JPS6360056A - Ｔｉ含有ステンレス鋼の連続鋳造方法および連続鋳造用鋳型 - 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】 〔産業上の利用分野〕 本発明は、Ｔｉを比較的多量に含有ステンレス鋼を連続
ＪＲ造するさいに必ず問題となるＴｉミストリークの発
生を防止したＴｉ含有ステンレス鋼の連続鋳造方法に関
する。

〔従来の技術〕

Ｔｉ添加によって鋼中のＣ，Ｎを安定な炭窒化物に変え
てステンレス鋼の耐食性や機械的性質の改善を図ること
が行われているが、かようなＴｉ安走化ステンレス鋼の
連続鋳造においては＋　　Ｔｉミストリークの発生の問
題が付きまとっている。すなわち、Ｔｉは極めて活性な
金属であるため、添加時において溶鋼中のＮと反応し、
更には溶鋼の注入時に大気中のＮ、と反応して窒化物を
生成し。

この窒化物が鋳型内溶鋼中において比重差により浮上し
ようとするさいに相互に凝集してクラスター化する。こ
のような窒化物のクラスターは鋳型パウダーへの溶解度
が小さいのでしばしば連続鋳造鋳片表層部に捕捉される
。鋳片表層部に捕捉された窒化物クラスターは、その構
成粒子たる窒化物の融点が極めて高いので可塑性がなく
、シたがって鋳片の圧延時において線状に並ぶのみで、
冷延板表面において線状の疵、すなわちＴｉミストリー
クとなる。このＴｉミストリークは製品の美観を損なう
ばかりでなく、ステンレス鋼においてその使命である耐
食性にも悪影響を与える。

このため、従来より、Ｔｉ含有ステンレス鋼の連続鋳造
の場合には、　ＶＯＤ、　ＡＯＤをはじめとする二次精
錬炉により極力Ｏｘ、Ｎｔといったガス成分を低減し且
つ介在物の分離除去を図った後、連続鋳造する方法が行
われてきた。

しかし、ステンレス鋼では０□＋Ｎ２との親和力の強い
Ｃ「を多量に含有すること、或いは溶鋼中のガス成分の
低減のための並びに生成した介在物の分離除去のための
処理時間の制限等から、介在物除去には自から限界があ
る。このため、非金属介在物（特にＴｉ添加鋼ではＴｉ
窒化物）が残留する溶鋼を鋳造することが余（πなくさ
れている。

一方１ｗ４の連続鋳造において″ｉ′ｉｉ磁攪拌装置に
よって鋳型内溶鋼に流動を付与する技術が開発されてき
た。これは、連鋳用鋳型の両長辺側にリニアモータ型電
磁撹拌装置を取付けて鋳型内溶鋼に電磁攪拌を付与する
ものである。この鋳型内ＴＬ電磁攪拌よると鋳片表層部
の介在物の低減が可能となることが１例えば［鉄と鋼Ｊ
　、６７（１９８１）　５８３３に報告されている。ま
た、特公昭５９−７５３６号公報にはりニアモータの上
端位置を場面下２００ｍｍ以内の上方に位置させると未
脱酸溶鋼でも連鋳ができ、脱酸溶鋼の場合には表面疵の
発生が低減できると教示している。

すなわち、鋳型内溶鋼に電Ｔｌ１ｌ攪拌を付与して鋳型
内で成長しつつある凝固シェル前面に溶鋼流動を適切に
与えると、鋳片表層部に発生するピンホールや鋳片表層
部に捕捉される介在物を低減することができることが知
られている。

また、特開昭５９−３３０６０号公報は、ガス吹き込み
或いはｉ！［攪拌等の手段を用いて鋳型内溶鋼の湯面上
方中央部に所定の流速の流動を与えることによってステ
ンレス鋼の連鋳鋳片表層部の介在物を低減する方法を開
示する。この方法はステンレス鋼における介在物は表面
より３ＩＩｌｆｆｉ以内の表層部に局在していることを
前提とするものである。

〔発明が解決しようとする問題点〕

本発明はＴｉ含有ステンレス鋼の連続鋳造のさいに生ず
る主としてＴｉ窒化物による鋳片表面疵発生の問題を鋳
型的電磁撹拌技術を適用して解決しようとするものであ
るａＴｉ含有ステンレス鋼に特有のＴｉ窒化物による表
面疵発生の問題が鋳型内電磁攪拌によって回避できるか
否かはこれまで全く未知であった。本発明者らは、Ｔｉ
含有ステンレス鋼鋳片表面より厚み方向における介在物
の分布を数多くの鋳片を対象として調査したが、前記特
開昭５９−３３０６０号公報の場合とは異なり、鋳片表
面から３ｍｍ以上の内部においても多数存在することを
知った。したがって、従来提案された鋳型内電ｍｌ拌方
法をＴｉ含有ステンレス鋼の連続鋳造に適用したとして
も、介在物が除去される鋳片表面からの領域が小さいの
で、冷延（反に発生するＴｉミストリークの発生は防止
できないとの結論に達した。このことは例えば後記の第
１表の試験階２によっても実証される。

また、従来提案された鋳型内電磁撹拌装置はモータコア
の位置が鋳型内に固定されている。したがってＴｉ含有
ステンレス鋼の連続鋳造に適した条件を見出すことにも
難点があった。すなわち５モータコアの位置が固定され
ていると、ＰＸｌｔ！？を受ける領域が限定されること
になるが、鋳造速度の変動に伴ってメニスカスから一定
距離にある凝固シェル厚みは変動するので、場合によっ
てはく例えば高速鋳造の場合には）本来撹拌が必要な筈
の領域にまで撹拌が及ばないような事態が生じた。

このために、攪拌強度を大きくして攪拌が必要な領域を
拡大するとパウダーの巻き込みが生ずるという問題が新
たに生じた。

本発明の目的は、Ｔｉ含有ステンレス鋼鋳片の表面疵発
生の問題を、従来提案された鋼の鋳型的電磁撹拌装置を
改良し且つ適切な操業条件を見出すことによって解決し
ようとするものである。

〔問題点を解決する手段〕

本発明は、０．１重量％以上のＴｉを含有するステンレ
ス鋼の連鋳鋳片の表面疵発生を低減する連続鋳造方法と
して、高さ方向に設定位置可変のリニアモータ型撹拌装
置を備えた連鋳鋳型を使用し。

メニスカスから該装置のモーターコア中心までの距離れ
を下式（１１の関係が実質的に満足するように定め、メ
ニスカスから２×ｈの位置における鋳型内溶鋼の水平方
向の流速が１５〜４０ｃｍ／ｓｅｃの範囲となるように
該電磁撹拌装置によって鋳型内ｆｆＩ鋼に水平旋回流を
付与することを特徴とするＴｉ含有ステンレス鋼の連続
鋳造方法を提供するものである。

１１−□・Ｖ・（Ｄ／Ｋ）”　　　　　・・（１）ま ただし。

ｈ；メニスカスからリニアモータコア沖心までの鋳造方
向への距離（ｍ）。

Ｋ；凝固定数（ｍｍ／ｍｉｎ””）　＋Ｄ；メニスカス
から２ｈの距離における凝固シール厚（ｍｍ）であり、
１０〜３０慨鴨の範囲の数値とする。

以下に本発明の内容を図面を参照しながら具体的に説明
しよう。

第１図は本発明に従う連続鋳造鋳型の平面を。

第２図は第１図の■−■″断面を示す。本発明に従う鋳
型は、モータコアｌとこのモータコア１を取り囲むコイ
ル２とからなるリニアモータ型電磁撹拌装置を、従来の
連続鋳造用水冷鋳型の両長辺側３の内部に、上下移動可
能に設置しである。４は鋳型内へ？８ｗ４を注入する浸
漬ノズル、５は鋳型内溶鋼、６は連鋳パウダー、７は凝
固シェルを示している。

モータコア１およびこれを取り巻くコイル２は第１図に
示すように鋳片幅−杯に両長辺側鋳型内に設置されてい
る。この両長辺側鋳型内に設置される一対のりニアモー
タの磁場の移動方向を互いに逆向きにすることにより１
両長辺に沿った流れは互いに逆向きとなり、鋳型内溶鋼
は第１図の矢印に示すように水平方向に回動（旋回）す
る。この撹拌モードを本明細書において“水平旋回流゛
と呼ぶ。これに対し、一対のりニアモータの磁場の移動
方向を同方向にした場合には１両長辺に沿った流れは場
面では同方向となり、短辺側に突き当たったあと下方に
潜って回動することになる。

この攪拌モードを本明細占では“水平一方向流”と呼ぶ
。

本発明に従う鋳型内電磁撹拌装置は、コイル２とモータ
コア１の一体物を鋳型内で昇降可能に設置した点に特徴
がある。すなわち、第２図に示すように、長辺側鋳型内
に昇降用ガイド９を設け。

モータコア１を支持する固定子１０をこの昇降用ガイド
９内に上下摺動可能に設置し、油圧シリンダー１１によ
って往復動するピストンロッド１２にこの固定子ＩＯを
接続する。これにより、油圧シリンダー１１に供給する
油圧の調整によりモータコアｌの設置高さを調整でき且
つ所定の高さに保持することができる。なお、長辺側鋳
型の両側の両モータコア１とも同一構造に昇降可能に設
置するが、油圧シリンダー１１を独立して駆動すれば３
両モータコア１の相互の高さを独立して設置できる。し
たがって本装置によると、モータコア１の両者の高さを
異ならしめて設置することにより傾斜流による攪拌モー
ドも可能である。しかし１本発明法の実施にさいしては
、特別のことがない限り１両モータコアｌとも同し高さ
に設定して水平往復旋回流の攪拌モードを採用する。な
お、固定子１０の昇降のための駆動機構は油圧シリンダ
ー１１に変えて電動機構とすることもできる。

本発明においては、かようなモータコアの位置を自由に
設定できる電磁攪拌鋳型を用いてＴｉ含有ステンレス鋼
を速読鋳造するのであるが、既述のように、Ｔｉ含有ス
テンレス鋼の場合には鋳片表面より３１以上、場合によ
って１ＯＩＩＩＩＩ＋を超える広範囲にわたって介在物
を除去することが必要となる０本発明ではこのためにｆ
ｌ１式の関係を満足するようにモーフコアの中心位置を
設定する。まず。

この（１）式の４出について説明する。

−ＩＩにステンレス溶銅のシェル厚みＤと時間ｔとの関
係は、溶鋼の過熱度および流動の影響により多少異なる
が２次式（２）によって比較的良好に表すことができる
。

Ｄ＝に−Ａ　　　　　　　　　　　　・・・（２）ここ
で２　Ｋは凝固定数である。

一方、連続鋳造において、鋳片は一定速度で下方に引き
抜かれるから１時間区とメニスカスからの距離Ｈとの関
係は、鋳造速度をＶとすれば。

Ｈ＝Ｖ−ｔ　　　　　　　　　　　　・・・（３）で示
される。（２）および（３）式より２凝固シェル厚りと
メニスカスからの距離Ｈとの関係は次の（４）式で示さ
れる。

Ｈ＝Ｖ・（Ｄ　／　Ｋ）”　　　　　　　　・・・（４
）したがって、厚みがＤとなるまでの凝固シェルに捕捉
される介在物を除去するには、メニスカスからＨの距離
内において介在物を除去するに必要な撹拌を付与する必
要がある。

一方、一対のりニアモータの磁界の移動方向を互いに逆
向きにした場合に生ずる水平旋回流は。

モータコア中心を最大流速とすると第３図のような分布
となる。したがって、この水平旋回流によってメニスカ
スからＨまでの距離範囲で、介在物低減に有効な流速に
よって攪拌しようとする場合に、モータコア中心をＨ／
２＝ｈに一致させて撹拌するのが最も効率が高い。

以上より、鋳片表面からＤの領域の介在物を水平旋回流
によって除去するのに最適なリニアモータコアの中心の
位置りは２次の（１１弐で表される。

■ ｈ　＝　−−Ｖ　−（Ｄ／Ｋ）２−−　（１）次に攪拌
モードについては、同一攪拌強度で攪拌を続けた場合、
水平一方向流では鋳型の一方の短辺側において場面の盛
り上がりと共に場面の露出が生じ、他方の短辺側では連
鋳パウダーの巻き込みが生じる。また、垂直上向き撹拌
を与えた場合には、鋳型内申央部に湯面の盛り上がりが
生じ両灯辺側で連鋳パウダーの巻き込みが生じる。そし
て垂直方向の撹拌では大きな下降流が生じるので大型介
在物が鋳片内部にもたらされる危険がある。

これに対し、水平旋回流でスラブ連鋳用鋳型内の溶鋼を
撹拌する場合には、上記の２者に比べて攪拌効率の点で
は劣るが、場面の盛り上がりが殆どなく且つ大きな下＋
＋ｓ　ｉも生じないので本発明法ではこの水平旋回流を
採用する。そして本発明ではこの水平旋回流による撹拌
流速の範囲を２ｘｈの位置で１５〜４０ｃｍ／ｓｅｃと
する。これは、第４図の結果から求めたものである。同
図は撹拌流速ＶＦａと鋳片表層部の介在物指数の関係を
示すものであるが、少なくとも１５ｃｍ／ｓｅｃ以上の
流速で撹拌することによって介在物を著しく低減できる
ことが明らかである。したがって、厚みＤの凝固シェル
に介在物が捕捉しがたいように撹拌するにはメニスカス
からこの厚みＤまでの距離にわたって少なくとも１５ｃ
ＩＩｌ／ｓｅｃ以上の流速を必要とする。一方、第３図
に見られるように、メニスカスより２ｘｈの位置におい
て成る大きさの流速を与えるように水平方向に攪拌する
と、その大きさの流速にほぼ対応する大きさの流動がメ
ニスカスでも生じる。この流動が大きくなると連鋳用パ
ウダーの巻き込みが生ずるようになる。水平旋回流を与
えた場合に連鋳用パウダーの巻き込みが生じる流速は約
４０ｃｍ／ｓｅｃである。したがって３攪拌流速の範囲
を２×ｈの位置で１５〜４０ｃｍ／ｓｅｃとする。

次にｈの算出方法について説明する。

まず（【）式中のＤをメニスカスから２ｘｈの位置での
凝固シェル厚と定め、このＤの値を１０〜３０ｍｍと定
める。このＤの値の範囲１０〜３０ｍｍは次の理由によ
る。Ｔｉ含有ステンレス溶鋼について電磁攪拌の攪拌時
間を変えることによって、撹拌流動を受けた凝固シェル
の厚みの異なるサンプルを作成し、熱延・冷延に供し、
攪拌を受けた凝固シェル厚みの範囲とそれぞれの冷延板
で観察される線状疵との関係を求め、第５図の結果を得
た。同図より、線状疵の著しい低減がＬ３められるのは
、ＰＡ拌を受けた凝固シェル厚みの範囲が１０１１ＩＩ
＋１以上の場合である。このことから、凝固シェルが少
なくとも１０ｍｍ以上にまで成長するまでは介在物除去
に必要な電磁攪拌の流動が確保されねばならない。しか
し、　３０ａ＋ｍ以上となるともはや線状疵の低減効果
は飽和し、それ以上の攪拌は本発明の目的を達成するう
えでは無意味となる０以上の理由から、Ｔｉ含有ステン
レス鋼の連続鋳造にさいしての介在物を′ｉ￥を磁攪拌
によって除去しなければならない凝固シェル厚みの範囲
は１０〜３０ｍｍとし、また、他の要因によって鋳片の
表面研削を余儀なくされる場合を考慮して、好ましくは
１５ｍｍ以上とする。

次に凝固定数にの値であるが、Ｃｒ系あるいはＮｉ−Ｃ
ｒ系ステンレス鋼の場合にはＫの値は概略２５ｎ＋ｍ／
ｅ＋ｉｎ””であり、Ｔｉ含有ステンレス鋼においても
この値にほぼ等しい。したがって２本発明法においては
Ｋ　＝２５ｍｓ＋／５ｉｌｌ””の値を採用することが
できる。ただし、鋳型内の冷却条件や鋳造条件の大幅な
変更が生ずる場合には、放射性同位元素の投入実験等に
よって、より正確なＫを予め把握しておく必要がある。

このようにして求めたＤおよびＫにより、鋳造速度Ｖが
与えられると＋１１式にしたがってｈが求まる。例とし
て、鋳造速度Ｖ　＝１．Ｏｍ／ｍｉｎ、　　Ｄ　＝１５
ｍｍ。

Ｋ　＝２５Ｉ１ｍ／ｗｉｎ””の条件で（１）式によっ
てｈを求めると、　　ｈ”１８０ｍｍとなる。

つぎに、メニスカスから２ｘｈの位置において１５ｃｍ
／ｓｅｃ以上の所定の流速を得るための攪拌強度を決定
する手順について説明する。

撹拌強度はりニアモータのコイルにｉｌｌ電する電流に
よって調整される。したがって１例えば第６図に示すよ
うに、電流Ｉと鋳型内溶鋼の流速ｖＦ。

の分布との関係を予め求めておけば、メニスカスから２
Ｘｈの位置における所定の流速を得るに必要な電流■を
知ることができる。ここで、このＩとｖＦ、の関係を求
める筒便な一例について述べると、実際の流動の大きさ
は、流動が生しる位置での磁束密度Ｂに依存するから、
まず、各電流値■におけるモータコア中心を原点とした
鋳造方向へのＢの大きさの分布を測定しておく。一方、
流速が４０ｃｍ／ｓｅｅ以下の範囲においては、磁束密
度Ｂと流速ｖ０との関係は次の（５）式で表される。

ｖ、１ｌ＝ａ−Ｂｚ　　　　　　　　　・・（５）ここ
で５　ａは定数であり、この値は９例えばＢの分布が既
知の電流■のもとて溶鋼を実験的に攪拌し、得られた鋳
塊のデンドライトの偏向角から推定されるｖ９を求める
ことにより、得ることができる。これによって、第６図
のように、異なる電流値での流速分布図を作成すればよ
い。この流速分布図が得られれば、２×ｈの位置での流
速が１５ｃｍ／ｓｅｃ以上の所定値となる電流値■によ
って電磁攪拌を行えばよい。

以上に説明した本発明法に従ってＴｉ含有ステンレス鋼
を連続鋳造した場合の代表的な実施例結果を比較例と共
に第１表に総括して示した。

使用した鋳型は＋　２００　Ｘ　１０３０ｍｍのスラブ
型湾曲型連続鋳造機に、第１〜２図に示したようにコイ
ルとモータコアを両長辺側に昇降可能に設置したリニア
モータ型電磁攪拌鋳型である。鋳造に供したＴｉ含有ス
テンレス溶鋼は、Ｔｉを含有しない通常のステンレス溶
鋼の場合と同様に、　ＶＯＤで脱ガス処理を行った。第
１表に表示の鋳造温度はクンプッシュ内の溶鋼温度であ
り、これは液相線温度より４０〜５０℃高い温度とした
。攪拌強度の調節は周波数を１ＯＨｚの一定として電流
値を変えることによって行った。モータコアの設置位置
ｎ　（ｍｍ）については、第１表中に＊印を付したもの
はシェル厚ｄ　（ｍｍ）　＝　Ｄとして前記＋１１式に
より求めた設置位置りに一致させたものであり、それ以
外は一致していないものである。評価にあたっては、得
られた鋳片の表面から１５ｍｎ＋の範囲内に存在する介
在物を調べてその面積率を求め、これを鋳片表層部の介
在物面積率とした。また、鋳片を片面２１１１１１１以
下の研削量で表面研削したうえ熱延・冷延に供し。

介在物疵に起因した冷延製品におけるクズ発生率と２級
品発生率の両者を合計して格落ち発生率とした。

第１表から次のことが明らかである。

試験魚１は攪拌なしの対照例であるが、この場合は鋳片
表層部の介在物も製品の格落ち発生率も高い。

試験患２はモータコア中心の位置はｈに一致させたが、
シェル厚５ＩＩｌｖＡにおいて流速が１５ｃｍ／ｓｅｅ
の水平旋回流による流動を受けた比較例、試験隘３〜７
はシェルＩ’ＪＩＯｍｍ以上において流速が１５ｃｍ／
ｓｅｅ以上の水平旋回流による流動を受けた本発明例で
ある。試験階２に見られるように、Ｔｉ含有ステンレス
溶鋼の場合にはシェル厚５ｍｍのところで流動を与えて
も格落ち発生率は高いものとなる。これに対して本発明
法に従ってシェル厚１０ｍｍ以上で流動を与えた試験ｆ
ｌｈ３〜７では、格落ち発生率は２％以下のレベルまで
低減されている。

試験魚８と９は、撹拌モードが水平一方向流の場合の比
較例である。この場合には、モーフコアの位置をｈに一
致させ且つシェルＴＩ′１．１ＯＩＩＩｆｆｉ以上で充
分な流動を与えたとしても、鋳片表層部の介在物面積率
も格落ち発生率も高くなる。これは、連鋳用パウダーの
巻き込み或いは噛み噛みに原因するものである。

試験１１ｋＬ１０と１１は、モータコア中心をｈに一致
させて水平旋回流で流動させたが、攪拌強度が小さい場
合と大きい場合の比較例である。階１０では攪拌強度が
弱くてシェル厚１５ｍｍでの流速並びにメニスカスでの
流速が小さい。このために攪拌による介在物の除去効果
が殆ど現れていない。逆にＩｌ＆Ｌｌｌのように撹拌強
度を強くして流速が４０ｃｍ／ｓｅｃを超えた場合には
、対照例隘１と同等もしくはそれ以上の介在物量並びに
格落ち発生率となっている。

これは連鋳用パウダーの巻き込みがその原因である。

試験Ｎ１１２〜１５は、モータコア中心がｈとは離れた
位置にある場合の比較例である。階１２および１４のよ
うに、モータコア中心位置が（１１式から求まる位置よ
り上方にある場合には１本発明例のような良好な成績が
得られておらず、１ｌｈ１４に至っては最も悪い成績で
ある。これは、シェル厚１０　ｍ　ｍのａ固シェルに対
して１５ｃｍ／ｓｅｃ以上の流動を与えようとするとメ
ニスカスでの流速が大きくなって連鋳用パウダーの巻き
込みが生しるからである。一方。

試験ｍ１３および１５のようにモータコア中心位置がｆ
ｉ１式から求まる位置より下方にある場合にも充分な成
績が得られていない。これは、鋳片の極表層での介在物
除去効果が低減するからである。

試験１ｍ１６と１７は１本発明法に従う同一の鋳造条件
のもとで異なるＴｉ含有量の溶鋼を鋳造した例である。

１ｂ１７のように、１％を超えるＴｉを含存するステン
レス鋼の場合でも１本発明法によると格落ち発生率は２
％以下の低い水準にまで低減できることがわかる。

【図面の簡単な説明】

第１図は本発明に従う連続鋳造鋳型の平面図。 第２図は第１図のｎ−ｎ’線矢視断面図、第３図は電磁
攪拌により生ずる水平旋回流の速度分布の例を示す図、
第４図は攪拌速度と鋳片表層部の介在物指数との関係を
示す図、第５図は攪拌流動を受けた凝固シェルの厚みの
範囲と冷延板における介在物に起因した線状疵指数との
関係を示す図。 第６図は電磁撹拌における誘導電流値と速度分布との関
係を示す図である。 ■・・モータコア、　　２・・コイル、　　３・・長辺
側鋳型、　　４・・溶鋼注入用の浸漬ノズル。 ５・・Ｔｉ含有ステンレス溶鋼、　　６・・連鋳用パウ
ダー、　　７・・凝固シェル、　　９・・昇降用ガイド
９．１０・・モータコアを支持する固定子。 １１・・油圧シリンダー、１２・・ピストンロッド。

Claims (2)

【特許請求の範囲】
1. （１）０、１重量％以上のＴｉを含有するステンレス溶
   鋼の連続鋳造方法において、高さ方向に設定位置可変の
   リニアモータ型撹拌装置を備えた連鋳鋳型を使用し、メ
   ニスカスから該装置のモーターコア中心までの距離れを
   下式（１）の関係が実質的に満足するように定め、メニ
   スカスから２×ｈの位置における鋳型内溶鋼の水平方向
   の流速が１５〜４０ｃｍ／ｓｅｃの範囲となるように該
   電磁撹拌装置によって鋳型内溶鋼に水平旋回流を付与す
   ることを特徴とするＴｉ含有ステンレス鋼の連続鋳造方
   法。 ｈ＝１／２・Ｖ・（Ｄ／Ｋ）＾２・・（１）ただし、 ｈ；メニスカスからリニアモータコア中心までの鋳造方
   向への距離（ｍ）、 Ｋ；凝固定数（ｍｍ／ｍｉｎ＾１＾／＾２）＿１Ｄ；メ
   ニスカスから２ｈの距離における凝固シェル厚（ｍｍ）
   であり、１０〜３０ｍｍの範囲の数値とする。
2. （２）鋼の連鋳鋳造用鋳型の内部に、コイルで取り巻か
   れたモータコアを設置してなる電磁攪拌鋳型において、
   該コイルとモータコアとの一体物を、鋳型内に設置した
   昇降用ガイドに上下摺動可能に取付け、外部動力により
   該モータコアの設定高さを調節自在にした特許請求の範
   囲第１項の方法に使用する連続鋳造用鋳型。