JFE 技報 No. 38（2016 年 8 月）p. 36-41

鋳型内溶鋼流動制御によるスラブ欠陥低減技術
Molten Steel Flow Control Technology for Decreasing Slab Defects
古米孝平

FURUMAI Kohei

JFE スチール

スチール研究所

製鋼研究部

三木祐司

MIKI Yuji

JFE スチール

スチール研究所

主席研究員・博士（工学）主任研究員（副課長）

要旨
JFE スチールでは，連続鋳造機にて上下 2 段の静磁場を有する Flow Control mold（FC モールド）
により，高スループット条件下における，鋳型内の凝固シェルに捕捉される欠陥を低減し，スラブ品質向上を図っている。本報では，
FC モールド内での溶鋼運動量およびスラブ中の欠陥分布を調査し，電磁ブレーキの欠陥分布および鋳型内の幅方向で溶鋼流速が非対称な状態である偏流への効果を評価し，以下の知見を得た。
（1）鋳型内の電磁ブレーキによる溶鋼運動量低減効果は，実測と数値計算値でよく一致した。また，電磁ブレーキによる運動量低減効果は，異なるスループット，磁束密度条件においても外力項と慣性力項の比である Stuart数で整理可能であり，Stuart 数が 3.5 以上になるように電磁ブレーキ力を印加することにより，溶鋼運動量を50％以上低減可能であった。
（2）鋳型内の凝固シェルに捕捉される欠陥分布は，スループットと電磁ブレーキの磁束密度に大きく依存した。
（3）鋳型内の凝固シェルに捕捉される欠陥は，数値計算により予測でき，高生産化でのスラブ高品質化するための適正な電磁ブレーキ力や鋳造条件を見出すことが可能である。

Abstract:
In order to suppress the defects entrapped on the solidified shell in the continuous casting mold under high molten
steel throughput conditions, momentum of the molten steel in a mold with two static magnetic fields in the Flow
Control Mold (FC mold) was investigated to evaluate the effects of the electromagnetic brake on the distribution of
defects and an unbalanced flow behavior. The main results are summarized as follows:(1) The measured value of the effect of the electromagnetic brake on decreasing molten steel momentum wasconsistent with the calculated value. Molten steel momentum could be reduced by more than 50% when the Stuart
number was more than 3.5.
(2) The position of entrapped defects in the solidified shell in the mold was influenced by the throughput and themagnetic flux density of the electromagnetic brake.
(3) Entrapped defects can be predicted by the numerical simulation, which is useful for optimizing the magnetic fluxdensity and casting conditions.

1． はじめにき込みが起こること

2）

等が挙げられる。これらに対し，鋳型内で電磁ブレーキを印加することで，浸漬ノズルから吐出連続鋳造時に凝固シェルに捕捉され，スラブ内に残存しする溶鋼流速を低減し，鋳型下方への介在物の潜り込みやた気泡や介在物は，熱間もしくは冷間圧延時の疵発生の原メニスカス部での湯面変動増大の抑制が可能である 。また，

3）因になる場合がある。近年，高生産性と高品質化の両立が二孔型の浸漬ノズルを用いた場合，浸漬ノズル内部やスラ要求されており，高速，高スループット鋳造時の鋳片品質イディングゲート周りに，アルミナ等の介在物が付着する等を向上させることが課題となっているが，連続鋳造での高速，の原因により，ノズルからの吐出流速が各孔で不均等にな

高スループット鋳造時には，一般的にスラブ品質が悪化す

り，鋳型内の溶鋼流動が，スライディングゲートの開閉方向る。その原因は，鋳造速度が大きいため，鋳型内の介在物（鋳型幅方向あるいは厚み方向）で偏りを生じ，特に高スルー浮上効果が小さく，鋳型下方へ介在物の潜り込みが生じやプット下において，偏流の程度が大きくなることが知られて

1）

すいこと や，浸漬ノズルからの吐出流速が大きくなるため，メニスカス部の湯面変動量増大によるモールドフラックス巻いる4-7）。二孔型の浸漬ノズル吐出孔からの鋳型幅方向への溶鋼吐出流は鋳型短辺面凝固シェルに衝突後，分岐して上昇流および下降流となるが，鋳型幅方向で偏流が生じた場

2016 年 2 月 18 日受付

合，鋳型短辺面衝突部からの反転上昇流速が大きい領域で－ 36 －Copyright © 2016 JFE Steel Corporation. All Rights Reserved.

鋳型内溶鋼流動制御によるスラブ欠陥低減技術

は，鋳型短辺近傍のメニスカス部に激しい湯面波動が発生ル厚により（2）式を用いて算出し，（1）式中の凝固速度は（3）し，メニスカス部の湯面変動の増加によるモールドフラック

式に示す凝固シェル厚の時間変化から求めた。溶鋼流速の8）が起こる。また，鋳型短辺面衝突部での鋳型調査は，鋳型内での鋳型短辺衝突後の上昇流速を測定する

下方への下降流に乗った介在物は，鋳型下方へ潜り込み，ために，鋳片短辺側からサンプルを切り出し，研磨およびピ

ス巻き込み

9）

鋳片内部の凝固シェルに捕捉され，欠陥となる 。操業面にクリン酸腐食後に，顕微鏡を用いて 1 mm 間隔毎にデンドラおいても鋳型内の溶鋼偏流が大きい場合，吐出流速の大きイト傾角を測定した。

い側での鋳型短辺面衝突部での凝固シェルの再溶解によりブレークアウトを引き起こすことも考えられる

10）

。これらよ

D＝K t ＝K Z/Vc ……………………………… （1）り，鋳型内での，溶鋼運動量低減および偏流抑制は，高生産性と高品質化を満たす上で重要な技術課題である。これ

V＝dD

までに，浸漬ノズル形状，鋳型内での電磁撹拌や浸漬ノズ（ル部への電磁ブレーキによる鋳型内の溶鋼運動量低減および偏流抑制の検討が行われている

q＝11-13）。しかしながら，鋳型内の溶鋼運動量低減に対する電磁ブレーキの効果，鋳型）

20.35・C0（－0.177＋0.65 ・11.5・VF

C02＋0.0005

log

内での偏流の程度と実際の鋳片内での欠陥捕捉分布との相………………………………………… （2）

dt

－1

2.08

5.38・10 ・VFV）

・………………… （3）関および偏流に対する電磁流動制御の影響等の詳細は分
1/2

かっていない。本報では，鋳型内上部および下部の二段にここで，D：凝固シェル厚［m］，K：凝固定数［m/s ］，t：

電磁ブレーキを有するスラブ連鋳機で鋳造した鋳片内の溶時間［s］，Z：メニスカスからの距 離［m］
，Vc： 鋳 造 速 度

鋼運動量および欠陥分布を測定し，電磁ブレーキの溶鋼運［m/s］，q： デ ン ド ラ イ ト 傾 角［degree］，C0： 炭 素 濃 度

動量および偏流低減効果，鋳型内での偏流状況と鋳型内で［mass％］，VF：溶鋼流速［m/s］，V：凝固速度［m/s］の欠陥捕捉位置の相関を評価したので報告する。

また鋳型内の偏流が欠陥分布に及ぼす影響評価は，超音波探傷法により鋳片内の欠陥分布測定を行った。

2． 実験方法

3． 数値計算方法

本試験は，鋳型内の上部および下部のコイルにより鋳型内に電磁ブレーキを印加することが可能な FC モールドが設3）置された連続鋳造機 で鋳造を実施した。鋳造速度，鋳型幅，鋳型厚み，FC モールドの磁束密度，溶鋼成分は表 1 の条件
14）

鋳型内溶鋼流速への電磁ブレーキの効果を考察するために数値計算を行った

16）

グラム Fluent を用い17）。数値計算は，汎用の流体解析プロ，乱流モデルには標準 k-e モデル18）。鋳型内での電磁ブレーキによる溶鋼運を使用した。Fluent に含まれる，質量保存式，運動量保存

動量低減効果を評価するために，鋳片表層と垂直な方向に式（Navier-Stokes 方程式）
，エネルギー保存則，エンタルピー対する 1 次デンドライトの傾き（デンドライト傾角）を測定

を（4）～（7）式に示す。

で試験を行ったし，（1）式15）－3を用いて溶鋼流速の算出を行った。凝固定数（2.58∂

し，鋳造後の鋳片内の S 濃度分布により求められた凝固シェ

表 1 溶鋼成分および鋳造条件
Table 1( rv ) + — ⋅ ( rv v ) = −—p + — ⋅ ( m—v ) ……… （4）∂t

1/2×10 m/s ）は，実鋳造時に鋳型内に鉄―硫黄合金を添加∂r∂t14）∂Chemical composition of molten steel and casting14)
conditions∂t+ — ⋅ rv = 0 ……………………………… （5）( )( rH ) + — ⋅ ( rv H ) = — ⋅ ( k—T ) + S

H = href +∫TT refC p dT +……… （6）∂f L
DH …………… （7）∂tSlab width [mm]1600-1700

Slab thickness [mm]260

ここで，v：速度［m/s］，r：溶鋼密度［kg/m ］，p：圧力［Pa］，Casting speed [m/min]

1.2-1.7

m：溶鋼粘性係数［0.0057 Pa・s］19），H：エンタルピー［J］，

Throughput [t/min]

3.7-5.3k：熱伝導率［34 W・m/K］20），T：温度［K］，S：ソース項，

Index of magnetic flux density (T)0.04-0.30

href： 参 照 エ ン タ ル ピ ー［J］
，Cp： 定 圧 比 熱［753 J・K/C

SiMnPAl

0.00150.0018

0.010.02

0.150.16

0.0150.020

0.0250.031

321）kg］ ，Tref：参照温度［K］，fL：液相率
電磁ブレーキ力の効果評価は，静磁場の外部磁場 B を設定し，（8）～（9）式を用いて計算を実施した。

[mass%]－ 37 －JFE 技報 No. 38（2016 年 8 月）

鋳型内溶鋼流動制御によるスラブ欠陥低減技術  1J = s ( E + V + B ) = — × B ………………… （8）m∂B
1 2  + ( v ⋅ — )B =— B + ( B ⋅ — )v ………… （9）∂tsm
2

ここで，J：電流密度［A/m ］，E：電場［V/m］，B：磁束密622）

度［T］，s：電気伝導度［7.14×10 S/m］ ，m：透磁率［1.26－623）

×10 ［H/m］

2［m/s ］
，hTD：タンディッシュ浴深さ［m］，l1：上ノズル長［m］，
l2：下ノズル長［m］，l3：下ノズル～浸漬ノズル内湯面間距
離［m］，c：浸漬ノズル内自由落下流における流出係数，q：
スループット［t/min］，a：浸漬ノズル内の落下流の断面積
22［m ］，B’：浸漬ノズル内断面積［m ］，f：浸漬ノズルの吐出角度［degree］，Ve： 鋳型短辺面衝突流速［m/s］，X：浸漬
ノズル吐出口～鋳型壁面までの水平距離［m］，d：浸漬ノズ
ル吐出口径［m］
磁束密度が小さいと，実測での運動量と磁場影響のない

4． 実験結果および考察
4.1（14）式を用いた運動量が近い値であるのに対し，磁束密度を大きくし，電磁ブレーキを大きく作用させると実測運動量溶鋼運動量に対する電磁ブレーキの効果が小さくなり，電磁ブレーキを印加しない場合に比べ最大で

図 1 に鋳型内の溶鋼運動量に対する，電磁ブレーキの磁束密度の影響を示す

14）。

運動量を約半減できることが確認できた。また，（14）式で与えられる運動量に対する数値計算で求めた運動量との比

ここで図中縦軸は，デンドライト傾角から算出した実測運を見てみると，スループット 4.7 および 5.3 t/min の両場合動量もしくは数値計算から求めた運動量を，（10）～（14）式

において，磁束密度が小さい条件でばらつきがあるが，（14）で表される今村ら24）によって提案された，磁場の影響のな式と実測値の比によく一致することが分かった。また，磁場の影響を与える指標である，Stuart 数 N は（15）式のようい場合の運動量で除したものとしている。に外力項と慣性力項の比で与えられる
2Vd＝g （1－z4（）1－z3）・ 2g［c（hTD＋l1）＋l2＋l3］……（10）（z3＝1.1 1－Bʼ）

ここで，L：代表長さ［m］2（ ）rVe＝rVd

る実測値もしくは数値計算での運動量との比の関係を示す14）。Stuart 数 N と（14）式で与えられる運動量に対する実測値もしくは数値計算での運動量との比に相関があり，－16.3d

図 2 に Stuart 数 N と（14）式で与えられる運動量に対す………………………………（12）z4＝1.16－0.015f ………………………………（13）X。

  | s (v × B )× B | B 2s L………………（15）

N ==
rv
| r(v ⋅ —)v |

c＝0.364 q0.65 ……………………………………（11）a23）……………………………（14）Stuart 数 N が大きいほど鋳型内での電磁ブレーキによる運動量低減効果が大きいことが分かる。今回の結果より，異ここで，Vd：浸漬ノズルからの吐出流速［m/s］，g：浸漬ノなるスループット，磁束密度条件においても Stuart 数 N がズ ル 吐 出 部 最 大 流 速 と 平 均 流 速 の 比，g： 重 力 加 速 度

約 3.5 以上になる磁束密度を印加すれば電磁ブレーキが無い

図1 磁
 束密度と（14）式に対する実測および数値計算での溶14）鋼運動量の比との関係

図2 ス
 チュワート数 N と（14）式に対する実測および数値計
14）
算での溶鋼運動量の比との関係

Fig. 1

Relationship between magnetic flux density and ratio of
measured or calculated molten steel momentum in
14)
mold to momentum calculated by eq.(14)

JFE 技報 No. 38（2016 年 8 月）

Fig. 2－ 38 －

Relationship between Stuart number N and ratio of
measured or calculated molten steel momentum in
14)
mold to momentum calculated by eq.(14)鋳型内溶鋼流動制御によるスラブ欠陥低減技術

場合に比べ鋳型内の溶鋼運動量を，約 50％低減できると考えられる。

4.2

鋳型内での偏流超音波探傷法により鋳片内の欠陥分布を測定した結果か
ら，鋳片表面から欠陥部までの欠陥深さを，鋳型内での欠陥捕捉位置（メニスカスからの距離）に置き換えて，プロットしたものを，図 3 に示す

14）。

鋳型内での鋳造方向位置は，鋳片内の欠陥深さ位置から（16）式を用い，メニスカスからの距離に換算した。

（ ）

Z＝Vc

D

2

K……………………………………（16）14）

図 4 鋳型内左右の溶鋼上昇運動量の差と欠陥偏在度との関係
Fig. 4

鋳型内での電磁ブレーキの磁束密度を一定にした時の，Relationship between difference of momentum of risingflow at left and right mold narrow sides and degree of
14)
unbalanced distribution of defectsスループット 4.2 t/min および 4.6 t/min の場合で比較する
3と，鋳型内での欠陥捕捉位置分布が大きく異なっており，ス

ここで，A：欠陥偏在度［％］，NA：全欠陥個数密度［個/m ］，

ループット 4.6 t/min の場合，鋳型内で欠陥捕捉の分布が幅

NR：鋳型内右側で捕捉された欠陥個数密度［個/m3］，NL：方向で偏っている。これらのスループットの違いにより欠陥鋳型内左側で捕捉された欠陥個数密度［個/m ］

3

捕捉位置が大きく異なっていることから，鋳型内の流動状況

欠陥個数は超音波探傷法での測定結果を用いた。図 4 にも異なっていることが考えられる。今回，幅方向の偏流を評

鋳型内左右の溶鋼運動量差と欠陥偏在度（メニスカスから価するために，鋳型内幅方向を 2 分割（鋳型内左および右）し，200 mm 以内）の関係を示す

欠陥分布および溶鋼流動評価を行った。鋳型内の凝固シェが大きい程，欠陥偏在度も大きく鋳型内の欠陥分布は，溶ルに捕捉される，幅方向の欠陥の偏在度合いを定量的に評鋼運動量に大きく影響されることが確認できた。これらの，価するため，（17）および（18）式で示す，鋳型幅方向左右鋳型内の欠陥偏在度を抑制するには，鋳型内の溶鋼運動量で捕捉された欠陥の個数密度差を欠陥偏在度と定義した。

を低減することが重要であり，Stuart 数 N で整理可能なス

A＝｜NR－NL｜NA14）。鋳型内での溶鋼運動量差

ループットに応じた適切な電磁ブレーキ力を印加し，溶鋼・100 …………………………（17）NA＝NR＋NL ……………………………………（18）運動量を低減することが有効であると考えられる。

5． 連続鋳造プロセスでの数値計算例
本章では，連続鋳造プロセスでの鋳造条件の最適化等の16）検討に用いている数値計算例を示す。図 5に，厚み中央および凝固界面（固相率 fs＝0.2）における 0.5 mm 径の捕捉された気泡分布計算値を示す。上段は厚み中央の気泡分布

図 3 スラブ内の欠陥分布
Fig. 314）

図 5 数値計算による凝固シェルに捕捉される気泡
14)

Position of surface defects in investigation of cast slab－ 39 －Fig. 516）
16)

Calculated results of entrapped bubble concentration

JFE 技報 No. 38（2016 年 8 月）

鋳型内溶鋼流動制御によるスラブ欠陥低減技術

図 6 数値計算および実測による気泡密度の比較
Fig. 616）
16)

Comparison between calculated and measured bubble concentration

で，下段は凝固界面における気泡捕捉率を示す。ここで，キによる運動量低減効果は，異なるスループット，磁計算値の捕捉率は，吹込んだ気泡の濃度で規格化した。

束密度条件においても外力項と慣性力項の比である

左列は，FC モールドの磁束密度が 0.1 T 時，右列が 0.2 T

Stuart 数 N で整理可能であり，Stuart 数 N が 3.5 以上時であるが，FC モールドによる磁束密度強度が大きいときになるように電磁ブレーキ力を印加することにより，溶（磁場強度 0.2 T）に，ノズル噴流に混入している気泡の浮鋼運動量を 50％以上低減可能であった。

上が促進しているが，これは，ノズル吐出孔からの溶鋼流（2）鋳型内の凝固シェルに捕捉される欠陥分布は，スルー速と気泡の浮力によって決定されるノズル噴流が電磁ブプットと電磁ブレーキの磁束密度に大きく依存し，鋳レーキによって制動されて，結果，気泡浮力による上昇流型内の欠陥偏在度は，鋳型内の運動量差と相関があるが促進されてノズル噴流が上方に歪曲されるためであるとことが分かった。また，モールドフラックスの巻き込み考えられる。図 616）に，幅方向の気泡・介在物分布を，左に影響するメニスカス部の湯面変動量も溶鋼運動量と列に実測値，右列にモデル実験に基づく計算値を示す。

同様に，異なるスループット，磁束密度条件において上段から，スラブ表面から 2.5 mm（溶鋼上面から推定も Stuart 数 N で整理可能である。

63 mm），3.5 mm（同じく 92 mm），4.5 mm（同じく 127 mm）（3）鋳型内の凝固シェルに捕捉される欠陥は，数値計算に相当の結果となっている。ここで，図 5 と同じく，計算値のより予測でき，高生産化でのスラブ高品質化するため捕捉率は吹込んだ気泡の個数で規格化した。実測値およびの適正な電磁ブレーキ力や鋳造条件を見出すことが可モデル実験に基づく計算値では，鋳型短辺付近に気泡分布能である。

が多く，かつ，スラブ表面から深くなるほど気泡・介在物密度は低減しており，傾向がよく一致していることが確認でき

参考文献

た。

No. 229.
2）Kosaka, S.; Yokoya, S.; Iwata, K.; Tsukaguchi, Y.; Yoshihara, M.; Hayashi,
H. CAMP-ISIJ. 2003, vol. 16, p. 949.
3）Idogawa. A,; Kitano, Y.; Tozawa, H. Kawasaki Steel Giho. 1996, vol. 28, p.

6． おわりに
本稿では，電磁ブレーキによる，鋳型内での溶鋼運動量低減効果および溶鋼偏流抑制効果を評価し，以下の知見が得られた。
（1）鋳型内の電磁ブレーキによる溶鋼運動量低減効果は，実測値と数値計算値でよく一致した。また，電磁ブレーJFE 技報 No. 38（2016 年 8 月）

－ 40 －1）Miyamura, K.; Kaneko, N.; Kanamaru, K.; Tetsu-to-Hagané. 1979, vol. 65,464）Kubo, N.; Kubota, J.; Ishii, T. ISIJ Int. 2001, vol. 41, p. 1221.
5）Gupta, D.; Chakraborty, S.; Lahiri, A. K. ISIJ Int. 1997, vol. 37, p. 654.
6）Wang, Y. H. Steelmaking Conf. Proc. 1990, vol. 73, p. 473.
7）Sasai, K.; Yamamura, H.; Tsutsumi, N.; Mizukami, Y.; Esaka, H. CAMPISIJ. 1992, vol. 5, p. 223.
8）Teshima, T.; Kubota, J.; Suzuki, M.; Ozawa, O.; Masaoka, T.; Miyahara, S.
Tetsu-to-Hagané. 1992, vol. 79, p. 576.

鋳型内溶鋼流動制御によるスラブ欠陥低減技術

9）Tanaka, H.; Imamura, A.; Nishihara, R. Tetsu-to-Hagané. 1992, vol. 78, p.

20）Touloukian, Y. S. Thermophysical Properties of High Temperature Solid1464.
10）Nakai, D.; Yamamoto, Y.; Miyake, T.; Nakata, H. Proceedings of the 4thMaterials. Macmillan Co., New York. 1967, vol. 1.
21）Elliott, J. F.; Gleiser, M. Thermochemistry for Steelmaking. AIME. 1963.

International Congress on Science Technology of Steelmaking, Gifu,

22）Hirayama, K.; Kuwano, R.; Ono, Y.; Yagi, S. Tetsu-to-Hagané. 1970, vol.

Japan. 2008, p. 97.
11） Tsukaguchi, Y.; Hayashi, H.; Kurimoto, H.; Yokoya, S.; Marukawa, K.;

56, no. S91.
23）Iwai, K. Bulletin of The Iron and Steel Institute of Japan. 2004, vol. 9, p.

Tanaka, T. Tetsu-to-Hagané. 2009, vol. 95, p. 33.

705.

12）Morishita, M.; Tai, Y.; Ayata, K.; Katsuta, J. CAMP-ISIJ. 1997, vol. 10, p.

24）Imamura, A.; Kusano, A.; Moritama, N. Tetsu-to-Hagané. 1992, vol. 78, p.

832.

439.

13）Morishita, M.; Terauchi, M.; Nakao, M.; Koga, Y.; Nakaoka, T. CAMPISIJ. 2007, vol. 20, p. 867.
14）Furumai, K.; Matsui, Y.; Murai, T.; Miki, Y. Tetsu-to-Hagané. 2014, vol.
100, p. 563.
15）Esaka, H.; Suter, F.; Ogibayashi, S. ISIJ Int. 1996, vol. 36, p. 1264.
16）Miki, Y.; Ohno, H.; Kishimoto, Y.; Tanaka, S. Tetsu-to-Hagané. 2011, vol.
97, p. 423.
17）Fluent 6.3 Manual. ANSYS Inc. 10 Cavendish Court, Lebanon, NH, U. S.
A. 2007.
18）Launder, B. E.; Spalding, D. B. Lectures in Mathematical Models ofTurbulence. Academic Press, London, England. 1972.
19）Nakanishi, K.; Saito, T.; Shiraishi, Y. J. Jpn. Inst. Met. 1967, vol. 31, p. 881.

－ 41 －

古米孝平

三木祐司

JFE 技報 No. 38（2016 年 8 月）
Copyright © 2016 JFE Steel Corporation. All Rights Reserved. 禁無断転載