JPS59159256A - 連続鋳造法による低炭素キルド鋼の製造方法 - Google Patents

Abstract

(57)【要約】本公報は電子出願前の出願データであるた
め要約のデータは記録されません。

Description

【発明の詳細な説明】 本発明は連続鋳造法による低炭素キルド鋼の製造方法、
特に電磁攪拌技術を用いた小断面ビレットの製造方法に
関する。

ビレット連鋳機はその構造上の特徴から、タンディッシ
ュのノズル径がブルーム連鋳機のものに比べて小さく（
約１２〜１５φ）、溶鋼中にＡｌを高く含有させると、
Ａｌ２Ｏ３系介在物が上記ノズルに付着し、ノズル閉基
を起すので、Ａｌ含有量の高い溶融を鋳造するのが困難
であった。このため、手としてＳｉで脱酸したＳｉギル
ド鋼を鋳造するようにしていたが、Ｓｉでは脱酸不足に
なり易＜、断片表面にブロ−ホールが多く発生し、圧延
後の表面キズや圧造時の表面ワレ等の欠陥を起していた
。

また、ビレット連鋳機では、鋳片の断面積が小さいこと
と鋳造速度が速いため、溶鋼中の介在物がメニスカス下
深くまで侵入し易くかつ介在物の浮上分離が困離で、鋳
片中に介在物が多くなり大断面ブル−ム鋳片と比較すれ
ば品貿の低下は避け難いものがあった。

さらに、ビレット連鋳による低炭素キルド鋼では、この
鋼種特有の中心キャビティが鋳片中に現われ、鋳片端面
に通じたキャビテイ内が加熱炉内で酸化されスケールが
内部に残るため、圧延時に圧着することなく介在物とし
て残存したり冷間圧造時のワレの起点となる等の問題も
あった。

このようなことから従来、高品質の低炭素キルド鋼のビ
レットを得るには、ブル−ム連鋳によっていったん大断
面のブルーム鋳片としそれを分塊工稈にかけて製造する
ようにしていた。しかし、加熱分塊工程を経由すること
から、相当のコスト高を招来していた。

本発明は上記問題点を一挙に解消すること、すなわぢ低
炭素ギルド鋼鋳片の品質を大断面ブル−ム連鋳片と同等
のレベルにまで高め、かつそれを低コストで達成できる
低炭素鋼ギルド鋼の製造方法を提供することを目的とし
ている。

本発明者等は、例えば本願と同一出願人に係る特開昭５
６−１４８４５９、特開昭５６−１４８４６０号公報に
開示の如く、鋳型内撹拌（Ｍ攪拌）、二次冷却帯攪拌（
Ｓ攪拌）および凝固末期攪拌（Ｆ攪拌）の電磁撹拌を経
ることによって中心偏積を著しく減少せしめることを見
い出していた。

しかしこのいずれもが大断面（３００ｍｍ口以上）のも
のに適用できるものであって、この技術を小断面（２０
０ｍｍ口以下）に適用できない、即ち上述のビレット連
鋳固有の条件によって高品質のビレットが得られないこ
とが判明した、そこで、本発明者等は鋭意研究を重ねた
結果、このたび断面積２００ｍｍ口以下の低炭素キルド
鋼鋳片の連続鋳造においてその電磁攪拌の最適条件を見
出すに至った。

すなわち、本発明は、Ｃ：０．２０％以下を含む溶鋼を
浸漬ノズル又はオ−プンストリームで菜種油等のオイル
により潤滑された鋳型内に供給しつつ、該鋳型内で上記
溶鋼を、第１の電磁コイルに流す交流の周波数ｆ１（Ｈ
ｚ）が１．５≦ｆ１≦１５の範囲でコイル中心の磁束密
度Ｇ１（ガウス）が６０２ｅ−０．１０ｆ１Ｇ≦Ｇ１≦
２４４１ｅ−０．１１ｆ１の範囲の磁界により電磁攪拌
させなから鋳型下方へ連続的にり引き出すことを基本と
し、さらに、上記溶鋼が鋳片としての凝固する中間期で
、第２の電磁コイルに，５０又は６０（Ｈｚ）の交流を
流し、凝固シェル厚Ｄ２（ｍｍ）が１０≦Ｄ２≦５０の
ときコイル中心か又は上記溶鋼が鋳片として凝固する末
期で鋳片内の残溶鋼のプ−ル短径が鋳片短片寸法の１／
２以下において、第３の電磁コイルに交流を流し、凝固
ジェル厚Ｄ３（ｍｍ）が２０≦Ｄ３≦９０のときコイル
中心の磁束密度Ｇ３が０．２・Ｄ３＋２８０≦Ｇ３≦０
．３４・Ｄ３＋４５１の範囲の磁界により電磁攪拌する
かの後二者の少なくともいずれか一方の電磁攪拌を併用
する低炭素ギルド鋼の製造方法である。

いま一群の発明は、上記発明の要部を主要部とするもの
で、Ｃ：０．２０％以下を含む溶鋼を浸漬ノズルで鋳型
内に供給するとともに湯面にパウダーを投入し、該鋳型
内で上記溶鋼を、第１の電磁コイルに流す交流の周波数
ｆ１（Ｈｚ）が１．５≦ｆ１≦１５の範囲でコイル中心
の低束密度Ｇ１（ガウス）が６０２ｅ−０１０ｆ１≦Ｇ
１≦１３３９ｅ−０１２ｆ１の範囲の磁界により電磁攪
拌させながら鋳型下方へ連続的に引き出すことを基本と
し、さらに、上記説明におけるのと同一の攪拌条件で二
次冷却帯攪拌または凝固末期攪拌の少なくともいずれか
一方を使用する低炭素キルド鋼の製造方法である。

上記６つの発明のうち凝固末期攪拌を行なういずれの発
明においても、好ましくは、第３の電磁コイルに流す電
流を３〜１０秒のうち任意の時間を選びその時間間隔で
オン・オフさせるか、又は、３〜５秒のうち任意の時間
を選びその時間間隔で磁界の方向を正逆転させて攪拌す
る。これによって連続的に攪拌するよりも中心のキャビ
ティの改善効果が大きくなる。

以下、本発明を実施例に係る特性図とともに詳細に説明
する。

実験は、まずＳ１２Ｃ相当の鋼を電気炉で溶製し、ＬＦ
（Ｌａｄｌｅ　ＦｕｒｎａＣｅ）で温度を調節した後、
１２５ｍｍ口ビレット連鋳を用い、溶鋼の引抜速度を２
．６ｍ／ｍｉｎとして、鋳型内と鋳型下方（メニスカス
より３．８ｍ下方）と凝固末期位置にそルぞれ設置した
回転磁界型の電磁撹拌装置で攪拌した。上記鋼の成分組
成は、Ｃ：０．１１，Ｓｉ：０．２１，Ｍｎ：０．５９
．Ｐ：０．０１６，Ｓ：０．０１０，Ａｌ：０．Ｏ０３
，Ｃｕ；０．１６．Ｎｉ：０．０７，Ｃｒ：０１４，Ｍ
ｏ：００２，Ｓｎ：０．０１６（いすれもｗｔ％）で、
Ｏ：８６ｐｐｍ，Ｎ：１３３ｐｐｍのものである。

（１）鋳型内攪拌の最適条件 （１−１）浸漬ノズル又はオープンキャストとオイルキ
ャスティングとの組合せの場合上記成分組成の溶鋼を浸
漬ノズル又はオープンストリームで菜種油などにより潤
滑された鋳型内に供給する。

鋳型内壁面に設けた第１の電磁コイルに流す交流を大き
くしてコイル中心の磁束密度Ｇ１を大きくし、鋳型内撹
拌の強さを増すにつれて、第１図に示すように鋳片表面
のブローホール個数が急激に減少する。交流の周波数ｆ
１が５Ｈｚの場合（第１図）、３５０＜Ｇ１で１００ｃ
ｍ当り５個以下となって著しく減少する。これは、脱酸
不足のために、凝固途中で過飽和となった溶鋼中の酸素
ＯがＣＯガスとして析出しようとするが、攪拌による溶
鋼流動により凝固シェルにトラップされるのを阻止した
ためである。

一方、溶鋼流動によりマッシーゾーン内の濃化溶鋼が洗
い流されるので、攪拌を受けた凝固シェル部は負偏析と
なり、第１図に示すように攪拌力溶刑中のＣ濃度、ＣＷ
Ｂ：攪拌を受けたことにより発生する負偏析帯の最低の
Ｃ濃度）は増加する。

他方、鋳片内の中心部キャビティは、撹拌強度を増加さ
せるほど柱状晶が切断されて生じる等軸晶核の量が増加
するので、第１図に示すようにほぼリニアに改善される
。

以上のことから、一般には攪拌強度を増加する程好まし
いが、表層部の負偏析度が増加しすぎると、熱処埋工程
を経るものでは表層部の硬度不足が問題となるため、上
記負偏析度を最大で−０．２に抑える必要がある。第１
図のｆ１＝５Ｈｚの場合においてはＧ１＝１４００（ガ
ウス）以下である。

したがって、ブローホールの制約条件を考慮すると、こ
の条件では鋳型内攪拌の適正範囲は３５０≦Ｇ１≦１４
００となる。この適正範囲は、周波数ｆ１を上げると狭
くなるとともに上下限が低下する一方、周波数ｆ１を下
げると範囲が広くなるとともに上下限が大きくなること
が判った。そこで、定量的にプロットすると、第２図の
二つの曲線が得られ、上側の曲線はほぼ２４４１ｅ−０
．１１ｆ１で近似でき下側の曲線がほぼ６０２ｅ−０．
１Ｏｆ１で近似できる。したがって、６０２ｅ−０．１
０ｆ１≦Ｇ１≦２４４１ｅ−０．１１ｆ１で１．５≦ｆ
１≦１５の領域を適正範囲とした。この適正範囲内の任
意の条件で鋳型内攪拌を行なうことができる。

（Ｉ−２）浸潰ノズルとパウダーキャスティングとの組
合わせの場合 上記（Ｉ−１）で用いたのと同等の成分組成の溶鋼を浸
漬ノズルで鋳型内に供給するとともに、湯面にパウダー
を投入しつつ鋳造する。パウダーは断熱型のもので例え
ばＳｉＯ２＝３３．９％，ＣａＯ＝３４．０％，Ａｌ２
０３＝４．３％，Ｆｅ２０３＝２．０％，Ｎａ２Ｏ＝８
．４％，Ｋ２Ｏ＝０．６％，ＭｇＯ＝０．９％，Ｆ＝５
．１％，Ｃ＝５．５％（重量比）のパウダーである。

第１の電磁コイルによる鋳型内攪拌の強度を増加するに
つれ、第３図に示すように鋳片表面のブローホ−ルが減
少し、鋳片中心部のキャビティも減少する。しかし、前
述のオイルキャスティングの場合と異なり、攪拌強度が
或る値以上になると鋳片内の介在物が急増する。これは
、攪拌による渦が溶鋼中に鋳型内パウダーを巻き込むた
めである。介在物は評点が１．５以下である必要から、
攪拌周波数ｆ１＝５（Ｈｚ）の場合、第３図に示す如く
、限界となる磁束密度Ｇ１は７４０（ガウス）である。

これ以上であるとパウダー巻き込みによる鋳片内介在物
が急増する。このＧ１＝７４０（ガウス）の限界強度は
第１図と比較して明らかなように、負偏析度−０．２に
おける強度（Ｇ１＝１４００）よりもずっと低い値であ
る。

ブローホールの制約条件は第１図と同様に１００ｃｍ当
り５個以下とすると、ｆ１＝５（Ｈｚ）のもとで鋳型内
攪拌の適正範囲は３５０≦Ｇ１≦７４０となる。この適
正範囲は、周波数ｆ１を上げると狭くなるとともに上下
限が低下する一方、周波数を下げると範囲が広くなると
ともに上下限が大きくなる。定量的にプロットした結果
を第４図に示す。

下側の曲線は先の例と同様で６０２ｅ＝０．１０ｆ１で
近似でき、上側の曲線は１３３９ｅ−０．１２ｆ１で近
似でさる。したがって、６０２ｅ−０．１Ｏｆ１≦Ｇ１
≦１３３９ｅ−０．１２ｆ１で１５≦ｆ１≦１５の領域
を適正範囲とした。この橘正範囲内の任意の粂件でパウ
ダーキャスティングによる鋳型内攪拌を行なうことがで
きる。

上記（Ｉ−１），（Ｉ−２）いずれかの鋳型内攪拌（Ｍ
撹拌）を行なうことにより、第９図（ａ）に示すように
、中心キャビティの評点を５から４へ改善できる。

（ＩＩ）２次冷却帯攪拌の最適条件 溶鋼が鋳片として凝固する中間期、すなわち２次冷却帯
における電磁撹拌である。鋳型下方、メニスカス部より
３．８ｍのところに設置した第２の電磁コイルに６０Ｈ
ｚの交流を流し、発生する回転磁界で攪拌した。このと
き鋳型内撹拌はｆ１＝５（Ｈｚ）でＧ１＝１０７０（ガ
ウス）の条件である。

第２の電磁コイルに流ず電流を暫次大きくしてコイル中
心の磁束密度Ｇ２を大きくし、攪拌強度を増加したとき
の中心キャビティと負偏析度の特性を第５図に示す。第
５図において、中心キャビティの評点が４から３．５に
改善されていることが判る。これは、先の鋳型内攪拌と
同様に柱状デンドライトを切断し等軸晶核を増加させる
ことができたためである。もっとも、Ｃ２が小さく攪拌
強度が弱い場合には、この効果はほとんどなく、或る一
定値以上の磁束密度で効果を示す。第５図に示すシェル
厚Ｄ２が２７ｍｍの場合、この臨界値はＧ２＝Ｉ１Ｏ（
ガウス）である。臨界値は、シェル厚Ｄ２の増加に伴な
い磁束の減衰が大きくなるので、シェル厚の増加にとも
なって大きくなる。

一方、攪拌強度の増加とともに、撹拌によって生じるホ
ワイト・バンド部の負偏析も増加する。熱処理を行なう
ことを考慮すれぱ、攪拌の強さの上限を制限する必要が
ある。そこで、ホワイトバンド部の負偏析度を−０２に
制約する。磁束密度Ｇ２の上限は第５図における条件下
で２５７（ガウス）となる。

負偏析度の制約と、上記中心キャビティの効果より、適
正範囲は１１０≦Ｇ２≦２５７となる。この増止範囲は
シェル厚の友化につれて変わり、シェル厚が少さいと狭
くかつ上下限値が低下する一方、シェル厚が大きくなる
と範囲が広くなるとともに上下限値が大きくなる。そこ
で定量的にプロットすると、第６図の二つの曲線が得ら
れた。上１０≦Ｄ２≦５０の範囲を適正範囲とした。こ
の適正範囲内のの条件で２次冷却帯攪拌を行なうことが
できる。

なお、第２の電磁コイルには周波数６０Ｈｚの交流を流
したが５０Ｈｚでもよい。これは商用電源に接続する電
磁攪拌装置を使用したためで、周波数を可変できる装置
であれは特に５０又ほ６０Ｈｚに限定する必要はない。

上記２次冷却攪拌（Ｓ攪拌）の併用により、第９図（ａ
）に示すように、中心キャビティの評点を高攪拌に比べ
１．２５も改善できる。

（ＩＩＩ）凝固末より撹拌の最適条件 溶鋼が鋳片として凝固する末期すなわち鋳片内の残浴鎖
のアール短径が切片寸法の１／２以下（本例の１２５ｍ
ｍ口鋳片の場合はシェル厚Ｄ３が３１ｍｍ以上）におけ
る電磁攪拌である。

シェル厚Ｄ３が４０ｍｍとなる位置に第３の電磁コイル
をセットし、５０Ｈｚの交流を流し発生する回転磁界に
よって撹拌した。１２５ｍｍ口の鋳片は２．６ｍ／ｍｉ
ｎで連続的に引き出されていて、上流における撹拌条件
は、成果内でｆ１＝５（Ｈｚ）、Ｇ１＝１０７０（ガウ
ス）、２次冷却帯で６０Ｈｚの交流、Ｇ２＝１９０（ガ
ウス），シエル厚３０（ｍｍ）である。

疑固末期では、溶融プール内の温度も低下し粘度も高く
なっているため、２次冷却帯と比べてより大きな攪拌力
を必要とする。第３の電磁コイルのコイル中心の磁束密
度Ｇ３を漸次大きくし、撹拌強度を増加させたときの、
中心キャビテイ評点とホワイトバンド部負偏析度の変化
特性を第７図に示す。

第７図において、攪拌強度がＧ３−６００（ガウス）を
越えると中心ギャビテイが３．５から急に低下し、Ｇ３
＝１０００付近でほぼ２にまで下がり、大きく改善され
ることが判る。これは、鋳型内や２次冷却攪拌により生
じた等軸晶域内で攪拌することによって、溶鋼プ−ル内
の温度を均一化るとともにマッシーゾ−ンの幅を大きく
し収縮孔を分散させたためである。しかし、Ｃ３−１０
００（ガウス）を超えると攪拌によるホワイトバンド部
の負偏析度が−０．２を越えることから、適正範囲は６
００≦Ｃ３≦１０００となる。

なお、第７図中点線で示す中心キャビティ特性は、電流
を連続的に流した連続撹拌の場合である。

これに対して、実線で示す中心キャビティ特性はある周
期で電流を断続させた場合又はある周期で電流の極性を
反転させた場合である。中心キャビティの改善効果は断
続撹拌又は反転撹拌の方がはるかに大きい。これは、攪
拌の強度や方向が急激に変化するので等軸晶核が混合さ
れやすく、キャビティを分岐させ易いからだと考えられ
る。同様の理由で、異なった周波数をもって攪拌させる
異周波攪拌もこの凝固末期撹拌として有効である。

なお、断続撹拌では周期を３〜１０秒の範囲のある値毎
に行なうのが好ましく、一方反転撹拌では３〜５秒の範
囲のある値毎に正逆転させるのが好ましい。なおまた、
本例では６０Ｈｚの交流を流したが、これは商用電源に
接続する電磁攪拌装置を使用したためで、５０Ｈｚでも
よい。

上記適正範囲６００≦Ｇ３≦１０００はシェル厚によっ
て変化する。これは２次冷却帯攪拌と同様に、シェル厚
の増加により磁界が減衰するので、シェル厚が大きい場
合は発生させる磁界も大きくずる必要がある。そこで、
第３の電磁コイルのセット位置を変えて、所定のシェル
厚Ｄ３のところで適正範囲を調べプロットした結果が第
８図である。シエル厚が小さいと範囲が狭くかつ上下限
値か低下し、シエル厚が大きいと範囲は広がるとともに
上下限値が高くなる。第８図の上側の曲線は０．３４３
・Ｄ３＋４５１で近似でき、下側の曲線は０．２・Ｄ３
＋２８０で近似できる。したがって、０．２Ｄ＋２８０
≦Ｇ３≦０．３４３・Ｄ３＋４５１で２０≦Ｄ３≦９０
の領域を適正範囲と定めることができる。この適正範囲
内の任意の条件で凝固末期攪拌を行なうことができる。

第９図（３）の中心キャビテイ評点の棒グラフから判る
ように、Ｍ攪拌にＳ攪拌を併用する場合よりもＭ撹拌に
凝固末期攪拌（Ｆ攪拌）を併用する方が効果的である。

さらに、三段階の攪拌をすべて行なう（Ｍ＋Ｓ＋Ｆ）と
、評点を大きく０．２５にまで改善できる。これらのこ
とから、小断面の鋳片には、特に、Ｆ攪拌が有効に作用
することが分る。

なお第９図（ａ）における（Ｍ＋Ｓ＋Ｆ）以外の比較例
は、上述の例と同じくＣを０．１１％含む溶鋼を１２５
ｍｍのビレットに連続鋳造した場合で条件も同一である
。電磁攪拌の有効性は第１図，第３図，第５図，第７図
で明白であり、第９図（ａ）で比較するように、無攪拌
に比べれぱＭ攪拌の利点は大きいが、このＭ攪拌にＳ攪
拌またはＦ攪拌の少なくとも一つを組み合わせることに
よって、ブルーム鋳片とほぼ同等あるいはそれ以上の品
質に改善できる。この改善効果は、第９図（ａ）の夫々
と対応されて掲げる添付の参考写真５１２Ｃ相当鋳片縦
断面のマクロ組織写真）でより明瞭に証明される。

なお、上記実施例は、溶鋼にＣを０．１１％含む場合で
あったが、０．２０％以下の場合であれば同様の適用条
件で大断面ブルーム鋳片と同等の品質のものを得ること
ができる。例証は略するが、従来周知のＣ濃度による溶
鋼の一般的性質に鑑み明らかである。

以上の説明から明らかなように、本発明によれば、小断
面のビレット連鋳に複数段の電磁攪拌を適用する際の各
段における固有の条件を創出することにより、低炭素キ
ルド鋼として介在物がなく表面性状が美麗でかつ負偏析
が少なく中心キャピティの良好なビレットすなわち大断
面ブルーム鋳片とほぼ品質の同等な（Ｍ撹拌にそれ以降
の５，Ｆ撹拌を組合せると同等もしくはそれ以上のノビ
レットを鋳造できるとともに、直接製造できるので従来
の如きブルーム鋳片の加熱分塊工程が不要となり、低コ
ストでの製造が可能となった。

【図面の簡単な説明】

第１図は詩型内撹拌における特性図、第２図は鋳型内攪
拌の適正範囲を示す図、第３図はもう一群の発明の実施
例に係る鋳型内攪拌の特性図、第４図はその鋳型内撹拌
の適正範囲を示す図、第５図は実施例の２次冷却におけ
る攪拌の特性図、第６図はその適正範囲を示す図、第７
図は実施例の凝固末期における攪拌の特性図、第８図は
その適正範囲を示す図、第９図（ａ）は撹拌による中心
キャビティ評点の比較図、第９図（ｂ）は三つの段階に
おける攪拌の概念を示す説明図である。参考図として第
９図（ａ）の夫々の場合に対応する鋳片縦断面のマクロ
組織の写真を添付する■

Claims (1)

1. 【特許請求の範囲】 （１）断面積が２００ｍｍ口以下鋳片の連続鋳造におい
   て、Ｃ：０．２０％以下を含む溶鋼を浸漬ノズル又はオ
   −プンストリームでオイル潤滑の鋳型内に供給し、 該鋳型内で上記溶鋼を、第１の電磁コイルに流す交流の
   周波数ｆ１（Ｈｚ）が１．５≦ｆ１≦１５でコイル中心
   の磁束密度Ｇ１（ガウス）か６０２ｅ−０．１Ｏｆ１≦
   Ｇ１≦２４４１ｅ−０．１１ｆ１の範囲の磁界により電
   磁攪拌させながら鋳型下方へ連続的に引き出し、 上記溶鋼が鋳片として凝固する中間期で、第２の電磁コ
   イルに交流を流し、凝固シェル厚Ｄ２（ｍｍ）が１０≦
   Ｄ２≦５０のときコイル中心の磁束密度の範囲の磁界に
   より電磁攪拌するようにしたことを特徴とずる連続鋳造
   法による低炭素キルド鋼の製造方法。 （２）断面積が２００ｍｍ口以下の鋳片の連続鋳造にお
   いて、Ｃ：０．２０％以下を含む溶鋼を浸漬ノズル又は
   オ−プンストリームでオイル潤滑の鋳型内に供給し、 鋳型内で上記溶鋼を、弟１の電磁コイルに流す交流の周
   波数ｆ１（Ｈｚ）が１．５≦ｆ１≦１５でコイル中心の
   磁束密度Ｇ１（ガウス）が６０２ｅ−０．１０ｆ１≦Ｇ
   １≦２４４１ｅ−０．１１ｆ１の範囲の磁界により電磁
   攪拌させながら鋳型下方へ連続的に引き出し、 上記浴鋼が鋳片として凝固する末期で鋳片内の残溶鋼の
   プール短径が鋳片短片寸法の１／２以下において、弟３
   の電磁コイルに交流を流し、凝固シェル厚Ｄ３（ｍｍ）
   が２０≦Ｄ３≦９０のときコイル中心の磁束密度Ｇ３が
   ０．２・Ｄ＋２８０≦Ｇ３≦０．３４３１Ｄ３＋４５１
   の範囲の磁界により電磁攪拌するようにしたことを特徴
   とする連続鋳造法による低炭素キルド鋼の製造方法。（
   ３）断面積が２００ｍｍ口以下の鋳片の連続鋳造におい
   て、Ｃ：０．２０％以下を含む溶鋼を浸漬ノズル又はオ
   −ブンストリームでオイル潤滑の鋳型内に供給し、 鋳型内で上記溶鋼を、第１の電磁コイルに流す交流の周
   波数ｆ１（Ｈｚ）が１．５≦ｆ１≦１５でコイル中心の
   磁束密度Ｇ１（ガウス）が６０２ｅ−０．１Ｏｆ１≦Ｇ
   １≦２４４１ｃ−０．１１ｆ１の範囲の磁界により電磁
   攪拌させながら鋳型下方へ連続的に引き出し、 上記溶鋼が断片として凝固する中間期で、第２の電磁コ
   イルに交流を流し、凝固シェル厚Ｄ２（ｍｍ）が１０≦
   Ｄ２≦５０のときコイル中心の磁束密度の範囲の磁界に
   より電磁攪拌し、 上記溶鋼が鋳片として凝固する末期で鋳片内の残溶鋼の
   プール短径が鋳片短片寸法の１／２以下において、第３
   の電磁コイルに交流を流し、凝固シェル厚Ｄ３（ｍｍ）
   が２０≦Ｄ３≦９０のときコイル中心の磁束密度Ｇ３が
   ０．２・Ｄ＋２８０≦Ｇ３≦０．３４３・Ｄ＋４５１の
   範囲の磁界により電磁攪拌するようにしたことを特徴と
   する連続鋳造法による低炭素キルド鋼の製造方法。 （４）断面積が２００ｍｍ口以下の鋳片の連続鋳造にお
   いて、Ｃ：０．２０％以下を含む溶鋼を浸漬ノズルで鋳
   型内に供給するとともに湯面にパウダ−を投入し、 該鋳型内で上記溶鋼を、第１の電磁コイルに流す交流の
   周波数ｆ１（Ｈｚ）が１．５≦ｆ１≦１５でコイル中心
   の磁束密度Ｇ１（ガウス）が６０２ｅ−０．１０ｆＩ≦
   Ｇ１≦１３３９ｅ−０．１２ｆ１の範囲の磁束により電
   磁攪拌させながら鋳型下方へ連続的に引き出し、 上記溶鋼が鋳片として凝固する中間期で、第２の電磁コ
   イルに交流を流し、凝固シェル厚Ｄ２（ｍｍ）が１０≦
   Ｄ２≦５０のときコイル中心の磁束密度の範囲の磁界に
   より電磁撹拌するようにしたことを特徴とする連続鋳造
   法による低炭素ギルド鋼の製造方法。 （５）断面積が２００ｍｍ口以下の鋳片の連続鋳造にお
   いて、Ｃ：０．２０％以下を含む溶鋼を浸漬ノズル鋳型
   内に供給するとともに湯面にパウダーを投入し、 鋳型内で上記溶鋼を、第１の電磁コイルに流す交流の周
   波数ｆ１（Ｈｚ）が１．５≦ｆ１≦１５でコイル中心の
   磁束密度Ｇ１（ガウス）が６０２ｅ−０．１０ｆＩ≦Ｇ
   １≦１３３９ｅ−０．１２ｆ１の範囲の磁界により電磁
   攪拌させながら鋳型下方へ連続的に引き出し、 上記溶鋼が鋳片として凝固する末期で鋳片内の残溶鋼の
   プール短径が鋳片短片寸法の１／２以下において、第３
   の電磁コイルに交流を流し、凝固シェル厚Ｄ３（ｍｍ）
   が２０≦Ｄ３≦９０のときコイル中心の磁束密度Ｇ３が
   ０．２・Ｄ３＋２８０≦Ｇ３≦０．３４３・Ｄ＋４５１
   の範囲の磁界により電磁攪拌するようにしたことを特徴
   とする連続鋳造法による低炭素キルドの製造方法。 （６）断面積が２００ｍｍ口以下の鋳片の連続鋳造にお
   いて、Ｃ：０．２０％以下を含む溶鋼を浸漬ノズルで鋳
   型内に供給するとともに湯面にパウダーを投入し、 該鋳型内上記溶鋼を、第１の電磁コイルに流す交流の周
   波数ｆ１（Ｈｚ）が１．５≦ｆ１≦１５でコイル中心の
   磁束密度Ｇ１（ガウス）が６０２ｅ−０．１０ｆＩ≦Ｇ
   １≦１３３９ｅ−０．１２ｆ１の範囲の磁界により電磁
   攪拌させながら鋳型下方へ連続的に引き出し、 上記溶鋼が鋳片として凝固する中間期で、第２の電磁コ
   イルに交流を流し、凝固シェル厚Ｄ２（ｍｍ）が１０≦
   Ｄ２≦５０のときコイル中心の磁束密度の範囲の磁界に
   より電磁攪拌し、 上記溶鋼が鋳片として凝固する末期で鋳片内の残溶鋼の
   プール短径が鋳片短片寸法の１／２以下において、第３
   の電磁コイルに交流を流し、凝固シェル厚Ｄ３（ｍｍ）
   が２０≦Ｄ３≦９０のときコイル中心の磁束密度Ｇ３が
   ０．２・Ｄ＋２８０≦Ｇ３＜０．３４３・Ｄ＋４５１の
   範囲の磁界により電磁攪拌するようにしたことを特徴と
   する連続鋳造法による低炭素キルドの製造方法。