高速鋳造を適用しても、溶削等のスラブ手入れを施す必要のない表面品質に優れたスラブを安定して得る。
【解決手段】連続鋳造鋳型内の上部と、これより一定距離下方の位置にそれぞれ、鋳型厚みを横切る方向に鋳型全幅にわたって静磁界を印加する磁場印加装置をそなえ、これら上下二段の磁場印加装置の間に浸漬ノズルを介して溶鋼を供給する連続鋳造設備を用いて、Ｃ含有量が0.01mass％以下の極低炭素鋼スラブを製進するに際し、
上記連続鋳造設備の鋳型内鋳造空間の短辺長さが 150〜240 mm、浸漬ノズルの浸漬深さが 200〜350 mmの条件下で、上記短辺長さＤと浸漬ノズル吐出孔横幅ｄの比Ｄ／ｄが 1.5〜3.0 を満足する浸漬ノズルを用いて、鋳造速度：2.0 m/min 超の速度で鋳造する。
【選択図】図１

Description

本発明は、極低炭素鋼のスラブ連続鋳造方法に関し、特に厳格な表面品質が要求される自動車外板等の用途に供して好適な素材スラブの製造技術に関するものである。

自動車の外板等のように、深絞り加工やその他の複雑な変形を伴う加工が施される用途に使用される鋼板には、高い成形性が要求されるため、Ｃ含有量を極力低減したいわゆる極低炭素鋼（通常、鋼中のＣ含有量が0.01mass％以下）が使用されている。このような極低炭素鋼板の中でも特に、自動車外板用の冷延鋼板は、塗装性に加えて外観の美しさが要求される。

ところで、極低炭素鋼は、その精錬過程で酸素を使用して溶鋼中のＣを酸化除去する工程が不可欠であるため、この工程で溶鋼中に溶存した酸素をさらにアルミニウム、マグネシウム、チタンなどの脱酸剤で脱酸する工程が必要となる。この脱酸工程において、溶鋼中の酸素は脱酸剤と結合して脱酸生成物であるアルミナ、マグネシア、チタニア等を生じ、これが溶鋼中に非金属介在物として残存する。

このような非金属介在物がスラブの表面近傍に存在すると、スラブを熱間圧延および冷間圧延して薄鋼板とした場合に、鋼板の表面にヘゲやフクレなどの欠陥を生じるので好ましくない。また、脱酸生成物以外にも、連続鋳造時に鋳型内の溶鋼表面に添加するモールドパウダーや、タンディッシュから鋳型内に溶鋼を供給するための浸漬ノズルの詰まり防止のために供給されるアルゴンガスの気泡が溶鋼中に巻き込まれたものが、気泡単独あるいは脱酸生成物と合体した気泡として溶鋼中に残存しても、上記の脱酸生成物と同様な表面欠陥をもたらすことが知られている。

そこで、従来は、スラブ表面を無手入れで熱延される一般の冷延鋼板用の連続鋳造スラブとは異なり、自動車外板用スラブの場合には、その表面を１〜４mm程度溶削等の手段によって除去し、スラブ表面の脱酸生成物系介在物、気泡、モールドフラックス等の熱延以降で鋼板表面欠陥の原因となる異物を取り除いた上で、熱間圧延および冷間圧延に供していた。
しかしながら、このようなスラブの精整処理は、素材であるスラブの歩留りを低下させる上に、工程の滞留を招くという問題があった。
そこで、連続鋳造設備においてスラブを製造する段階で、上記したような鋼板の表面欠陥の原因となるスラブ表層欠陥の発生を防止する試みがなされている。

このような試みの基本的な考え方は、
(1) スラブを大断面化（スラブ幅は圧延時の制約があるので、スラブ厚みを増大することで対応）して鋳造速度（m/min)を下げることにより、生産性を損なわずに鋳型内における溶鋼の滞留時間を長くし、これによって鋳型内での溶鋼中からの脱酸生成物、モールドパウダーあるいは気泡などの異物が浮上する時間を稼ぐ、
(2) 鋳型内での溶鋼中からの脱酸生成物、モールドパウダーあるいは気泡などの浮上・分離を促すために、垂直部を有する連鋳機で鋳造する、
(3) 電磁力により、メニスカス近傍に水平方向の流れを付与し、溶鋼内に浮遊する異物が凝固シェルに捕捉されることを防止する（洗浄効果）、
(4) モールドパウダーの粘度を適正にして、溶鋼中へのモールドパウダーの巻き込みを減少する、
(5) 連続鋳造用鋳型のオシレーション（上下振動）条件を適正化し、鋳型内で形成される凝固シェルの爪の発生（オシレーションに起因して凝固シェルの一部が溶鋼側に倒れ込む現象）を軽減し、この部分への脱酸生成物、モールドパウダー、気泡などのトラップ量を低減する、
(6) 浸漬ノズルから鋳型内に供給される溶鋼吐出流に対し、電磁撹拌や電磁ブレーキを付加して、溶鋼の流れを適正化し、脱酸生成物を伴った溶鋼吐出流が鋳型内の深い位置にまで進入することを防止する、
などがその主流であった。

しかしながら、上記の技術ではいずれも、自動車外板等の用途に使用される極低炭素鋼スラブの製造に際し、2.0 m/min を超えるような高速鋳造の場合には、未だ、溶削等のスラブ手入れを施す必要なしに高品質のスラブを安定して製造することはできなかった。

ところで、前記した、鋳型内溶鋼流動を電磁力で制御する技術としては、以下のようなものが提案されている。
例えば、特許文献１には、鋳型長辺を挟み対向する上下２段の磁極を鋳型長辺背面に配置し、(1) 下側に配置した磁極に直流静磁界と交流移動磁界とが重畳された磁界を印加する、あるいは(2) 上側に配置した磁極に直流静磁界と交流移動磁界とが重畳された磁界を印加し、下側に配置した磁極に直流静磁界を印加する鋳型内溶鋼流動の制御方法が開示されている。
特許文献２には、浸漬ノズルから吐出された溶鋼流を包囲する位置に静磁場を印加して流速を低下させると共に、この静磁場よりも下流位置に電磁撹拌装置を設置する電磁撹拌方法が開示されている。
特許文献３には、鋳型上部に移動磁界を形成する磁石（ 400〜2000ガウス）を設置し、メニスカス表層部を流れる上昇反転溶鋼流に移動磁場を作用させると共に、メニスカスから 500mm以上下方に静磁場を形成する磁石（1000〜7000ガウス）を投置し、吐出溶鋼流が鋳型短辺に当たって下降する溶鋼流に静磁場を作用させる鋳造方法および装置が開示されている。
特許文献４には、浸漬ノズル下端よりも上部に電磁撹拌用磁石を設置し、浸漬ノズル下端よりも下部に移動磁界、静磁界が印可できる磁石を投置し、鋼種や鋳造速度に応じて静磁場と移動磁場を使い分ける鋳造方法が開示されている。
非特許文献１には、浸漬ノズルからの吐出流に交流移動磁場を作用させることにより、吐出溶鋼流を制動(EMLS)したり加速(EMLA)したりする技術が開示されている。
特許文献５には、鋼の連続鋳造において、モールド上部には電機撹拌装置、モールド下部には電磁ブレーキを設置することにより、浸漬ノズルから出る吐出流を制御する技術が開示されている。
特許文献６には、浸漬ノズル吐出孔の上に置いた磁石により、幅方向全域に静磁界と高周波磁界を重畳して作用させると共に、吐出孔の下方に置いた磁石により、静磁界を作用させる鋼の鋳造方法が開示されている。
特許文献７および特許文献８には、交流振動磁界、あるいはこれと直流磁界を重畳することによって鋳片の表面品質を向上する方法が提案されている。

特開平10−305353号公報特開昭61−193755号公報特許第 2610741号公報特開平９−262651号公報材料とプロセスVol.３(1990), P.256 特開昭63−119959号公報特開平６−190520号公報特開平2003−103348号公報特開平2003−103349号公報

本発明は、上記したような鋳型内溶鋼に対する電磁制御技術を利用して、溶鋼の鋳造速度が 2.0 m/minを超える高速鋳造を適用しても、溶削等のスラブ手入れを施す必要のない表面品質に優れたスラブを安定して得ることができる、極低炭素鋼のスラブ連続鋳造方法を提案することを目的とする。

さて、発明者らは、上記の目的を達成すべく、鋳型内溶鋼に対する印加磁場の種類、浸漬ノズルの浸漬深さ、鋳型形状、浸漬ノズルの形状等について、鋭意研究を重ねた結果、特定の種類の磁場印加の下で、鋳造速度、連鋳造型内鋳造空間の短辺長さ、ノズル浸漬深さおよび前記短辺長さＤと浸漬ノズル吐出孔横幅ｄの比Ｄ／d を適正に制御することによって、所期した目的が有利に達成されることの知見を得た。
本発明は、上記の知見に立脚するものである。

すなわち、本発明の要旨構成は次のとおりである。
１．連続鋳造鋳型内の湯面レベルを含む鋳型上部と、これより一定距離下方の位置にそれぞれ、鋳型厚みを横切る方向に鋳型全幅にわたって静磁界を印加する磁場印加装置をそなえ、これら上下二段の磁場印加装置の間に浸漬ノズルを介して溶鋼を供給する連続鋳造設備を用いて、Ｃ含有量が0.01mass％以下の極低炭素鋼スラブを製進するに際し、
上記連続鋳造設備の鋳型内鋳造空間の短辺長さ：150 〜240 mm、浸漬ノズルの浸漬深さ：200 〜350 mmの条件下で、上記短辺長さＤと浸漬ノズル吐出孔横幅ｄの比Ｄ／ｄが 1.5〜3.0 を満足する浸漬ノズルを用い、鋳造速度：2.0 m/min 超の速度で鋳造することを特徴とする極低炭素鋼のスラブ連続鋳造方法。

２．連続鋳造鋳型内の湯面レベルを含む鋳型上部に、鋳型厚みを横切る方向に鋳型全幅にわたって静磁界と交流磁界を重畳印加する磁場印加装置をそなえ、この磁場印加装置の下方に浸漬ノズルを介して溶鋼を供給する連続鋳造設備を用いて、Ｃ含有量が0.01mass％以下の極低炭素鋼スラブを製進するに際し、
上記連続鋳造設備の鋳型内鋳造空間の短辺長さ：150 〜240 mm、浸漬ノズルの浸漬深さ：200 〜350 mmの条件下で、上記短辺長さＤと浸漬ノズル吐出孔横幅ｄの比Ｄ／ｄが 1.5〜3.0 を満足する浸漬ノズルを用い、鋳造速度：2.0 m/min 超の速度で鋳造することを特徴とする極低炭素鋼のスラブ連続鋳造方法。

３．連続鋳造鋳型内の湯面レベルを含む鋳型上部に、鋳型厚みを横切る方向に鋳型全幅にわたって静磁界と交流磁界を重畳印加する磁場印加装置をそなえ、かつこれより一定距離下方の位置に、同じく鋳型全幅にわたって静磁界を印加する磁場印加装置をそなえ、これら上下二段の磁場印加装置の間に浸漬ノズルを介して溶鋼を供給する連続鋳造設備を用いて、Ｃ含有量が0.01mass％以下の極低炭素鋼スラブを製進するに際し、
上記連続鋳造設備の鋳型内鋳造空間の短辺長さ：150 〜240 mm、浸漬ノズルの浸漬深さ：200 〜350 mmの条件下で、上記短辺長さＤと浸漬ノズル吐出孔横幅ｄの比Ｄ／ｄが 1.5〜3.0 を満足する浸漬ノズルを用い、鋳造速度：2.0 m/min 超の速度で鋳造することを特徴とする極低炭素鋼のスラブ連続鋳造方法。

４．前記鋳造速度を 2.4 m/min以上とすることを特徴とする上記１〜３のいずれかに記載の極低炭素鋼のスラブ連続鋳造方法。

５．前記スラブ厚みＤと浸漬ノズル吐出孔横幅ｄの比Ｄ／ｄが 2.1〜2.9 を満足する浸漬ノズルを使用して鋳造することを特徴とする上記１〜４のいずれかに記載の極低炭素鋼のスラブ連続鋳造方法。

６．前記極低炭素鋼スラブが、自動車外板向けの冷延鋼板用素材であることを特徴とする上記１〜５のいずれかに記載の極低炭素鋼のスラグ連続鋳造方法。

本発明によれば、磁場印加装置による鋳型内溶鋼の適切な流動制御の下で、鋳型内鋳造空間の短辺長さ（スラブになったときのスラブ厚み）を従来よりも小さい 150〜240 mmとし、一方で鋳造速度を従来よりも大きい 2.0 m/min超え（好ましくは 2.4 m/min以上）とすることにより、鋳型内長辺に沿った溶鋼の流速が高速化し、これにより、
１）鋳型内で生成する長辺側凝固シェルにトラップされようとする介在物や気泡の洗浄効果が向上するだけでなく、
２）長辺側凝固シェルそのものが薄くなって、たとえこのシェルに幾分かの介在物や気泡がトラップされたとしても、熱間圧延前のスラブ加熱の際にスケールとともに効果的に除去される
結果、自動車外板用向け冷延鋼板のように表面品質が著しく厳しい極低炭素鋼板用の素材として最適な、捕捉される気泡や非金属介在物、モールドフラックスなどに起因した表面欠陥や内部介在物の少ないスラブを、安定して製造することが可能になる。
また、鋳造速度が大きくても、短辺長さが小さいので、短辺における凝固シェル厚の不均一を防止でき、短辺バルジングを防止することができる。

以下、本発明を具体的に説明する。
図１(a) 〜(c) に、本発明に用いて好適な磁場印加装置を備える連続鋳造用鋳型を模式で示す。
同図(a) は、湯面レベルを含む鋳型上部と、これより一定距離下方の位置にそれぞれ、上下二段にわたって静磁界を印加する磁場印加装置１を配置した場合、同図(b) は、湯面レベルを含む鋳型上部のみに、静磁界と交流磁界を重畳印加する磁場印加装置２を配置した場合、同図(c) は、湯面レベルを含む鋳型上部には交流磁界を印加する磁場印加装置２を、一方これより一定距離下方の位置には静磁界を印加する磁場印加装置１をそれぞれ配置した場合である。

上記した各種磁場印加装置のうち、静磁界を印加する磁場印加装置を用いる場合には、直流磁界の大きさ（磁束密度）は1000〜7000ガウス程度とすることが望ましい。この数値は、上限二段にわたって設ける場合でも、下段のみに設ける場合でも同じである。

また、交流磁界には、交流振動磁界と交流移動磁界の２種類があるが、本発明では、どちらも好適に使用することができる。
ここに、交流振動磁界とは、図２に示すように、隣り合うコイルに位相が実質的に逆の交流電流を通電するか、あるいはコイルの巻線方向を逆にして同位相の交流電流を通電して、隣り合うコイルに発生する磁界を実質的に反転させた磁界のことである。そして、この交流振動磁界と直流磁界を重畳させることにより、鋳型内溶鋼に局所的な流動を誘起させることができる。図中、番号３が直流コイル、４が交流コイル、５が鋳型、６が溶鋼（斜線部分は低速流域）である。

一方、交流移動磁界とは、任意の隣接するＮ個のコイルに 360°／Ｎずつ位相をずらした交流電流を通電して得られる磁界のことで、通常は、図３に示すようなＮ＝３（位相差 120°）が高効率ゆえに用いられる。やはり、この交流移動磁界と直流磁界を重畳させることにより、鋳型内溶鋼に局所的な流動を誘起させることができる。

かような、交流磁界を印加する磁場印加装置を用いる場合には、交流磁界の磁束密度は100 〜1000ガウス程度、また振動磁界の周波数は１〜10Hz程度とすることが望ましい。
さらに、静磁界と交流磁界を重畳印加する磁場印加装置を用いる場合には、直流磁界の大きさは1000〜7000ガウス程度、また交流磁界の磁束密度は 100〜1000ガウス程度とすることが望ましい。

さて、本発明では、上記したような磁場印加装置を用いた溶鋼の電磁流動制御の下で、連続鋳造を実施するわけであるが、以下、かような連続鋳造において、鋳型内で生じる現象についての新規知見を、本発明における製造条件の限定理由と共に説明する。なお、以後、介在物や気泡等は異物と称する。

(1) 異物捕捉場所の減少
鋳造速度Ｖc を速くすることにより、メニスカス部初期凝固シェル、いわゆる「爪」の生成が著しく抑制される。これは、湯面下同一深さでの凝固シェル厚がＶc の増加につれてより薄くなるため、溶鋼静圧の影響で鋳型側に押しつけられる力が、凝固シェル厚に依存するシェルの熱収縮により溶鋼側へ爪が倒れ込もうとする力よりも大きくなるためである。また、スラブ厚みが薄くなると、厚み方向のシェル収縮量の絶対値（＝スラブ厚×温度差×線膨張係数) が小さくなるので、溶鋼側への倒れ込みがより一層抑制され、その結果、爪の倒れ込み抑制効果が一層顕著になる。

(2) 異物吸着の抑制
凝固に伴い、凝固界面に濃化する溶質の偏析に起因して界面張力勾配が発生し、この力により、凝固シェル界面に異物が吸引・捕捉され易くなる現象が生じる。このため、異物を吸引・捕捉する力を大きくする溶質元素として特に影響の大きいＳやTi等の濃度を低下させる試みも実施されている。しかしながら、成分を操作することは、コストアップ（低Ｓ化）や材質劣化（Ti低減）につながるという問題がある。
本発明では、鋳造速度Ｖｃをより大きくすることにより、異物の凝固シェルへの吸引・捕捉する力の増大を抑制する。すなわち、(1) のような高速鋳造では、メニスカス部の凝固量がより減少するため、偏析量も減少し、よって、異物の吸引力となる界面張力勾配も小さくなる。その結果、凝固シェル側に吸着・捕捉される異物の量も抑制されるのである。

(3) 異物捕捉厚みの減少
本発明の条件で連続鋳造を行うと、異物は湯面下20mm以内でシェルに捕捉され、さらに鋳造速度の増加につれて捕捉深さは浅くなり、鋳造速度Ｖc ＞2.0 m/min では、スラブ表面からの捕捉深さｈは１mm以下となる。
この深さ以下になると、異物がシェルに捕捉されても、その後の熱延→冷延工程を経て製品になる過程で、異物は鋳片表面の酸化スケールと共に脱落・除去される。従って、スラブ手入れを行うことなしに、無欠陥の製品とすることができる。なお、鋳造速度が 2.4m/min 以上では爪深さが 0.7mm以下、つまり異物捕捉厚みｈもそれ以下となるので、鋳造速度は 2.4 m/min以上とすることがより好適である。

(4) 異物捕捉確率の減少
異物が凝固シェルに捕捉され易い湯面下20mm以内における凝固シェルの滞留時間は、鋳造速度の増加につれて短くなる。従って、異物の量が同じでも、凝固シェルに捕捉される確率は小さくなる。例えば、Ｖc ＝3.0 m/min の場合には、Ｖc ＝1.5 m/min の場合に比べて、異物が捕捉される確率は半分になる。

そこで、本発明では、鋳造速度Ｖc を 2.0 m/min超、好ましくは 2.4 m/min以上に限定したのである。

(5) ノズル浸漬深さ（溶鋼表面から吐出孔上端までの距離)
ノズル浸漬深さの違いによって鋳型内溶鋼の循環流の情況が変化する。特に、高速鋳造下では注入速度が大きいために、浸漬深さを最適化する必要がある。すなわち、ノズルが浅すぎると溶鋼の表面の流速が大きくなり、フラックスの巻き込みを助長する。一方、深すぎると溶鋼表面の流速が下がりすぎて凝固界面の洗浄効果が低下し、気泡・介在物の捕足が助長されることになる。

そこで、これらを勘案して、ノズル浸漬深さの最適値について検討したところ、ノズル浸漬深さは 200mm以上、 350mm以下とする必要があることが究明されたのである。

なお、かような浸漬ノズルの材質は、一般的に使用されているアルミナ−グラファイト質などが好ましいが、これだけに限定されるものではない。
また、浸漬ノズルの形状は、円筒形のノズル（いわゆるストレートノズル）あるいは先端を閉止し、両短辺方向に向けて大略円形の吐出孔を設けた２孔ノズルが一般的に使用できる。吐出孔の断面形状は、丸形、正方形、長方形（横長、縦長）等限定されるものでなく、その最大幅ｄが、後述する本発明の条件に合致していればよい。

(6) 鋳型内鋳造空間の短辺長さＤと浸漬ノズル吐出孔横幅ｄの比Ｄ／ｄの最適化
浸漬ノズル吐出口から噴出した溶鋼は、短辺シェルに衝突するまでにその幅が広がると共に、減速されるが、その程度や鋳型短辺シェルに衝突する溶鋼噴流の速度分布は、スラブ幅Ｗ、鋳造速度Ｖc およびＤ／ｄ比に依存する。鋳型内鋳造空間の短辺長さ（スラブ厚み）Ｄに対して浸漬ノズル吐出口幅ｄが小さすぎる（Ｄ／ｄが大きすぎる）と、Ｄ，Ｖc，Ｗの増大につれて、短辺シェルに衝突する噴流流速の大きい領域幅のスラブ厚み（短辺幅）に占める割合が減少するため、凝固シェルの成長が不均一で、かつ阻害され易く、極端に凝固シェルが薄くなると、ブレークアウトにつながる。一方、鋳型内鋳造空間の短辺長さ（スラブ厚み）Ｄに対して浸漬ノズル吐出口ｄが大きすぎる（Ｄ／ｄが小さすぎる）と、噴流が短辺に衝突する前に長辺側のシェルに衝突して長辺側凝固シェルの成長が阻害され、横割れや斜め割れが発生し、極端に凝固シェルが薄くなると、やはりブレークアウトにつながる。いずれの場合も、スラブ幅の影響は殆どない。
また、短辺に衝突後の流れが上昇後に長辺側湯面に沿って流れる際、Ｄ／ｄ比が最適値から外れると、スラブ厚み方向の溶鋼流速の偏りのため、メニスカス流速変動の一因にもなり、モールドフラックスの巻き込み量が増える。

そこで、Ｄ／d 比が製品品質に及ばす影響について調査した結果、Ｄ／d の範囲は 1.5〜3.8 が好適であることが突き止められた。
なお、製品品質に加えて、最適スラブ厚み、浸漬ノズル耐久性および必要流量を加味すると、2.1 〜2.9 の範囲がより好適である。

(7) 短辺バルジング防止（鋳型内鋳造空間の短辺長さの上限規制理由）
本発明で規定した鋳型内鋳造空間の短辺長さ（スラブ厚み）Ｄと浸漬ノズル吐出孔横幅ｄの比Ｄ／ｄが適正範囲を満足する浸漬ノズルを使用しても、短辺長さが厚くなりすぎると、鋳造速度Ｖc が 2.0m/min 超えの場合には、短辺バルジングに起因したスラブ形状不良やブレークアウトの問題が発生する。この点、短辺厚みが小さい場合やＶc が小さい場合には、鋳型を出てからのスラブ短辺の溶鋼静圧によるバルジングが小さく抑えられ、ブレークアウト発生の危険性は低い。
しかしながら、短辺長さ（すなわちスラブ厚み）が 240mm超えにおいては、鋳造速度が 2.4 m/minでもスラブ厚み増加による浸漬ノズル吐出孔からの溶鋼噴流速度の増加により、電磁ブレーキ制動による二次流速増加のため、短辺シェル成長の遅れを抑えることが困難になり、鋳型下端での短辺バルジングが顕著になり、ブレークアウトの危険性（バルジング量≧10mm）が増大する。
また、短辺長さ（すなわちスラブ厚み）が 240mm超えの場合には、上と同様の理由で、溶鋼噴流の短辺からの反転流や二次流が湯面の乱れを助長するため、モールドフラックスの巻き込みや噛み込みも発生し易くなり、またスラブ厚みの増加は、メニスカス部の特に浸漬ノズル近傍での溶鋼のよどみも発生し易くなる傾向にあるため、スラブ表面欠陥および製品欠陥が増大する。

(7) 鋳型内鋳造空間の短辺長さの下限規制理由
鋳型内鋳造空間の短辺長さ（スラブ厚み）Ｄが150 mm未満では、下記の理由で好ましくない。
すなわち、スラブ断面積が小さくなりすぎると、湯面制御性の問題から、同じ鋳造量の変動に対して、湯面の変動量が大きくなり、湯じわに起因した深さ：１mm以上の爪の発生頻度が増加し、上記(1) の効果が得られなくなる。また、湯面の変動に起因して、モールドフラックスの巻き込みや噛み込みも発生し易くなる。さらに、一般の浸漬ノズルの外径は、耐久性から定まる壁厚み（20mm〜）、スループット：5.4 t/min(150 mm厚、2200mm幅、Ｖc ：2.1 m/min 〜）〜14.5 t/min（240 mm厚、2200mm幅、Ｖc ：〜3.5 m/min ）を確保する観点から決まる内径（70〜130 mm）の和で決定される。ここで、短辺長さ（スラブ厚み）Ｄが小さすぎると、浸漬ノズル外壁と長辺凝固シェルとの距離が狭くなりすぎ（＜20mm）、この間での流動が不均一になり、縦割れの原因となる。極端な場合、凝固シェルがノズルに接触・固着し、ブレークアウトにつながる。よって、短辺長さ（スラブ厚み）Ｄは、 150mm（内径：70mm＋外壁総厚：40mm（20×２）＋浸漬ノズル外壁と長辺凝固シェルの距離：40mm（20×２））以上とする必要がある。

そこで、本発明では、鋳型内鋳造空間の短辺長さ（スラブ厚み）は、 150〜240 mmの範囲に限定したのである。

なお、鋳型内鋳造空間の長辺長さ（スラブ幅）は、特に制限されるものではなく、通常の冷延鋼板（とくに自動重用冷延鋼板）向けの長さであればよく、 900〜2200mm程度とするのが好ましい。
また、鋳型の上下方向の高さは、特に規定しないが、鋳造速度：2.0m／min 超の条件で鋳造した場合においても、鋳型内を抜けた鋳片がバルジングしない程度の厚みの凝固シェルを生成させる必要があることから、800mm から1000mm程度とするのが好ましい。

また、本発明が対象とする鋼種は、Ｃ含有量が0.01mass％以下のいわゆる極低炭素鋼である。Ｃ以外の成分に関しては特に規定するものではないが、自動車外板などの深絞り加工用途に適するものであることが好ましい。本発明は、とりわけ介在物欠陥を嫌う用途向け鋼種について、スラブの表層下でスケールオフしない厚み範囲に介在物等を存在させないことを意図しており、精錬過程で脱酸生成物としてアルミナ等の非金属介在物が発生し易い極低炭素鋼が、本発明の利益を最も享受するからである。
ちなみに、Ｃ以外の極低炭素鋼の代表組成を掲げると、次のとおりである。
Si：0.01〜0.04mass％，Mn：0.08〜0.20mass％，Ｐ：0.008 〜0.020 mass％，Ｓ：0.003〜0.008 mass％，Al：0.015 〜0.060 mass％，Ti：0.03〜0.08mass％，Nb：0.002 〜0.017 mass％．Ｂ：0 〜0.0007mass％。

転炉溶製−RH処理によって得た、Ｃ：0.0015mass％、Si：0.02mass％、Mn：0.08mass％、Ｐ：0.015mass％、Ｓ：0.004mass％、Al：0.04mass％およびTi：0.04mass％を含有し、残部はFeおよび不可避的不純物の組成になる溶鋼（約300ton）を、図１(a) 〜(c) に示す磁場印加装置をそなえる連続鋳造用鋳型を用いて連続鋳造し、スラブとした。
この時の製造条件を表１に示す。なお、浸漬ノズルとしては、吐出孔が角形で、吐出角度が下向き15°の２孔ノズルを用いた。
かくして、得られたスラブの表面偏析、非金属介在物量および冷延圧延後のモールドフラックスに起因した表面欠陥について調べた結果を、表２に示す。

なお、スラブの表面偏析は、スラブ研削後、エッチングを行い、目視観察によって１m²当たりの偏析個数を調査した。また、非金属介在物量は、鋳片の1 ／4 厚みの位置からスライム抽出法によって介在物を抽出後、重量を測定した。さらに、冷間圧延後のコイルの表面欠陥を、目視検査し、欠陥サンプルを採取後、欠陥部を分析することによってモールドフラックスによる欠陥個数を調査した。なお、表面偏析、介在物量およびモールドフラックス欠陥とも、指数化に際しては、全条件のうち最も悪かったものを10とし、それに対する線形な比で表示した。

表２から明らかなように、本発明に従い、鋳型内溶鋼の適切な電磁流動制御の下で、鋳造速度、連鋳造型内鋳造空間の短辺長さ、ノズル浸漬深さおよび前記短辺長さＤと浸漬ノズル吐出孔横幅ｄの比Ｄ／d を適正に制御することにより、表面偏析、非金属介在物量およびモールドフラックスに起因した欠陥を低減することができた。
なお、振動磁界の強度が強すぎると、溶湯表面のフラックスの巻き込みが大きくなって、表面品質を悪化させ、周波数が高すぎると、磁界に溶湯が追随できなくなって、凝固界面の洗浄効果が低下し、気泡、介在物欠陥の増加を招いた。

本発明に用いて好適な磁場印加装置を備える連続鋳造用鋳型の模式図である。交流振動磁界の印加要領の一例を示す図である。交流移動磁界の印加要領の一例を示す図である。

符号の説明

１静磁界を印加する磁場印加装置
２静磁界と交流磁界を重畳印加する磁場印加装置
３直流コイル
４交流コイル
５鋳型
６溶鋼

Claims

連続鋳造鋳型内の湯面レベルを含む鋳型上部と、これより一定距離下方の位置にそれぞれ、鋳型厚みを横切る方向に鋳型全幅にわたって静磁界を印加する磁場印加装置をそなえ、これら上下二段の磁場印加装置の間に浸漬ノズルを介して溶鋼を供給する連続鋳造設備を用いて、Ｃ含有量が0.01mass％以下の極低炭素鋼スラブを製進するに際し、
上記連続鋳造設備の鋳型内鋳造空間の短辺長さ：150 〜240 mm、浸漬ノズルの浸漬深さ：200 〜350 mmの条件下で、上記短辺長さＤと浸漬ノズル吐出孔横幅ｄの比Ｄ／ｄが 1.5〜3.0 を満足する浸漬ノズルを用い、鋳造速度：2.0 m/min 超の速度で鋳造することを特徴とする極低炭素鋼のスラブ連続鋳造方法。
連続鋳造鋳型内の湯面レベルを含む鋳型上部に、鋳型厚みを横切る方向に鋳型全幅にわたって静磁界と交流磁界を重畳印加する磁場印加装置をそなえ、この磁場印加装置の下方に浸漬ノズルを介して溶鋼を供給する連続鋳造設備を用いて、Ｃ含有量が0.01mass％以下の極低炭素鋼スラブを製進するに際し、
上記連続鋳造設備の鋳型内鋳造空間の短辺長さ：150 〜240 mm、浸漬ノズルの浸漬深さ：200 〜350 mmの条件下で、上記短辺長さＤと浸漬ノズル吐出孔横幅ｄの比Ｄ／ｄが 1.5〜3.0 を満足する浸漬ノズルを用い、鋳造速度：2.0 m/min 超の速度で鋳造することを特徴とする極低炭素鋼のスラブ連続鋳造方法。
連続鋳造鋳型内の湯面レベルを含む鋳型上部に、鋳型厚みを横切る方向に鋳型全幅にわたって静磁界と交流磁界を重畳印加する磁場印加装置をそなえ、かつこれより一定距離下方の位置に、同じく鋳型全幅にわたって静磁界を印加する磁場印加装置をそなえ、これら上下二段の磁場印加装置の間に浸漬ノズルを介して溶鋼を供給する連続鋳造設備を用いて、Ｃ含有量が0.01mass％以下の極低炭素鋼スラブを製進するに際し、
上記連続鋳造設備の鋳型内鋳造空間の短辺長さ：150 〜240 mm、浸漬ノズルの浸漬深さ：200 〜350 mmの条件下で、上記短辺長さＤと浸漬ノズル吐出孔横幅ｄの比Ｄ／ｄが 1.5〜3.0 を満足する浸漬ノズルを用い、鋳造速度：2.0 m/min 超の速度で鋳造することを特徴とする極低炭素鋼のスラブ連続鋳造方法。
前記鋳造速度を 2.4 m/min以上とすることを特徴とする請求項１〜３のいずれかに記載の極低炭素鋼のスラブ連続鋳造方法。
前記スラブ厚みＤと浸漬ノズル吐出孔横幅ｄの比Ｄ／ｄが 2.1〜2.9 を満足する浸漬ノズルを使用して鋳造することを特徴とする請求項１〜４のいずれかに記載の極低炭素鋼のスラブ連続鋳造方法。
前記極低炭素鋼スラブが、自動車外板向けの冷延鋼板用素材であることを特徴とする請求項１〜５のいずれかに記載の極低炭素鋼のスラグ連続鋳造方法。