JP2011005524A - 高炭素鋼の連続鋳造方法 - Google Patents

Abstract

【課題】 炭素含有量が０．４質量％以上の高炭素鋼鋳片の中心偏析を、内部割れを発生させることなく厳格品質レベルに対応したレベルに改善する。
【解決手段】 炭素含有量が０．４質量％以上の高炭素鋼の鋳片１を、鋳造中の鋳片に圧下力を付与することの可能な複数対の圧下ロール７からなる圧下帯６を有する連続鋳造機を用い、前記圧下ロールで凝固末期の鋳片を圧下しながら連続鋳造するに際し、少なくとも前記鋳片の中心部の固相率が０．２〜０．８の範囲を、前記圧下ロールにより内部割れが発生しない範囲内の圧下量で圧下するとともに、前記圧下帯において、前記鋳片の表面温度が圧下帯の入り側での鋳片表面温度に対して６０〜２５０℃の範囲で温度低下となる条件で前記鋳片の表面を強制冷却し、鋳片凝固シェルを収縮させる。
【選択図】 図１

Description

本発明は、炭素を０．４質量％以上含有する高炭素鋼鋳片の中心偏析を改善するための連続鋳造方法に関するものである。

炭素を０．４質量％以上含有する高炭素鋼では、固相線温度と液相線温度との温度範囲が、低炭素鋼や極低炭素鋼に比較して非常に広いことから、中心偏析が問題となりやすい。また、高炭素鋼では凝固時に等軸晶が生成しやすいことから、凝固収縮による未凝固相の鋳造方向下方への移動に起因して、Ｖ状偏析が形成されることも知られている。

高炭素鋼において、鋳片の中心偏析の程度が悪化すると、この鋳片を熱間圧延して製造される鋼製品の自動車用軸受線材やハブ用加工品などで破断などの欠陥が発生する。これを防止するために、連続鋳造時には鋳片の中心偏析を低減する手段が講じられ、且つその後の熱間圧延に先立ち、鋳片に高温下での均熱処理を講じることが一般的である。高温下での均熱処理により鋼中の成分は拡散により均一化され、鋳片の中心偏析が改善される。

現在、連続鋳造工程における高炭素鋼の中心偏析対策としては、以下の手段が一般的に行われている。
（１）低温鋳造法
（２）鋳造速度の規定（＝低速鋳造）
（３）電磁攪拌の利用による凝固組織の微細化
（４）軽圧下などによる凝固収縮量の補償技術
低温鋳造法は、溶鋼過熱度の低下による凝固組織の等軸晶化により中心偏析の軽減を図るものである。この方法により、中心偏析は或る程度低減されるが、凝固収縮自体を防止する技術ではないため、高級鋼種に要求される中心偏析レベルの達成は難しく、溶鋼温度の低下による浸漬ノズルの閉塞や、低温化により酸化物系介在物の浮上分離が損なわれることから鋳片に酸化物系介在物が多いという問題があり、本技術のみでは十分でない。

鋳造速度の低速化は、凝固完了位置を鋳造方向上流側に維持することにより凝固シェル厚みを確保し、溶鋼静圧によるバルジングを低下させて中心偏析を低減する技術である。この方法により、中心偏析は或る程度改善されるが、高炭素鋼は、鋳片の長辺と短辺との比率が２．０未満のブルーム連続鋳造機で鋳造されるのが一般的であり、鋳片短辺による鋳片長辺の拘束の影響が強く、本来、バルジングの発生量が小さく、スラブ連続鋳造機ほどの効果は得られない。

電磁攪拌利用技術は、低温鋳造法と同様に、鋳片中央部の凝固組織を等軸晶化して中心偏析を低減する技術である。溶鋼温度を調整することなく等軸晶化できるので、高炭素鋼の鋳造においては、鋳型内電磁攪拌、ストランド中流域電磁攪拌、凝固末期電磁攪拌などを単独または組み合わせて利用するのが一般的である。しかしながら、低温鋳造法と同様に、凝固収縮自体を防止する技術ではないため、中心偏析の改善にそれなりに効果があるが、高級鋼種に要求される中心偏析レベルの達成は困難である。

凝固収縮量の補償技術は、凝固末期の鋳片を徐々に圧下しながら凝固させる軽圧下法に代表されるロール圧下などにより、鋳片の未凝固部の体積を凝固収縮に見合う分だけ機械的に減少させ、未凝固相の移動を防止することにより、中心偏析を低減する技術である。中心偏析の原因である凝固収縮自体が防止されるので、中心偏析の低減効果に優れており、近年は一般的に用いられ、数多くの改善効果が報告されている。この軽圧下法では、圧下時期、圧下範囲、圧下量を適正に制御すれば、理論上は中心偏析を極限まで低減することが可能となる。

しかしながら、軽圧下法においても、最適な圧下条件を外れると、却って中心偏析が悪化する。従って、鋳造速度、二次冷却水量、溶鋼過熱度、圧下量などを一定に制御することが重要となる。

更に、高炭素鋼においては、前述した固相線温度と液相線温度との温度範囲と同様に、延性消失温度（ＺＤＴ）と高張力発生温度（ＺＳＴ）との温度範囲が、低炭素鋼や極低炭素鋼に比較して非常に広く、軽圧下法では、鋳片の圧下により内部割れが発生する恐れがある。つまり、軽圧下法では、鋳造方向に並ぶ圧下ロールと圧下ロールとの間隔（「ロールピッチ」という）で生ずる凝固収縮量を下流側の圧下ロールの直下で補償することになり、圧下ロール直下の凝固界面に大きな歪を加えることが避けられない。

そのために、高炭素鋼における圧下量は内部割れ発生の限界に制限されることとなり、特許文献１に開示されるように、内部割れの発生しやすい鋼成分を回避したり、鋼成分から予測される内部割れ発生のしやすさに基づいて軽圧下実施の可否を判定したりすることが行われており、軽圧下法による改善効果を完全に享受しているとはいい難い。

凝固収縮量を補償する技術としては、他に、例えば特許文献２に開示されるように、凝固末期の鋳片表面を強冷却して凝固シェルを収縮変形させ、これにより凝固収縮量を補償する技術や、例えば特許文献３に開示されるように、ウオーキングバーのような面部材を用い、凝固末期の鋳片を断続的に圧下して凝固収縮量を補償する技術など、ロール直下以外の部位にも圧下力を発生させる技術が提案されている。

しかしながら、特許文献２の方法では収縮量が少なく、この技術だけでは厳格品質レベルに対応した中心偏析改善効果は得られず、また、特許文献３の方法は、設備が複雑で且つ面圧下といえども断続的な圧下であり、実操業において、生産性を阻害することなく高精度でこの技術を達成し、高級鋼種に要求される中心偏析レベルの鋳片を得ることは困難といわざるを得ない。

特開２００６−５１５３３号公報 特開昭６２−２６３８５５号公報 特開昭５９−２０２１４５号公報

上記に説明したように、炭素を０．４質量％以上含有する高炭素鋼の連続鋳造において、内部割れを発生させることなく、高級鋼種に要求される中心偏析レベルの鋳片を鋳造する技術が切望されていたにも拘わらず、従来、有効な手段はなく、やむなく次工程の鋳片均熱処理に頼らざるを得ず、製造コストの上昇をもたらしていた。

本発明は上記事情に鑑みてなされたもので、その目的とするところは、炭素含有量が０．４質量％以上の高炭素鋼鋳片の中心偏析を、内部割れを発生させることなく厳格品質レベルに対応したレベルに改善することのできる、高炭素鋼の連続鋳造方法を提供することである。

上記課題を解決するための第１の発明に係る高炭素鋼の連続鋳造方法は、炭素含有量が０．４質量％以上の高炭素鋼の鋳片を、鋳造中の鋳片に圧下力を付与することの可能な複数対の圧下ロールからなる圧下帯を有する連続鋳造機を用い、前記圧下ロールで凝固末期の鋳片を圧下しながら連続鋳造するに際し、少なくとも前記鋳片の中心部の固相率が０．２〜０．８の範囲を、前記圧下ロールにより内部割れが発生しない範囲内の圧下量で圧下するとともに、前記圧下帯において、前記鋳片の表面温度が圧下帯の入り側での鋳片表面温度に対して６０〜２５０℃の範囲で温度低下となる条件で前記鋳片の表面を強制冷却し、鋳片凝固シェルを収縮させることを特徴とするものである。

第２の発明に係る高炭素鋼の連続鋳造方法は、第１の発明において、予め、鋳片中心偏析を低減するための、鋳片の凝固収縮を補償するために必要な鋳片厚み半分あたりの圧下量δ_REDUCTION（ｍｍ）を算出して求めておき、下記の（２）式で定義される、前記圧下ロールによる鋳片厚み半分あたりの圧下量δ_SR（ｍｍ）と、下記の（３）式で定義される、前記強制冷却に伴う凝固シェル収縮による鋳片厚み半分あたりの圧下相当量δ_TR（ｍｍ）との和が、下記の（１）式に示すように、前記圧下量δ_REDUCTION（ｍｍ）と同等かそれ以上となるように、それぞれの条件を設定することを特徴とするものである。
δ_SR+δ_TR≧δ_REDUCTION …(1)
[(R+d)×θ’-(R+d-δ_SR)×sinθ’]/[(R+d-δ_SR)×sinθ’]≦{0.0025/[1-(fsc-0.5)²]}/([%C]+5×[%P]+30×[%S]) …(2)
δ_TR=ΔT_TR/(0.3×D+0.25×d) …(3)
但し、（２）式、（３）式において、Ｒは圧下ロールのロール半径（ｍｍ）、Ｄは鋳片厚み（ｍｍ）、ｄは凝固シェル厚み（ｍｍ）、ｆscは鋳片中心部固相率、[％Ｃ]は高炭素鋼の炭素濃度（質量％）、[％Ｐ]は高炭素鋼の燐濃度（質量％）、[％Ｓ]は高炭素鋼の硫黄濃度（質量％）、ΔＴ_TRは圧下帯における強制冷却前後の鋳片表面温度差（℃）、θ’（ラジアン）は下記の（４）式で示される。
θ’=cos^-1[(R+d-δ_SR)/(R+d)] …(4)
第３の発明に係る高炭素鋼の連続鋳造方法は、第１または第２の発明において、前記高炭素鋼は、クロムを１．０質量％以上含有することを特徴とするものである。

本発明によれば、圧下ロールによる内部割れが発生しない範囲内の圧下量での軽圧下と、強制冷却による凝固シェルの収縮と、を利用して鋳片の凝固収縮を補償するので、従来、軽圧下法の適用が困難であった内部割れ感受性の高い高炭素鋼であっても、内部割れを発生させることなく厳格品質要求レベルの中心偏析へと改善することが実現でき、生産性及び歩留まりの向上、更には、次工程の均熱処理の時間短縮または省略が可能となり、工業上有益な効果がもたらされる。

連続鋳造中の高炭素鋼鋳片の凝固状況を模式的に示す図であり、（Ａ）は本発明を適用した場合、（Ｂ）は本発明を適用しない場合を示している。 従来の算出方法によって軽圧下時の圧下歪を求める概念図である。 本発明における算出方法によって軽圧下時の圧下歪を求める概念図である。 鋼中の炭素濃度と圧下歪ε_SRとを変化させたときの内部割れ発生有無の関係を示す図である。 圧下帯での強冷却の有無による鋳片断面形状を模式的に示す図であり、（Ａ）は強冷却を実施しない場合、（Ｂ）は強冷却を実施した場合を示している。 圧下帯での強冷却の有無による鋳片表面温度分布の違い示す図である。

以下、本発明を詳細に説明する。

本発明の対象とする鋼種は、０．４質量％以上の炭素を含有する高炭素鋼である。図１に、連続鋳造中の高炭素鋼鋳片の凝固状況を、本発明を適用した場合（図１−Ａ）と、適用しない場合（図１−Ｂ）とを比較して模式的に示す。

先ず、図１−Ｂを参照して本発明を適用しない場合の連続鋳造鋳片の凝固状況を説明する。高炭素鋼は固相線温度Ｔ_Sから液相線温度Ｔ_Lまでの範囲が広いために、鋳片１の中央部に等軸晶１１を形成しやすく、且つ、液相中に固相が出現し始めるマッシーゾーン４の領域が、低炭素鋼や極低炭素鋼に比較して広大であり、鋳片１の凝固収縮に伴って、鋳片中央部に中心偏析１２及びＶ状偏析１３が形成される。

高炭素鋼のなかでも中心偏析１２やＶ状偏析１３に関する品質レベルが最も厳しい軸受鋼（クロム含有量が１．０質量％以上）を例として、以下に中心偏析の問題を示す。

軸受鋼の中心偏析部では、炭素、クロムなどの溶質元素がマトリックス部分に対して平均濃度で１．３倍から２．０倍近くまで濃化することから、凝固後の鋳片１には直径が１００μｍを超える巨大なクロム炭化物が出現する。このようなクロム炭化物が圧延後の線材製品、棒鋼製品に残存すると、製品において亀裂破断や軸受寿命の低下などの品質劣化となることから、クロム炭化物を無害な大きさまで小さくすることが必要になる。

この巨大なクロム炭化物の生成を抑制する方法としては、以下の方法が挙げられる。１つの方法は、連続鋳造の時点で、巨大なクロム炭化物の生成しない中心偏析レベルまで中心偏析を改善する方法であり、他の１つの方法は、鋳片の熱間圧延の前に、１２００〜１３００℃に保持した均熱炉で数時間均熱処理を実施し、炭素及びクロムの拡散により中心偏析部のクロム炭化物を消滅させるか、問題のない大きさまで小さくする方法である。前述したように、従来、連続鋳造工程における中心偏析低減対策が十分ではなく、上記の２つの方法を組み合わせて実施していた。

本発明では、連続鋳造における中心偏析の改善方法として、圧下ロールによる軽圧下法と、強制冷却による凝固シェルの収縮（以下、「熱的圧下法」と記す）と、を組み合わせて実施する。即ち、図１−Ａに示すように、凝固末期の鋳片１を複数対の圧下ロール７からなる圧下帯６において、内部割れが発生しない条件下で凝固シェル３を軽圧下するとともに、この圧下帯において、スプレーノズル９から噴霧される冷却水により、鋳片１の表面温度が圧下帯６の入り側での鋳片表面温度に対して６０〜２５０℃の範囲で温度低下となる条件で鋳片表面を強制冷却し、凝固シェル３を収縮させる。

つまり、内部割れの発生を防止した条件下での軽圧下法のみでは圧下量が不足するので、不足分を熱的圧下法により補い、鋳片１の凝固収縮を補償するという方法である。Ｖ状偏析１３も鋳片１の凝固収縮に起因して生成するので、中心偏析１２の対策として鋳片１の凝固収縮を補償すれば、自ずとＶ状偏析１３も改善される。尚、図１において、符号２は溶鋼（未凝固相）、５は凝固完了位置、８は鋳片支持ロール、１０は鋳片凝固組織の柱状晶であり、図１では、鋳型や圧下帯以外の鋳片支持ロール及びスプレーノズルなどを省略している。また、図１では垂直型の連続鋳造機を記しているが、これは図を簡略したもので、実際には湾曲型連続鋳造機や垂直曲型連続鋳造機に適用する。もちろん、垂直型連続鋳造機にも適用することができる。

本発明において、圧下ロール７による鋳片１の圧下時期としては、少なくとも、Ｖ状偏析１３の生成が問題となる鋳片中心部の固相率（ｆsc）が０．２〜０．８の範囲をカバーするものとする。鋳片中心部の固相率が０．２未満では、未凝固相が潤沢に存在するので仮に未凝固相が移動してもＶ状偏析は形成されず、一方、鋳片中心部の固相率が０．８を超えると未凝固相は流動性を消失し、凝固収縮が生じても未凝固相は移動せず、Ｖ状偏析は生成されない。但し、上記範囲以外を圧下しても何ら問題はない。鋳片中心部の固相率は、二次元伝熱凝固計算によって求めることができ、鋳片中心部の固相率が１．０となる位置が凝固完了位置５である。

軽圧下法による圧下量が凝固収縮を補償するに必要な量以上確保できれば、中心偏析の改善が達成されるが、高炭素鋼の場合は圧下量を大きくすると鋳片１の凝固界面で割れが発生し、凝固後の鋳片で内部割れとなる。従って、本発明においては、鋳片１に内部割れを発生させない条件下で鋳片１を圧下する必要があり、そこで、軽圧下法における圧下量と内部割れ発生との関係を調査した。

軽圧下時の鋳片内部割れは、圧下ロール７による圧下で負荷される歪が内部割れ発生限界以上となることで発生する。圧下ロール７による歪は、従来、鋳片支持ロールのミスアライメント（正規位置からずれること）による歪で表されることが一般的であり（例えば、Proceedings of The Sixth International Iron and Steel Congress.1990.Nagoya.ISIJ.P.473などを参照）、その歪は、つまり従来の算出方法による歪は、下記の（５）式で示される。
ε_SR=1.15×3×δ_SR×(d/L²)×100 …(5)
但し、（５）式において、ε_SRは圧下ロール１本あたりの圧下歪（％）、δ_SRは圧下ロール１本あたりの鋳片厚み半分あたりの圧下量（ｍｍ）、ｄは凝固シェル厚み（ｍｍ）、Ｌは圧下ロールのロールピッチ（ｍｍ）である。

図２に（５）式に基づく圧下歪の計算方法の概念図を示す。鋳片は、ロールピッチをＬとして配置される圧下ロール７と圧下ロール７と間で徐々に変形し、鋳造方向下流側の圧下ロールの位置でδ_SRの圧下量になるという考え方である。この場合、内部割れは凝固シェル３が圧下により変形する全ての範囲で発生するという考えであり、（１）変形する範囲が広いことから圧下歪が分散される、（２）ロールピッチが大きいほど内部割れに有利になる、（３）圧下歪に対する圧下ロール７のロール径の影響が考慮されないなど、実際の内部割れ発生とは矛盾点が多く、実際の圧下歪を反映していないと考えられた。

そこで、本発明者らは、圧下ロール７と直接接触する、圧下ロール７のロール直下で圧下歪が発生し、内部割れが発生すると考えた。この考えによる圧下歪の算出方法の概念図を図３に示す。図３に示すように、凝固シェル３は圧下ロール７の外周に接触することで始めて変形し、内部割れの発生する場所は、図３の「（Ｒ＋ｄ）×θ’」で示される、限られた範囲となる。

この場合の圧下歪ε_SRは下記の（６）式で示される。
ε_SR=[(R+d)×θ’-(R+d-δ_SR)×sinθ’]×100/[(R+d-δ_SR)×sinθ’] …(6)
但し、（６）式においてＲは圧下ロールのロール半径（ｍｍ）、θ’（ラジアン）は下記の（４）式で示される。
θ’=cos^-1[(R+d-δ_SR)/(R+d)] …(4)
（６）式における圧下量δ_SRは鋳片表面での圧下量であり、厳密には下記の（７）式で示される凝固界面における圧下量δ_SR’を用いて算出することが望ましい。しかしながら、（７）式におけるη値が圧下量によらずほぼ一定となることから、ここでは無視し、上記の（６）式を指標の式とした。
δ_SR’=δ_SR×η …(7)
但し、（７）式において、ηは厚み方向の圧下効率（−）である。

また、内部割れの発生は、延性消失温度（ＺＤＴ）と高張力発生温度（ＺＳＴ）との間の脆化域で発生し、脆化域に対しては鋼中の炭素、燐及び硫黄の含有量の影響が大きいことが一般的に知られている。（６）式から求められる圧下歪ε_SRと内部割れ発生との関係を調査した結果、内部割れ発生限界歪ε_CRは、鋼中の炭素、燐及び硫黄の含有量と鋳片中心部の固相率ｆscとを考慮した下記の（８）式で整理できることを確認した。
ε_CR={0.25/[1-(fsc-0.5)²]}/([%C]+5×[%P]+30×[%S]) …(8)
但し、（８）式において、ｆscは鋳片中心部固相率、[％Ｃ]は高炭素鋼の炭素濃度（質量％）、[％Ｐ]は高炭素鋼の燐濃度（質量％）、[％Ｓ]は高炭素鋼の硫黄濃度（質量％）である。尚、（８）式で鋳片中心部の固相率ｆscを用いた理由は、内部割れも、Ｖ状偏析と同様に濃化溶鋼の移動により発生し、Ｖ状偏析の生成範囲である鋳片中心部の固相率ｆscが０．２〜０．８の範囲で発生しやすいことを考慮したためである。

（８）式に示す内部割れ発生限界歪ε_CRの１例として、鋼中の燐濃度を０．０１５質量％、硫黄濃度を０．０１０質量％の一定とし且つ鋳片中心部の固相率ｆscを０．５とした条件で、鋼中の炭素濃度と圧下歪ε_SRとを変化させたときの内部割れ発生有無の関係を図４に示す。図４で、○印は内部割れが発生しないことを確認した条件であり、△印は内部割れの発生を確認した条件であり、図４からも明らかなように、（８）式は実際の内部割れ発生と合致しており、（８）式により内部割れ発生限界歪ε_CRを的確に表せることが分かる。

従って、圧下歪ε_SRが内部割れ発生限界歪ε_CRよりも大きくならないようにする、つまり、圧下帯における各圧下ロール１本あたりの鋳片厚み半分あたりの圧下量δ_SRが下記の（９）式を満たすように設定すれば、内部割れの発生を回避することが実現される。
ε_SR≦ε_CR …(9)
上記（９）式に（６）式及び（８）式を代入することで、下記の（２）式が得られる。
[(R+d)×θ’-(R+d-δ_SR)×sinθ’]/[(R+d-δ_SR)×sinθ’]≦{0.0025/[1-(fsc-0.5)²]}/([%C]+5×[%P]+30×[%S]) …(2)
即ち、上記の（２）式を満足する圧下量δ_SRとすることで、軽圧下による鋳片の内部割れを回避することが実現される。

上記圧下量δ_SRとすることで内部割れは防止できる。しかしながら、軽圧下による圧下量δ_SRを制限することにより、高炭素鋼では、ほとんどの場合に圧下量δ_SRが中心偏析改善のための凝固収縮を補償しない。この対策として、本発明では熱的圧下法により軽圧下による圧下量δ_SRの不足分を補い、鋳片の凝固収縮を補償する。

本発明者らは、熱的圧下法について試行錯誤の試験を進め、圧下帯６に入る直前の鋳片の表面温度と、圧下帯６にて強制的に強冷却された鋳片の表面温度との差をΔＴ_TR（℃）とすると、この強冷却時の凝固シェル収縮による鋳片厚み半分あたりの圧下相当量δ_TRは、下記の（３）式で表されることを経験的に確認した。
δ_TR=ΔT_TR/(0.3×D+0.25×d) …(3)
但し、（３）式において、Ｄは鋳片厚み（ｍｍ）、ｄは凝固シェル厚み（ｍｍ）、ΔＴ_TRは圧下帯における強制冷却前後の鋳片表面温度差（℃）である。

尚、圧下帯における強制的な強冷却に起因する凝固シェルの収縮による熱的圧下現象においては、図５に模式図、図６にそのときの鋳片表面温度分布を示すように、凝固界面には、圧下ロール間でほぼ均等に引張歪が発生し、その大きさは内部割れ発生に対して無視できる大きさであることから、内部割れ発生に対しては考慮する必要がなく、中心偏析防止には有効な手段である。尚、図５は、圧下帯での強冷却の有無による鋳片断面形状を模式的に示す図であり、（Ａ）は強冷却を実施しない場合、（Ｂ）はスプレーノズル９により強冷却を実施した場合を示しており、図５におけるａ〜ｄの位置とａ’〜ｄ’の位置とは同一の位置であり、また、図５におけるａ〜ｄ、ａ’〜ｄ’の位置と、図６におけるａ〜ｄ、ａ’〜ｄ’の位置とは同一の位置である。また、図５及び図６では圧下ロール７が２対の場合を例示しているが、２対に限るものでないことはいうまでもない。

本発明においては、予め、伝熱凝固計算及び熱弾塑性解析により凝固収縮の補償に必要な鋳片厚み半分あたりの圧下量δ_REDUCTION（ｍｍ）を算出して求めておき、内部割れ発生限界の鋳片厚み半分あたりの圧下量δ_SR（ｍｍ）を（２）式を用いて溶鋼成分及び鋳片中心部の固相率から算出し、圧下量δ_REDUCTION（ｍｍ）が圧下量δ_SR（ｍｍ）よりも大きい場合には、下記の（１）式を満足するように、熱的圧下法による圧下相当量δ_TRを求める。
δ_SR+δ_TR≧δ_REDUCTION …(1)
そして、求めた圧下相当量δ_TRを満足する鋳片表面温度差ΔＴ_TRを（３）式により求め、求めた鋳片表面温度差ΔＴ_TRの強冷却を実施すると同時に、求めた圧下量δ_SRの圧下を行うことで、内部割れを発生させることなく、高炭素鋼の中心偏析を防止することが達成される。その結果、次工程の均熱処理の大幅な時間短縮または省略が可能となる。

尚、熱的圧下法を実施する際に、鋳片表面温度差ΔＴ_TRを大きくし過ぎると、鋳片表面に割れが発生したりするので、鋳片表面温度差ΔＴ_TRが２５０℃以下の範囲で強冷却を実施する。一方、鋳片表面温度差ΔＴ_TRを小さくすると、圧下相当量δ_TRが小さくなり、熱的圧下法の効果が少なくなるので、鋳片表面温度差ΔＴ_TRが６０℃以上の範囲で強冷却を実施する。また、圧下帯６の圧下勾配は、片側約４ｍｍ／ｍ以下とすれば、大半の鋳造条件では圧下量は上記（２）式を満足するが、正確には鋳造条件から求める必要がある。

また、連続鋳造機の型式や仕様によっては、軽圧下実施時期のバルジング、曲げ矯正歪が内部割れに対して大きく影響することがあるが、その場合には、バルジング歪、曲げ矯正歪などを一般的に知られている算出式や数値解析法を用いて求め、上記の（６）式に加算することで対応可能である。

１チャージの溶鋼量が２００トンの湾曲型連続鋳造機において、本発明を適用した。溶鋼成分は、炭素濃度が１．０質量％、燐濃度が０．０１５質量％、硫黄濃度が０．０１０質量％であり、この高炭素鋼の溶鋼を鋳片厚み３００ｍｍ、鋳片幅４００ｍｍのブルーム鋳片に、０．８５ｍ／分の鋳造速度で鋳造した。鋳片の軽圧下は、ロール径が４００ｍｍの５対の圧下ロールからなる、鋳造方向長さが４０００ｍｍの圧下帯において実施した。

予め伝熱凝固計算及び熱弾塑性解析を実施した結果、凝固収縮を満足するロール１本あたりの鋳片厚み半分あたりの圧下量δ_REDUCTIONは２．０ｍｍ（片側の圧下勾配＝約２．３５ｍｍ／ｍ）であることが確認された。また、圧下帯における鋳片中心部の固相率は０．２０〜０．７５であることが伝熱凝固計算により求められた。

鋳造条件としては、
条件１(比較例)；軽圧下実施せず、強冷却なし
条件２(比較例)；軽圧下実施(圧下量2.0mm/片側ロール)、強冷却なし
条件３(比較例)；軽圧下実施(圧下量1.5mm/片側ロール)、強冷却なし
条件４(本発明例)；軽圧下実施(圧下量1.5mm/片側ロール)、強冷却実施(ΔT_TR＝60℃)
条件５(比較例)；軽圧下実施(圧下量1.0mm/片側ロール)、強冷却実施(ΔT_TR＝60℃)
条件６(本発明例)；軽圧下実施(圧下量1.0mm/片側ロール)、強冷却実施(ΔT_TR＝120℃)
条件７(本発明例)；軽圧下実施(圧下量1.0mm/片側ロール)、強冷却実施(ΔT_TR＝200℃)
の７水準である。

表１に、鋳造条件及び試験結果を示す。尚、実際の解析では、各圧下ロールの位置毎に、鋳片中心部の固相率、歪量、凝固シェル厚み、冷却条件などを調整し確認しているが、表記が煩雑となるため、表１では５対の圧下ロールにおける条件の平均値（凝固シェル厚み＝８０ｍｍ、鋳片中心部の固相率＝０．５）を表示している。

中心偏析の評価方法としては、鋳片幅中央部から５００ｍｍ長さの試料を採取し、エッチングにより中心偏析の位置を確認した後、中心偏析部から直径５ｍｍのドリル切粉を採取し、この切粉の炭素分析値（Ｃｉ）とマトリックス部（＝鋳片幅の中心で厚みの１／４位置）の炭素分析値（Ｃｏ）との比である偏析度（Ｃｉ／Ｃｏ）で評価した。表１では偏析度が高いほど中心偏析が悪化していることを示している。また、前記試料のエッチング組織から、内部割れの発生有無も評価した。

本発明の範囲内の条件である条件４，６，７においては、中心偏析は厳格品質要求レベルを達成でき、且つ内部割れの発生も皆無であった。これに対して、条件１は、軽圧下を実施していないので、内部割れは発生しないものの中心偏析が劣悪であり、条件２では、軽圧下量が大き過ぎて内部割れが発生し、条件３，５では凝固収縮を補償できず、中心偏析が悪化した。

１ 鋳片
２ 溶鋼
３ 凝固シェル
４ マッシーゾーン
５ 凝固完了位置
６ 圧下帯
７ 圧下ロール
８ 鋳片支持ロール
９ スプレーノズル
１０ 柱状晶
１１ 等軸晶
１２ 中心偏析
１３ Ｖ状偏析

Claims (3)

1. 炭素含有量が０．４質量％以上の高炭素鋼の鋳片を、鋳造中の鋳片に圧下力を付与することの可能な複数対の圧下ロールからなる圧下帯を有する連続鋳造機を用い、前記圧下ロールで凝固末期の鋳片を圧下しながら連続鋳造するに際し、少なくとも前記鋳片の中心部の固相率が０．２〜０．８の範囲を、前記圧下ロールにより内部割れが発生しない範囲内の圧下量で圧下するとともに、前記圧下帯において、前記鋳片の表面温度が圧下帯の入り側での鋳片表面温度に対して６０〜２５０℃の範囲で温度低下となる条件で前記鋳片の表面を強制冷却し、鋳片凝固シェルを収縮させることを特徴とする、高炭素鋼の連続鋳造方法。
2. 予め、鋳片中心偏析を低減するための、鋳片の凝固収縮を補償するために必要な鋳片厚み半分あたりの圧下量δ_REDUCTION（ｍｍ）を算出して求めておき、下記の（２）式で定義される、前記圧下ロールによる鋳片厚み半分あたりの圧下量δ_SR（ｍｍ）と、下記の（３）式で定義される、前記強制冷却に伴う凝固シェル収縮による鋳片厚み半分あたりの圧下相当量δ_TR（ｍｍ）との和が、下記の（１）式に示すように、前記圧下量δ_REDUCTION（ｍｍ）と同等かそれ以上となるように、それぞれの条件を設定することを特徴とする、請求項１に記載の高炭素鋼の連続鋳造方法。
   δ_SR+δ_TR≧δ_REDUCTION …(1)
   [(R+d)×θ’-(R+d-δ_SR)×sinθ’]/[(R+d-δ_SR)×sinθ’]≦{0.0025/[1-(fsc-0.5)²]}/([%C]+5×[%P]+30×[%S]) …(2)
   δ_TR=ΔT_TR/(0.3×D+0.25×d) …(3)
   但し、（２）式、（３）式において、Ｒは圧下ロールのロール半径（ｍｍ）、Ｄは鋳片厚み（ｍｍ）、ｄは凝固シェル厚み（ｍｍ）、ｆscは鋳片中心部固相率、[％Ｃ]は高炭素鋼の炭素濃度（質量％）、[％Ｐ]は高炭素鋼の燐濃度（質量％）、[％Ｓ]は高炭素鋼の硫黄濃度（質量％）、ΔＴ_TRは圧下帯における強制冷却前後の鋳片表面温度差（℃）、θ’（ラジアン）は下記の（４）式で示される。
   θ’=cos^-1[(R+d-δ_SR)/(R+d)] …(4)
3. 前記高炭素鋼は、クロムを１．０質量％以上含有することを特徴とする、請求項１または請求項２に記載の高炭素鋼の連続鋳造方法。

Images