JP2013119099A - スラブ幅方向の中心偏析のバラツキを抑制する連続鋳造方法 - Google Patents

Abstract

【課題】スラブ鋳片の幅方向の中心偏析のバラツキを抑制する。
【解決手段】鋳型直下のロールスタンドからメニスカス距離が１５ｍの位置に配置されたロールスタンドまでの第２区間において、軸受箱率Ｒが０≦Ｒ≦０．２である幅方向範囲における比水量をＷ_Ａとし、軸受箱率Ｒが０．２＜Ｒ≦１である幅方向範囲における比水量をＷ_Ｂとし、この軸受箱率ＲをＲ_Ｂとすると、Ｗ_Ｂ／Ｗ_Ａは下記（１）式を満たす。
１．２１Ｒ_Ｂ＋０．７６≦Ｗ_Ｂ／Ｗ_Ａ≦２．６１Ｒ_Ｂ＋１．１６ ・・・（１）
また、前記第２区間における鋳片の幅方向両端部からＡ／４の範囲での比水量をＷｅとし、幅方向両端部からＡ／４の範囲を除く範囲での比水量をＷｍとすると、１．１≦Ｗｅ／Ｗｍ≦２．０である。また、鋳片がメニスカスを通過してからの時間ｔ[ｍｉｎ．]が５≦ｔ≦１０である第３区間において、ロールギャップを徐々に広げてバルジングを行う。
【選択図】図４

Description

本発明は、鋼のスラブの連続鋳造方法に関する。

スラブを連続鋳造するための連続鋳造機は、浸漬ノズルを介して溶鋼が注湯される鋳型と、鋳造方向に沿って並設された複数のロール対と、鋳造方向に隣接するロール間に配置された複数のノズルを備えている（例えば特許文献１参照）。鋳型からロール対によって引き抜かれた鋳片は、ロール対によって鋳造経路の下流側に送られながら、ノズルから噴霧される冷却水によって冷却される。鋳造経路を通過する鋳片は、主に、ロール面との接触による抜熱と、冷却水による抜熱によって冷却される。また、各ロールは、撓みの抑制と軸受への負担の軽減のために、軸方向に２〜４分割されるとともにその分割位置で軸受箱に支持された分割型ロールが用いられている場合が多い。この軸受箱は鋳片と接触しないようになっている。

特開２００９−２４８１１５号公報

しかしながら、分割型ロールを用いた場合、軸受箱は鋳片と接触しないため、鋳片の軸受箱を通過した部位は、ロール面との接触による抜熱がないため、抜熱総量が他の部位よりも少なくなる。そのため、軸受箱を通過した部位で凝固遅れが生じて、その結果、凝固が遅れている部分の中心偏析が悪化して、幅方向の中心偏析にバラツキが生じてしまう。

また、一般的な２孔式の浸漬ノズルを用いた場合、浸漬ノズルから鋳型へ吐出された溶鋼流が、鋳型内の凝固シェルの幅方向端部に局所的に当たる場合がある（図２参照）。高温の溶鋼流が局所的に当たった箇所は入熱が増加し、シェルの成長が停滞する。また、図２に示すように、鋳型のコーナー部近傍は、長辺、短辺からの二方向の抜熱による凝固の熱収縮により、鋳型と鋳片との間に隙間が生じやすいため、抜熱が低下しやすい。そのため、鋳片の幅方向端部において凝固遅れが生じて、中心偏析にバラツキが生じる場合がある（図５参照）。

そこで、本発明は、軸受箱に起因する凝固遅れと、吐出流の偏流に起因する鋳片幅方向端部の凝固遅れを低減して、幅方向について凝固完了位置のバラツキを抑制して、中心偏析のバラツキを低減できる連続鋳造方法を提供することを目的とする。

課題を解決するための手段及び発明の効果

本発明のスラブ幅方向の中心偏析のバラツキを抑制する連続鋳造方法は、鋳造方向に沿って並設された複数のロール対を備えるスラブ用連続鋳造機を用いて、連続鋳造する方法であって、前記ロール対は、鋳片を挟んで対向配置される２つのロールで構成され、複数対ごとにロールスタンドに設置され、前記ロールは、鋳片幅方向に２〜４分割されると共に分割位置で軸受箱に支持されており、炭素濃度Ｃが、０．０３〜０．６０[ｍａｓｓ％]であり、鋳型上端における短辺内寸Ｄが、２８０〜３１０[ｍｍ]であり、鋳造速度Ｖｃが、０．７０〜１．３０[ｍ／ｍｉｎ．]であり、メニスカス距離Ｍ[ｍ]が０．００１１Ｖｃ(Ｄ／２)^２≦Ｍ≦０．００１３Ｖｃ(Ｄ／２)^２である第１区間における圧下勾配Ｔｐ[ｍｍ／ｍ]が、０．５≦Ｔｐ≦１．２であり、鋳型直下から最下流ロールまでの比水量が、０．５〜１．５[Ｌ／ｋｇ-ｓｔｅｅｌ]であって、鋳型直下のロールスタンドからメニスカス距離が１５ｍの位置に配置されたロールスタンドまでの第２区間に鋳造方向に並設された複数のロールについて、鋳片幅方向位置において、前記ロールの全本数に対する、その幅方向位置に軸受箱が存在するロールの本数の比率を軸受箱率Ｒとし、前記第２区間の０≦Ｒ≦０．２である幅方向範囲における比水量をＷ_Ａ[Ｌ／ｋｇ-ｓｔｅｅｌ]とし、前記第２区間の０．２＜Ｒ≦１である幅方向範囲における比水量をＷ_Ｂ[Ｌ／ｋｇ-ｓｔｅｅｌ]、軸受箱率ＲをＲ_Ｂとすると、０．５≦Ｗ_Ａ≦１．５であって、下記（１）式を満たし、
１．２１Ｒ_Ｂ＋０．７６≦Ｗ_Ｂ／Ｗ_Ａ≦２．６１Ｒ_Ｂ＋１．１６ ・・・（１）
鋳型上端における長辺内寸をＡとし、前記第２区間における鋳片の幅方向両端部からＡ／４の範囲での比水量をＷｅ[Ｌ／ｋｇ-ｓｔｅｅｌ]とし、鋳片の幅方向両端部からＡ／４の範囲を除く範囲での比水量をＷｍ[Ｌ／ｋｇ-ｓｔｅｅｌ]とすると、１．１≦Ｗｅ／Ｗｍ≦２．０であって、鋳片がメニスカスを通過してからの時間ｔ[ｍｉｎ．]が５≦ｔ≦１０である第３区間において、ロールギャップを徐々に広げてバルジングを行い、バルジング量Ｘｂ[ｍｍ]が、３．０≦Ｘｂ≦５．０であり、バルジング勾配Ｔｂ[ｍｍ／ｍｉｎ．]が、Ｔｂ≦２．０であることを特徴とする。

この構成によると、軸受箱率が０．２より大きい幅方向範囲に対する冷却水量（比水量）を、軸受箱率が０．２以下の幅方向範囲に対する冷却水量（比水量）よりも多くすることで、ロール面との接触による抜熱量が少ない部位に対する冷却水量を増加させている。そのため、軸受箱を通過した部位で凝固遅れが生じることを抑制できる。
また、吐出流の偏流に起因する凝固遅れが生じる鋳片の幅方向両端部に対する冷却水量を、鋳片の中央部に対する冷却水量よりも多くするとともに、適切な区間でバルジングを行うことにより、鋳片幅方向端部における凝固遅れを解消できる。
したがって、軸受箱に起因する凝固遅れと、吐出流の偏流に起因する鋳片幅方向端部の凝固遅れを抑制できるため、スラブの幅方向の中心偏析のバラツキを抑制することができ、偏析度Ｃ_ＭＡＸ／Ｃ_０を１．１以下とすることができる。

軸受箱率が０．２以下の幅方向範囲では、軸受箱による抜熱量の低下は無視できるレベルであるため、軸受箱率が全て０．２以下であれば、鋳片幅方向について冷却水量が均一であっても、中心偏析のバラツキの発生を抑制できる。しかし、軸受箱率を全て０．２以下にするには、分割位置の異なる複数種類のロールが必要となる。
本発明では、軸受箱率に応じて冷却水量を調整することで中心偏析のバラツキの発生を抑制するため、軸受箱率は０．２以上であってもよい。そのため、使用するロールの種類を少なくできる。

本発明の実施形態に係る連続鋳造機を模式的に示した図である。 鋳型内に浸漬ノズルから溶鋼が注湯されている状態を示す断面図である。 図１に示す連続鋳造機が備えるロールスタンドを鋳造方向下流側から見た図である。 図３のIII−III線断面図である。 （ａ）はバルジング実施前の鋳片の横断面図であって、（ｂ）は（ａ）のＡ−Ａ線断面図である。 （ａ）はバルジング実施時の鋳片の横断面図であって、（ｂ）は（ａ）のＢ−Ｂ線断面図である。 バルジング実施時のメニスカス距離とロールギャップとを示すグラフである。 冷却水量が幅方向に均一な場合の中心偏析と軸受箱率との関係を示すグラフである。 部分強冷却区間の終端位置を変化させた場合の凝固完了時間の変化を示すグラフである。 （ａ）は凝固シェル厚が薄い場合の水平割れの発生箇所を説明する図であり、（ｂ）は凝固シェル厚が厚い場合の水平割れの発生箇所を説明する図である。 ロール配置の他の例を示す図である。 比較例３６のバルジング実施時のメニスカス距離とロールギャップを示すグラフである。

以下、本発明の実施形態について説明する。
図１は、本実施形態の連続鋳造方法に用いられる連続鋳造機１の構成を示している。連続鋳造機１は、浸漬ノズル２を介して溶鋼が注湯される矩形状の鋳型３と、鋳型３の直下から鋳造経路Ｑに沿って並設された複数のロール対５と、鋳造経路Ｑを通過する鋳片２０に対して冷却水（ミスト）を噴霧する複数のノズル１６、１７とを備えている。図２に示すように、浸漬ノズル２は２孔式である。

本実施形態の連続鋳造機１は、垂直曲げ型の連続鋳造機であって、鋳造経路Ｑは、鋳型３の直下からほぼ鉛直下方に延びる垂直領域と、緩やかに湾曲する曲げ領域と、ほぼ水平に延びる水平領域とを有している。

ロール対５は、鋳片２０の上側に配置される上ロール６と、鋳片２０を挟んで上ロール６と対向配置される下ロール７で構成される。また、ロール６、７には、駆動力を持たずスラブを支持するためのフリーロールと、スラブの支持及び引き抜きのための駆動ロールの２種類が存在する。図４に示すように、鋳造方向に隣接する下ロール７の間には、鋳片幅方向にほぼ等間隔に並列した複数本の下ノズル１７が配置されている。また、鋳造方向に隣接する上ロール６の間には、鋳片幅方向にほぼ等間隔に並列した複数本の上ノズル１６が配置されている。

この連続鋳造機１では、鋳型３へ注湯された溶鋼が鋳型３によって冷却（一次冷却）されることで、凝固シェル２０ａが形成される。これにより、外側に凝固シェル２０ａを有し、内部に未凝固部２０ｂを有するスラブ鋳片２０が形成される。鋳型３内の鋳片２０は、ロール対５によって鋳型３から引き抜かれて、鋳造経路Ｑの下流側に送られながら、ノズル１６、１７から噴霧される冷却水によって冷却（二次冷却）される。鋳造経路Ｑを通過する鋳片２０の内部では、凝固シェル２０ａが鋳片２０の中心に向かって徐々に凝固成長していき、最終的に、内部まで完全に凝固した鋳片２０が形成される。

本実施形態の連続鋳造方法は、厚板または薄板鋼板の素材となるスラブ鋳片を鋳造対象としている。鋼の炭素濃度は、０．０３〜０．６０[ｍａｓｓ％]であり、炭素以外の他の元素の含有量は特に限定されない。また、鋳型３の上端における短辺内寸（鋳片厚み方向の開口幅）Ｄは、２８０〜３１０[ｍｍ]であって、鋳型３の上端における長辺内寸Ａは、特に限定されないが、例えば１２００〜２４００[ｍｍ]である。また、鋳造速度（鋳片の引抜き速度）Ｖｃは、０．７〜１．３[ｍ／ｍｉｎ．]である。

また、鋳型直下から最下流ロールまでの比水量（以下、全比水量という）Ｗは、０．５〜１．５[Ｌ／ｋｇ-ｓｔｅｅｌ]である。なお、全比水量Ｗは、鋳型直下から最下流ロールまでの単位時間当たりの冷却水量を、単位時間当たりの鋳造鋳片重量で除することで算出される。また、全比水量Ｗのうち、鋳片上面を冷却するために用いられる冷却水量と、鋳片下面を冷却するために用いられる冷却水量との比は、１：０．５〜２．２である。

また、本実施形態の連続方法では、鋳片がメニスカス位置を通過してからの時間ｔ[ｍｉｎ．]が５≦ｔ≦１０であるバルジング区間（第３区間）において、ロールギャップ（上ロール６と下ロール７のロール面間の最短距離）を徐々に広げてバルジングを行う。なお、バルジングとは、鋳片内部の液相の未凝固部２０ｂの静圧によって鋳片が膨らむ現象のことであって、バルジングを行うとは、意図的にバルジングさせることである。また、ロールギャップを徐々に広げるとは、例えば図７に示すように、バルジングの途中でロールギャップを狭くすることなく広げることを意味する。なお、図１２は、バルジングの途中でロールギャップを狭める場合の一例である。

図２に示すように、浸漬ノズル２から吐出される溶鋼流が凝固シェルの幅方向端部に局所的に当たることで、図５に示すように、鋳片幅方向端部において凝固遅れが生じる場合があるが、バルジングを行うことで、図６に示すように、未凝固部２０ｂの幅方向中央部の厚さが厚くなるため、幅方向に関して未凝固部２０ｂの厚さが均一に近い状態となる。

バルジング区間におけるバルジング量Ｘｂは、３．０〜５．０[ｍｍ]である。バルジング量Ｘｂとは、バルジング区間における最大ロールギャップから最小ロールギャップを引いた値である。

バルジング区間におけるバルジング勾配Ｔｂは、全て２．０[ｍｍ／ｍｉｎ．]以下である。上流側からｉ番目のロール対５のロールギャップの設定値をＧ_ｉ[ｍｍ]し、ｉ番目のロール対５のメニスカス距離をＭ_ｉ[ｍ]とすると、メニスカス距離Ｍ_ｉ[ｍ]とメニスカス距離Ｍ_ｉ＋１[ｍ]との間の区間のバルジング勾配Ｔｂ[ｍｍ／ｍｉｎ．]は、下記式で定義される。
Ｔｂ＝Ｖｃ(Ｇ_ｉ−Ｇ_ｉ+１)／(Ｍ_ｉ−Ｍ_ｉ＋１)

図７に示すように、最初にＴｂ＞０となったときのメニスカス距離Ｍ_ｉが、バルジングの開始位置であって、最大ロールギャップのロール対の位置が、バルジングの終了位置である。バルジングを開始してから終了するまでのバルジング勾配Ｔｂ[ｍｍ／ｍｉｎ．]は、０≦Ｔｂ≦２の範囲内であれば、一定であって変動してもよい。

鋳片がメニスカス位置（鋳型内の溶鋼の湯面の位置）を通過してから完全凝固するまでの時間をｔ、凝固定数をｋとすると、Ｄ／２＝ｋｔ^0.5の関係が成り立つ(例えば、鉄鋼基礎共同研究会，連続鋳造における力学的挙動部会『連続鋳造における力学的挙動』S60.04，27頁3行目)。なお、凝固定数ｋは、鋳片の冷却条件によって変化する。
凝固の進行度合いがα(０＜α≦１)のとき、即ち、凝固シェルの厚みが完全凝固に対してαまで進んだ状態となるときのメニスカス距離をＭとすると、上式は、（α×Ｄ）／２＝ｋ(Ｍ／Ｖｃ)^0.5となり、これを展開することで、Ｍ＝（α／ｋ）^２×Ｖｃ×（Ｄ／２）^２が得られる。なお、メニスカス距離とは、メニスカスを起点として、鋳造経路Ｑに沿った距離である。
したがって、凝固の進行度合いがα１からα２である区間は、（α１／ｋ１）^２×Ｖｃ×（Ｄ／２）^２≦Ｍ≦（α２／ｋ２）^２×Ｖｃ×（Ｄ／２）^２と表現できる。

本実施形態の連続鋳造方法では、メニスカス距離Ｍが０．００１１Ｖｃ(Ｄ／２)^２≦Ｍ≦０．００１３Ｖｃ(Ｄ／２)^２である圧下区間（第１区間）において、所定の圧下勾配Ｔｐで圧下する。圧下区間は、（α／ｋ）^２が、０．００１１以上０．００１３以下の区間である。圧下勾配Ｔｐは、０．５〜１．２[ｍｍ／ｍ]である。圧下勾配Ｔｐとは、鋳造方向距離に対するロールギャップの変化量である。上流側からｉ番目のロール対５のロールギャップの設定値をＧ_ｉ[ｍｍ]し、ｉ番目のロール対５のメニスカス距離をＭ_ｉ[ｍ]とすると、メニスカス距離Ｍ_ｉ[ｍ]とメニスカス距離Ｍ_ｉ＋１[ｍ]との間の区間の圧下勾配Ｔｐ[ｍｍ／ｍ]は、下記式で定義される。
Ｔｐ＝(Ｇ_ｉ−Ｇ_ｉ+１)／(Ｍ_ｉ＋１−Ｍ_ｉ)
圧下区間における圧下勾配Ｔｐは、上記数値範囲内であれば、一定であっても変動してもよい。

図３および図４に示すように、ロール対５は、複数対ごとにロールスタンド４に設けられている。図３に示すように、ロールスタンド４は、複数の上ロール６を支持する上フレーム９と、複数の下ロール７を支持する下フレーム１０と、上下フレーム９、１０を連結すると共に、上フレーム９を下フレーム１０に対して上下方向に移動させるシリンダー１１とを備えている。なお、図３は、ノズル１６、１７を省略して表示している。

ロール６、７の両端は、軸受けを介して軸受箱８ａに支持されている。また、ロール６、７は、軸方向（鋳片幅方向）に２分割されており、その分割位置で軸受けを介して軸受箱８ｂに支持されている。このような分割型のロールを用いることにより、ロールの撓みを抑制できると共に、軸受への負担を軽減できる。また、軸受箱８ｂは、鋳片２０と接触しないように、ロール面よりも鋳片２０から離れている。

図４に示すように、複数の下ロール７の軸受箱８ｂは、千鳥状に配列している。つまり、軸受箱８ｂは、ロール１本おきに、鋳片幅方向について同じ位置に配置されている。本実施形態では、鋳型直下から最下流までの全ての下ロール７のうちの大部分（具体的にはフリーロール）の軸受箱８ｂが、図４と同様の千鳥状配列となっている。

図４に示すように、下ロール７の軸受箱８ｂが存在する幅方向範囲を図４中左側から順にＳ１、Ｓ２とする。また、下ロール７の軸受箱８ｂが存在しない幅方向範囲を図４中左側から順にＴ１、Ｔ２、Ｔ３とする。

また、１つのロール対５を構成する上ロール６と下ロール７の軸受箱８ｂは、左右対称な位置に配置されている（図３参照）。したがって、図示は省略するが、上ロール６の軸受箱８ｂが存在する幅方向範囲は、下ロール７の軸受箱８ｂが存在する幅方向範囲Ｓ１、Ｓ２と同じである。また、鋳型直下から最下流までの全ての上ロール６のうちの大部分（具体的にはフリーロール）の軸受箱８ｂは、下ロール７と同様に、千鳥状に配列している。

鋳型３の直下のロールスタンド４からメニスカス距離が１５ｍの位置に配置されたロールスタンド４までの区間を部分強冷却区間（第２区間）とする。この部分強冷却区間に配置された複数の上ロール６について、鋳片幅方向位置において、上ロール６の全本数に対する、その幅方向位置に軸受箱８ｂが存在する上ロール６の本数の比率を、上ロール６の軸受箱率Ｒとする。また、部分強冷却区間に配置された複数の下ロール７について、鋳片幅方向位置において、下ロール７の全本数に対する、その幅方向位置に軸受箱８ｂが存在する下ロール７の本数の比率を、下ロール７の軸受箱率Ｒとする。

上ロール６の軸受箱８ｂがある幅方向範囲Ｓ１、Ｓ２の軸受箱率Ｒは、下ロール７の軸受箱８ｂがある幅方向範囲Ｓ１、Ｓ２の軸受箱率Ｒとほぼ同じである。なお、部分強冷却区間に駆動ロールがある場合や、部分強冷却区間のロール本数が奇数の場合、上ロール６の軸受箱率Ｒと下ロール７の軸受箱率Ｒとは若干異なる。以下、上ロール６の軸受箱率Ｒと下ロール７の軸受箱率Ｒの平均を単に軸受箱率Ｒと称する。

部分強冷却区間の幅方向範囲Ｔ１〜Ｔ３における軸受箱率Ｒは全て０である。また、部分強冷却区間の幅方向範囲Ｓ１、Ｓ２における軸受箱率Ｒは共に０．５である。以下、幅方向範囲Ｓ１、Ｓ２における軸受箱率Ｒを、Ｒ_Ｂ（＝０．５）と総称する。

部分強冷却区間の幅方向範囲Ｔ１〜Ｔ３における比水量をＷ_Ｔ１〜Ｗ_Ｔ３とする。比水量Ｗ_Ｔ１は、部分強冷却区間の幅方向範囲Ｔ１に先端が位置する複数の上下ノズル１６、１７による単位時間当たりの冷却水量[Ｌ／ｍｉｎ．]を、部分強冷却区間の幅方向範囲Ｔ１における単位時間当たりの鋳造鋳片重量[ｋｇ／ｍｉｎ．]で除することで算出される。本実施形態では、比水量Ｗ_Ｔ１〜Ｗ_Ｔ３は、０．５〜１．５[Ｌ／ｋｇ-ｓｔｅｅｌ]の範囲内である。

また、部分強冷却区間の幅方向範囲Ｔ１〜Ｔ３全体での比水量をＷ_Ａとする。比水量Ｗ_Ａは、０．５〜１．５[Ｌ／ｋｇ-ｓｔｅｅｌ]の範囲内である。比水量Ｗ_Ａのうち、鋳片上面を冷却するために用いられる冷却水量と、鋳片下面を冷却するために用いられる冷却水量との比は、１：０．５〜２．２である。

また、部分強冷却区間の幅方向範囲Ｓ１、Ｓ２における比水量をＷ_Ｓ１、Ｗ_Ｓ２とする。本実施形態では、比水量Ｗ_Ｓ１、Ｗ_Ｓ２は同じ値である。以下、比水量Ｗ_Ｓ１、Ｗ_Ｓ２をＷ_Ｂと総称する。比水量Ｗ_Ｂは、以下の式を満たす値である。
１．２１Ｒ_Ｂ＋０．７６≦Ｗ_Ｂ／Ｗ_Ａ≦２．６１Ｒ_Ｂ＋１．１６ ・・・（１）

つまり、１．３７≦Ｗ_Ｂ／Ｗ_Ａ≦２．４７である。また、比水量Ｗ_Ｂのうち、鋳片上面を冷却するために用いられる冷却水量と、鋳片下面を冷却するために用いられる冷却水量との比は、１：０．５〜２．２である。

また、部分強冷却区間において、鋳片の幅方向両端部からＡ／４の範囲における比水量をＷｅ[Ｌ／ｋｇ-ｓｔｅｅｌ]とし、鋳片の幅方向両端部からＡ／４の範囲を除く範囲における比水量をＷｍ[Ｌ／ｋｇ-ｓｔｅｅｌ]とする。水量比Ｗｅ／Ｗｍは、１．１≦Ｗｅ／Ｗｍ≦２．０を満たす。鋳片の幅方向両端部からＡ／４の範囲における比水量は互いに同じである。また、比水量Ｗｍのうち、鋳片上面を冷却するための冷却水量と、鋳片下面を冷却するための冷却水量との比は、１：０．５〜２．２である。比水量Ｗｅについても、鋳片上面冷却用の冷却水量と、鋳片下面冷却用の冷却水量との比は、１：０．５〜２．２である。

本実施形態では、幅方向範囲Ｓ１、Ｓ２に先端が位置する下ノズル１７（図４中太線の白丸で表示）と、幅方向範囲Ｔ１〜Ｔ３に先端が位置する下ノズル１７（図４中細線の白丸で表示）と、鋳片の幅方向両端部からＡ／４の範囲に位置する下ノズル１７（図４中黒丸で表示）とは、異なるヘッダー（図示省略）に接続されている。また、上ノズル１６についても同様に、幅方向範囲Ｓ１、Ｓ２に先端が位置する上ノズル１６と、幅方向範囲Ｔ１〜Ｔ３に先端が位置する上ノズル１６と、鋳片の幅方向両端部からＡ／４の範囲に位置する上ノズル１６とは、異なるヘッダー（図示省略）に接続されている。そして、ヘッダーに供給する水量を調整して、ノズル１６、１７の噴霧水量を調整することで、Ｗ_Ｂ／Ｗ_Ａが上術の（１）式を満たすとともに、Ｗｅ／Ｗｍが１．１〜２．０の範囲内となっている。

また、部分強冷却区間よりも下流側の区間では、幅方向範囲Ｓ１、Ｓ２における比水量を、幅方向範囲Ｔ１〜Ｔ２における比水量よりも多くしなくてよい。また、部分強冷却区間よりも下流側の区間では、鋳片の幅方向両端部からＡ／４の範囲における比水量を、鋳片の幅方向両端部からＡ／４の範囲を除く範囲における比水量よりも多くしなくてよい。

図８は、鋳片幅方向について均一にミスト冷却した場合の軸受箱率と偏析度Ｃ／Ｃ_０との関係を示すグラフである。図８に示すように、軸受箱率が０．２以下の場合、偏析度Ｃ／Ｃ_０は、実用上、品質に問題がないレベルである１．１以下となる。この結果から、軸受箱率が０．２以下の幅方向範囲については、軸受箱による抜熱量の低下は無視できるレベルであることがわかる。

本発明では、軸受箱率が０．２より大きい幅方向範囲の偏析度を１．１以下とするために、上述の圧下区間において、所定の圧下勾配Ｔｐで圧下すると共に、部分強冷却区間において、軸受箱率Ｒ＞０．２の幅方向範囲の比水量Ｗ_Ａを、軸受箱率Ｒ≦０．２の幅方向範囲の比水量Ｗ_Ｂよりも多くして、上述の（１）式を満たすようにしている。

メニスカス距離Ｍが０．００１１Ｖｃ(Ｄ／２)^２≦Ｍ≦０．００１３Ｖｃ(Ｄ／２)^２である圧下区間の圧下勾配Ｔｐを０．５〜１．２[ｍｍ／ｍ]とすることにより、鋳片の凝固収縮量を補完して、軸受箱率が０．２以下の幅方向範囲における偏析度Ｃ/Ｃ_０を１．２以下とすることができる。以下、その根拠となる試験について説明する。

圧下勾配Ｔｐ（０．５≦Ｔｐ≦１．２）で圧下する区間を変えて試験を行った。各試験の炭素濃度Ｃ[ｍａｓｓ％]、鋳型上端の短辺内寸Ｄ[ｍｍ]、鋳造速度Ｖｃ[ｍ／ｍｉｎ．]、全比水量Ｗ[Ｌ／ｋｇ-ｓｔｅｅｌ]、圧下勾配Ｔｐ[ｍｍ／ｍ]、圧下区間の開始位置および終了位置のメニスカス距離[ｍ]を、表１に示す。なお、表１中の炭素濃度Ｃ、鋳型の短辺内寸Ｄおよび圧下勾配Ｔｐのａ〜ｃの数値は、表２に示す通りである。また、表１には、圧下区間の開始位置と終了位置のメニスカス距離を、（α／ｋ）^２×Ｖｃ×（Ｄ／２）^２で表した場合の係数（α／ｋ）^２に対応する数値を表示している。

この試験では、上ロールの軸受箱率と下ロールの軸受箱率とはほぼ同じであって、軸受箱率（上ロールと下ロールの軸受箱率の平均）が０の幅方向範囲と、０．２より大きい幅方向範囲を有する。後者の軸受箱率Ｒ_Ｂは、表１に示す通りである。また、この試験では、軸受箱率Ｒ_Ｂの幅方向範囲における比水量と、軸受箱率Ｒが０の幅方向範囲における比水量は同じである。

各試験で鋳造された鋳片の中心偏析を以下の方法で調べた。
第１に、鋳片を長手方向に対して垂直に切断した。第２に、Φ５ｍｍのドリル刃を用いて、該切断面を腐食させて現れた中心偏析痕に沿って１０ｍｍ間隔で深さ２０ｍｍ程度穿孔し、複数の切粉試料を採取した。第３に、上記第２で得られた切粉試料の炭素含有量Ｃ[ｗｔ％]を燃焼赤外線吸収法により測定した。第４に、上記第３で測定した複数の切粉試料の炭素含有量Ｃのうち最も高い値をＣ_ＭＡＸ[ｗｔ％]として記録した。第５に、同断面で、鋳片表面から鋳片の厚みの１／４だけ内側の位置（中心偏析が存在しない部位）で、上記第２と同様の方法で切粉試料を採取した。第６に、上記第５で得られた切粉試料の炭素含有量Ｃ_０[ｗｔ％]を測定し、上記第４で記録されたＣ_ＭＡＸ[ｗｔ％]との比Ｃ_ＭＡＸ/Ｃ_０を算出した。その結果を表１に示す。

Ｃ_ＭＡＸ／Ｃ_０が１．２以下だった試験を「○」と、Ｃ_ＭＡＸ／Ｃ_０が１．２より大きい試験を「×」と判定した。

表１の結果から、圧下勾配Ｔｐで圧下する区間の開始位置における係数（α／ｋ）^２が０．００１１以下で、終了位置における係数係数（α／ｋ）^２が０．００１３以上の場合に、Ｃ_ＭＡＸ／Ｃ_０≦１．２となることがわかった。つまり、メニスカス距離Ｍが、０．００１１Ｖｃ（Ｄ／２）^２≦Ｍ≦０．００１３Ｖｃ（Ｄ／２）^２である区間を、０．５〜１．２の圧下勾配Ｔｐで圧下することにより、軸受箱率Ｒ_Ｂが０．２より大きくても、偏析度Ｃ_ＭＡＸ／Ｃ_０を１．２以下とすることができる。

本実施形態の連続鋳造方法では、部分強冷却区間において、軸受箱率Ｒが０．５である幅方向範囲Ｓ１、Ｓ２に対する冷却水量（比水量）を、軸受箱率Ｒが０の幅方向範囲Ｔ１〜Ｔ３に対する冷却水量（比水量）よりも多くすることで、ロール面との接触による抜熱量が少ない部位に対する冷却水量が増加させている。これにより、軸受箱８ｂを通過した部位で凝固遅れが生じることを抑制できる。

また、本実施形態の連続鋳造方法では、たとえ吐出流の偏流によって鋳片幅方向端部で凝固遅れが生じた場合であっても、部分強冷却区間において、鋳片の幅方向両端部からＡ／４の範囲における比水量Ｗｅを、鋳片の幅方向両端部からＡ／４の範囲を除く範囲における比水量Ｗｍよりも１．１〜２．０倍多くしているため、鋳片幅方向端部における凝固遅れを解消できる。また、バルジング区間内において、所定のバルジング勾配Ｔｂおよびバジルング量Ｘｂでバルジングを行うため、未凝固部２０ｂの厚さを均一に近い状態にでき、鋳片幅方向端部における凝固遅れを解消できる。

したがって、軸受箱８ｂに起因する凝固遅れと、吐出流の偏流に起因する鋳片幅方向端部の凝固遅れを抑制できるため、スラブの幅方向の中心偏析のバラツキを抑制することができ、偏析度Ｃ_ＭＡＸ／Ｃ_０を１．１以下とすることができる。

上述したように、軸受箱率Ｒが０．２以下の場合、軸受箱による抜熱量の低下は無視できるレベルである（図８参照）。したがって、軸受箱率Ｒが全て０．２以下であれば、鋳片幅方向について冷却水量が均一であっても、中心偏析のバラツキの発生を抑制できる。しかし、軸受箱率Ｒを全て０．２以下にするには、分割位置の異なる複数種類のロールが必要となる。
本実施形態では、軸受箱率Ｒに応じて冷却水量を調整することで中心偏析のバラツキの発生を抑制するため、軸受箱率Ｒが０．２以上となる範囲があってもよい。そのため、使用するロールの種類を少なくできる。

次に、部分強冷却区間の終端を、メニスカス距離が１５ｍの位置に配置されたロールスタンドとした根拠とその効果について説明する。
図９のグラフは、伝熱凝固計算によるものであって、部分強冷却区間の終端位置を変えた場合における凝固完了時間の変化を示している。図９の縦軸は、部分強冷却区間の終端位置を０とした場合（幅方向について比水量を変化させない場合）の凝固完了時間との差を示している。この試験では、軸受箱がある幅方向範囲の軸受箱率Ｒを１とした。軸受箱率Ｒ＝０である幅方向範囲の比水量Ｗ_Ａと、軸受箱率Ｒ＝１．０である幅方向範囲の比水量Ｗ_Ｂとの比Ｗ_Ｂ／Ｗ_Ａは、２または３とした。その他の計算条件は、以下の通りである。

・鋳造速度Ｖｃ：１．２ m/min.
・鋳型の上端の短辺内寸Ｄ：２８０ mm
・全比水量Ｗ：１．３７ L/kg-steel
・ロール接触による鋳片表面の熱伝達係数ｈ：０．０４２cal/(cm²・s.・deg.)
・空冷による鋳片表面の熱伝達係数ｈ：０．０１１cal/(cm²・s.・deg.)
・水冷による鋳片表面の熱伝達係数ｈ：０．０２０〜０．０５７cal/(cm²・s.・deg.)
・凝固シェルの熱伝導率λ（Ｔ＝５００〜１６００℃）：０．０６４〜０．０９５cal/(cm・s.・deg.)

図９から明らかなように、Ｗ_Ｂ／Ｗ_Ａが２、３いずれの場合とも、部分強冷却区間の終端位置が１５ｍの場合と２０ｍの場合の凝固完了時間の差は３秒程度である。したがって、終端位置が１５ｍより大きくなると、凝固遅れを軽減する効果の増加幅は非常に小さくなることがわかる。

ここで、ロール接触と空冷と水冷による鋳片表面の熱伝達係数をｈとすると、鋳片冷却時の総熱抵抗θは、θ＝（Ｄ／λ）＋（１／ｈ）で表される。メニスカス距離が１５ｍ以下の領域では、凝固シェルの厚みＤが薄いため、鋳片からの抜熱に対しては、凝固シェルの熱伝達抵抗（Ｄ／λ）よりも、鋳片表面の熱伝達抵抗（１／ｈ）が支配的となる。一方、メニスカス距離が１５ｍを超える領域では、凝固シェルの厚みが厚くなるため、鋳片からの抜熱に対しては、鋳片表面の熱伝達抵抗（１／ｈ）よりも、凝固シェルの熱伝達抵抗（Ｄ／λ）が支配的となり、鋳片表面の熱伝達抵抗の変化（ロール接触とミストによる抜熱量の変化）は、凝固遅れにほとんど影響を及ぼさない。そのため、図９に示すように、部分強冷却区間の終端位置のメニスカス距離が１５ｍより大きくなると、凝固遅れを軽減する効果の増加幅は非常に小さくなる。

また、図９は、シェル厚が薄く、部分強冷却による効果が最も大きくなるＲ＝１．０の場合の計算結果である。軸受箱率Ｒが小さくなるほど部分強冷却による効果は小さくなるため、０．２＜Ｒ≦１．０においては、部分強冷却区間の終端位置のメニスカス距離を１５ｍとすれば、凝固遅れを十分に低減できる。

また、鋳片の幅方向端部の凝固遅れを低減するために、鋳片幅方向端部を中央部よりも冷却する区間についても、終端位置のメニスカス距離を１５ｍとすれば十分である。
図９は、０＜Ｒ≦１の範囲で、シェル厚が最も小さく、凝固完了時間の変化が最も大きくなるＲ＝１の場合の計算結果であるが、比水量比Ｗ_Ｂ／Ｗ_Ａによらず、終端位置のメニスカス距離が１５ｍと２０ｍでは凝固完了時間の差が小さくなる。この結果は、鋳片幅方向端部の凝固遅れを低減するために鋳片幅方向端部を中央部よりも強冷却する場合でも同様に適用でき、終端位置のメニスカス距離が１５ｍを超えると、凝固完了時間を変化させる効果は小さくなる。

したがって、本実施形態では、鋳型直下のロールスタンド４からメニスカス距離が１５ｍの位置に配置されたロールスタンド４までの区間である部分強冷却区間において、軸受箱８ｂを通過する部位と鋳片幅方向端部を強冷却することで、これらの部位での凝固遅れを抑制でき、中心偏析のバラツキを抑制することができる。
また、部分強冷却区間よりも下流側においては、冷却水量を幅方向に関して制御することは不要であり、冷却水量を無駄に多くする必要がない。

水量比Ｗ_Ｂ／Ｗ_Ａが、「１．２１Ｒ_Ｂ＋０．７６」よりも小さい場合、軸受箱を通過する部位における凝固遅れを十分に解消することができない。
また、水量比Ｗ_Ｂ／Ｗ_Ａが、「２．６１Ｒ_Ｂ＋１．１６」よりも大きい場合、軸受箱を通過する部位での凝固が進みすぎて、凝固完了までの時間が早くなりすぎるため、中心偏析にバラツキが生じる。
本実施形態では、水量比Ｗ_Ｂ／Ｗ_Ａを上述の（１）式を満たす値とすることにより、軸受箱を通過する部位での凝固遅れを抑制できる。

軸受箱率Ｒが０．２以下の幅方向範囲において、冷却水量が少なすぎる場合、ロール間でバルジングが生じるため、鋳片の内部に稲妻状の割れ（以下、稲妻状割れという）が生じやすくなる。
一方、軸受箱率Ｒが０．２以下の幅方向範囲において、冷却水量が多すぎる場合、鋳片表面に割れが発生しやすくなる。特に、炭素濃度Ｃが０．０８〜０．２[ｍａｓｓ％]の中炭素鋼と呼ばれる鋼の場合にこの表面割れが生じやすい。
本実施形態では、軸受箱率Ｒが０．２以下の幅方向範囲における冷却水量を適切な値とすることで、稲妻状割れと表面割れの発生を防止している。具体的には、軸受箱率Ｒが０．２以下の幅方向範囲における比水量Ｗ_Ａを、０．５〜１．５[Ｌ／ｋｇ-ｓｔｅｅｌ]の範囲内とすることで、稲妻状割れと表面割れの発生を防止できる。

水量比Ｗｅ／Ｗｍが、１．１より小さい場合、鋳片の幅方向端部における凝固遅れを十分に解消することができない。
また、水量比Ｗｅ／Ｗｍが、２．０より大きい場合、鋳片幅方向端部の過冷却が原因で鋳片幅方向端部において表面割れが生じたり、鋳片の幅方向中央部の冷却不足が原因で鋳片の幅方向中央部において稲妻状割れが生じたりしやすくなる。
本実施形態では、水量比Ｗｅ／Ｗｍを、１．１以上２．０以下とすることにより、表面割れおよび稲妻状割れの発生を抑制しつつ、鋳片幅方向端部における凝固遅れを抑制できる。

鋳片がメニスカスを通過してからの時間ｔが５ｍｉｎ．未満の区間において、バルジングを行った場合、図１０（ａ）に示すように、凝固シェルの厚みが薄いため、未凝固部の静圧によって凝固シェルが変形するときに凝固シェルのコーナー近傍部に幅方向の引張り歪がかかるため、鋳片のコーナー近傍部に水平割れが発生しやすくなる。なお、図１０（ａ）中、水平割れの発生しやすい箇所に、ドットのハッチングを表示した。
また、鋳片がメニスカスを通過してからの時間ｔが１０ｍｉｎ．を超える区間においてバルジングを行った場合、図１０（ｂ）に示すように、凝固シェルの厚みが厚いため、未凝固部の静圧によって凝固シェルが変形するときに、短辺の凝固シェルにかかる鋳片厚み方向の引張り歪が大きくなるため、鋳片の幅方向端部の厚み方向中央部に水平割れが発生しやすくなる。なお、図１０（ｂ）中、水平割れの発生しやすい箇所に、ドットのハッチングを表示した。
本実施形態では、鋳片がメニスカスを通過してからの時間ｔが５〜１０ｍｉｎ．である区間においてバルジングを行うことにより、水平割れの発生を抑制できる。

バルジング量Ｘｂが３．０ｍｍより小さい場合、鋳片の幅方向端部における凝固遅れを十分に解消することができない。
また、バルジング量Ｘｂが５．０ｍｍより大きい場合、鋳片の幅方向端部に水平割れが生じやすい。
本実施形態では、バルジング量Ｘｂを、３．０≦Ｘｂ≦５．０とすることにより、水平割れの発生を抑制しつつ、鋳片幅方向端部において凝固遅れが生じるのを抑制できる。

バルジング勾配Ｔｂが２．０ｍｍ／ｍｉｎ．よりも大きい場合、鋳片の幅方向端部に水平割れが発生しやすくなる。
本実施形態では、バルジング勾配Ｔｂを、２．０ｍｍ／ｍｉｎ．以下とすることにより、水平割れの発生を抑制できる。

本実施形態の連続鋳造方法では、鋳片幅方向端部を強冷却するため、鋳片幅方向端部の凝固の進行度合いが中央部よりも進む場合（例えば、幅方向端部の凝固完了点が中央部よりも１ｍ程度メニスカス側）があるが、この場合であっても、鋳片の幅方向端部および中央部の中心偏析は悪化しない。これは、凝固末期に圧下勾配Ｔｐで圧下行う際、鋳片の幅方向中央部は幅方向端部に比べて短辺の凝固シェルの影響を受けないため、中央部の圧下を効率よく実施でき、中央部の偏析度Ｃ/Ｃ_０を１．１以下とすることができるためである。

以上、本発明の好適な実施形態を説明したが、上記の実施形態は以下のように変更して実施することができる。

上記実施形態では、軸方向に２分割されたロールが用いられているが、３分割以上されたロールを用いてもよい。

上記実施形態では、１つのロール対５を構成する上ロール６と下ロール７の軸受箱８ｂは、左右対称な位置に配置されているが、対向する位置に配置されていてもよい。

上記実施形態形態では、分割位置が左右対称の２本の２分割型ロールを鋳造方向に交互に配置している。つまり、分割位置が１種類のロールのみを用いているが、分割位置の異なる複数種類のロールを用いてもよい。
例えば図１１に示すように、２分割型ロール３１と、この２分割型ロールの分割位置と異なる位置で３分割された３分割型ロール３２とを用いてもよい。軸受箱率は、部分強冷却区間における２分割型ロール３１の本数と３分割型ロール３２の本数の比率によって異なる。部分強冷却区間のロール３１、３２の比率が図１１に示す比率と同じである場合、３分割型ロール３２の軸受箱８ｂのある幅方向範囲Ｓ１１、Ｓ１３、Ｓ１４、Ｓ１６の軸受箱率Ｒは０．２６であり、２分割型ロール３２の軸受箱８ｂのある幅方向範囲Ｓ１２、Ｓ１５の軸受箱率Ｒは、０．２１である。また、部分強冷却区間のうち、幅方向範囲Ｓ１１〜Ｓ１６以外の範囲における比水量Ｗ_Ａは、０．５〜１．５[Ｌ／ｋｇ-ｓｔｅｅｌ]の範囲内であって、部分強冷却区間のうち、幅方向範囲Ｓ１１、Ｓ１３、Ｓ１４、Ｓ１６における比水量Ｗ_Ｂ１は、１．０７≦Ｗ_Ｂ１／Ｗ_Ａ≦１．８４を満たす値である。また、部分強冷却区間のうち、幅方向範囲Ｓ１２、Ｓ１５における比水量Ｗ_Ｂ２は、１．０１≦Ｗ_Ｂ２／Ｗ_Ａ≦１．７１を満たす値である。

また、分割位置の異なる複数種類のロールを用いた場合に、軸受箱のある幅方向範囲の少なくとも１つにおいて軸受箱率が０．２以下となった場合、この範囲の比水量は、軸受箱率が０である幅方向範囲の比水量と同じとする。つまり、０．５〜１．５[Ｌ／ｋｇ-ｓｔｅｅｌ]の範囲内とする。
軸受箱率が０．２以下の幅方向範囲では、軸受箱８ｂによる抜熱量の低下は無視できるレベルであるため（図８のグラフ参照）、軸受箱率が０．２以下の幅方向範囲の比水量を、軸受箱率が０の幅方向範囲の比水量よりも多くする必要はない。

上記実施形態では、鋳片幅方向に並んだ複数のノズルを異なるヘッダーに接続して、ヘッダーに供給する水量を調整することで、冷却水量を幅方向に変化させているが、冷却水量を幅方向に変化させるための構成はこれに限定されない。例えば、強冷却する領域に配置されたノズルの水が通過する孔径（例えば噴霧孔の径）を同列の他のノズルよりも大きくするか、もしくは、強冷却する領域に配置された２つ以上のノズルのピッチを、同列の他のノズルのピッチよりも狭くする。この２つの変更例の場合、同列のノズルは同一ヘッダーに接続する。

上記実施形態は、垂直曲げ型の連続鋳造機を用いて、本発明の連続鋳造方法を実施した一例であるが、曲げ型、または、垂直型の連続鋳造機を用いて本発明を実施することもできる。

次に、本発明の実施例と比較例について説明する。
実施例１〜５７の鋳造条件を表３に示し、比較例１〜５０を表４に示す。

各試験の炭素濃度Ｃ[ｍａｓｓ％]、鋳型上端の短辺内寸Ｄ[ｍｍ]、鋳造速度Ｖｃ[ｍ／ｍｉｎ．]、全比水量Ｗ[Ｌ／ｋｇ-ｓｔｅｅｌ]、圧下勾配Ｔｐ[ｍｍ／ｍ]、および圧下勾配Ｔｐで圧下する圧下区間の開始位置と終了位置のメニスカス距離[ｍ]を、表３、４に示す。なお、表３、４中の炭素濃度Ｃのａ〜ｃ、鋳型の短辺内寸Ｄのａ〜ｃ、および圧下勾配Ｔｐのａ〜ｄの数値は、表５に示す通りである。なお、各試験の圧下区間の上流端のメニスカス距離は、０．００１１Ｖｃ(Ｄ／２)^２以上であって、下流端のメニスカス距離は、０．００１３Ｖｃ(Ｄ／２)^２以下である。

実施例および比較例では、上ロールの軸受箱率Ｒと下ロールの軸受箱率Ｒとはほぼ同じであって、軸受箱率（上ロールと下ロールの軸受箱率の平均）が０の幅方向範囲と、０．２より大きい幅方向範囲を有する。後者の軸受箱率Ｒ_Ｂは、表３、４に示す通りである。

また、表３、４中のＷ_Ａは、部分強冷却区間のうち軸受箱率Ｒが０である幅方向範囲における比水量（Ｌ／ｋｇ-ｓｔｅｅｌ）を示している。なお、部分強冷却区間の定義は上記実施形態で述べた通りである。また、表３、４中のＷ_Ｂは、部分強冷却区間のうち軸受箱率Ｒ_Ｂの幅方向範囲における比水量（Ｌ／ｋｇ-ｓｔｅｅｌ）を示している。水量比Ｗ_Ｂ／Ｗ_Ａを表３、４に表示した。また、表３、４に、本発明のＷ_Ｂ／Ｗ_Ａの下限値である１．２１Ｒ_Ｂ＋０．７６の値と、本発明のＷ_Ｂ／Ｗ_Ａの上限値である２．６１Ｒ_Ｂ＋１．１６の値を表示した。また、表３、４には、Ｗ_Ｂ／Ｗ_Ａが、１．２１Ｒ_Ｂ＋０．７６から２．６１Ｒ_Ｂ＋１．１６までの範囲のうちの下限側の１／３の範囲にある場合に、「Ｌ」を表示し、上限側の１／３の範囲にある場合に「Ｈ」を表示し、中間の１／３の範囲にある場合に「Ｍ」を表示し、１．２１Ｒ_Ｂ＋０．７６より小さい場合に「↓」を表示すると共にＷ_Ｂ／Ｗ_Ａの欄に灰色で網掛けし、し、２．６１Ｒ_Ｂ＋１．１６よりも大きい場合に「↑」を表示すると共にＷ_Ｂ／Ｗ_Ａの欄に灰色で網掛けした。

また、表３、４中のＷｅは、部分強冷却区間のうち鋳片の幅方向両端部からＡ／４の範囲における比水量（Ｌ／ｋｇ-ｓｔｅｅｌ）を示しており、Ｗｍは、鋳片の幅方向両端部からＡ／４の範囲を除く範囲における比水量を示している。なお、Ａは、鋳型上端の長辺内寸（ｍ）である。水量比Ｗｅ／Ｗｍを表３、４に表示した。また、表４には、Ｗｅ／Ｗｍが、１．１より小さい場合または、２．０より大きい場合に、Ｗｅ／Ｗｍの欄に灰色で網掛けした。

また、実施例と比較例１〜４８ではバルジングを行った。バルジング区間の開始位置におけるメニスカス通過後時間ｔ[ｍｉｎ．]と、バルジング区間の終了位置におけるメニスカス通過後時間ｔ[ｍｉｎ．]は、表３、４に示す通りである。バルジング区間の開始位置のメニスカス通過後時間ｔが５ｍｉｎ．より小さい場合または１０ｍｉｎ．より大きい場合に、時間ｔの欄に灰色で網掛けした。また、表３、４には、バルジング区間におけるバルジング量Ｘｂ[ｍｍ]と、最大バルジング勾配Ｔｂ[ｍｍ／ｍｉｎ．]を表示した。バルジング量Ｘｂが、３．０ｍｍより小さい場合または５．０ｍｍより大きい場合に、Ｘｂの欄に灰色で網掛けした。また、最大バルジング勾配Ｔｂが、２．０ｍｍ／ｍｉｎ．を超える場合に、Ｔｂの欄に灰色で網掛けした。

また、比較例３６では、図１２に示すように、バルジングの途中で、一旦ロールギャップを狭めている。つまり、バルジングの途中に、Ｔｂ＜０となる区間がある。

＜鋳片幅方向中央部の中心偏析の評価方法＞
実施例および比較例で鋳造された鋳片の幅方向中央部の中心偏析と、幅方向端部の中心偏析を以下の方法で調べた。
表１の試験の中心偏析の分析手法と第３の手順まで同様に行った後、第４に、鋳片の幅方向端部からＡ／４の範囲を除く範囲で採取された切粉試料の炭素含有量Ｃうち最も高い値をＣ中央部_ＭＡＸ[ｗｔ％]として記録した。また、鋳片の幅方向端部からＡ／４の範囲で採取された切粉試料の炭素含有量Ｃうち最も高い値をＣ端部_ＭＡＸ[ｗｔ％]として記録した。第５に、同断面で、鋳片表面から鋳片の厚みの１／４だけ内側の位置（中心偏析が存在しない部位）で、上記第２と同様の方法で切粉試料を採取した。第６に、上記第５で得られた切粉試料の炭素含有量Ｃ_０[ｗｔ％]を測定して、Ｃ中央部_ＭＡＸ/Ｃ_０とＣ端部_ＭＡＸ/Ｃ_０をそれぞれ算出した。その結果を表３、４に示す。

Ｃ中央部_ＭＡＸ／Ｃ_０が１．１以下だった試験を「○」と、Ｃ中央部_ＭＡＸ／Ｃ_０が１．１を超えた試験を「×」と評価した。Ｃ端部_ＭＡＸ／Ｃ_０についても同様に評価した。なお、Ｃ_ＭＡＸ／Ｃ_０が１．１以下であれば、実用上、品質に問題がない最終製品を製造することができる。

＜凝固遅れ度の評価方法＞
実施例および比較例で鋳造された鋳片について、幅方向端部の凝固遅れを定量的に評価するために、凝固遅れ度を定義して測定を行った。
鋳片を長手方向に対して垂直に切断して得られる切断面を過硫酸アンモニウム水溶液で腐食させて、切断面に現れる負偏析線（ホワイトバンド）に基づいて、下記式により凝固遅れ度（％）を算出した。なお、負偏析線とは、凝固中のシェルの前方の溶質が溶鋼流動により洗浄されて現われる線状組織であり、凝固シェルの成長の様子を表す。下記式中のｄ１[ｍｍ]は、鋳片短辺から５ｃｍ離れた位置における負偏析線と鋳片長辺との距離であり、下記式中のｄ２[ｍｍ]は、負偏析線が鋳片長辺に最も近接した位置における負偏析線と鋳片長辺との距離である。
凝固遅れ度（％）＝｛（ｄ１−ｄ２）／ｄ１｝×１００

＜稲妻状割れの評価方法＞
実施例および比較例で鋳造された鋳片について、稲妻状割れの有無を調べた。
具体的には、鋳片を長手方向に対して垂直に切断して得られる切断面を過硫酸アンモニウム水溶液で腐食させて、切断面に稲妻状の割れが有るかどうか目視で検査した。鋳片厚み方向に２ｍｍ以上の稲妻状の割れが有った場合に、稲妻状割れ有りと評価した。割れ有りの場合に「○」、無しの場合に「×」を表３、４に表示した。

＜表面割れの評価方法＞
実施例および比較例で鋳造された鋳片について、表面割れの有無を調べた。
具体的には、鋳片を鋳造方向長さ５．５〜１２．５ｍに切断して得られたスラブを約２０℃まで空冷し、その上面（鋳造経路Ｑの水平領域において上側となる面）に、鋳造方向に沿った割れが有るかどうか目視で検査した。鋳造方向長さが１０ｍｍ以上の割れが有った場合に、表面割れ有りと評価した。割れ有りの場合に「○」、無しの場合に「×」を表３、４に表示した。

＜水平割れの評価方法＞
実施例および比較例で鋳造された鋳片について、水平割れの有無を調べた。
具体的には、鋳片を長手方向に対して垂直に切断して得られる切断面を過硫酸アンモニウム水溶液で腐食させて、幅方向両端部からＤ／２の範囲で切断面に幅方向に平行な割れが有るかどうか目視で検査した。幅方向長さが５ｍｍ以上の割れが有った場合に、水平割れ有りと評価した。割れ有りの場合に「○」、無しの場合に「×」を表３、４に表示した。

表３に示すように、実施例１〜５７ではＣ中央部_ＭＡＸ／Ｃ_０、Ｃ端部_ＭＡＸ／Ｃ_０とも、１．１以下であって、中心偏析のバラツキが抑制されている。また、表４に示すように、比較例１〜３９ではＣ中央部_ＭＡＸ／Ｃ_０が、１．１を超えており、比較例１、２、３４、３５、４３、４７、４９、５０では、Ｃ端部_ＭＡＸ／Ｃ_０が、１．１を超えている。また、比較例４０、４２では、Ｃ_ＭＡＸ／Ｃ_０が１．１以下であるものの、稲妻状割れが生じた。また、比較例４１では、Ｃ_ＭＡＸ／Ｃ_０が１．１以下であるものの、表面割れが生じた。また、比較例４４〜４６、４８では、Ｃ_ＭＡＸ／Ｃ_０が１．１以下であるものの、水平割れが生じた。

１ 連続鋳造機
３ 鋳型
４ ロールスタンド
５ ロール対
６ 上ロール
７ 下ロール
８ａ、８ｂ 軸受箱
１６、１７ ノズル
２０ 鋳片

Claims (1)

1. 鋳造方向に沿って並設された複数のロール対を備えるスラブ用連続鋳造機を用いて、連続鋳造する方法であって、
   前記ロール対は、鋳片を挟んで対向配置される２つのロールで構成され、複数対ごとにロールスタンドに設置され、
   前記ロールは、鋳片幅方向に２〜４分割されると共に分割位置で軸受箱に支持されており、
   炭素濃度Ｃが、０．０３〜０．６０[ｍａｓｓ％]であり、
   鋳型上端における短辺内寸Ｄが、２８０〜３１０[ｍｍ]であり、
   鋳造速度Ｖｃが、０．７０〜１．３０[ｍ／ｍｉｎ．]であり、
   メニスカス距離Ｍ[ｍ]が０．００１１Ｖｃ(Ｄ／２)^２≦Ｍ≦０．００１３Ｖｃ(Ｄ／２)^２である第１区間における圧下勾配Ｔｐ[ｍｍ／ｍ]が、０．５≦Ｔｐ≦１．２であり、
   鋳型直下から最下流ロールまでの比水量が、０．５〜１．５[Ｌ／ｋｇ-ｓｔｅｅｌ]であって、
   鋳型直下のロールスタンドからメニスカス距離が１５ｍの位置に配置されたロールスタンドまでの第２区間に鋳造方向に並設された複数のロールについて、鋳片幅方向位置において、前記ロールの全本数に対する、その幅方向位置に軸受箱が存在するロールの本数の比率を軸受箱率Ｒとし、
   前記第２区間の０≦Ｒ≦０．２である幅方向範囲における比水量をＷ_Ａ[Ｌ／ｋｇ-ｓｔｅｅｌ]とし、
   前記第２区間の０．２＜Ｒ≦１である幅方向範囲における比水量をＷ_Ｂ[Ｌ／ｋｇ-ｓｔｅｅｌ]、軸受箱率ＲをＲ_Ｂとすると、
   ０．５≦Ｗ_Ａ≦１．５であって、下記（１）式を満たし、
   １．２１Ｒ_Ｂ＋０．７６≦Ｗ_Ｂ／Ｗ_Ａ≦２．６１Ｒ_Ｂ＋１．１６ ・・・（１）
   鋳型上端における長辺内寸をＡとし、
   前記第２区間における鋳片の幅方向両端部からＡ／４の範囲での比水量をＷｅ[Ｌ／ｋｇ-ｓｔｅｅｌ]とし、鋳片の幅方向両端部からＡ／４の範囲を除く範囲での比水量をＷｍ[Ｌ／ｋｇ-ｓｔｅｅｌ]とすると、
   １．１≦Ｗｅ／Ｗｍ≦２．０であって、
   鋳片がメニスカスを通過してからの時間ｔ[ｍｉｎ．]が５≦ｔ≦１０である第３区間において、ロールギャップを徐々に広げてバルジングを行い、
   バルジング量Ｘｂ[ｍｍ]が、３．０≦Ｘｂ≦５．０であり、
   バルジング勾配Ｔｂ[ｍｍ／ｍｉｎ．]が、Ｔｂ≦２．０であることを特徴とする、スラブ幅方向の中心偏析のバラツキを抑制する連続鋳造方法。

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