(57)【要約】【課題】軽圧下ロールを備えた軽圧下ゾーンを有する連続鋳造設備において、二次冷却が全幅冷却、幅切り冷却のいずれであっても、その温度分布に応じて適切にかつ効率よく短辺部分を加熱して、軽圧下ロールの圧下力を増強することなく、軽圧下による中心偏析の低減を図る。【解決手段】軽圧下ゾーン内の入口付近において、鋳片Ｈの両短辺外側にプラズマトーチＴを１本以上配置し、電磁コイル３４による交流磁場の下で、鋳片Ｈの短辺Ｓに対してプラズマアークＰを照射する。プラズマトーチＴ１〜Ｔ３の出力を制御して、軽圧下ゾーンにおける鋳片の短辺部分の断面平均温度を制御する。【選択図】図２
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【特許請求の範囲】
【請求項１】
軽圧下ロールを備えた軽圧下ゾーンを有する連続鋳造設備を用いて連続鋳造鋳片を製造する方法において、
少なくとも軽圧下ゾーン内の最上流側端部の鋳片の両短辺外側に鋳片の短辺に対向して配置された１本以上のプラズマトーチから、鋳片の短辺に対して照射されるプラズマアークを、交流磁場によって短辺厚み方向に振動させて、少なくとも鋳片の両短辺の厚み方向の中央部を加熱するとともに、
前記短辺に対してプラズマアークを照射するプラズマトーチの出力を制御して、軽圧下ゾーンにおける鋳片の短辺部分の断面平均温度が、前記鋳片の固相線温度−１００℃以下となるように制御することを特徴とする、連続鋳造鋳片の製造方法。
【請求項２】
前記鋳片の軽圧下ゾーンの短辺部分の断面平均温度が、（軽圧下ゾーンの最上流側端部の断面平均温度＋軽圧下ゾーンの最下流側端部の断面平均温度）／２の値とすることを特徴とする、請求項１に記載の連続鋳造鋳片の製造方法。
【請求項３】
前記プラズマトーチ以外に、さらに他のプラズマトーチを両短辺のコーナー部に照射可能に配置し、前記鋳片のコーナー部に向けてプラズマアークを照射することを特徴とする、請求項１または２に記載の連続鋳造鋳片の製造方法。
【請求項４】
請求項１または２に記載の連続鋳造鋳片の製造方法を実施するための連続鋳造設備であって、
軽圧下ロールを備えた軽圧下ゾーンと、
少なくとも軽圧下ゾーン内の最上流側端部において鋳片の両短辺外側に、少なくとも鋳片の両短辺の厚み方向の中央部を加熱するように、鋳片の短辺に対向して配置された１本以上のプラズマトーチと、
前記プラズマトーチから鋳片の短辺に対して照射されるプラズマアークを短辺厚み方向に振動させる、交流磁場発生装置と、
前記プラズマトーチの出力を制御する制御装置とを有することを特徴とする、連続鋳造設備。
【請求項５】
請求項３に記載の連続鋳造鋳片の製造方法を実施するための連続鋳造設備であって、
前記プラズマトーチ以外に、さらに他のプラズマトーチを両短辺のコーナー部に照射可能に配置されたことを特徴とする、連続鋳造設備。
【発明の詳細な説明】
【技術分野】
【０００１】
本発明は、連続鋳造鋳片の製造方法及び連続鋳造設備に関するものである。
【背景技術】
【０００２】
従来から、連続鋳造方法によってスラブやブルーム等の半製品（鋳片）を製造する場合に、溶鋼中に含まれていたケイ素（Ｓｉ）、マンガン（Ｍｎ）等の成分が鋳片の中心部に偏析する、いわゆる中心偏析が問題となることがある。
【０００３】
このような中心偏析は、内部割れや鋼材の品質の低下をもたらす原因となるため、可能な限り抑制することが好ましい。この中心偏析の抑制技術として、従来から、溶鋼の凝固末期に、長辺サポートロールにより鋳片を圧下し（軽圧下）、凝固収縮を補間し偏析を少なくする技術がある。
一般的に、二次冷却を経て軽圧下ゾーンに移動する段階で、鋳片短辺部分の温度がそれ以外の部位よりも低くなるため、短辺部分の圧下抵抗が、他の部位よりも高くなる。
そこで、短辺部分の圧下抵抗を低減するために、短辺部分を、それ以外の部位よりも緩冷却とする方法が知られている。
しかしながら、短辺部分を緩冷却すると、凝固末期の固液界面形状は平坦ではなく、その断面は眼鏡型（Ｗ型と呼称されることもある）になっていることが報告されている（非特許文献１）。
【０００４】
これを改善するため、圧下抵抗の不均一さに抗って圧下する目的で、軽圧下の圧下力を強くして圧延することが考えられるが、必要な圧下力は強大なものとなり、それに伴って装置自体も高強度化しなければならず費用が膨大なものとなる。また圧下ロールやロール軸受の負荷が大きくなるので、装置の破損やメンテナンス費用の増大などの問題が起こる。
【０００５】
圧下抵抗を下げるためには、鋳片に対して適宜加熱すればよいが、鋳片の加熱自体に関しては、従来から鋳片割れを抑制する目的で、二次冷却曲げ部や矯正部帯の入り側において鋳片コーナー部を誘導加熱あるいはバーナー加熱すること（特許文献１）、鋳片全周を誘導加熱し、表面をやわらかくしロール圧下により鋳片表面の粗さを改善する技術（特許文献２）、さらには鋳片中心部が凝固を開始する近傍で鋳片全体を加熱すること（特許文献３）が提案されている。
【先行技術文献】
【特許文献】
【０００６】
【特許文献１】特開２００７−１６０３４１号公報
【特許文献２】特開平１１−１７００１９号公報
【特許文献３】特開昭６３−１５４２４８号公報
【非特許文献】
【０００７】
【非特許文献１】鋼のスラブ連続鋳造技術の最近の動向、第１５３・１５４回西山記念技術講座、日本鉄鋼協会，（１９９４），ｐ１８０−１８４．
【発明の概要】
【発明が解決しようとする課題】
【０００８】
ところで、軽圧下ゾーンに移動する前に鋳片に対しては、冷却水スプレーを施して二次冷却されるが、その冷却条件によって、軽圧下ゾーンに移動する前の鋳片の温度分布は異なっている。
まず全幅冷却と呼ばれる冷却方式では、長辺の全幅に亘って冷却水スプレーが施されるため、短辺部分の温度の低下が大きく、特にコーナー部分での温度の落ち込みは顕著である。かかる場合、短辺付近は早期に凝固してしまい、凝固完了部が短辺に存在し、しかも短辺部分の温度が低下しているため、短辺の圧下抵抗が極めて大きくなってしまう。他方、幅切り冷却と呼ばれる、長辺の両端近傍の位置に冷却水スプレーを施さないか、あるいは冷却水量を他より低減した二次冷却がなされた鋳片では、短辺部分の温度低下は全幅冷却ほどではないものの、やはり短辺部分の温度低下は避けられず、当該部分の圧下抵抗は増加していた。
【０００９】
このような事情の下で、軽圧下される鋳片に対して、仮に前記した特許文献１〜３の加熱技術を適用したとしても、次のような問題がある。
まず特許文献１では、コーナー部のみを加熱しているため、確かにコーナー部の温度は高くなるものの、短辺部中央部分の温度の改善（中心偏析の改善）はできない。したがって、全幅冷却された鋳片に対しては、短辺中央部分の加熱が十分ではない。
特許文献２、３については、いずれも鋳片全体もしくは長辺表面を加熱しているので、短辺部分の温度を昇温させることはできるものの、いずれも、軽圧下ゾーンよりも鋳造方向上流側で加熱しているため、軽圧下時までに冷却されて温度が低下してしまい、短辺部分の加熱を十分に行なうことはできない。また、中心偏析の改善には寄与しない長辺部分も加熱するため、エネルギーを無駄に浪費する点も否めない。
【００１０】
本発明はかかる点に鑑みてなされたものであり、軽圧下ロールを備えた軽圧下ゾーンを有する連続鋳造設備において、二次冷却が全幅冷却、幅切り冷却のいずれであっても、鋳片短辺部分を適切に加熱することで、圧下抵抗を低減でき、かつ、鋳片短辺部分の圧下抵抗が急激に低下しない様にすることができ、これにより圧下装置の圧下力を増強することなく、また、軽圧下ロールを高強度化することなく、軽圧下による中心偏析の低減を図ることを目的としている。
【課題を解決するための手段】
【００１１】
前記目的を達成するため、本発明は、軽圧下ロールを備えた軽圧下ゾーンを有する連続鋳造設備を用いて連続鋳造鋳片を製造する方法において、少なくとも軽圧下ゾーン内の最上流側端部の鋳片の両短辺外側に鋳片の短辺に対向して配置された１本以上のプラズマトーチから、鋳片の短辺に対して照射されるプラズマアークを、交流磁場によって短辺厚み方向に振動させて、少なくとも鋳片の両短辺の厚み方向の中央部を加熱するとともに、前記短辺に対してプラズマアークを照射するプラズマトーチの出力を制御して、軽圧下ゾーンにおける鋳片の短辺部分の断面平均温度が前記鋳片の固相線温度−１００℃（固相線温度よりも１００℃低い値）以下となるように制御することを特徴としている。
ちなみに、前記の断面平均温度の下限値は、前記軽圧下ロールで圧下可能な圧下抵抗となる断面平均温度以上であり、使用する軽圧下装置の圧下能力に応じて、適宜、設定することができる。
【００１２】
本発明によれば、前記短辺方向に対して照射されるプラズマアークを制御して、少なくとも鋳片の両短辺の厚み方向の中央部を加熱する。このため、短辺における厚み方向中心部を優先的に加熱制御することができ、軽圧下時の圧下抵抗となっている部分を効率的に加熱することができる。これにより、軽圧下時の圧下抵抗を低減できるため、従来と同等な圧下力によって中心偏析の低減を図ることができる。なおプラズマ加熱装置の出力の制御は、鋳片の短辺部分の断面平均温度に対応する圧下抵抗が、前記軽圧下ロールで圧下可能な範囲となるように制御すれば良く、全幅冷却、幅切り冷却を問わず、必要に応じて好適に圧下抵抗を低下することができ、軽圧下ゾーンの圧下力を増強することなく、軽圧下による中心偏析の低減を図ることができる。
【００１３】
但し、本発明者の検討により、前記の断面平均温度が高すぎる場合、圧下抵抗が急激に低下することが判明した。圧下抵抗が急激に低下した状態で軽圧下すると、鋳片の熱・凝固収縮に伴う体積変化分を超えて圧下してしまうため、液相部分が上流側（鋳型側）に逆流し、これにより中心偏析が却って悪化することがわかった。そこで、鋭意、検討したところ、対象とする鋳片の固相線温度−１００℃の値を超えて昇温させると、急激に圧下抵抗が減少することを、実験的により知見した。
そこで、前記の断面平均温度の上限を、前記鋳片の固相線温度−１００℃（固相線温度よりも１００℃低い値）以下と規定した。
ちなみに、固相線温度は、鉄鋼便覧第３版第１巻、日本鉄鋼協会編、昭和５６年６月２０日発行丸善、ｐｐ２０５（参考文献１）に記載されている方法により算出することができる。
【００１４】
なお、ここでいう鋳片の短辺部分の断面平均温度の対象となる領域は、軽圧下ゾーンの始端から終端までの鋳片の短辺部分の完全凝固部位の断面平均温度である。これらの領域での平均温度によって得られる圧下抵抗に基づいた圧下力で、軽圧下ロールで圧下することにより中心偏析を低減させる事ができる。
ここで、軽圧下ゾーンの始端とは、最も上流側の軽圧下ロールを支持しているロールセグメントの最上流側端部であり、軽圧下ゾーンの終端とは、最も下流側に位置する軽圧下ロールを支持しているロールセグメントの最下流側端部であり、軽圧下ゾーンは、これら始端と終端との間の領域である。
【００１５】
軽圧下ゾーンの断面平均温度を算出する際には、短辺側の完全凝固部位について、軽圧下ゾーン始端の断面平均温度から軽圧下ゾーン終端までの断面平均温度を、細かいメッシュに分割して求め、体積分を積分して計算で求めることが理想であるが、発明者の知見では、以下に示す簡便法で算出しても、ほとんど同様な結果になることを確認しているため、以下の簡便法が適用できる。すなわち、
鋳片の軽圧下ゾーンの短辺部分の断面平均温度＝（軽圧下ゾーンの最上流側端部の断面平均温度＋軽圧下ゾーンの最下流側端部の断面平均温度）／２
ここで、鋳片の軽圧下ゾーンの短辺部分の鋳片幅方向の位置は、鋳片厚みの１／２の長さ分だけ、短辺から中心に向けて入った矩形の領域が、圧下抵抗となっている領域にほぼ相当することを知見しているため、前記の矩形領域の断面平均温度を用いても構わない。
さらに、鋳片厚み方向に関して、圧下抵抗に関与する領域は、鋳片厚み中心部を対称として、それぞれ２５ｍｍであることを知見しているため、前記の矩形領域の鋳片厚み方向について、鋳片厚み中心部を対称として、それぞれ２５ｍｍとしても構わない。
【００１６】
また、前記プラズマトーチ以外に、さらに他のプラズマトーチを両短辺外方に配置し、前記鋳片のコーナー部に向けてプラズマアークを照射するようにすれば、特に全幅冷却の際に発生するコーナー割れを未然に防止することができる。
【００１７】
別な観点によれば、本発明の連続鋳造設備は、軽圧下ロールを備えた軽圧下ゾーンと、少なくとも軽圧下ゾーン内の最上流側端部において鋳片の両短辺外側に、少なくとも鋳片の両短辺の厚み方向の中央部を加熱するように、鋳片の短辺に対向して配置された１本以上のプラズマトーチと、前記プラズマトーチから鋳片の短辺に対して照射されるプラズマアークを短辺厚み方向に振動させる、交流磁場発生装置と、前記プラズマトーチの出力を制御する制御装置とを有している。
【発明の効果】
【００１８】
本発明によれば、軽圧下ロールを備えた軽圧下ゾーンを有する連続鋳造設備において、二次冷却が全幅冷却、幅切り冷却のいずれであっても、圧下力を増強することなく、したがって軽圧下装置を高強度化することなく、エネルギー効率よく軽圧下による中心偏析の低減を図ることが可能である。
【図面の簡単な説明】
【００１９】
【図１】実施の形態にかかる連続鋳造設備の概要を模式的に示した説明図である。
【図２】図１の連続鋳造設備において使用されたプラズマ加熱装置の構成を模式的に示した説明図である。
【図３】（ａ）は、全幅冷却された際のメニスカスから１６ｍの位置の凝固界面を示す図、（ｂ）は、幅切り冷却された際の同位置での凝固界面を示す図、（ｃ）は、全幅冷却された際のメニスカスから２０ｍの位置の凝固界面を示す図、（ｄ）は、幅切り冷却された際の同位置での凝固界面を示す図である。
【図４】（ａ）は全幅冷却された際のメニスカスＭから１６ｍの位置の断面温度分布を示す図、（ｂ）は幅切り冷却された際の同位置での断面温度分布を示す図、（ｃ）は、全幅冷却された際のメニスカスＭから２０ｍの位置の断面温度分布を示す図、（ｄ）は、幅切り冷却された際の同位置での断面温度分布を示す図である。
【図５】（ａ）は、全幅冷却された鋳片に対してプラズマ加熱したときのメニスカスから１６ｍの位置での断面温度分布を示す図、図５（ｂ）は同じくメニスカスから２０ｍの位置での断面温度分布を示す図である。
【図６】（ａ）は、鋳片コーナーから中心に向けて１５０ｍｍ長辺側に入った部分を、冷却水をかけない様にして幅切り冷却して、プラズマ加熱したときのメニスカスから１６ｍの位置での断面温度分布を示す図、図６（ｂ）は同じくメニスカスから２０ｍの位置での断面温度分布を示す図である。
【図７】（ａ）は、全幅冷却された鋳片に対して上下端のプラズマトーチの供給熱量を中央のプラズマトーチよりも３割増加してプラズマ加熱したときのメニスカスから１６ｍの位置での断面温度分布を示す図、図７（ｂ）は同じくメニスカスから２０ｍの位置での断面温度分布を示す図である。
【図８】上下端のプラズマトーチを鋳片の短辺に対して斜めに配置したプラズマ加熱装置の構成を模式的に示した説明図である。
【図９】図８の装置を用いて、全幅冷却された鋳片に対してプラズマ加熱したときのメニスカスから１６ｍの位置での断面温度分布を示す図、図９（ｂ）は同じくメニスカスから２０ｍの位置での断面温度分布を示す図である。
【発明を実施するための形態】
【００２０】
以下、本発明の実施の形態について説明すると、図１は、実施の形態にかかる連続鋳造設備１の概要を示しており、この連続鋳造設備１は、溶鋼を貯留するタンディッシュ２と、タンディッシュ２の底部から鋳型３に対して溶鋼を注入するノズル４と、鋳型３から引き出される鋳片Ｈを通過させる鋳片通路を構成するために対向配置されている複数のロール群６、７を備えている。
【００２１】
鋳片Ｈを鋳片通路に沿った鋳造方向Ａに案内するように、鋳片通路の可動面側（いわゆるＬ面側）に各ロール群６が配置され、固定面側（いわゆるＦ面側）に各ロール群７がそれぞれ対向配置されている。各ロール群６、７は、複数のローラ１１を支持している複数のロールセグメント（図示せず）によって構成されている。
【００２２】
連続鋳造設備１においては、上流側から下流側に行くにつれて複数の二次冷却ゾーン、たとえば二次冷却ゾーンＣ１〜Ｃ７が設定されている。そして二次冷却ゾーンＣ７内に、軽圧下ゾーン２１が設定され、軽圧下ゾーン２１の下流側には切断カッター１２が設けられている。
【００２３】
各二次冷却ゾーンＣ１〜Ｃ７においては、鋳片Ｈに対してスプレーノズル（図示せず）によって冷却処理がなされる。このスプレーノズルは、各二次冷却ゾーンＣ１〜Ｃ７ごとにその動作、水量が制御され、鋳片Ｈに対して所望の全幅冷却、幅切り冷却が適宜施される。
【００２４】
軽圧下ゾーン２１は、複数のロールセグメント（図示せず）を有しており、各ロールセグメントは、複数の、たとえば４本〜８本の軽圧下ロール２２を備え、各軽圧下ロール２２は油圧シリンダ（図示せず）によって、鋳片Ｈに対して所定の圧力で圧下することが可能である。軽圧下ゾーン２１の始端は、最も上流側の軽圧下ロール２２を支持しているロールセグメントの最上流側端部であり、軽圧下ゾーン２１の終端は、最も下流側に位置する軽圧下ロール２２を支持しているロールセグメントの最下流側端部であり、軽圧下ゾーン２１は、これら始端と終端との間の領域をいう。なお軽圧下ゾーン２１においても、スプレーノズル（図示せず）によって、鋳片Ｈに対して冷却処理がなされる。
【００２５】
本実施の形態においては、軽圧下ゾーン２１内の入口において、図２に示したようなプラズマ加熱装置３１が、鋳片Ｈの短辺両側に配置されている。配置数は軽圧下ゾーン２１内に任意に配置できる。また軽圧下ゾーン２１内の入口に少なくとも１基のプラズマ加熱装置３１が設置されていればよく、軽圧下ゾーン２１の上流側の領域にさらに予熱のためにプラズマ加熱装置３１を配置しても良い。なお図示の都合上、図２は、鋳片Ｈの幅方向一端部の短辺Ｓ側を示しているが、幅方向他端部の短辺側においても同一のプラズマ加熱装置３１が鋳片Ｈを挟んで対向配置されている。
【００２６】
プラズマ加熱装置３１は、少なくとも鋳片の両短辺の厚み方向の中央部を加熱できる様に、鋳片Ｈの厚み中心に対して短辺Ｓ外側から対向するように配置されたプラズマトーチＴ１と、鋳片Ｈの厚み方向に沿ってプラズマトーチＴ１の上下に配置されたプラズマトーチＴ２、Ｔ３とを有している場合について説明する。
各プラズマトーチＴ１〜Ｔ３は、トーチ側を陰極、鋳片を陽極とする直流プラズマのプラズマトーチであり、いずれも対応する直流電源３２からの電圧の印加によって、各々鋳片Ｈとの間に直流プラズマによるプラズマアークＰを形成させる。プラズマトーチＴ１〜Ｔ３出力の制御は制御装置３３によって、各々独立して制御される。
【００２７】
鋳片Ｈの短辺ＳとプラズマトーチＴ１〜Ｔ３との間には、鋳片Ｈの鋳造方向前後、すなわちプラズマトーチＴ１〜Ｔ３によって形成されるプラズマアークＰの鋳造方向の前後には、各々矩形ループ状の電磁コイル３４が相互に平行となるように設けられている。これら電磁コイル３４は、交流電源（図示せず）からの交流電流の供給によって、各プラズマアークＰに対して周期的にローレンツ力を作用させ、各プラズマアークＰを、当該交流電流の周波数に応じて、図中の往復矢印で示したように、鋳片Ｈの厚み方向に振動させる。
【００２８】
なお、厚みが薄い鋳片の場合は、鋳片Ｈの厚み中心に対して短辺Ｓ外側から対向するように配置されたプラズマトーチＴ１を１本だけ配置しても良い。また、少なくとも鋳片の両短辺の厚み方向の中央部を加熱する別の形態として、例えば、２本のプラズマトーチを鋳片の両短辺の厚み方向の中央部に対して厚み方向に対称に配置し、２本のプラズマトーチの振動領域を鋳片の両短辺の厚み方向の中央部で重複させても良い。
【００２９】
実施の形態にかかる連続鋳造設備１の主要な構成は以上の通りであり、次にその実施方法、作用等について説明する。この連続鋳造設備１を用いて実施される連続鋳造方法は、鋳片Ｈの短辺Ｓに対してプラズマアークＰを照射するプラズマトーチＴ１〜Ｔ３の出力を制御して、軽圧下ゾーン２１における鋳片Ｈの短辺Ｓ部分の断面平均温度を制御するようにして、実施される。
【００３０】
短辺Ｓ部分の断面平均温度を算出する際には、既述したように、（軽圧下ゾーンの最上流側端部の断面平均温度＋軽圧下ゾーンの最下流側端部の断面平均温度）／２で表すことができ、また断面平均温度の鋳片Ｈの幅方向の位置は、鋳片Ｈの厚みの１／２の長さ分、短辺Ｓから中心に向けて入った矩形の領域の断面平均温度として、算出してもよい。さらに、前記の矩形領域の鋳片厚み方向について、鋳片厚み中心部を対称として、それぞれ２５ｍｍとしても構わない。かかる場合、鋳片Ｈの温度の算出は、以下のようにして行なうことができる。
【００３１】
一般に連続鋳造鋳片内の温度場は、鉄鋼便覧第３版第１巻、日本鉄鋼協会編、昭和５６年６月２０日発行丸善、ｐｐ２１１−２１２（参考文献１）に記載されている方法により算出することができる。即ち、所定の過熱度を持った溶鋼を初期値として、所定の鋳造速度で移動する鋳造方向に垂直な２次元断面を解析領域として選択し、鋳型及び２次冷却ゾーンの冷却条件を２次元断面の外側の境界条件として与え、鋼の標準的物性値である熱伝導率、比熱、密度及び凝固潜熱値を用いて非定常伝熱解析を実施すれば、時間を変数とした鋳片内の温度分布や凝固固相率分布を算出することができる。
【００３２】
連鋳機内の抜熱分布は複雑であるが、理論と実験に基づいて、鋳造速度と冷却方式、冷却水量に応じて標準的な算出式が提唱されており、鉄鋼便覧第３版第２巻、日本鉄鋼協会編、昭和５４年１０月１５日発行丸善、ｐｐ６１８−６２３（参考文献２）．に記載されている。温度分布の算出は、解析的には困難であり、一般に前記の鋳造方向に垂直な２次元断面内を格子状のセルに区切り、差分法や有限体積法などを使用して、セル中心や辺あるいは格子点の離散的な変数値を計算する数値的な解析が実施される。一方、本発明のような短辺を加熱する場合には、前記の非定常伝熱解析において、エネルギー方程式の生成項に加熱によるエネルギー入熱を代入すれば、鋳片内の温度場及び固相率分布を算出することができる。
【００３３】
次に、温度分布の算出のための解析条件（初期条件、境界条件、物性値）について説明する。
本実施の形態では、代表例として下記の条件において、有限体積法を用いた数値解析により、鋳片内の凝固計算を実施し、温度分布を算出した。
鋳片Ｈについては、幅２０００ｍｍ、厚み２５０ｍｍ、そして鋳造速度１ｍ／ｍｉｎ、液相線温度１７９７Ｋ（１５２４℃）、固相線温度１７６５Ｋ（１４９２℃）とし、溶鋼及び固体の鋼の物性として温度依存性の影響は小さいため、温度依存性を無視できるとして、密度７２００ｋｇ／ｍ３、熱伝導率４１Ｗ／ｍＫ、比熱７５０Ｊ／ｋｇＫ、凝固潜熱２５１０００Ｊ／ｋｇ、という固定物性値を使用し、また、溶鋼流動及び成分偏析の影響も小さいため、これを無視できるとして解析を行った。
【００３４】
解析領域は矩形鋳片の半幅半厚の４分の１領域とし、解析セルサイズは１辺１ｍｍの正方形とした。解析法は有限体積法を使用し、時間については１次精度の陽解法、他は陰解法とした。
【００３５】
鋳型３内及び二次冷却ゾーンＣ1〜Ｃ７内の冷却条件とスプレー条件は例として、以下の条件を使用した。なお、各式は前記参考文献３に記載された実験式である。
【００３６】
鋳型３内の抜熱（Ｗ／ｍ２）は、鉄鋼便覧第３版第２巻、日本鉄鋼協会編、昭和５４年１０月１５日発行丸善、ｐｐ６１８−６２３（参考文献３）の図を回帰して得られる式として、８×１０５×（ＶＣ／ｚ）０．３５  で与えた。
ここでＶＣは鋳造速度（ｍ／ｍｉｎ）、ｚはメニスカスＭ（図１中のＭ）からの距離（ｍ）である。各二次冷却ゾーンＣ１〜Ｃ７でのスプレーノズル冷却帯の抜熱（Ｗ／ｍ２）は、１．１７＊５０３０＊ＷＤ０．４５１＊（１−７．５＊１０−３Ｔｗ）＊（Ｔｆ−Ｔｗ）で与えられる（参考文献３）。
空冷帯（二次冷却ゾーンＣ１〜Ｃ７内、およびそれより下流の領域において、鋳片Ｈのスプレーノズルからの冷却水がスプレーされていない部分）の抜熱（Ｗ／ｍ２）は、４．８８×１０−８×（Ｔｆ４−Ｔａ４）  ＋  ３×（Ｔｆ−Ｔａ）１．２５で与えた（参考文献３）。
ここで、ＷＤはスプレー冷却の冷却水量密度（リットル／ｍｉｎ／ｍ２）、Ｔｆは鋳片の表面温度（Ｋ）、冷却水温度Ｔｗ＝３０３．１５Ｋ、空気温度Ｔａ＝３０３．１５Ｋである。
またスプレー冷却の冷却水量密度は、以下の設定とした。
メニスカスＭからの距離０．８ｍ〜１．１ｍ（二次冷却ゾーンＣ１）は、長辺及び短辺共に１５０リットル／ｍｉｎ／ｍ２
メニスカスＭからの距離１．１ｍ〜２．５ｍ（二次冷却ゾーンＣ２）は、長辺のみ１２０リットル／ｍｉｎ／ｍ２
メニスカスＭからの距離２．５ｍ〜３．５ｍ（二次冷却ゾーンＣ３）は、長辺のみ６０リットル／ｍｉｎ／ｍ２
メニスカスＭからの距離３．５ｍ〜５ｍ（二次冷却ゾーンＣ４）は、長辺のみ２５リットル／ｍｉｎ／ｍ２
メニスカスＭからの距離５ｍ〜７ｍ（二次冷却ゾーンＣ５）は、長辺のみ２０リットル／ｍｉｎ／ｍ２  
メニスカスＭからの距離７ｍ〜１１ｍ（二次冷却ゾーンＣ６）は、長辺のみ１５リットル／ｍｉｎ／ｍ２
メニスカスＭからの距離１１ｍ〜２０ｍ（二次冷却ゾーンＣ７）は、鋳片Ｈの長辺のみ、全幅２０００ｍｍに対して幅中心部７００ｍｍのみ１０リットル／ｍｉｎ／ｍ２として外側の両短辺側を５リットル／ｍｉｎ／ｍ２（幅切り冷却）とする条件、及び全幅２０００ｍｍを１０リットル／ｍｉｎ／ｍ２（全幅冷却）とする条件の２条件とした。
なお、メニスカスＭからの距離０．８ｍ〜２０ｍの短辺は空冷条件とした。さらに、メニスカスＭからの距離２０ｍ以降は長辺、短辺ともに空冷条件とした。
ちなみに、軽圧下ゾーン２１は二次冷却ゾーンＣ７内に設置されており、軽圧下ゾーン２１はメニスカスＭから１４．５ｍ〜１９．５ｍの間の５ｍ長さとした。
【００３７】
（プラズマの解析条件）
プラズマ加熱装置３１によるプラズマ加熱の解析に当たっては、メニスカスＭから１４．５ｍ〜１５．５ｍの１ｍ長相当において、鋳片Ｈの短辺Ｓへの加熱入力を与えた。すなわち、軽圧下ゾーン２１の最上流側端部から下流側へ１ｍ長さ相当において、プラズマ加熱装置３１により加熱した。
具体的には、鋳造方向に１ｍ長の領域に０．２ｍおきに５台のプラズマ加熱装置３１を配置した。各プラズマ加熱装置について、プラズマトーチＴ１〜Ｔ３の各１本あたりに対して供給する電力は、中央のプラズマトーチＴ１に対しては、８０ｋＷ、プラズマトーチＴ１の上下の位置するプラズマトーチＴ２、Ｔ３に対しては、各々１００ｋＷとした。なお短辺Ｓ中央部は鋳片表面が溶融しない範囲で設定する必要があり、その観点から計算によりここでは８０ｋＷとした。また鋳片Ｈのコーナー側も、割れ防止の観点から加熱しているが、鋳片Ｈのコーナー側の温度は、短辺Ｓ中央部よりも温度が低いので、プラズマ入力を大きくすることができ、したがってここでは、外側の２本プラズマトーチＴ２、Ｔ３を１００ｋＷとした。
【００３８】
電磁コイル３４によって発生する交流磁場で駆動されたプラズマアークの鋳片Ｈへの衝突領域は幅（鋳片Ｈの厚み方向長さ）０．０８ｍ、長さ０．０２ｍ（鋳片Ｈの鋳造方向の長さ）の矩形領域として入熱分布を与えた。なお、入熱に使用した幅０．０８ｍは、安定に交流磁場で駆動できるプラズマの振幅が、最大０．１ｍ程度であり、さらには、振動方向（幅方向）の入熱分布が均一になる振幅が０．０８ｍであることから使用した。
【００３９】
前記したようなプラズマ出力で、乱れが殆どない層流プラズマ状態を維持する上で、プラズマトーチＴ先端のノズルの径は０．０１ｍ程度であり、この場合、鋳片Ｈの表面に到達した時点で、通常０．０２ｍ程度に広がることから、長さ０．０２ｍを使用した。
【００４０】
計算結果の例を以下に示す。
図３（ａ）は、全幅冷却された際のメニスカスＭから１６ｍの位置の凝固界面、図３（ｂ）は、幅切り冷却された際の同位置での凝固界面、図３（ｃ）は、全幅冷却された際のメニスカスＭから２０ｍの位置の凝固界面、図３（ｄ）は、幅切り冷却された際の同位置での凝固界面を各々示している。なお図３中、Ｌは長辺、Ｓは短辺、Ｅは液相部分、Ｋは固相部分、Ｆは凝固シェル前面、Ｒは鋳片の幅方向の中心線、Ｑは鋳片の厚み方向の中心線、Ｘは圧下の際に圧下抵抗となる部分を各々示している。
【００４１】
図４は、それぞれの場合の鋳片断面内の温度分布を示し、図４（ａ）は全幅冷却された際のメニスカスＭから１６ｍの位置の断面温度分布、図４（ｂ）は幅切り冷却された際の同位置での断面温度分布、図４（ｃ）は、全幅冷却された際のメニスカスＭから２０ｍの位置の断面温度分布、図４（ｄ）は、幅切り冷却された際の同位置での断面温度分布を各々示している。
【００４２】
これら計算結果に基づく図からわかるように、幅切り冷却の場合には、全幅冷却と比較して、短辺コーナー部の温度は相対的に高くなり、コーナーの割れを抑制できる。しかし、図４（ｄ）に示すように、短辺Ｓ付近を除く鋳片幅方向の温度分布は不均一となる。この様に、短辺Ｓ付近を除く鋳片幅方向の温度分布が不均一になると、図３（ｄ）に示すように、最終凝固部が幅方向に不均一となる。このため、鋳片を圧下した場合に、長辺Ｌの中央部の液相部分が先に圧下されてしまうために、長辺Ｌの中央部と短辺部の間の液相部分を圧下するためには、圧下ロールに大きな圧下力をかける必要がある。
【００４３】
一方、全幅冷却の場合には、図４（ｃ）に示すように、短辺Ｓのコーナー部の温度は下がるが、短辺Ｓ付近を除く鋳片の幅方向の温度分布は均一となる。従って、図３（ｃ）に示すように、短辺Ｓ付近を除いて終凝固部が幅方向に均一となる。但し、短辺付近は早期に凝固して凝固完了部が短辺に存在し、また、短辺付近の温度も幅切り冷却の場合より低下するため、圧下抵抗が大きくなってしまう。このため、圧下ロールに相対的に大きな圧下力で最終凝固部鋳片を圧下する必要がある。
【００４４】
これに対して、本実施の形態に従って短辺Ｓ側の加熱を行うと、短辺Ｓの厚み方向の中央部の温度を優先的に高くできるので、圧下抵抗となっている短辺Ｓ側の凝固完了部の温度を上げることが可能となる。すなわち、加熱しない場合の、図３の短辺部の凝固完了部、すなわち、大きい圧下力を要する圧下抵抗となっていた部分Ｘについて、加熱によってこの部分の圧下抵抗を小さくすることができる。
【００４５】
すなわち前述の解析の例に従えば、全幅冷却で加熱を行った場合の断面温度分布は、図５（ａ）、図５（ｂ）に示した通りである。ここで、図５（ａ）はメニスカスＭから１６ｍの位置、図５（ｂ）はメニスカスＭから２０ｍの位置での断面温度分布を、それぞれ示している。
これによれば、加熱を行っていない場合の図４（ａ）、図４（ｃ）と比較すると、短辺付近の温度を全体的に、高くできていることがわかる。特に、圧下の際に圧下抵抗となる部分Ｘの温度を、的確に高くできていることがわかる。
そこで、軽圧下ゾーンの鋳片短辺部の断面平均温度を、上記の方法に基き、計算を行った。具体的には、
鋳片の軽圧下ゾーンの短辺部分の断面平均温度＝（軽圧下ゾーンの最上流側端部の断面平均温度＋軽圧下ゾーンの最下流側端部の断面平均温度）／２  として計算を行なった。
ここで、鋳片の軽圧下ゾーンの短辺部分は、鋳片幅方向の位置を鋳片厚みの１／２の長さ分だけ、短辺から中心に向けて入った位置とし、鋳片厚み方向の位置を鋳片厚み中心部から厚み方向へ向けて２５ｍｍの位置とし、この矩形の領域の断面平均温度を用いた。
その結果、加熱なしの場合の短辺部分の断面平均温度が１２００〜１２５０℃程度であったのに対し、加熱を行った場合の短辺部分の断面平均温度が１３００〜１３５０℃程度へと昇温されて、１００℃程度高くなっていることがわかった。
鉄鋼便覧第３版第１巻、日本鉄鋼協会編、昭和５６年６月２０日発行丸善、ｐｐ２１７−２２４（参考文献３）によると、この加熱による温度上昇分により、圧下抵抗は、加熱なしの場合と比較すると６０〜７０％程度に減少することから、圧下力は６０〜７０％程度に減少できることがわかった。
【００４６】
一方、鋳片コーナーから中心に向けて１５０ｍｍ長辺側に入った部分を、冷却水をかけない様にして幅切り冷却して、プラズマ加熱した場合の解析例を図６（ａ）、図６（ｂ）に示す。ここで、図６（ａ）はメニスカスＭから１６ｍの位置、図６（ｂ）はメニスカスＭから２０ｍの位置での断面温度分布を、それぞれ示している。
この様に、加熱を行っていない場合の図４（ａ）、図４（ｃ）と比較すると、短辺付近の温度を全体的に顕著に、高くできており、圧下の際に圧下抵抗となる部分Ｘの温度も高くできていることがわかる。
また、全幅冷却で加熱を行った場合の図５（ａ）、図５（ｂ）と比較すると、コーナー部長辺側の温度を上げることができ、割れ抑制には有利になる。
【００４７】
また、図７（ａ）、図７（ｂ）は、全幅冷却の場合に、短辺Ｓに配置した１列３本のプラズマの上下端の２本（プラズマトーチＴ２、Ｔ３）の供給熱量を３割増加した例であり、図５（ａ）、図５（ｂ）と比較すれば明らかなように、短辺Ｓの中央部と独立してコーナー部付近の温度を上げることが可能となっている。
【００４８】
なお前記した例では、図２に示したように、上下端の２本のプラズマトーチＴ２、Ｔ３を、短辺Ｓに対して正対するように配置していたが、これに代えて図８に示したように、プラズマトーチＴ２、Ｔ３を短辺Ｓに対して斜めに配置し、鋳片Ｈのコーナー部分に向けて、直接プラズマアークＰを照射するようにしてもよい。これによって、コーナー部温度を独立して昇温させることが可能になり、コーナー割れをさらに抑制することが可能である。
【００４９】
図９（ａ）、図９（ｂ）は、全幅冷却の場合に、図８に示したようにプラズマトーチＴ２、Ｔ３を短辺Ｓに対して斜めに配置したときの断面温度分布を示しており、この場合、図６（ａ）、図６（ｂ）の冷却水幅切りの場合よりも、さらにコーナー部長辺側の温度の上昇が得られ、割れ抑制には有利である。
【実施例１】
【００５０】
鋳片Ｈの短辺Ｓに対してのみプラズマ加熱した例
（１）全幅冷却
機長４０ｍで、垂直部２．５ｍ、湾曲部の湾曲半径７．５ｍＲを有する垂直曲げ連続鋳造機において、鋳造厚み２５０ｍｍ、鋳造幅２０００ｍｍの鋳片を鋳造速度１．２ｍ／分で鋳造した。鋳型内及び二次冷却ゾーンＣ１〜Ｃ６での冷却条件とスプレー条件は、前述の式を使用し、二次冷却ゾーンＣ７は、長辺のみ、全幅２０００ｍｍに対して１０リットル／ｍｉｎ／ｍ２の条件とした。また、軽圧下ゾーン２１も、メニスカスＭからの距離が１４．５ｍ〜１９．５ｍの間の５ｍ長さとした。
【００５１】
軽圧下ロール２２は７０ｔ及び１００ｔ／ロール（ロールピッチ３５０ｍｍロール径３００ｍｍ）で８本を１セグメントとし、４セグメントの区間で圧下した。鋳造後、鋳片断面のサルファープリントをとり、中心偏析を調査した。条件として、短辺加熱なし、ありで比較した。加熱域は、、軽圧下ゾーン２１（メニスカスＭからの距離が１４．５ｍ〜１５．５ｍ部位）の１ｍ長さ相当域とした。中央のプラズマトーチＴ１の供給電力は８０ｋＷ、上下２本のプラズマトーチＴ２、Ｔ３への供給電力は１００ｋＷとし、鋳片Ｈの厚み方向に８０ｍｍピッチでこれらプラズマトーチＴ１、Ｔ２、Ｔ３を配置し、また鋳造方向には、２００ミリピッチで５列で配置した。各プラズマトーチＴ１〜Ｔ３からの直流プラズマアークＰは、直交するように印加した５０Ｈｚの交流磁場で振動させ、８０ｍｍ幅の扇型のアークとした。合計加熱量は１４００ｋＷであった。
【００５２】
また、軽圧下ゾーン２１における鋳片短辺部の断面平均温度は、前述と同様に、以下の式を用いて計算した。
鋳片の軽圧下ゾーンの短辺部分の断面平均温度＝（軽圧下ゾーンの最上流側端部の断面平均温度＋軽圧下ゾーンの最下流側端部の断面平均温度）／２
ここで、鋳片の軽圧下ゾーンの短辺部分は、鋳片幅方向の位置を鋳片厚みの１／２の長さ分だけ、短辺から中心に向けて入った位置とし、鋳片厚み方向の位置を鋳片厚み中心部から厚み方向へ向けて２５ｍｍの位置とし、この矩形の領域の断面平均温度を用いた。
その結果、加熱なし（比較例）の場合、軽圧下ゾーンの短辺部分の断面平均温度は１２１３℃であったが、加熱あり（本発明例）の場合には、１２３８℃に上昇した。従って、前述の参考文献３によると、圧下抵抗は、加熱なしの場合と比較すると９０〜９３％程度に減少することから、圧下力は９０〜９３％程度に減少できることが確認できた。
ちなみに、ここで用いた鋳片の固相線温度は１４９２℃であったため、加熱ありの場合の断面平均温度である１２３８℃との差分は２５４℃であったため、急激に圧下抵抗の減少は起こらなかった。
一方、加熱条件を５割増加（比較例）させた場合には、軽圧下ゾーンの短辺部分の断面平均温度は１３９７℃にまで上昇したため、鋳片の固相線温度との差分は９５℃であった。
【００５３】
また、加熱なし（比較例）の場合、ロール圧下が７０ｔの場合には最大偏析粒径は１．４ｍｍであり、１００ｔの場合には１ｍｍであった。一方、加熱条件を５割増加（比較例）させた場合、ロール圧下が７０ｔの場合には最大偏析粒径は１．２ｍｍであり、１００ｔの場合には０．９ｍｍであった。
これに対して加熱あり（本発明例）の場合には７０ｔ及び１００ｔ共に、最大偏析粒径は０．５ｍｍであった。また、短辺Ｓの温度分布が均一化された結果、加熱がない場合に比較して割れの発生頻度が半減した。割れの発生頻度とは、単位鋳片長さ（長手方向）あたりの割れの数を、相対値で表したものである。（ここでは、加熱がない場合を基準としている。以降も同様とする。）
【００５４】
（２）幅切り冷却
機長４０ｍの垂直部２．５ｍ、湾曲部の湾曲半径７．５ｍＲを有する垂直曲げ連続鋳造機において、鋳造厚み２５０ｍｍ、鋳造幅２０００ｍｍの鋳片を鋳造速度１．２ｍ／分で鋳造した。鋳型３内及び二次冷却ゾーンＣ１〜Ｃ６での冷却条件とスプレー条件は、前述の式を使用し、二次冷却ゾーンＣ７は、全幅２０００ｍｍに対して幅中心部１７００ｍｍのみ１０リットル／ｍｉｎ／ｍ２として外側の両短辺側は冷却水をスプレーしない条件とした。また、軽圧下ゾーン２１も、メニスカスＭからの距離が１４．５ｍ〜１９．５ｍの間の５ｍ長さとした。
【００５５】
軽圧下ロール２２は７０ｔ及び１００ｔ／ロール（ロールピッチ３５０ｍｍロール径３００ｍｍ）で８本を１セグメントとし、４セグメントの区間で圧下した。鋳造後、鋳片断面のサルファープリントをとり、中心偏析を調査した。条件として、短辺加熱なし、ありで比較した。加熱域は、軽圧下ゾーン２１（メニスカスＭからの距離が１４．５ｍ〜１５．５ｍ部位）の１ｍ長さ相当域とした。中央のプラズマトーチＴ１の供給電力は８０ｋＷ、上下２本のプラズマトーチＴ２、Ｔ３への供給電力は１００ｋＷとし、鋳片Ｈの厚み方向に８０ｍｍピッチでこれらプラズマトーチＴ１、Ｔ２、Ｔ３を配置し、また鋳造方向には、２００ミリピッチで５列配置した。各プラズマトーチＴ１〜Ｔ３からの直流プラズマアークＰは、直交するように印加した５０Ｈｚの交流磁場で振動させ、８０ｍｍ幅の扇型のアークとした。合計加熱量は１４００ｋＷであった。また、軽圧下ゾーンの鋳片短辺部の断面平均温度も、上記と同様の方法により計算した。
【００５６】
その結果、加熱なし（比較例）の場合、軽圧下ゾーンの短辺部分の断面平均温度は１２６３℃であったが、加熱あり（本発明例）の場合には、１２８８℃に上昇した。従って、前述の参考文献３によると、圧下抵抗は、加熱なしの場合と比較すると９０〜９３％程度に減少することから、圧下力は９０〜９３％程度に減少できることが確認できた。
ちなみに、ここで用いた鋳片の固相線温度は１４９２℃であったため、加熱ありの場合の断面平均温度である１２８８℃との差分は２０４℃であったため、急激に圧下抵抗の減少は起こらなかった。一方、加熱条件を５割増加（比較例）させた場合には、軽圧下ゾーン２１における短辺部分の断面平均温度は１４４７℃にまで上昇したため、鋳片の固相線温度との差分は４５℃であった。
また、加熱なし（比較例）の場合、ロール圧下が７０ｔの場合には最大偏析粒径は１．４ｍｍであり、１００ｔの場合には１ｍｍであった。一方、加熱条件を５割増加（比較例）させた場合、ロール圧下が７０ｔの場合には最大偏析粒径は１．２ｍｍであり、１００ｔの場合には０．９ｍｍであった。
これに対して加熱あり（本発明例）の場合にはロール圧下が７０ｔ及び１００ｔ共に、最大偏析粒径は０．５ｍｍであった。また、短辺の温度分布が均一化された結果、加熱がない場合に比較して割れの発生頻度が１／３になった。
【実施例２】
【００５７】
鋳片Ｈの短辺Ｓに対するプラズマ加熱＋鋳片コーナー部のプラズマ加熱（図８の例）
機長４０ｍの垂直部２．５ｍ、湾曲部の湾曲半径７．５ｍＲを有する垂直曲げ連続鋳造機において、鋳造厚み２５０ｍｍ、鋳造幅２０００ｍｍの鋳片を鋳造速度１．２ｍ／分で鋳造した。鋳型３内及び二次冷却ゾーンＣ１〜Ｃ６での冷却条件とスプレー条件は、前述の式を使用し、二次冷却ゾーンＣ７は、全幅２０００ｍｍに対して幅中心部１７００ｍｍのみ１０リットル／ｍｉｎ／ｍ２として外側の両短辺側は冷却水をかけない幅切り冷却とした。また、軽圧下ゾーン２１も、メニスカスＭからの距離が１４．５ｍ〜１９．５ｍの間の５ｍ長さとした。
【００５８】
軽圧下ロール２２は、７０ｔ及び１００ｔ／ロール（ロールピッチ３５０ｍｍロール径３００ｍｍ）で８本を１セグメントとし、４セグメントの区間で圧下した。鋳造後、鋳片断面のサルファープリントをとり、中心偏析を調査した。条件として、短辺加熱なし、ありで比較した。加熱域は、軽圧下ゾーン２１（メニスカスＭからの距離が１４．５ｍ〜１５．５ｍ部位）の１ｍ長さ相当域とした。
【００５９】
短辺Ｓに正対する中央のプラズマトーチＴ１には１００ｋＷ、短辺Ｓに対して斜めに配置されたプラズマトーチＴ２、Ｔ３には、１２０ｋＷの電力を各々供給した。そしてプラズマ加熱装置３１自体は、鋳造方向に２００ミリピッチ５列で配置した。各プラズマトーチＴ１〜Ｔ３からの直流プラズマアークＰは、直交するように印加した５０Ｈｚの交流磁場で振動させ、８０ｍｍ幅の扇型のアークとした。合計加熱量は１７００ｋＷであった。また、軽圧下ゾーン２１における鋳片短辺部の断面平均温度も、上記と同様の方法により計算した。
【００６０】
その結果、加熱なし（比較例）の場合、軽圧下ゾーン２１における短辺部分の断面平均温度は１２６３℃であったが、加熱あり（本発明例）の場合には、１２９０℃に上昇した。従って、前述の参考文献３によると、圧下抵抗は、加熱なしの場合と比較すると９０〜９３％程度に減少することから、圧下力は９０〜９３％程度に減少できることが確認できた。
ちなみに、ここで用いた鋳片の固相線温度は１４９２℃であったところ、加熱ありの場合の断面平均温度である１２９０℃との差分は２０２℃であったため、急激に圧下抵抗の減少は起こらなかった。
一方、加熱条件を５割増加（比較例）させた場合には、軽圧下ゾーンの短辺部分の断面平均温度は１４４９℃にまで上昇したため、鋳片の固相線温度との差分は４３℃であった。
また、加熱なし（比較例）の場合、ロール圧下が７０ｔの場合には最大偏析粒径は１．４ｍｍであり、１００ｔの場合には１ｍｍであった。一方、加熱条件を５割増加（比較例）させた場合、ロール圧下が７０ｔの場合には最大偏析粒径は１．２ｍｍであり、１００ｔの場合には０．９ｍｍであった。
これに対して加熱あり（本発明例）の場合には、ロール圧下が７０ｔ及び１００ｔ共に、最大偏析粒径は０．５ｍｍであった。また、短辺Ｓの温度分布が均一化された結果、加熱がない場合に比較して割れの発生がなくなった。
【産業上の利用可能性】
【００６１】
本発明は、軽圧下ロールを備えた軽圧下ゾーンを有する連続鋳造設備に有用である。
【符号の説明】
【００６２】
１    連続鋳造設備
２    タンディッシュ
３    鋳型
４    ノズル
６、７    ロール群
１１    ローラ
１２    切断カッター
２１    軽圧下ゾーン
２２    軽圧下ロール
３１    プラズマ加熱装置
３２    直流電源
３３    制御装置
３４    電磁コイル
Ａ    鋳造方向
Ｃ１〜Ｃ７  二次冷却ゾーン
Ｅ    液相部分
Ｆ    凝固シェル前面
Ｈ    鋳片
Ｋ    固相部分
Ｌ    長辺
Ｐ    プラズマアーク
Ｔ１〜Ｔ３  プラズマトーチ
Ｒ    鋳片の幅方向の中心線、
Ｑ    鋳片の厚み方向の中心線、
Ｘ    圧下の際に圧下抵抗となる部分
【図１】
2011056566.tif 000003
【図２】
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【図３】
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【図４】
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【図５】
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【図６】
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【図７】
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【図８】
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【図９】
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