(57)【特許請求の範囲】
【請求項１】
溶融金属合金の連続鋳造方法において、金属合金の固液共存領域における固相率ｆｓが特定の固相率ｆｅである鋳片厚み方向の位置を鋳造方向にわたって計算するとともに、該計算により得られた位置における鋳片厚み方向の温度勾配Ｇおよび凝固速度Ｒを計算により算出し、前記温度勾配Ｇと前記凝固速度Ｒのべき乗Ｒｎとの比Ｇ／Ｒｎを、前記特定の固相率ｆｅを０．１〜０．３の間、前記凝固速度Ｒのべき乗Ｒｎの指数ｎを０〜１．０の間の範囲で計算により求め、このＧ／Ｒｎが所定の閾値よりも小さくなる範囲を等軸晶形成域と判定し、該判定結果に基づいて前記等軸晶形成域の鋳片断面に占める鋳片厚み方向の割合を求めて等軸晶率を予測し、予測した前記等軸晶率の最大値を目標等軸晶率とし、鋳造速度を、前記目標等軸晶率での鋳造速度の予測値に近づけて鋳造することを特徴とする溶融金属合金の連続鋳造方法。
ただし、前記所定の閾値は、Ｇ／Ｒｎの臨界値であり、このＧ／Ｒｎの臨界値は、前記特定の固相率ｆｅおよび前記凝固速度Ｒのべき乗Ｒｎの指数ｎを選定・固定して解析して得られたＧ／Ｒｎ値に対応する等軸晶率の計算値と実測された等軸晶率の実測値とが対応一致した場合におけるＧ／Ｒｎ値で決定される。
【請求項２】
溶融金属合金の連続鋳造方法において、金属合金の固液共存領域における固相率ｆｓが特定の固相率ｆｅである鋳片厚み方向の位置を鋳造方向にわたって計算するとともに、該計算により得られた位置における鋳片厚み方向の温度勾配Ｇおよび凝固速度Ｒを計算により算出し、前記温度勾配Ｇと前記凝固速度Ｒのべき乗Ｒｎとの比Ｇ／Ｒｎを、前記特定の固相率ｆｅを０．１〜０．３の間、前記凝固速度Ｒのべき乗Ｒｎの指数ｎを０〜１．０の間の範囲で計算により求め、このＧ／Ｒｎが所定の閾値よりも小さくなる範囲を等軸晶形成域と判定し、該判定結果に基づいて前記等軸晶形成域の鋳片断面に占める鋳片厚み方向の割合を求めて等軸晶率を予測し、予測した前記等軸晶率の最大値を目標等軸晶率とし、前記目標等軸晶率に最も近くなる位置に電磁攪拌設備を設置して鋳造することを特徴とする溶融金属合金の連続鋳造方法。
ただし、前記所定の閾値は、Ｇ／Ｒｎの臨界値であり、このＧ／Ｒｎの臨界値は、前記特定の固相率ｆｅおよび前記凝固速度Ｒのべき乗Ｒｎの指数ｎを選定・固定して解析して得られたＧ／Ｒｎ値に対応する等軸晶率の計算値と実測された等軸晶率の実測値とが対応一致した場合におけるＧ／Ｒｎ値で決定される。
【発明の詳細な説明】
【０００１】
【発明の属する技術分野】
本発明は、溶融金属合金の連続鋳造方法に関する。
【０００２】
【従来の技術】
厚板用鋼や線材用鋼、構造用鋼、さらにはマルテンサイト系ステンレス鋼等では、連鋳鋳片の中心部に溶質偏析やミクロキャビティーが連なった収縮孔が発生しやすく、製品においてこれらに起因する欠陥が発生することがある。また、フェライト系ステンレス鋼においては、鋳片内部の柱状凝固組織に起因した冷延板表面の加工性不良（リジング）が発生しやすい。
【０００３】
ところで、等軸晶率に影響を及ぼす連続鋳造の操業条件に関して、例えば、鋼の連続鋳造の場合では、溶鋼過熱度や鋳造速度、電磁攪拌強度の等軸晶率への影響は、ある限られた条件内でしか理解されておらず、そのため、操業条件を大幅に変更した時に等軸晶率がどのように変化するかは、鋳造後に鋳片断面を調査して初めて解るという、まったくの経験に頼っていた。そのため、等軸晶率に大きく影響する鋳片の中心偏析や中心断面割れ、加工性といった鋳片単位の製品特性のバラツキがおおきくなり、品質管理上問題が発生していた。
【０００４】
このような欠陥は、鋳片中心部の凝固組織を柱状晶から等軸晶に変えるか、あるいは等軸晶率を増大することによって軽減できることが知られており、従来から、凝固組織が柱状晶から等軸晶に遷移する位置を予測する方法が開発されている。
これらの予測方法として、凝固・伝熱の数値シミュレーションにより凝固組織が柱状晶から等軸晶に遷移する位置を予測する方法が紹介されている。例えば、Ｊ．Ｄ．Ｈｕｎｔらの理論解析的モデル（Material Science and Eng.,vol.65（I984）,pp74-83）を適用した例（例えば、Arlette Etienne:steel Research,61(10,472) ）が提案されており、この提案は、固相率０の柱状晶先端位置における温度勾配Ｇ′がある臨界値を下回った時に柱状晶から等軸晶に選移するという考えで、柱状晶先端における等軸晶粒の体積率が或る臨界値を上回ったら柱状晶の成長が停止するという背景に基づくものである。
【０００５】
また、凝固解析により凝固組織が柱状晶から等軸晶に遷移する位置を予測する方法（例えば、International Journal of Numerical Methods for Heat ＆ Fluid Flow,vol.9,No.3,1999,pp.296-317, 或いはAppl Math Phys Model Iron steel Ind,pp.271-272,1982 ) も提案されており、この提案は、溶湯内に分散する多数の生成核密度、その分散度、生成場所、溶鋼過冷度等を仮定してそれぞれの核について凝固解析するようにしたものである。
【０００６】
更に、等軸晶率Ｒｅが最大値を示す溶鋼攪拌位置、或いは攪拌部の固相率、更には等軸晶率に及ぼす鋳造速度Ｖｃの影響に関して、下記のような関係式が提案されている。
Ｒｅ＝ＡＰB Ｖｃ-0.5ｆ（η）  （ブルームの場合）            …（１）
（日本鉄鋼協会編、鉄と鋼，１９８３年，Ｓ２６９に記載）
Ｒｅ＝−ａ（ΔＴＶｃ／Ｕ0.4 ）＋ｂ  （ビレットの場合）      …（２）
（日本鉄鋼協会編、材料と性質、１９８８年，１２９１に記載）
ここで、Ａ，Ｂ，ａ，ｂは定数、ｆ（η）は凝固率ηの関数、Ｐは溶鋼流速を示す攪拌力の指標としての凝固前面推力、Ｔはタンディッシュ内溶鋼過熱度（°Ｃ）、Ｖｃは鋳造速度（ｍ／ｍｉｎ）、Ｕは溶鋼攪拌流速（ｃｍ／ｓｅｃ）である。
【０００７】
つまり、（１），（２）式は、等軸晶率Ｒｅが鋳造速度Ｖｃの増加に対して減少することを示しており、また、（１）式は等軸晶率Ｒｅが最大になる最適な攪拌位置があるとしている。
更に、特開昭５３−８３２７号公報では、高等軸晶率スラブを得るために、メニスカスから鋳造方向に８ｍを越える位置の４０〜９０ｍｍの未凝固部で電磁攪拌する方法が提案されている。
【０００８】
【発明が解決しようとする課題】
しかしながら、上述した凝固組織が柱状晶から等軸晶に遷移する位置を予測する方法においては、いずれも、計算方法が複雑で、非常に限られた微小領域での予測方法であり、しかも、決定すべきパラメーターが多いため、連続鋳造に適用するには計算機のメモリー不足から実用が困難である。
【０００９】
また、考慮すべき操業条件（鋳造速度、溶鋼過熱度、二次冷却条件、スラブサイズ、溶鋼攪拌速度、溶鋼攪拌位置、鋼種）を全て考慮したものではなく、溶鋼温度や二次冷却条件を考慮する程度に止まり、連続鋳造に即適用できるものではない。
本発明はこのような不都合を解消するためになされたものであり、任意の等軸晶率を簡単且つ正確に予測することができるようにして、鋳片の中心偏析や中心断面割れ、加工性といった鋳片単位の製品特性のバラツキを少なくすることができる溶融金属合金の連続鋳造方法を提供することを目的とする。
【００１０】
【課題を解決するための手段】
上記目的を達成するために、請求項１に係る溶融金属合金の連続鋳造方法は、溶融金属合金の連続鋳造方法において、金属合金の固液共存領域における固相率ｆｓが特定の固相率ｆｅである鋳片厚み方向の位置を鋳造方向にわたって計算するとともに、該計算により得られた位置における鋳片厚み方向の温度勾配Ｇおよび凝固速度Ｒを計算により算出し、前記温度勾配Ｇと前記凝固速度Ｒのべき乗Ｒｎとの比Ｇ／Ｒｎを、前記特定の固相率ｆｅを０．１〜０．３の間、前記凝固速度Ｒのべき乗Ｒｎの指数ｎを０〜１．０の間の範囲で計算により求め、このＧ／Ｒｎが所定の閾値よりも小さくなる範囲を等軸晶形成域と判定し、該判定結果に基づいて前記等軸晶形成域の鋳片断面に占める鋳片厚み方向の割合を求めて等軸晶率を予測し、予測した前記等軸晶率の最大値を目標等軸晶率とし、鋳造速度を、前記目標等軸晶率での鋳造速度の予測値に近づけて鋳造することを特徴とする。
ただし、前記所定の閾値は、Ｇ／Ｒｎの臨界値であり、このＧ／Ｒｎの臨界値は、前記特定の固相率ｆｅおよび前記凝固速度Ｒのべき乗Ｒｎの指数ｎを選定・固定して解析して得られたＧ／Ｒｎ値に対応する等軸晶率の計算値と実測された等軸晶率の実測値とが対応一致した場合におけるＧ／Ｒｎ値で決定される。
【００１１】
ここで、固相率ｆｅは金属種により経験的に決まる定数で０．１〜０．３間の間の値であり、また、ｎは金属種により経験的に決まる定数で、０．１〜１．０の間の値である。
【００１２】
請求項２に係る溶融金属合金の連続鋳造方法は、溶融金属合金の連続鋳造方法において、金属合金の固液共存領域における固相率ｆｓが特定の固相率ｆｅである鋳片厚み方向の位置を鋳造方向にわたって計算するとともに、該計算により得られた位置における鋳片厚み方向の温度勾配Ｇおよび凝固速度Ｒを計算により算出し、前記温度勾配Ｇと前記凝固速度Ｒのべき乗Ｒｎとの比Ｇ／Ｒｎを、前記特定の固相率ｆｅを０．１〜０．３の間、前記凝固速度Ｒのべき乗Ｒｎの指数ｎを０〜１．０の間の範囲で計算により求め、このＧ／Ｒｎが所定の閾値よりも小さくなる範囲を等軸晶形成域と判定し、該判定結果に基づいて前記等軸晶形成域の鋳片断面に占める鋳片厚み方向の割合を求めて等軸晶率を予測し、予測した前記等軸晶率の最大値を目標等軸晶率とし、前記目標等軸晶率に最も近くなる位置に電磁攪拌設備を設置して鋳造することを特徴とする。
ただし、前記所定の閾値は、Ｇ／Ｒｎの臨界値であり、このＧ／Ｒｎの臨界値は、前記特定の固相率ｆｅおよび前記凝固速度Ｒのべき乗Ｒｎの指数ｎを選定・固定して解析して得られたＧ／Ｒｎ値に対応する等軸晶率の計算値と実測された等軸晶率の実測値とが対応一致した場合におけるＧ／Ｒｎ値で決定される。
【００１３】
【発明の実施の形態】
以下、本発明の実施の形態を説明する。
本発明者等は、簡便に凝固組織が柱状晶から等軸晶に遷移する位置を予測する方法を見い出すべく、種々の溶鋼の連続鋳造鋳片の凝固組織調査から得られる柱状晶から等軸晶に遷移する位置と、凝固・伝熱解析により求められるその位置での温度勾配Ｇと凝固速度Ｒの関係を調査・解析した。
【００１４】
凝固・伝熱解析手法は、下記（３）式に示す一次元伝熱基礎方程式を前進差分近似して繰り返し計算する一般的な方法を用い、凝固潜熱の取り扱いはエンタルピー法とし、温度と固相率の関係は一般的なClyne-Kurzらの式から計算し、溶質の凝固点降下と拡散を考慮して与えた。
ρ（∂Ｈ／∂ｔ）＝（λ∂Ｔ 2／∂ｘ 2）        …（３）
ここで、Ｈ：鋼の含熱量，Ｔ：鋼の温度，ρ：鋼の密度，λ：鋼の熱伝導率，x ：鋳片厚み方向距離，t ：時間
バルク内の見かけの熱伝導率λＬ（= 有効熱伝導率）は、溶鋼流動により上昇するため、溶鋼の熱伝導率λＬ0 よりも大きくし、実現象に一致するように与えた。
【００１５】
ここで、鋼の熱伝導率λは、バルク内（特定固相率ｆｅ＞固相率ｆｓ）でλＬ、特定固相率ｆｅから固相率１までの間では液相率（１−ｆｓ）に比例して増加するとすればよい。つまり、
ｆｅ＞ｆｓ：          λ＝λＬ
ｆｅ≦ｆｓ＜１：
λ＝[ λＬ(1−ｆｓ) ／(1−ｆｅ)]＋[ λｓ( ｆｓ−ｆｅ）／(1−ｆｅ）]
ここで、λｓは固相温度における鋼の熱伝導率である。
【００１６】
この際、バルク内の見かけの熱伝導率λＬをメニスカスからの距離ｚに依存して変化させることにより、λを予測できることを見い出した。つまり、電磁力による溶鋼撹絆部分のλは、その中央部位置Ｌｓが溶鋼熱伝導率λＬ0 の１０倍、それよりもメニスカス方向の溶鋼攪拌影響領域ｕＬ、及び鋳片引き抜き方向の溶鋼攪拌影響領域ｄＬでは距離に比例して減少する。メニスカスから１ｍ下までは溶綱熱伝導率の５倍、それ以外の溶鋼攪拌の影響の殆ど及ばない位置では溶鋼熱伝導率の２倍として与えた。
【００１７】
ｕＬ，ｄＬは、溶鋼攪拌条件に依存し、柱状晶の傾斜している長さ、ホワイトバンド部位置等、凝固組織を観察することにより決定する事ができる。本発明では、攪拌強度を増加させても等軸晶率（等軸晶厚み／鋳片厚み×１００％）が増加しない飽和条件において、ｕＬ＝１．５ｍ，ｄＬ＝１．５ｍと与えたが、これらの値は電磁攪拌装置の仕様、設置状況、鋳片サイズ、等により変わり得る値である。
【００１８】
上記の数値は、一般的な流動解析結果から同様の値を求めても良く、条件により変更すべき定数である。
本発明における解析条件の例を以下に示す。
・シェル刻みメッシュ＝１ｍｍ，刻み時間＝０．０１ｓｅｃ
・鋳型内初期の溶鋼過熱度ΔＴM は、実測に基づき、タンディッシュ内溶鋼過熱度ΔＴT の関数として次式で与えた。
【００１９】
ΔＴM ＝０．５９ΔＴT −５．８
・ΔＴT ＝１５〜６３°Ｃ
0004501236.tif 000002
・スラブサイズ：２００ｍｍ厚，１２８０ｍｍ幅
・鋳造速度Ｖｃ＝０．６〜１．５ｍ／ｍｉｎ
・二次冷却水比（溶鋼１ｋｇあたりの冷却水量）ＩW ＝０．６〜１．４Ｌ／ｋｇ
・溶鋼電磁攪拌装置中央位置のメニスカスからの距離Ｌｓ＝3.0,4.6,5.3,7.2 ｍ
・鋳型内長辺抜熱量は、鋳造速度Ｖｃに依存させて平均的実測値を与えた。
・特定固相率ｆｅ位置における温度勾配（°Ｃ／ｍｍ）Ｇは、鋳片厚み方向温度分布のラグランジュ補間多項式を固相率ｆｓ＝特定固相率ｆｅとなる温度位置で微分して求めた。・特定固相率ｆｅ位置における凝固速度Ｒ（ｍｍ／ｍｉｎ）は、５ｓｅｃ間のシェル厚の差で算出した。
【００２０】
その結果、柱状晶から等軸晶、或いは等軸晶から柱状晶へ遷移する位置は、特定固相率ｆｅが０．１〜０．３であるとした場合の、その位置での温度勾配Ｇと凝固速度Ｒのべき乗Ｒn との比Ｇ／Ｒn （ｎ＝０〜１．０）が、ある臨界値に対応し、等軸晶率はその臨界値を下回った領域の総和にほぼ一致することを見いだした。
【００２１】
臨界値は、鋼種により、また、等軸晶形成域の判定計算に適用する特定固相率ｆｅ，Ｇ／Ｒn のｎ値により異なる値を示し、ｆｅ＝０．３，ｎ＝０．５とすると、ＳＵＳ４３０の場合で０．３６（°Ｃｍｉｎ1/2 ／ｍｍ3/2 ）、ＳＵＨ409 Ｌの場合で０．２７（°Ｃｍｉｎ1/2 ／ｍｍ3/2 ）、ＳＳ４１の場合で０．２２（°Ｃｍｉｎ1/2 ／ｍｍ3/2 ）であった。特定固相率ｆｅ＝０．１〜０．３、ｎ＝０〜１．０の範囲では、それによる柱状晶から等軸晶に遷移する位置の差は５％の誤差範囲で一致した。それ以外の範囲の値では、誤差が大きくなることを見いだしたので、特定固相率ｆｅ＝０．１〜０．３、ｎ＝０〜１．０の範囲が最適と考えられる。
【００２２】
なお、Ｇ／Ｒn の臨界値、つまり、しきい値の決定方法は、特定固相率ｆｅ，ｎ値を適当に選定・固定して解析し、その時の実測等軸晶率に対応するＧ／Ｒn 値を臨界値と決定すればよく、特別な実験や調査を実施する必要はない。
図１の（イ）は特定固相率ｆｅである鋳片厚み方向の位置をメニスカスから鋳造方向にわたって計算した結果をプロットしたものであり、また、（ロ−１）は特定固相率ｆｅの位置での温度勾配Ｇと凝固速度のべき乗Ｒn との比Ｇ／Ｒn をメニスカスから鋳造方向にわたって計算した結果をプロットしたものである。
【００２３】
計算条件は次の通りである。
特定固相率ｆｅ：０．３
ｎ値：０．５（∴Ｇ／Ｒn ＝Ｇ／√Ｒ）
鋼種：ＳＵＳ４３０
鋳造速度Ｖｃ：１．０ｍ／ｍｉｎ
メニスカスから溶鋼電磁攪拌装置の中央部位置までの距離Ls：５．３ｍ
二次冷却水比（溶鋼１ｋｇあたりの冷却水量）ＩW ：０．９３Ｌ／ｋｇ
タンディッシュ内溶鋼過熱度ΔＴT ：４０°Ｃ
なお、固相率ｆｓが特定固相率ｆｅである鋳片厚み方向の位置は、図２を参照して、鋳辺長辺方向内面から鋳片中心までの距離をＤ／２（鋳片厚みの半分）とし、特定固相率ｆｅ位置から鋳型中心までの距離をｄとした場合に、ｄ／（Ｄ／２）×１００％として表す。
【００２４】
ここで、ＳＵＳ４３０の場合のＧ／√Ｒの臨界値（閾値）は、上述したように０．３６（°Ｃｍｉｎ1/2 ／ｍｍ3/2 ）であるので、柱状晶から等軸晶に遷移する位置は、図１から、ｄ／（Ｄ／２）×１００  ＝４０％となり、Ｇ／√Ｒは単調に減少しているので該位置よりも鋳片の内部側に位置する範囲を等軸晶形成域と判定し、該判定結果に基づいて等軸晶形成域の鋳片断面に占める鋳片厚み方向の割合を求めて等軸晶率を予測する。この時の柱状晶から等軸晶に遷移する位置の実測値は３８〜４５％であるので、判定精度は良好であることが解る。
【００２５】
なお、この例の（ロ−１）のようにＧ／√Ｒが単調に減少する場合は、Ｒe0を等軸晶率として算出すればよいが、鋳造条件によっては図１の（ロ−２）のように減少後一旦上昇した後に再度減少する場合もある。この場合の等軸晶率はＲe0−（Ｒe1−Ｒe2）として算出すればよい。
そして、このように、操業条件のなかでも、鋳造速度、溶鋼過熱度、二次冷却条件、スラブサイズ、溶鋼攪拌位置、鋼種等の殆どの要因を考慮して予測した等軸晶率の鋳造速度Ｖｃに対する影響や、該等軸晶率の溶鋼電磁攪拌装置の設置位置に対する影響を現工程、或いは次工程の操業に反映させることにより、鋳片の中心偏析や中心断面割れ、加工性といった鋳片単位の製品特性のバラツキを少なくすることができ、また、予測計算も簡単で且つ決定すべきパラメーターも少ないため既設の計算機でも連続鋳造への実用化を可能にすることができる。
【００２６】
なお、上記実施の形態では、凝固・伝熱解析手法として、一次元伝熱解析による手法を例に採ったが、これに限る必要はなく、上記（３）式を２次元、あるいは３次元の伝熱方程式に変更して予測を行っても差し支えない。また、流動解析と伝熱凝固解析とをリンクして解析すればより精度のある予測ができるが、品質管理上、本実施形態の手法でも十分である。
【００２７】
更に、上記実施の形態では、鋼の連続鋳造を例に採ったが、これに限定されず、例えばアルミニウムや銅の連続鋳造にも本発明を適用可能である。
【００２８】
【実施例１】
厚み２００ｍｍ、幅１０００〜１３００ｍｍのＳＵＳ４３０、ＳＵＨ４０９Ｌ、ＳＳ４１を鋳造し、それぞれ鋳片断面（鋳造方向に垂直面）の等軸晶率（等軸晶形成域厚み／鋳片厚み×１００％、幅方向５カ所平均値）を調査した。柱状晶から等軸晶に遷移する位置の決定は、マクロ凝固組織の結晶粒の全部の径の縦横比が２以下になる位置とした。
【００２９】
操業条件は、鋳造速度Ｖｃ＝０．６〜１．５ｍ／ｍｉｎ、タンディッシュ内溶鋼過熱度ΔＴT ：１５〜６３°Ｃ、二次冷却水比ＩW ：０．６〜１．４Ｌ／ｋｇ、溶鋼電磁攪拌装置の中央位置のメニスカスからの距離Ｌｓ＝３．０，４．６，５．３，７．２ｍ、２相式交流電磁攪拌装置は、起磁力である印加電流が１相７００Ａ，２相１０００Ａ、磁場周波数は２．５Ｈｚとした。浸漬ノズル吐出口は上向き５度，浸漬深さは２００ｍｍとした。
【００３０】
このようにして求めた等軸晶率の実測値と、本発明による等軸晶形成域の判定法から得られた等軸晶率の予測値との比較を図３に示す。なお、図中の記号と鋼種、Ｌｓ、スラブ厚との関係は表１によるものとする。
【００３１】
【表１】
0004501236.tif 000003
【００３２】
表１及び図３から明らかなように、等軸晶率の実測値と本発明による等軸晶率の予測値とは略一致しており、また、寄与率ｒ2 も０．９４であり、予測精度は十分であることが判る。
【００３３】
【実施例２】
実施例１で溶鋼電磁攪拌装置の中央位置のメニスカスからの距離Ｌｓ＝５．３ｍｍで鋳造したＳＵＳ４３０（２００ｍｍ厚み）鋳片で、本発明による等軸晶形成域の判定法から等軸晶率５０±５％となるスラブを予測し、その冷延鋼板１．０ｍｍ厚みのリジング特性を評価した。比較例として、ランダムに抽出したスラブを対象とした。
【００３４】
リジング特性値（５段階；５：最良，３：５と１の中間，１：最悪）の標準偏差１σを調査（ｎ＝３０）したところ、比較材が平均値３．８，１σ0 ．5 ，に対し、本発明で等軸晶率を予測したスラブの場合、平均値４．８，１σ0 ．2 ，であった。これにより、品質管理上、本発明の等軸晶形成域の判定法を用いることにより、品質バラツキの少ない製品を選別できることが判った。
【００３５】
【実施例３】
本発明の等軸晶形成域の判定法を用いて予測した連続鋳造鋳片の等軸晶率（特定固相率ｆｅ＝０．３，ｎ値＝０．５の場合）に及ぼす鋳造速度Ｖｃの影響を厚み２００ｍｍ、幅１０００〜１３００ｍｍのＳＵＳ４３０及びＳＵＨ４０９Ｌの場合で予測した結果を図４に示す。
【００３６】
図から、ＳＵＳ４３０の場合は約１．０ｍ／ｍｉｎ、ＳＵＨ４０９Ｌの場合は０．８〜０．９ｍ／ｍｉｎ近傍が、等軸晶率が最大値を示す鋳造速度Ｖcpであることが判る。
また、実測した等軸晶率に及ぼす鋳造速度Ｖｃの影響を同図中に示す。
このときの鋳造：調査条件は次の通りとした。厚み２００ｍｍ、幅１０００〜１３００ｍｍのＳＵＳ４３０、ＳＵＨ４０９Ｌを鋳造し、鋳片断面（鋳造方向に垂直面）の等軸晶率（等軸晶厚み／鋳片厚み×１００％、幅方向５カ所平均値）を調査した。柱状晶から等軸晶に遷移する位置の決定は、マクロ凝固組織の結晶粒径の縦横比が２以下になる位置とした。操業条件は、タンディッシュ内溶鋼過熱度ΔＴT ：４０〜６３°Ｃ、二次冷却水比ＩW ：０．７〜１．２Ｌ／ｋｇ、溶鋼電磁攪拌装置中央位置のメニスカスからの距離Ｌｓ＝５．３ｍ、２相式交流電磁攪拌装置は起磁力である印加電流が１相７００Ａ，２相１０００Ａ、磁場周波数は２．５Ｈｚとした。浸漬ノズル吐出口は上向き５度，浸漬深さは２００ｍｍとした。
【００３７】
等軸晶率が最大値を示す鋳造速度の予測値Ｖcpは、図４から実測値と、傾向及び絶対値ともにほぼ一致することが判る。等軸晶率が最大値を示す鋳造速度の予測値Ｖcpに近づけて鋳造した鋳片と従来法によって鋳造した鋳片の等軸晶率は、本発明材が平均５４％、標準偏差５％（Ｖｃ＝０．９０〜１．１５ｍ／ｍｉｎ，平均１．０３ｍ／ｍｉｎ）に対して、従来材は平均４３％、標準偏差１２％（Ｖｃ＝０．６０〜１．５ｍ／ｍｉｎ，平均１．１４ｍ／ｍｉｎ）であった。このようにして鋳造速度をＶcpに近づけて鋳造した鋳片が最も高等軸晶率を持つことはいうまでもない。従って、低等軸晶率に起因する鋳片欠陥や製品での特性劣化、ばらつき等の品質上の問題点が軽減される。
【００３８】
【実施例４】
本発明の等軸晶形成域の判定法を用いて予測した連続鋳造鋳片の等軸晶率（ＳＵＳ４３０，鋳造速度Ｖｃ＝１．０ｍ／ｍｉｎ，特定固相率ｆｅ＝０．３，ｎ値＝０．５の場合）に及ぼす溶鋼電磁攪拌装置中央位置のメニスカスからの距離Ｌｓの影響を厚み２００ｍｍ、幅１０００〜１３００ｍｍのＳＵＳ４３０について予測した結果を図５に示す。
【００３９】
また、実測した等軸晶率に及ぼす溶鋼電磁攪拌装置中央位置のメニスカスからの距離Ｌｓの影響を同図中に示す。
なお、このときの鋳造条件，調査方法は次の通りとした。
厚み２００ｍｍ、幅１０００〜１３００ｍｍのＳＵＳ４３０を鋳造し、鋳片断面（鋳造方向に垂直面）の等軸晶率（等軸晶厚み／鋳片厚み×１００％、幅方向５カ所平均値）を調査した。柱状晶から等軸晶に遷移する位置の決定は、マクロ凝固組織の結晶粒径の縦横比が２以下になる位置とした。
【００４０】
操業条件は、タンディッシュ内溶鋼過熱度ΔＴT ：４０〜６３°Ｃ、二次冷却水比ＩW ：１．０〜１．２Ｌ／ｋｇ、溶鋼電磁攪拌装置は２相式交流電磁攪拌装置で起磁力である印加電流は１相７００Ａ，２相１０００Ａとし、磁場周波数は２．５Ｈｚとした。浸漬ノズル吐出口は上向き５度、浸漬深さは２００ｍｍとした。
【００４１】
等軸晶率の予測値が最大値を示すＬｓ（Ｌsp）は、図５から、ＳＵＳ４３０で約４．６ｍであり、実測値と傾向及び絶対値ともほぼ一致した。なお、連続鋳造機の構造上、溶鋼電磁攪拌装置はロールセグメントに組み込むのが一般的であり、任意の位置に設置できない。よって、等軸晶率が最大値を示すＬsp＝４．６ｍ近傍のセグメントの中央位置５．３ｍに溶鋼電磁攪拌装置を設置するものとし、この数値は、実施例３のＬｓに一致する。
【００４２】
【発明の効果】
上記の説明から明らかなように、本発明によれば、任意の等軸晶率を簡単且つ正確に予測することができるので、鋳片の中心偏析や中心断面割れ、加工性といった鋳片単位の製品特性のバラツキを少なくすることができるという効果が得られる。
【図面の簡単な説明】
【図１】メニスカスからの距離ＺとＧ／√Ｒとｄ／（Ｄ／２）との関係を示すグラフ図である。
【図２】等軸晶形成域の判定方法の説明に用いる説明図である。
【図３】本発明法によって得られた等軸晶率の予測値と実測値との関係を示すグラフ図である。
【図４】鋳造速度と本発明法によって得られた等軸晶率の予測値及び実測値との関係を鋼種別に比較したグラフ図である。
【図５】電磁攪拌装置中央位置のメニスカスからの距離と本発明法によって得られた等軸晶率の予測値及び実測値との関係を示すグラフ図である。
【図１】
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【図２】
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【図３】
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【図４】
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【図５】
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