JP2013086107A - 鋼の連続鋳造方法及び装置 - Google Patents
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Abstract
【課題】断面欠陥発生を効果的に防止できる連続鋳造方法及び装置を提供する。
【解決手段】本発明に係る鋼の連続鋳造方法は、鋳造速度が2.0m/minとした場合に最終凝固位置となる位置L2.0(=D2/2K2(D:スラブ全厚(mm)、K:凝固定数（mm・min-1/2）)の前後5mの範囲内に鋳片全幅を測定できる放射温度計１１を設置し、放射温度計１１による鋳片幅方向温度差ΔT_width(℃)が150℃超える場合に、凝固シェル厚d(mm)とスラブ全厚D(mm)に対して少なくともd/D=0.1〜0.4を満たす冷却帯範囲で鋳片に対する冷却強度を調整し、前記鋳片幅方向温度差が150℃以内となるようにすることを特徴とするものである。
【選択図】 図１
【解決手段】本発明に係る鋼の連続鋳造方法は、鋳造速度が2.0m/minとした場合に最終凝固位置となる位置L2.0(=D2/2K2(D:スラブ全厚(mm)、K:凝固定数（mm・min-1/2）)の前後5mの範囲内に鋳片全幅を測定できる放射温度計１１を設置し、放射温度計１１による鋳片幅方向温度差ΔT_width(℃)が150℃超える場合に、凝固シェル厚d(mm)とスラブ全厚D(mm)に対して少なくともd/D=0.1〜0.4を満たす冷却帯範囲で鋳片に対する冷却強度を調整し、前記鋳片幅方向温度差が150℃以内となるようにすることを特徴とするものである。
【選択図】 図１
Description
本発明は、鋼の連続鋳造方法及び装置に関し、特に鋳片の断面欠陥発生を防止するための鋼の連続鋳造方法及び装置に関する。
連続鋳造は、浸漬ノズルよりモールド内に注入された溶鋼をモールド内ではスリット冷却による銅板を介し、その後の二次冷却帯ではロール間のスプレイ冷却を介して表面から凝固シェルを内部に連続的に成長させ、ピンチロールにより連続的に鋳片を引抜く鋳造方法である。
連続鋳造においては鋳片の温度管理が極めて重要であり、曲げ・矯正部といった鋳片に機械的歪が付与される箇所では脆化温度範囲に鋳片表面温度が入らないように二次冷却条件が調整される。
連続鋳造においては鋳片の温度管理が極めて重要であり、曲げ・矯正部といった鋳片に機械的歪が付与される箇所では脆化温度範囲に鋳片表面温度が入らないように二次冷却条件が調整される。
また、高速鋳造を指向する場合にはロール間バルジングに伴う歪や隣り合ったロールの位置、ギャップ不整に伴う歪、曲げ・矯正時の歪の総合歪が非常に大きくなることに起因して内部割れの発生が問題となるため、表面割れが発生しない範囲で強冷却を実施することが重要となる。
しかしながら鋳片幅方向に配置された各二次冷却スプレイによる冷却強度が均一になるように設計しても、実際の鋳造ではロール間における二次冷却の溜まり水の状況や、ロール軸受け部の鋳片/ロール間に垂れ水が多く存在する場合や全く存在しない場合などのように様々な状況が発生することにより、鋳片幅方向の温度不均一は完全に避けられていないのが現状であった。
鋳片幅方向の温度不均一が発生すると、幅方向で凝固の進行速度が異なるようになる。その結果として最終凝固位置が鋳片幅方向で変化してしまうことになる。
この鋳片幅方向における最終凝固位置が許容値を超えると、場合によっては未凝固部分が封じ込められたり、完全凝固後も厚み方向に引張応力を受けたりすることにより、鋳片軸心部が完全に一体とならない場合が生じる可能性が高くなる。
この鋳片幅方向における最終凝固位置が許容値を超えると、場合によっては未凝固部分が封じ込められたり、完全凝固後も厚み方向に引張応力を受けたりすることにより、鋳片軸心部が完全に一体とならない場合が生じる可能性が高くなる。
このような状態が生じた場合には、トーチにてスラブ切断した断面の中心偏析位置で開口した割れが発生することになる。この割れが発生すると、その後の加熱炉等での加熱過程で割れ部を通して酸化がすすむこととなり、圧延後の製品において欠陥となり品質低下をもたらすという問題となって現れる。
上述した割れは断面欠陥、中心割れ、中心偏析割れなどと呼ばれ、特に厚板向けの製品で大きな問題となる。さらにはＵＳＴ欠陥、水素誘起割れなどの欠陥の原因にもなるため、トーチ切断部での割れが露呈するのを避けるだけでなく、極力、最終凝固位置に空隙部、ザク、ポロシティを作らないことが重要となる。
そこで、このような中心割れ等の対策方法として以下に示すようなものが提案されている。
特許文献１においては、溶鋼温度、溶鋼成分および連続鋳造機の二次冷却帯での鋳片冷却水の注水履歴を基に凝固厚みを鋳造方向に複数点計算し、凝固厚み計算値が鋳造方向で減少する場合に減少開始位置から鋳片の完全凝固位置までの間を中心割れ発生危険部位と判定する方法が提案されている。
特許文献１においては、溶鋼温度、溶鋼成分および連続鋳造機の二次冷却帯での鋳片冷却水の注水履歴を基に凝固厚みを鋳造方向に複数点計算し、凝固厚み計算値が鋳造方向で減少する場合に減少開始位置から鋳片の完全凝固位置までの間を中心割れ発生危険部位と判定する方法が提案されている。
また、特許文献２においては、一般の軸受鋼や合金鋼、特にCr系ステンレス鋼の連続鋳造における引抜き時に生じる鋳片の中心部への濃化溶鋼の排出、中心部のキャビティの生成および圧下による中心割れなどの中心性状を改善するため、凸型のクラウンロールにより凝固末期に3-5mm/段の圧下を付与し中心偏析ならびに中心欠陥の発生を軽減させる方法が提案されている。
確かに、特許文献１の方法によれば幅方向中央部の凝固シェル厚みが鋳造方向に操業により大きく変化するという単純な場合には一定の効果が期待できるものと認められる。
しかしながら、幅の広いスラブ鋳造時などにおいては凝固が遅れる幅方向の位置がエッジ付近から幅センターまで様々なパターンを持つことが経験的に知られている。このことは鋳片幅方向の凝固の進行が鋳片幅方向の二次冷却不均一や未凝固溶鋼の流動状況などで大きく変化することを示しており、このような場合において凝固厚みを鋳造方向に複数点計算するという特許文献１の方法では鋳片幅方向の凝固厚みを予測しきれず、中心割れ等を確実に防止することは難しい。
しかしながら、幅の広いスラブ鋳造時などにおいては凝固が遅れる幅方向の位置がエッジ付近から幅センターまで様々なパターンを持つことが経験的に知られている。このことは鋳片幅方向の凝固の進行が鋳片幅方向の二次冷却不均一や未凝固溶鋼の流動状況などで大きく変化することを示しており、このような場合において凝固厚みを鋳造方向に複数点計算するという特許文献１の方法では鋳片幅方向の凝固厚みを予測しきれず、中心割れ等を確実に防止することは難しい。
また、特許文献２において提案されているように、凝固末期に強制的に鋳片を大圧下して、中心偏析改善やザク、ポロシティーの圧着を図る方策は、特許文献２以外にも過去多数提案されている。
これらの方策は鋳造速度を一定にして最終凝固位置(クレーターエンド位置)が一定箇所となる場合にはある程度の効果が期待されるが、鋳造速度の変化や溶鋼過熱度の変化により最終凝固位置が大きく変化する場合にはロール圧下設備を複数持つか、ロール圧下位置を可動にすることが必要となることから、コスト面等を考慮すると効果的な対策とは言えない。
また、上述したように凝固遅れにより未凝固溶鋼の封じ込めが生じる位置は、鋳片幅方向で様々なパターンがあるため、特許部文献２の方策を効果的に行うためには凸型ロールの凸部位置を中心割れ発生位置にあわせる必要があるが、この点でも実施が困難と言える。
これらの方策は鋳造速度を一定にして最終凝固位置(クレーターエンド位置)が一定箇所となる場合にはある程度の効果が期待されるが、鋳造速度の変化や溶鋼過熱度の変化により最終凝固位置が大きく変化する場合にはロール圧下設備を複数持つか、ロール圧下位置を可動にすることが必要となることから、コスト面等を考慮すると効果的な対策とは言えない。
また、上述したように凝固遅れにより未凝固溶鋼の封じ込めが生じる位置は、鋳片幅方向で様々なパターンがあるため、特許部文献２の方策を効果的に行うためには凸型ロールの凸部位置を中心割れ発生位置にあわせる必要があるが、この点でも実施が困難と言える。
本発明はかかる課題を解決するためになされたものであり、断面欠陥発生を効果的に防止できる連続鋳造方法及び装置を提供することを目的とする。
本発明は最終凝固位置の不均一性に着目しており、その意味では最終凝固位置をいかにして検出するかが重要であると言える。
最終凝固位置を検出する方法としては、超音波を用いて最終凝固位置を検出する方法、オンライン凝固伝熱解析からクレーターエンド形状を算出する方法などがあり、一般的に利用されている。
しかしながら、超音波を用いて最終凝固位置を検出する方法は、鋳造方向に超音波センサを複数点設置し、加えて幅方向に超音波センサを多数羅列するか、幅方向に往復走行させる機構が必要となり、装置のコストが莫大となる。しかも最終凝固位置検出の精度は溶鋼温度や溶鋼成分の影響をかなり受けるため、精度上の問題が残る。
最終凝固位置を検出する方法としては、超音波を用いて最終凝固位置を検出する方法、オンライン凝固伝熱解析からクレーターエンド形状を算出する方法などがあり、一般的に利用されている。
しかしながら、超音波を用いて最終凝固位置を検出する方法は、鋳造方向に超音波センサを複数点設置し、加えて幅方向に超音波センサを多数羅列するか、幅方向に往復走行させる機構が必要となり、装置のコストが莫大となる。しかも最終凝固位置検出の精度は溶鋼温度や溶鋼成分の影響をかなり受けるため、精度上の問題が残る。
オンライン凝固伝熱解析からクレーターエンド形状を計算で算出する技術も近年は計算コンピューターの進歩もあり、より詳細・複雑な条件の計算がリアルタイムに可能となってきた。
しかしながら、最終凝固位置での溶鋼封じ込めやその後の復熱等での未圧着状態の残存は、定常的なスプレイ冷却の強度差以外にロール溜まり水やロール垂水の影響などを強く受けるため、鋳片温度の実績値を介在させること無しには予測不可能なケースが多数生じることが課題と言える。
しかしながら、最終凝固位置での溶鋼封じ込めやその後の復熱等での未圧着状態の残存は、定常的なスプレイ冷却の強度差以外にロール溜まり水やロール垂水の影響などを強く受けるため、鋳片温度の実績値を介在させること無しには予測不可能なケースが多数生じることが課題と言える。
以上のように、最終凝固位置の計測を正確に行うことは非常に難しいと言える。そこで、発明者は、鋳造速度から予測される最終凝固位置付近での幅方向鋳片温度をリアルタイムに測定し、その幅方向の温度差を指標として、二次冷却強度を変更・調整することで、最終凝固位置を計測することなく、中心割れ発生の防止に効果的であるとの知見を得た。また、測定した温度差に応じて最終凝固手前でのロールギャップ勾配を変化させることが有効であるとの知見も得た。
本発明はかかる知見に基づくものであり、具体的には以下の構成からなるものである。
本発明はかかる知見に基づくものであり、具体的には以下の構成からなるものである。
（１）本発明に係る鋼の連続鋳造方法は、鋳造速度が2.0m/minとした場合に最終凝固位置となる位置L2.0(=D2/2K2(D:スラブ全厚(mm)、K:凝固定数（mm・min-1/2）)の前後5mの範囲内に鋳片全幅を測定できる放射温度計を設置し、
該放射温度計による鋳片幅方向温度差ΔT_width(℃)が150℃超える場合に、凝固シェル厚d(mm)とスラブ全厚D(mm)に対して少なくともd/D=0.1〜0.4を満たす冷却帯範囲で鋳片に対する冷却強度を調整し、前記鋳片幅方向温度差が150℃以内となるようにすることを特徴とするものである。
該放射温度計による鋳片幅方向温度差ΔT_width(℃)が150℃超える場合に、凝固シェル厚d(mm)とスラブ全厚D(mm)に対して少なくともd/D=0.1〜0.4を満たす冷却帯範囲で鋳片に対する冷却強度を調整し、前記鋳片幅方向温度差が150℃以内となるようにすることを特徴とするものである。
（２）また、本発明に係る鋼の連続鋳造方法は、鋳造速度が2.0m/minとした場合に最終凝固位置となる位置L2.0(=D2/2K2(D:スラブ全厚(mm)、K:凝固定数（mm・min-1/2）)の前後5mの範囲内に鋳片全幅を測定できる放射温度計を設置し、
該放射温度計による鋳片幅方向温度差ΔT_width(℃)が150℃超える場合に、軸心部固相率fsc=0.2〜0.8に相当するロールセグメントにおける平均ロールギャップ勾配R(mm/m)を下式の範囲を満たすように調整することを特徴とするものである。
ΔT_width/R≦500(℃・m/mm)
該放射温度計による鋳片幅方向温度差ΔT_width(℃)が150℃超える場合に、軸心部固相率fsc=0.2〜0.8に相当するロールセグメントにおける平均ロールギャップ勾配R(mm/m)を下式の範囲を満たすように調整することを特徴とするものである。
ΔT_width/R≦500(℃・m/mm)
（３）本発明に係る鋼の連続鋳造装置は、タンディッシュから鋳型に溶鋼を連続的に注入して鋳片を連続鋳造する鋼の連続鋳造装置であって、
鋳造速度が2.0m/minとした場合に最終凝固位置となる位置L2.0(=D2/2K2(D:スラブ全厚(mm)、K:凝固定数（mm・min-1/2）)の前後5mの範囲内に鋳片全幅を覆うように設置された放射温度計と、凝固シェル厚d(mm)とスラブ全厚D(mm)に対して少なくともd/D=0.1〜0.4を満たす冷却帯範囲に設置された二次冷却装置と、該放射温度計の測定値を入力して前記二次冷却装置の鋳片に対する冷却強度を調整する冷却水量制御装置とを備え、
該冷却水量制御装置は、前記放射温度計による測定値から鋳片幅方向温度差ΔT_width(℃)が150℃超える場合に、前記二次冷却装置の冷却強度を調整し、前記鋳片幅方向温度差が150℃以内となるようにすることを特徴とするものである。
鋳造速度が2.0m/minとした場合に最終凝固位置となる位置L2.0(=D2/2K2(D:スラブ全厚(mm)、K:凝固定数（mm・min-1/2）)の前後5mの範囲内に鋳片全幅を覆うように設置された放射温度計と、凝固シェル厚d(mm)とスラブ全厚D(mm)に対して少なくともd/D=0.1〜0.4を満たす冷却帯範囲に設置された二次冷却装置と、該放射温度計の測定値を入力して前記二次冷却装置の鋳片に対する冷却強度を調整する冷却水量制御装置とを備え、
該冷却水量制御装置は、前記放射温度計による測定値から鋳片幅方向温度差ΔT_width(℃)が150℃超える場合に、前記二次冷却装置の冷却強度を調整し、前記鋳片幅方向温度差が150℃以内となるようにすることを特徴とするものである。
（４）また、本発明に係る鋼の連続鋳造装置は、タンディッシュから鋳型に溶鋼を連続的に注入して鋳片を連続鋳造する鋼の連続鋳造装置であって、
鋳造速度が2.0m/minとした場合に最終凝固位置となる位置L2.0(=D2/2K2(D:スラブ全厚(mm)、K:凝固定数（mm・min-1/2）)の前後5mの範囲内に鋳片全幅を覆うように設置された放射温度計と、該放射温度計の測定値を入力して該測定値に基づいて平均ロールギャップ勾配を調整するロールギャップ勾配制御装置とを備え、
該ロールギャップ勾配制御装置は、放射温度計による鋳片幅方向温度差ΔT_width(℃)が150℃超える場合に、軸心部固相率fsc=0.2〜0.8に相当するロールセグメントにおける平均ロールギャップ勾配R(mm/m)を下式の範囲を満たすように調整することを特徴とするものである。
ΔT_width/R≦500(℃・m/mm)
鋳造速度が2.0m/minとした場合に最終凝固位置となる位置L2.0(=D2/2K2(D:スラブ全厚(mm)、K:凝固定数（mm・min-1/2）)の前後5mの範囲内に鋳片全幅を覆うように設置された放射温度計と、該放射温度計の測定値を入力して該測定値に基づいて平均ロールギャップ勾配を調整するロールギャップ勾配制御装置とを備え、
該ロールギャップ勾配制御装置は、放射温度計による鋳片幅方向温度差ΔT_width(℃)が150℃超える場合に、軸心部固相率fsc=0.2〜0.8に相当するロールセグメントにおける平均ロールギャップ勾配R(mm/m)を下式の範囲を満たすように調整することを特徴とするものである。
ΔT_width/R≦500(℃・m/mm)
本発明においては、鋳造速度が2.0m/minとした場合に最終凝固位置となる位置L2.0(=D2/2K2(D:スラブ全厚(mm)、K:凝固定数（mm・min-1/2）)の前後5mの範囲内に鋳片全幅を測定できる放射温度計を設置し、該放射温度計による鋳片幅方向温度差ΔT_width(℃)が150℃超える場合に、凝固シェル厚d(mm)とスラブ全厚D(mm)に対して少なくともd/D=0.1〜0.4を満たす冷却帯範囲で鋳片に対する冷却強度を調整し、前記鋳片幅方向温度差が150℃以内となるようにしたので、スラブ幅方向温度差が改善され、断面欠陥等の発生が防止できることから、スラブ品質改善ならびに生産性向上を実現することができる。
［実施の形態１］
図１に基づいて本実施の形態の連続鋳造装置１を構成する機器を概説する。図１において、２は取鍋、３はタンディッシュ、５は鋳型、７はサポートロール、９は二次冷却装置の二次冷却スプレイ、１１は放射温度計、１３は該放射温度計の測定値を入力して二次冷却スプレイ９の冷却強度を制御する冷却水量制御装置を示している。
図１においては、鋳型５から鋳片１５がサポートロールによって保持されながら引き抜かれている様子が示されており、１５ａは未凝固の部位を示し、１５ｂは凝固した部位を示している。そして、１５ｃが最終凝固位置を示している。
図１に基づいて本実施の形態の連続鋳造装置１を構成する機器を概説する。図１において、２は取鍋、３はタンディッシュ、５は鋳型、７はサポートロール、９は二次冷却装置の二次冷却スプレイ、１１は放射温度計、１３は該放射温度計の測定値を入力して二次冷却スプレイ９の冷却強度を制御する冷却水量制御装置を示している。
図１においては、鋳型５から鋳片１５がサポートロールによって保持されながら引き抜かれている様子が示されており、１５ａは未凝固の部位を示し、１５ｂは凝固した部位を示している。そして、１５ｃが最終凝固位置を示している。
本実施の形態の鋼の連続鋳造装置１は、タンディッシュ３から鋳型５に溶鋼を連続的に注入して鋳片１５を連続鋳造する鋼の連続鋳造装置１であって、鋳造速度が2.0m/minとした場合に最終凝固位置となる位置L2.0(=D2/2K2(D:スラブ全厚(mm)、K:凝固定数（mm・min-1/2）)の前後5mの範囲内に鋳片全幅を覆うように設置された放射温度計１１と、凝固シェル厚d(mm)とスラブ全厚D(mm)に対して少なくともd/D=0.1〜0.4を満たす冷却帯範囲に設置された二次冷却装置としての二次冷却スプレイ９と、該放射温度計の測定値を入力して二次冷却スプレイ９の鋳片に対する二次冷却強度を調整する冷却水量制御装置１３とを備え、
該冷却水量制御装置１３は、放射温度計１１による測定値から鋳片幅方向温度差ΔT_width(℃)が150℃超える場合に、二次冷却スプレイ９の鋳片に対する冷却強度を調整し、前記鋳片幅方向温度差が150℃以内となるようにすることを特徴とするものである。
以下、本実施の形態の特徴部分を説明する。
該冷却水量制御装置１３は、放射温度計１１による測定値から鋳片幅方向温度差ΔT_width(℃)が150℃超える場合に、二次冷却スプレイ９の鋳片に対する冷却強度を調整し、前記鋳片幅方向温度差が150℃以内となるようにすることを特徴とするものである。
以下、本実施の形態の特徴部分を説明する。
＜放射温度計＞
放射温度計１１は、鋳造速度が2.0m/minとした場合に最終凝固位置となる位置L2.0の前後5mの範囲内に鋳片全幅の温度測定可能なように設置されている。このようにした理由を以下説明する。なお、鋳造速度が2.0m/minとした場合に最終凝固位置となる位置L2.0の前後5mの範囲は図１において矢印Ａで示した範囲である。
最終凝固位置の形状は、図２（ａ）の模式図を示すように、通常は幅方向にほぼ一定のフラット型であるが、図２（ｂ）〜（ｄ）に示すように、M字型、W字型と呼ばれるような幅方向の局所的な位置の最終凝固位置が平均値に対して大きく前後する異常な凝固状態が、主に二次冷却時の不適正により発生することが知られている。
放射温度計１１は、鋳造速度が2.0m/minとした場合に最終凝固位置となる位置L2.0の前後5mの範囲内に鋳片全幅の温度測定可能なように設置されている。このようにした理由を以下説明する。なお、鋳造速度が2.0m/minとした場合に最終凝固位置となる位置L2.0の前後5mの範囲は図１において矢印Ａで示した範囲である。
最終凝固位置の形状は、図２（ａ）の模式図を示すように、通常は幅方向にほぼ一定のフラット型であるが、図２（ｂ）〜（ｄ）に示すように、M字型、W字型と呼ばれるような幅方向の局所的な位置の最終凝固位置が平均値に対して大きく前後する異常な凝固状態が、主に二次冷却時の不適正により発生することが知られている。
断面欠陥は主に上述した最終凝固位置が幅方向平均位置に対して大きく遅れた箇所が、その後に鋳造速度低下や鋳片厚み方向への引張応力の増大に起因して、未圧着状態のままで次工程に搬出されることにより発生する。
前述したように断面欠陥の検出には、鋳片幅方向の温度をリアルタイムに測定することが最も簡易かつ有効と考えられるが、本実施の形態では「鋳造速度2.0m/minにおける最終凝固位置L2.0より前後5ｍ位置に鋳片幅方向の温度をカバーできるように測定可能な温度計を設置する」ことで対処している。その理由は以下の通りである。
高精度に鋳片幅方向における最終凝固位置の不均一性を評価するには、鋳造方向に数箇所の位置で幅方向の温度分布が確認できるように温度計を設置するのが好ましい。しかしながらこのように温度計を設置するには、莫大な設備コストやメンテナンスに必要となる労力が発生するだけでなく、それらのデータを運用・制御するシステムが複雑になるという問題がある。
そこで、発明者は連鋳機鋳造方向で1つの定点位置で幅方向温度を測定するのが、最も運用上は負荷が小さく、かつ二次冷却水の水量制御を行うための指標として問題がないことを知見した。
この点、トーチ手前の連鋳機機端位置で温度測定することは比較的容易であり、サーモグラフィー等で一般的に実施されているが、機端位置はある程度手前の位置で二次冷却が完了していることが通例であり、その後の復熱により幅方向温度差が不鮮明となってしまうことが問題に残る。
そこで、発明者は連鋳機鋳造方向で1つの定点位置で幅方向温度を測定するのが、最も運用上は負荷が小さく、かつ二次冷却水の水量制御を行うための指標として問題がないことを知見した。
この点、トーチ手前の連鋳機機端位置で温度測定することは比較的容易であり、サーモグラフィー等で一般的に実施されているが、機端位置はある程度手前の位置で二次冷却が完了していることが通例であり、その後の復熱により幅方向温度差が不鮮明となってしまうことが問題に残る。
そこで、発明者らは、以下の観点から温度計設置位置を「鋳造速度2.0ｍ/minを基準とした場合の最終凝固位置の前後5m程度の位置」に限定した。
すなわち鋳造速度1.5m/min以下の比較的鋳造速度が遅い場合には曲げ型連鋳機もしくは垂直曲げ型連鋳機において最終凝固位置は矯正点前後位置になるため、強冷却はそれほど必要とならず、比水量も1.0〜1.8L/kgと小さい。従って幅方向温度差も50℃以上発生することは稀であり、最終凝固位置の幅方向分布もほぼフラットとなり断面欠陥の発生はほとんどないことが確認されてきた。
すなわち鋳造速度1.5m/min以下の比較的鋳造速度が遅い場合には曲げ型連鋳機もしくは垂直曲げ型連鋳機において最終凝固位置は矯正点前後位置になるため、強冷却はそれほど必要とならず、比水量も1.0〜1.8L/kgと小さい。従って幅方向温度差も50℃以上発生することは稀であり、最終凝固位置の幅方向分布もほぼフラットとなり断面欠陥の発生はほとんどないことが確認されてきた。
これに対して、鋳造速度2.0m/min以上の高速鋳造実施時には最終凝固位置が水平帯付近まで後退することが確認できている。さらに内部歪が増加することにより内部割れが顕著に増加することも確認されており、比水量2.0L/kgを超過する二次冷却の強冷却化が不可欠となる。強冷却に伴い、特に上面側鋳片ではロール冷却水の溜まり水、垂れ水等による局所的な過冷却やスプレイ起因の不均一冷却が顕著となり、最終凝固位置まで鋳片幅方向の温度差が150℃超えある筋模様上の温度ムラが発生することも確認できた。
このことから、問題となる鋳造速度2.0m/min以上の下限値である鋳造速度2.0m/minにおける鋳造時の最終凝固位置L2.0の前後5m以内を温度測定位置とすることで、温度ムラという問題発生の有無を効果的に検出できるのである。
このことから、問題となる鋳造速度2.0m/min以上の下限値である鋳造速度2.0m/minにおける鋳造時の最終凝固位置L2.0の前後5m以内を温度測定位置とすることで、温度ムラという問題発生の有無を効果的に検出できるのである。
鋳造速度2.0m/minにおける鋳造時の最終凝固位置L2.0の具体的な位置としては、L2.0=D2/2K2(D:スラブ全厚(mm)、K:凝固定数（mm・min-1/2）で求めることができる。
一般に連続鋳造機においては、鋳片の凝固シェルの厚みｄ（mm）はｄ＝K（ｔ）1/2という式で示されるように、経過時間ｔ（min）の１／２乗に比例することが知られており、その比例係数K（mm・min-1/2）を凝固定数と呼んでいる。この凝固係数は、鋼種毎に決定される鋳造溶鋼の温度、二次冷却水量、二次冷却水温度、スラブ幅、そして二次冷却水の水量配分パターン等の鋳造条件によってそれぞれ異なる値である。Kの値は27〜30（mm・min-1/2）程度である。
従って、鋳造速度Vc（m/min）で鋳造した場合の鋳型内湯面から凝固完了位置までの長さｌ′（m）は、鋳片の厚さD（mm）とすると、D=2dの関係からｌ′＝Vc・（D/2K）2で与えられる。
ここで、Vc=2.0（m/min）を代入することで、L2.0=D2/2K2となる。
一般に連続鋳造機においては、鋳片の凝固シェルの厚みｄ（mm）はｄ＝K（ｔ）1/2という式で示されるように、経過時間ｔ（min）の１／２乗に比例することが知られており、その比例係数K（mm・min-1/2）を凝固定数と呼んでいる。この凝固係数は、鋼種毎に決定される鋳造溶鋼の温度、二次冷却水量、二次冷却水温度、スラブ幅、そして二次冷却水の水量配分パターン等の鋳造条件によってそれぞれ異なる値である。Kの値は27〜30（mm・min-1/2）程度である。
従って、鋳造速度Vc（m/min）で鋳造した場合の鋳型内湯面から凝固完了位置までの長さｌ′（m）は、鋳片の厚さD（mm）とすると、D=2dの関係からｌ′＝Vc・（D/2K）2で与えられる。
ここで、Vc=2.0（m/min）を代入することで、L2.0=D2/2K2となる。
なお、「鋳造速度2.0ｍ/minを基準とした場合の最終凝固位置L2.0の前後5m程度の位置」に設置する温度計の種類は測定精度が保証できれば、どのような方式のものでもかまわない。もっとも、放射温度計の設置位置が二次冷却帯の範囲内の場合は注意が必要である。
なぜなら、放射温度計の設置位置が二次冷却帯の範囲内にある場合、二次冷却水に起因する蒸気やスラブ上面に水膜が存在する場合があり、このような場合には、サーモグラフィーではなく鋳片幅全体をカバーできる走査型のSi単色放射温度計もしくはSi単色放射温度計を幅方向全体に往復走行させて測定する方法を採用することが望ましい。この理由は、サーモグラフィーに採用される7.5〜20μm波長の測定装置では蒸気や水膜が存在すると精度の良い温度測定が困難であるからである。
なお、蒸気や水膜をエアパージする機構などを付加した密閉フードをセグメント間に配置し、1μm以下の短波長のSi素子による温度測定装置を密閉フードの上部に設置するようにするのが安定した温度測定のためには有効である。
なぜなら、放射温度計の設置位置が二次冷却帯の範囲内にある場合、二次冷却水に起因する蒸気やスラブ上面に水膜が存在する場合があり、このような場合には、サーモグラフィーではなく鋳片幅全体をカバーできる走査型のSi単色放射温度計もしくはSi単色放射温度計を幅方向全体に往復走行させて測定する方法を採用することが望ましい。この理由は、サーモグラフィーに採用される7.5〜20μm波長の測定装置では蒸気や水膜が存在すると精度の良い温度測定が困難であるからである。
なお、蒸気や水膜をエアパージする機構などを付加した密閉フードをセグメント間に配置し、1μm以下の短波長のSi素子による温度測定装置を密閉フードの上部に設置するようにするのが安定した温度測定のためには有効である。
＜冷却水量制御装置＞
冷却水量制御装置１３は、放射温度計１１の測定値を入力して、凝固シェル厚d(mm)とスラブ全厚D(mm)に対して少なくともd/D=0.1〜0.4を満たす冷却帯範囲に設置された二次冷却スプレイ９の二次冷却水量を制御する。なお、前記冷却範囲は図１において、矢印Ｂで示した範囲である。
制御方法としては、放射温度計１１による測定値から鋳片幅方向温度差ΔT_width(℃)が150℃超える場合に、二次冷却スプレイ９の噴射水量を調整し、鋳片幅方向温度差が150℃以内となるようにする。
なお、冷却強度の調整を行う方法として、二次冷却スプレイ９の噴射水量の調整の他、幅切量の調整、あるいは水量密度の調整などでもよい。
上記のような制御を行うようにしている理由を以下に説明する。
冷却水量制御装置１３は、放射温度計１１の測定値を入力して、凝固シェル厚d(mm)とスラブ全厚D(mm)に対して少なくともd/D=0.1〜0.4を満たす冷却帯範囲に設置された二次冷却スプレイ９の二次冷却水量を制御する。なお、前記冷却範囲は図１において、矢印Ｂで示した範囲である。
制御方法としては、放射温度計１１による測定値から鋳片幅方向温度差ΔT_width(℃)が150℃超える場合に、二次冷却スプレイ９の噴射水量を調整し、鋳片幅方向温度差が150℃以内となるようにする。
なお、冷却強度の調整を行う方法として、二次冷却スプレイ９の噴射水量の調整の他、幅切量の調整、あるいは水量密度の調整などでもよい。
上記のような制御を行うようにしている理由を以下に説明する。
上記のd/D＝0.1〜0.4範囲は鋳型直下3m位の位置から湾曲後の矯正点手前位置に対応する。
この位置は、
・脆化温度範囲の幅が大きくなる上、ロールピッチが急増するため内部割れが発生しやすい。
・湾曲帯でのロールチョック部への垂れ水による過冷却が発生しやすい。
・凝固シェルの成長速度が大きく、強冷却と緩冷却とでクレーターエンド位置が大きく変化しやすい。
などの理由から、最終凝固位置の位置や形状に影響の非常に大きな冷却ゾーンといえる。
この位置は、
・脆化温度範囲の幅が大きくなる上、ロールピッチが急増するため内部割れが発生しやすい。
・湾曲帯でのロールチョック部への垂れ水による過冷却が発生しやすい。
・凝固シェルの成長速度が大きく、強冷却と緩冷却とでクレーターエンド位置が大きく変化しやすい。
などの理由から、最終凝固位置の位置や形状に影響の非常に大きな冷却ゾーンといえる。
本発明者らは、凝固伝熱計算と実機での鋲打ちテスト（Al内封した鋲を鋳片に撃ち込み凝固の進行状況を確認する方法）を駆使して、鋳片幅方向温度差と最終凝固位置(クレーターエンド位置)の幅方向差の関係を調査した。
その結果、断面欠陥が多発するような場合には、幅方向温度差が150℃超えと高位になっており、そのときのクレーターエンド位置は幅方向で約3mの差が生じていることが明らかになった。
断面欠陥は、その後の鋳造速度の低下や溶鋼温度の変化により未凝固部分の溶鋼が閉じ込められる現象であるが、幅方向温度差が150℃以下の場合には、若干の幅方向の最終凝固位置(クレーターエンド位置)の揺らぎは発生するが未凝固溶鋼の封入は全く発生しなかった。
その結果、断面欠陥が多発するような場合には、幅方向温度差が150℃超えと高位になっており、そのときのクレーターエンド位置は幅方向で約3mの差が生じていることが明らかになった。
断面欠陥は、その後の鋳造速度の低下や溶鋼温度の変化により未凝固部分の溶鋼が閉じ込められる現象であるが、幅方向温度差が150℃以下の場合には、若干の幅方向の最終凝固位置(クレーターエンド位置)の揺らぎは発生するが未凝固溶鋼の封入は全く発生しなかった。
本発明者らは上述した内容の有効性を示すため、後述の実施例に詳細を示す位置にあらかじめ設置した温度計を用い幅方向温度差ΔT_widthと断面欠陥発生の関係を評価した。
評価結果を図３に示す。図３は、縦軸が断面結果発生指数、横軸が幅方向温度差（ΔT_width(℃)）をそれぞれ示している。尚、本発明者らは幅方向温度差ΔT_widthの同定にあたり、測定範囲を両鋳片コーナーより鋳片半厚D/2(mm)を差し引いた範囲、すなわちD/2〜(W-D/2)(mm)(ただしW:全幅(mm))の範囲と規定した。このようにした理由は、鋳片コーナー部は長辺面と短辺面の両面から冷却されるため、鋳片コーナー部の温度を含めると長辺面の最終凝固に対応した温度評価が適正にできなくなることを避けるためである。
図３のグラフから分かるように、幅方向温度差150℃超えで断面欠陥の発生が急激に顕著になることが確認できた。断面欠陥の発生位置が前述した図２(b),(c),(d)のような特定幅位置の周期性がみられたことから、本断面欠陥は最終凝固位置が遅れた箇所に対応することが推定された。
尚、断面欠陥の評価は、トーチカット後のスラブ断面を目視観察し、1/2厚位置に隙間・空隙が観察された場合を断面欠陥発生と判定し、
断面欠陥発生指数(断面欠陥発生比率)＝断面欠陥発生スラブ枚数/対象スラブ調査枚数
として定義した。
評価結果を図３に示す。図３は、縦軸が断面結果発生指数、横軸が幅方向温度差（ΔT_width(℃)）をそれぞれ示している。尚、本発明者らは幅方向温度差ΔT_widthの同定にあたり、測定範囲を両鋳片コーナーより鋳片半厚D/2(mm)を差し引いた範囲、すなわちD/2〜(W-D/2)(mm)(ただしW:全幅(mm))の範囲と規定した。このようにした理由は、鋳片コーナー部は長辺面と短辺面の両面から冷却されるため、鋳片コーナー部の温度を含めると長辺面の最終凝固に対応した温度評価が適正にできなくなることを避けるためである。
図３のグラフから分かるように、幅方向温度差150℃超えで断面欠陥の発生が急激に顕著になることが確認できた。断面欠陥の発生位置が前述した図２(b),(c),(d)のような特定幅位置の周期性がみられたことから、本断面欠陥は最終凝固位置が遅れた箇所に対応することが推定された。
尚、断面欠陥の評価は、トーチカット後のスラブ断面を目視観察し、1/2厚位置に隙間・空隙が観察された場合を断面欠陥発生と判定し、
断面欠陥発生指数(断面欠陥発生比率)＝断面欠陥発生スラブ枚数/対象スラブ調査枚数
として定義した。
さらに本発明者らは温度差が150℃超え発生した場合に、二次冷却を緩冷却化することによる断面欠陥発生の低減効果を調査した。調査結果を整理したものを図４に示す。図４の縦軸は断面欠陥発生指数を示しており、幅方向温度差150℃超えで何らの対策も講じなかった場合（「幅方向温度差150℃超え」と表記）、幅方向温度差150℃超えでd/D＝0.1〜0.4の範囲の冷却を20％低下させた場合（「幅方向温度差150℃超え+d/D＝0.1〜0.4冷却20％低下」と表記）、幅方向温度差150℃超えでd/D＞0.4の範囲の冷却を20％低下させた場合（「幅方向温度差150℃超え+d/D＞0.4冷却20％低下」と表記）を横軸に示している。
尚、断面欠陥指数は、幅方向温度差150℃超えで何ら対策を講じなかった場合の発生比率の累積数を1としたときの相対評価として定義した。
尚、断面欠陥指数は、幅方向温度差150℃超えで何ら対策を講じなかった場合の発生比率の累積数を1としたときの相対評価として定義した。
図４に示されるように、幅方向温度差が150℃超えの場合に、d/D＞0.4に相当する矯正点以降の二次冷却水量を20％低減しても断面欠陥発生指数の変化が無かったのに対して、d/D=0.1〜0.4に対応する湾曲部の二次冷却水量を20％低減させた場合には断面欠陥の発生が大幅に低減されることが確認できた。
上記の結果は、矯正点以降の冷却を弱めても幅方向の最終凝固点の差の改善には効果が小さく、幅方向の凝固シェル厚の成長速度に差異が生じている湾曲部の冷却を緩冷却化することが必要であることを示すものと考えられる。
上記の結果は、矯正点以降の冷却を弱めても幅方向の最終凝固点の差の改善には効果が小さく、幅方向の凝固シェル厚の成長速度に差異が生じている湾曲部の冷却を緩冷却化することが必要であることを示すものと考えられる。
そこで、本発明においては、実績温度を確認しながら幅方向温度差が150℃以下となるようにd/D=0.1〜0.4範囲にある冷却帯の冷却スプレイ９に対して冷却強度の調整を行った。冷却強度の調整方法としては、冷却水量を調整する、あるいは幅切量を変更する等の方法が適用できる。
これらの方法による具体的な量は以下の通りである。
・冷却水量を変更（10〜20％程度）
・幅切量を変更(0〜200mm程度)
上記のように冷却強度を調整することで断面欠陥発生防止を図ることができる。上記のように冷却水量や幅切量の数値に幅があるのは実際の冷却においては水温やマシーンプロフィール、ノズルの種類等により二次冷却水量設定値が同じでも実際の鋳片温度に差が生じる場合が多いことに起因する。
これらの方法による具体的な量は以下の通りである。
・冷却水量を変更（10〜20％程度）
・幅切量を変更(0〜200mm程度)
上記のように冷却強度を調整することで断面欠陥発生防止を図ることができる。上記のように冷却水量や幅切量の数値に幅があるのは実際の冷却においては水温やマシーンプロフィール、ノズルの種類等により二次冷却水量設定値が同じでも実際の鋳片温度に差が生じる場合が多いことに起因する。
上記のように構成された本実施の形態の鋼の連続鋳造装置１を用いた鋼の連続鋳造方法は以下のように行う。
連続鋳造注において放射温度計１１によって鋳片表面温度を計測し、その計測値を冷却水量制御装置１３に入力する。冷却水量制御装置１３は、放射温度計１１の測定値に基づいて鋳片幅方向温度差ΔT_width(℃)が150℃超えるかどうかを判定し、前記値が150℃を超える場合には、d/D=0.1〜0.4を満たす冷却帯範囲に設置されている冷却スプレイ９に対して冷却強度を調整を行う。冷却強度調整方法の具体的な内容は、上述したように、冷却水量の変更（10〜20％程度）や、幅切量を変更(0〜200mm程度)等である。
連続鋳造注において放射温度計１１によって鋳片表面温度を計測し、その計測値を冷却水量制御装置１３に入力する。冷却水量制御装置１３は、放射温度計１１の測定値に基づいて鋳片幅方向温度差ΔT_width(℃)が150℃超えるかどうかを判定し、前記値が150℃を超える場合には、d/D=0.1〜0.4を満たす冷却帯範囲に設置されている冷却スプレイ９に対して冷却強度を調整を行う。冷却強度調整方法の具体的な内容は、上述したように、冷却水量の変更（10〜20％程度）や、幅切量を変更(0〜200mm程度)等である。
本実施の形態によれば、放射温度計１１を鋳造方向の所定の位置において、当該位置における鋳片幅方向の温度測定して、鋳片の所定の領域の冷却強度を調整することで、スラブ幅方向温度差が改善され、連続鋳造時の断面欠陥（中心割れ）ならびに中心偏析部のザク、ポロシティ等の発生が防止できることから、スラブ品質改善ならびに生産性向上を実現できる。
［実施の形態２］
本実施の形態の鋼の連続鋳造装置及び方法を図５に基づいて説明する。なお、図５において、図１と同一部分には同一の符号を付してある。
本実施の形態に係る鋼の連続鋳造装置２０は、タンディッシュ３から鋳型５に溶鋼を連続的に注入して鋳片１５を連続鋳造する鋼の連続鋳造装置１であって、鋳造速度が2.0m/minとした場合に最終凝固位置となる位置L2.0の前後5mの範囲内に鋳片全幅を覆うように設置された放射温度計１１と、放射温度計１１の測定値を入力して該測定値に基づいて平均ロールギャップ勾配を調整するロールギャップ勾配制御装置２１とを備え、ロールギャップ勾配制御装置２１は、放射温度計による鋳片幅方向温度差ΔT_width(℃)が150℃超える場合に、軸心部固相率fsc=0.2〜0.8に相当するロールセグメントにおける平均ロールギャップ勾配R(mm/m)を下式（１）の範囲を満たすように調整することを特徴とするものである。
ΔT_width/R≦500(℃・m/mm) ・・・・（１）
（鋳片幅方向温度差ΔT_width(℃)、平均ロールギャップ勾配 R(mm/m)）
軸心部固相率は凝固伝熱計算によりスラブ幅中央・厚み中央位置の温度を計算し、その温度が液相線温度と固相線温度の間にある場合、その比率より算出した。
軸心部固相率fsc=0.2〜0.8に相当するロールセグメントとは、「軸心部固相率fsc=0.2〜0.8」に相当する鋳片を含む位置にあるロールセグメントであり、例えば、図５において図示するようなロールセグメントが相当する。
本実施の形態の鋼の連続鋳造装置及び方法を図５に基づいて説明する。なお、図５において、図１と同一部分には同一の符号を付してある。
本実施の形態に係る鋼の連続鋳造装置２０は、タンディッシュ３から鋳型５に溶鋼を連続的に注入して鋳片１５を連続鋳造する鋼の連続鋳造装置１であって、鋳造速度が2.0m/minとした場合に最終凝固位置となる位置L2.0の前後5mの範囲内に鋳片全幅を覆うように設置された放射温度計１１と、放射温度計１１の測定値を入力して該測定値に基づいて平均ロールギャップ勾配を調整するロールギャップ勾配制御装置２１とを備え、ロールギャップ勾配制御装置２１は、放射温度計による鋳片幅方向温度差ΔT_width(℃)が150℃超える場合に、軸心部固相率fsc=0.2〜0.8に相当するロールセグメントにおける平均ロールギャップ勾配R(mm/m)を下式（１）の範囲を満たすように調整することを特徴とするものである。
ΔT_width/R≦500(℃・m/mm) ・・・・（１）
（鋳片幅方向温度差ΔT_width(℃)、平均ロールギャップ勾配 R(mm/m)）
軸心部固相率は凝固伝熱計算によりスラブ幅中央・厚み中央位置の温度を計算し、その温度が液相線温度と固相線温度の間にある場合、その比率より算出した。
軸心部固相率fsc=0.2〜0.8に相当するロールセグメントとは、「軸心部固相率fsc=0.2〜0.8」に相当する鋳片を含む位置にあるロールセグメントであり、例えば、図５において図示するようなロールセグメントが相当する。
上述した式（１）は連続鋳造においてスラブ中心部に濃化溶鋼が形成される時期である軸心部固相率fsc＝0.2〜0.8の状態にある鋳片を特定し、このような状態の鋳片に対してロールギャップによる絞込みをある程度付与することで、凝固時ならびにその後の厚み方向への引張応力を軽減させることを目的とするものである。
本実施の形態において特定した平均ロールギャップ勾配の範囲は後述する実施例に示した結果から決定したものである（図６参照）。
本実施の形態において特定した平均ロールギャップ勾配の範囲は後述する実施例に示した結果から決定したものである（図６参照）。
図６に示すグラフは、鋳造速度2.0m/minの最終凝固位置L2.0に近い位置であるメニスカス下30m位置に幅方向全体の温度を連続的に測定可能な温度計（Si放射型）を設置し、鋳造時の温度をモニタリングしながら鋳造を実施した際に、軸心部固相率fsc=0.2〜0.8に相当する位置のセグメントのロールギャップを変更し、平均ロールギャップ勾配を0.1〜0.6mm/mの範囲で変更し、鋳片幅方向温度差ΔT_width(℃)との関係で整理したものである。
断面割れの発生有無は、鋳造後トーチ切断後の断面からサンプルを採取し、凝固組織のマクロエッチングから調査した。
断面割れの発生有無は、鋳造後トーチ切断後の断面からサンプルを採取し、凝固組織のマクロエッチングから調査した。
図６に示すように、平均ロールギャップ勾配Rを式（１）「ΔT_width/R≦500(℃・m/mm)」を満たすようにすることで、鋳片幅方向温度差ΔT_width(℃)が150℃超えであっても、断面欠陥の発生を防止することができる。
なお、平均ロールギャップ勾配Rを大きくすることは、機器に対する負担が大きくなるので、実施の形態で示した冷却スプレイ９の冷却強度の調整を行い、冷却強度の調整では鋳片幅方向温度差ΔT_width(℃)を150℃未満にできないような場合に平均ロールギャップ勾配Rの調整を行うようにすれば、平均ロールギャップ勾配Rが小さくて済むので機器に対する負担が少なく好ましい。
本発明の効果を確認するため、実機連鋳機においてスラブ厚250mm、スラブ幅1000〜1900mmのサイズで、二次冷却水量とロールギャップ設定値を変更する実験を実施した。
成分はC/0.15％の中炭素鋼に統一し、鋳造速度は1.6〜2.3m/minで実施した。
成分はC/0.15％の中炭素鋼に統一し、鋳造速度は1.6〜2.3m/minで実施した。
鋳造速度2.0m/minの最終凝固位置L2.0に近い位置であるメニスカス下30m位置に幅方向全体の温度を連続的に測定可能な温度計（Si放射型）を設置し、鋳造時の温度をモニタリングしながら鋳造を実施した。（尚、K値は30を使用した。）
上記の温度計による幅方向温度差T_widthが150℃超えの場合は、メニスカス下4〜15m位置(d/D=0.1〜0.4)の二次冷却帯水量、幅切り量を変更して、その後の温度差が150℃以下となるように一部調整した。
また実験時に軸心部固相率fsc=0.2〜0.8に相当する位置のセグメントのロールギャップを変更し、平均ロールギャップ勾配を0.1〜0.6mm/mの範囲で変更し、その影響も評価した。
断面割れの発生有無は、鋳造後トーチ切断後の断面からサンプルを採取し、凝固組織のマクロエッチングから調査した。
また実験時に軸心部固相率fsc=0.2〜0.8に相当する位置のセグメントのロールギャップを変更し、平均ロールギャップ勾配を0.1〜0.6mm/mの範囲で変更し、その影響も評価した。
断面割れの発生有無は、鋳造後トーチ切断後の断面からサンプルを採取し、凝固組織のマクロエッチングから調査した。
断面欠陥有無の調査結果を図６のグラフに示す。図６は、縦軸が幅方向温度差ΔT_width（℃）で、横軸が平均ロールギャップ勾配R(mm/m)を示している。図中の幅方向温度差ΔT_widthは約8m長さ当りの平均値を50℃ピッチで分類した値である。
尚、8m長さ当たりで幅方向温度差ΔT_width（℃）を平均化したのは、本実施例のスラブのトーチ切断長が概ね8m長さに対応付けるためである。超音波による内面欠陥を探傷できる検査装置を有する場合には連続的にスラブや製品の欠陥位置を確認できるため、このような場合には、時事刻々と変化する幅方向温度差を測定し、製品もしくはスラブ位置と対応付けるのがより好ましい。
図中においては、断面欠陥が発生したものを▲印、断面欠陥が発生しなかったものを○印で示した。
尚、8m長さ当たりで幅方向温度差ΔT_width（℃）を平均化したのは、本実施例のスラブのトーチ切断長が概ね8m長さに対応付けるためである。超音波による内面欠陥を探傷できる検査装置を有する場合には連続的にスラブや製品の欠陥位置を確認できるため、このような場合には、時事刻々と変化する幅方向温度差を測定し、製品もしくはスラブ位置と対応付けるのがより好ましい。
図中においては、断面欠陥が発生したものを▲印、断面欠陥が発生しなかったものを○印で示した。
それより、幅方向温度差が150℃以下での断面欠陥の発生は皆無であり、さらにはΔT_width/R≦500 を満足させることで断面欠陥の発生を完全に抑制できることが確認できた。
１ 鋼の連続鋳造装置（実施の形態１）
２ 取鍋
３ タンディッシュ
５ 鋳型
７ サポートロール
９ 二次冷却スプレイ
１１ 放射温度計
１３ 冷却水量制御装置
１５ 鋳片
１５ａ 鋳片における未凝固部位
１５ｂ 鋳片における凝固部位
１５ｃ 鋳片における最終凝固位置
２０ 鋼の連続鋳造装置（実施の形態２）
２１ ロールギャップ勾配制御装置
２ 取鍋
３ タンディッシュ
５ 鋳型
７ サポートロール
９ 二次冷却スプレイ
１１ 放射温度計
１３ 冷却水量制御装置
１５ 鋳片
１５ａ 鋳片における未凝固部位
１５ｂ 鋳片における凝固部位
１５ｃ 鋳片における最終凝固位置
２０ 鋼の連続鋳造装置（実施の形態２）
２１ ロールギャップ勾配制御装置
Claims (4)
- 鋳造速度が2.0m/minとした場合に最終凝固位置となる位置L2.0(=D2/2K2(D:スラブ全厚(mm)、K:凝固定数（mm・min-1/2）)の前後5mの範囲内に鋳片全幅を測定できる放射温度計を設置し、
該放射温度計による鋳片幅方向温度差ΔT_width(℃)が150℃超える場合に、凝固シェル厚d(mm)とスラブ全厚D(mm)に対して少なくともd/D=0.1〜0.4を満たす冷却帯範囲で鋳片に対する冷却強度を調整し、前記鋳片幅方向温度差が150℃以内となるようにすることを特徴とする鋼の連続鋳造方法。 - 鋳造速度が2.0m/minとした場合に最終凝固位置となる位置L2.0(=D2/2K2(D:スラブ全厚(mm)、K:凝固定数（mm・min-1/2）)の前後5mの範囲内に鋳片全幅を測定できる放射温度計を設置し、
該放射温度計による鋳片幅方向温度差ΔT_width(℃)が150℃超える場合に、軸心部固相率fsc=0.2〜0.8に相当するロールセグメントにおける平均ロールギャップ勾配R(mm/m)を下式の範囲を満たすように調整することを特徴とする鋼の連続鋳造方法。
ΔT_width/R≦500(℃・m/mm) - タンディッシュから鋳型に溶鋼を連続的に注入して鋳片を連続鋳造する鋼の連続鋳造装置であって、
鋳造速度が2.0m/minとした場合に最終凝固位置となる位置L2.0(=D2/2K2(D:スラブ全厚(mm)、K:凝固定数（mm・min-1/2）)の前後5mの範囲内に鋳片全幅を覆うように設置された放射温度計と、凝固シェル厚d(mm)とスラブ全厚D(mm)に対して少なくともd/D=0.1〜0.4を満たす冷却帯範囲に設置された二次冷却装置と、該放射温度計の測定値を入力して前記二次冷却装置の鋳片に対する冷却強度を調整する冷却水量制御装置とを備え、
該冷却水量制御装置は、前記放射温度計による測定値から鋳片幅方向温度差ΔT_width(℃)が150℃超える場合に、前記二次冷却装置の冷却強度を調整し、前記鋳片幅方向温度差が150℃以内となるようにすることを特徴とする鋼の連続鋳造装置。 - タンディッシュから鋳型に溶鋼を連続的に注入して鋳片を連続鋳造する鋼の連続鋳造装置であって、
鋳造速度が2.0m/minとした場合に最終凝固位置となる位置L2.0(=D2/2K2(D:スラブ全厚(mm)、K:凝固定数（mm・min-1/2）)の前後5mの範囲内に鋳片全幅を覆うように設置された放射温度計と、該放射温度計の測定値を入力して該測定値に基づいて平均ロールギャップ勾配を調整するロールギャップ勾配制御装置とを備え、
該ロールギャップ勾配制御装置は、放射温度計による鋳片幅方向温度差ΔT_width(℃)が150℃超える場合に、軸心部固相率fsc=0.2〜0.8に相当するロールセグメントにおける平均ロールギャップ勾配R(mm/m)を下式の範囲を満たすように調整することを特徴とする鋼の連続鋳造装置。
ΔT_width/R≦500(℃・m/mm)
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