JP2016036821A - 連続鋳造方法 - Google Patents

Abstract

【課題】Ｎｉ含有鋼の鋳片表面温度のばらつきを抑止する。
【解決手段】止水区間において、軸受箱率Ｒ＜０．２の幅方向位置では空気量Ｑ₂（２０Ｎｍ³／(ｍ²・Ｈｒ)≦Ｑ₂≦４０Ｎｍ³／(ｍ²・Ｈｒ)）で冷却する。軸受箱率Ｒ≧０．２の幅方向位置では、Ｒ＝０との鋳片表面温度差が大きくなる可能性があるため、予測鋳片表面温度差Ｔｅを算出する。予測鋳片表面温度差Ｔｅ≦３５の場合、その位置を空気量Ｑ₂（２０Ｎｍ³／(ｍ²・Ｈｒ)≦Ｑ₂≦４０Ｎｍ³／(ｍ²・Ｈｒ)）で冷却する。一方、予測鋳片表面温度差Ｔｅ＞３５の場合、別の空気量Ｑ₁で冷却する。空気量Ｑ₁は予測鋳片表面温度差Ｔｅ、鋳造速度Ｖｃ及び軸受箱率Ｒを基に算出した量である。止水区間は、曲げ完了位置から矯正完了位置までの区間において曲げ完了位置から矯正完了位置の上流側３ｍの位置までの範囲を少なくとも含む領域である。
【選択図】図４

Description

本発明は、止水区間において所定の空気量で鋳片を冷却するＮｉ含有鋼の鋳造方法に関する。

Ｎｉ含有鋼は他の鋼種に比べて内部割れや表面割れ等が発生しやすい。そこで、従来よりＮｉ含有鋼で割れの発生を防止する鋳造方法が提案されている（特許文献１,２参照）。特許文献１,２では鋳片の冷却方法を規定している。

また、Ｎｉ含有鋼では鋳片温度の低下を抑止するため、二次冷却帯に水量をゼロとする止水区間（空冷区間）を設けることがある。止水区間では鋳片を空気冷却することにより緩冷している。特許文献３はＮｉ含有鋼に限定するものではないが、二次冷却帯に水冷区間と空冷区間を設けた方法が記載されている。

ところで、連続鋳造機には、鋳造方向に沿って複数のロールが並設されている。各ロールは鋳片幅方向に２以上に分割され、分割位置に軸受箱が配置されている。軸受箱が配置された部分（以下「軸受箱部」と称する）では鋳片にロールが接触しないため、抜熱量が少ない。これにより、鋳片の軸受箱部とロール接触部とで温度差が生じる。

また、二次冷却水が鋳片表面に滞留し、鋳片と軸受箱との間を通過して下流に流れることがある。二次冷却水が流れた部分では過冷却されることにより、鋳片温度が低下する。これによっても鋳片の軸受箱部とロール接触部とで温度差が生じる。

このように軸受箱に起因して鋳片表面温度が鋳片幅方向にばらつくと、内部割れや表面割れ等が発生する。その結果、Ｎｉ含有鋼の品質が低下する。

なお、軸受箱に起因するものではないが、鋳片表面温度がばらつくことは従来より問題とされている。この問題を解決する方法が特許文献４,５で提案されている。

特許文献４では「１００℃以上の温度の熱水を、絞り１１を設置した枝管１２を通すことによって、予め微細な水滴の熱水としてノズル５から噴射する」ことにより鋳片を均一に冷却している。
また、特許文献５では「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、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」ようにしている。

また、特許文献６,７には、軸受箱による鋳片表面温度のばらつきを防止する方法が記載されている。
特許文献６では二次冷却帯において「噴射した気体の少なくとも一部を、ロールチョックと鋳片との隙間を鋳造方向下流側から鋳造方向上流側に向かう気体流となし、該気体流によって、連続鋳造中の鋳片表面に溜まる、前記冷却水の残留水が、ロールチョックと鋳片との隙間を流下することを抑制しながら鋳片を二次冷却する」。
また、特許文献７では炭素濃度Ｃが０．０３〜０．６０[ｍａｓｓ％]の炭素鋼を対象とし、「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」であり、Ｗ_B／Ｗ_Aが下記（１）式を満たすようにしている。
１．２１Ｒ_B＋０．７６≦Ｗ_B／Ｗ_A≦２．６１Ｒ_B＋１．１６ ・・・（１）

特開平１０−１６６２１６号公報 特開平８−１０９１９号公報 特開昭５３−４２１３３号公報 特開昭６１−４９７６０号公報 特開２０１３−８６１０７号公報 特開２０１１−２００８９３号公報 特開２０１３−１１９０９９号公報

しかし、特許文献４〜６には軸受箱が鋳片表面温度にどのように影響するかが記載されていない。また、軸受箱数との関係で冷却方法をどのように改善すべきかが考慮されていない。したがって、特許文献４〜６の方法では軸受箱に起因する鋳片表面温度のばらつきを解消できない。
また、特許文献４〜６は主に水冷却の改善方法であるが、Ｎｉ含有鋼では上述したように空気冷却を行うことがある。水冷却と空気冷却とは異なるため、特許文献４〜６の水冷条件をＮｉ含有鋼の空気冷却に適用することはできない。

なお、特許文献７では軸受箱との関係で冷却水量比を規定しているが、水冷却と空気冷却とは異なるため、上記と同様に特許文献７の冷却水量比をＮｉ含有鋼の空気冷却に適用できない。
また、特許文献７では炭素鋼を対象としているが、炭素鋼とＮｉ含有鋼では性質が異なり、それによって冷却条件が異なることは広く知られている。したがって、特許文献７の炭素鋼の冷却条件をＮｉ含有鋼の空気冷却に適用することはできない。

このように特許文献４〜７の方法ではＮｉ含有鋼において軸受箱に起因する鋳片表面温度のばらつきを抑止できない。

そこで、本発明の目的は、Ｎｉ含有鋼において鋳片表面温度が鋳片幅方向にばらつくことを抑止可能な方法を提供することである。

本発明の連続鋳造方法は、鋳造方向に並設された複数のロールを備えた垂直曲げ型連続鋳造機を用いた方法であり、前記ロールは、鋳片幅方向に２以上に分割されているとともに、各分割位置に配置された軸受箱を有している。
Ｎｉ含有量が６〜１０ｍａｓｓ％のＮｉ含有鋼を、鋳造速度Ｖｃが０．７〜１．３ｍ／ｍｉｎで鋳造する際に、
鋳型直下から曲げ完了位置までの比水量を０．０９〜０．３３ｌ／ｋｇとし、
曲げ完了位置から矯正完了位置までの区間において曲げ完了位置から矯正完了位置の上流側３ｍの位置までの範囲を少なくとも含む領域を、二次冷却水量がゼロであり且つ空気冷却する止水区間とする。
前記止水区間において、所定の幅方向位置における、鋳造方向に並設されたロールの全数に対する、軸受箱が存在するロールの数の比率を軸受箱率Ｒとするとき、
鋳片の幅両端から幅中央に向かって１００ｍｍの範囲を除く鋳片幅方向領域において、
曲げ完了位置における、軸受箱率Ｒ＝０の幅方向位置での鋳片表面温度と軸受箱率Ｒ≧０．２の幅方向位置での鋳片表面温度とを測定し、これらの温度差Ｔｍを算出し、
矯正開始位置における、軸受箱率Ｒ＝０の幅方向位置での鋳片表面温度と軸受箱率Ｒ≧０．２の幅方向位置での鋳片表面温度との予測鋳片表面温度差Ｔｅを算出し、ここで、Ｔeは下記（１）式から算出できる。
Ｔｅ＝Ｔｍ＋Ｌ₁×Ｖｃ＋Ｌ₂ ・・・（１）
ここで、Ｌ₁＝−９７．６×Ｒ＋１６．９
Ｌ₂＝１８１．５×Ｒ−２０．７ である
前記止水区間では、
軸受箱率Ｒ≧０．２の幅方向位置であり且つＴｅ＞３５を満たす幅方向位置で下記（２）式を満足する空気量Ｑ₁の空気冷却を実施し、
［Ｋ×（α₁×Ｔｅ²＋β₁×Ｔｅ＋γ₁）]≦Ｑ₁≦［Ｋ×（α₂×Ｔｅ²＋β₂×Ｔｅ＋γ₂）]・・・（２）
ここで、Ｑ₁：空気量（Ｎｍ³／(ｍ²・Ｈｒ)）
Ｋ ：−１．８２×｛（ｄ^-0.5×ｈ^-1）／７９．１｝＋２．８２
ｄ ：冷却用ノズルの先端開口部の円相当径
ｈ ：ノズルから鋳片までの距離
Ｒ ：止水区間の軸受箱率
α₁：（１．６５×Ｒ−０．１０）×Ｖｃ＋（−５．６０×Ｒ＋２．２４）
β₁：（−９０．６５×Ｒ＋７．５１）×Ｖｃ＋（３５６．７６×Ｒ−１４２．０５）
γ₁：（１１１２．２６×Ｒ−９４．２０）×Ｖｃ＋（−５６０７．５１×Ｒ＋２２２７．８９）
α₂：（１．６４×Ｒ−０．１０）×Ｖｃ＋（−５．６０×Ｒ＋２．２３）
β₂：（−７５．９１×Ｒ＋４．６７）×Ｖｃ＋（３１０．２１×Ｒ−１２１．９５）
γ₂：（７７９．４７×Ｒ−７０．２９）×Ｖｃ＋（−４２５７．７７×Ｒ＋１６７８．９４）
軸受箱率Ｒ≧０．２の幅方向位置であり且つＴｅ≦３５を満たす幅方向位置、及び軸受箱率Ｒ＜０．２の幅方向位置で下記（３）式を満足する空気量Ｑ₂の空気冷却を実施する。
２０Ｎｍ³／(ｍ²・Ｈｒ)≦Ｑ₂≦４０Ｎｍ³／(ｍ²・Ｈｒ)・・・（３）

本発明では二次冷却帯に水冷区間と空冷区間（止水区間）とを設け、空冷区間（止水区間）の空気量Ｑ₁,Ｑ₂を「軸受箱率Ｒ」及び「予測鋳片表面温度差Ｔｅ」を基に各幅方向位置で変えている。
「予測鋳片表面温度差Ｔｅ」により鋳片表面温度がばらつくかを予測することができ、「予測鋳片表面温度差Ｔｅ」が大きい場合は、鋳片表面温度のばらつきを小さくする「空気量Ｑ₂」で鋳片を空冷する。「空気量Ｑ₂」は、「鋳造速度Ｖｃ」、「軸受箱率Ｒ」及び「予測鋳片表面温度差Ｔｅ」を基に算出したものである。
このような方法で鋳片を空気冷却することにより、Ｎｉ含有鋼において軸受箱に起因した鋳片表面温度のばらつきを抑止できる。これにより、表面割れや内部割れ等の発生を抑止できるため、鋳片を幅方向全体にわたって高品質にすることができる。

連続鋳造機の構成を示す模式断面図である。 止水区間を説明する模式図である。 止水区間及び止水区間後の冷却長さを説明する模式図である。 止水区間の一部（基準側）を示す模式図である。 止水区間の冷却方法のフローチャートである。 従来の鋳片表面温度と本発明の鋳片表面温度とを説明する図である。 鋳片表面温度の測定方法を説明する図である。 止水区間で空気冷却を実施する領域を説明する図である。 予測鋳片表面温度Ｔｅを求めるために行った実験結果を示す図である。 空気量を説明する図である。 ノズル詰り発生率と空気量との関係を示す図である。 空気量Ｑ₁を求めるために行った実験結果を示す図である。 空気量Ｑ₁の上限を求める実験結果を示す図である。 空気量Ｑ₁の上限を求める実験結果を示す図である。 空気量Ｑ₁の上限を求める実験結果を示す図である。 空気量Ｑの比率とｄ^-0.5×ｈ^-1の比率との関係を示す図である。 空気量Ｑ₁の下限を求める実験結果を示す図である。 空気量Ｑ₁の下限を求める実験結果を示す図である。 空気量Ｑ₁の下限を求める実験結果を示す図である。 止水区間（基準側）の一例を示す模式図である。 空気量Ｑと予測鋳片表面温度Ｔｅとの関係を示す図（Ｖｃ＝０．７ｍ/ｍｉｎ）である。 空気量Ｑと予測鋳片表面温度Ｔｅとの関係を示す図（Ｖｃ＝１．０ｍ/ｍｉｎ）である。 空気量Ｑと予測鋳片表面温度Ｔｅとの関係を示す図（Ｖｃ＝１．３ｍ/ｍｉｎ）である。 ノズル直径ｄの算出方法を説明する図である。 ノズルから鋳片までの距離ｈを示す図である。

以下、本発明の好適な実施形態について説明する。

連続鋳造機１００は、図１に示すように、垂直曲げ型連続鋳造機であって、タンディッシュ１と、タンディッシュ１の底部に取り付けられた浸漬ノズル２と、浸漬ノズル２の下部が配置された鋳型３と、鋳型３の直下から鋳造経路Ｐに沿って設けられた複数のロールを有するロール群４とを備えている。鋳型３には平面視において略矩形状の開口が形成されており、スラブ（例えば、厚み２３０〜２８０ｍｍ、幅１２３０〜２１００ｍｍの鋳片）を鋳造可能である。本実施形態では、Ｎｉ含有量が６〜１０ｍａｓｓ％であるＮｉ含有鋼を鋳造する。

鋳造経路Ｐは、垂直方向に延在した垂直部１１と、垂直部１１から緩やかに湾曲した曲げ部１２と、曲げ部１２に連接した円弧部１３と、円弧部１３の下流に設けられた矯正部１４と、矯正部１４から水平方向に延在した水平部１５とを有している。本実施形態では、鋳造経路Ｐの一方側（鋳片の下側に対応）を「基準側」と呼び、鋳造経路Ｐの他方側（鋳片の上側に対応）を「反基準側」と呼ぶ。また、鋳造経路Ｐに沿って鋳型３に近い側を上流側と呼び、鋳型３に遠い側を下流側と呼ぶ。

ロール群４は、鋳造方向に沿って並設された複数のロール対１６を備えている。ロール対１６は、鋳片を挟んで互いに反対側に配置された基準側ロール１７と反基準側ロール１８とを有している。基準側ロール１７は鋳造経路Ｐの一方側（鋳片の下側に対応）に配置され、反基準側ロール１８は鋳造経路Ｐの他方側（鋳片の上側に対応）に配置されている。ロール対１６は、鋳造経路Ｐに沿って配置されたロールスタンドに設けられている。

鋳造方向に隣り合う基準側ロール１７,１７の間には冷却ノズル５が配置されている（図１参照）。また、鋳造方向に隣り合う反基準側ロール１８,１８の間にも冷却ノズル５が配置されている。本実施形態では冷却ノズル５が配置された区間を「二次冷却帯」と呼び、冷却ノズル５から噴霧される冷却水を「二次冷却水」と呼ぶ。

タンディッシュ１内の溶鋼６を、浸漬ノズル２を介して鋳型３内に注入すると、溶鋼６は鋳型３内で冷却され（一次冷却）、凝固シェルを形成しながら下方へ引き抜かれる。そして、内部まで凝固することにより鋳片が鋳造される。

鋳造速度Ｖｃは０．７〜１．３ｍ／ｍｉｎとする。鋳造速度Ｖｃが０．７ｍ／ｍｉｎ未満と遅い場合は、冷却時間が長くなるため、鋳片に負荷がかかる矯正部１４通過時に鋳片表面温度が大きく低下する。これにより表面割れが発生する。一方、鋳造速度が１．３ｍ／ｍｉｎを超える場合、凝固シェル厚みが薄いため、鋳片がバルジングしやすい。これにより内部割れが発生する。

ところで、鋳片に曲げや矯正等の負荷がかかると表面割れや内部割れ等が発生しやすい。特に鋳片温度が脆化温度域にあるときに鋳片に負荷がかかると、割れがより発生しやすい。そこで鋳片に負荷がかかる区間では、鋳片温度を脆化温度域から外す必要がある。Ｎｉ含有鋼では脆化温度域が低温側に拡大するため、脆化温度域を回避するには鋳片温度を高温側にするとよい。また、二次冷却水を噴霧している場合、二次冷却水が鋳片への溜まり水や垂れ水となって、鋳片表面温度が低下する原因となる。そこで、本実施形態では、二次冷却帯に二次冷却水をゼロとする「止水区間」を設ける（図１参照）。この区間で鋳片を緩冷することにより、鋳片温度の低下を抑えて脆化温度域を回避する。また、溜まり水や垂れ水が生じるのを抑止する。

本実施形態では二次冷却水をゼロとする区間を「止水区間」と呼ぶのに対し、鋳片に二次冷却水を噴霧する区間を「水冷区間」と呼ぶ（図１参照）。以下に「水冷区間」及び「止水区間」について説明する。

〈水冷区間〉
鋳型３直下から曲げ部１２完了位置までを「水冷区間」とする。この区間では比水量（二次冷却水量）を０．０９〜０．３３ｌ／ｋｇ（ｌ／ｋｇ―ｓｔｅｅｌ）とする。「比水量」は鋳片単位重量当たりに使用する冷却水量であり、下記式で表される。
比水量が０．０９ｌ／ｋｇ未満では、冷却不足からバルジングが起こりやすい。これにより内部割れが発生する。また、凝固シェルが薄いためブレークアウト（シェルの破断）が発生しやすい。一方、比水量が０．３３ｌ／ｋｇを超えると、曲げ部１２で鋳片表面温度が大きく低下し、表面割れが発生する。

〈止水区間〉
本実施形態では、曲げ部１２完了位置から矯正部１４完了位置まで（円弧部１３及び矯正部１４）を「止水区間」とする。ここで、「曲げ部１２完了位置」は「円弧部１３開始位置」でもある。この区間では二次冷却水量をゼロとし、鋳片に空気を噴霧する。

なお、水平部１５は水冷区間としてもよく、止水区間としてもよい。水平部１５では鋳片に負荷がかからないとともに鋳片内部がほぼ凝固しているため、割れが発生しにくいためである。また、止水区間に垂直部１１及び曲げ部１２を含めないようにする。垂直部１１及び曲げ部１２を止水区間とすると、冷却不足からバルジングによる内部割れやブレークアウトが発生しやすいためである。

なお、本実施形態では「止水区間」を「曲げ部１２完了位置から矯正部１４完了位置まで」としているが、「止水区間」は、『曲げ部１２完了位置から矯正部１４完了位置において「曲げ部１２完了位置から矯正部１４完了位置の上流側３ｍの位置Ｇまでの範囲Ｓ」を少なくとも含む領域』であるとよい（図２Ａ参照）。「止水区間」として少なくとも範囲Ｓを確保できれば、鋳片を十分に緩冷することが可能であり、また、鋳片への溜まり水や上流側からの垂れ水による表面温度の低下を抑制できる。

上記から「止水区間の終点」は「矯正部１４完了位置から上流に向かって３ｍの位置Ｇまでの範囲Ｒ」内であればどの位置でもよい。「止水区間の終点」を矯正部１４完了位置より上流にした場合（図２Ｂ参照）、止水区間の下流、つまり「止水区間の終点から矯正部１４完了位置までの範囲Ｔ」では鋳片に二次冷却水を噴霧する。

本発明では「範囲Ｔの鋳造方向長さ」を「止水区間後の冷却長さ」と呼ぶ。「止水区間後の冷却長さ」は３ｍ以内である。「止水区間後の冷却長さ」が矯正部１４完了位置から上流側３ｍを超えると、二次冷却水を噴霧する区間が長くなるため、鋳片温度が低下しやすい。これにより表面割れが発生する。

本実施形態では、図１に示すように「止水区間の終点」が「矯正部１４完了位置」であるため、「止水区間後の冷却長さ」がゼロである。

ところで、止水区間には、図１に示すように基準側ロール１７及び反基準側ロール１８が鋳造方向に並設されている。基準側ロール１７及び反基準側ロール１８は鋳片幅方向に２以上に分割され、分割位置に軸受箱が配置されている。図３には、本実施形態の止水区間の一部（基準側）を示し、上流から下流に向かって基準側ロール３１,３２,・・・３６,４１,４２,・・・４６と付している。なお、各基準側ロールの両端にも軸受箱が配置されているが、図３ではこれらを省略している。また、鋳造方向に隣り合う２本の基準側ロール間にはノズルが配置されているが、図３ではノズルを省略している。

図３に示すように、基準側ロール群２０は、ロール群３０及びロール群４０を有している。ロール群３０は２分割された６本の基準側ロール３１,３２,３３,３４,３５,３６から構成されている。また、ロール群４０は３分割された６本の基準側ロール４１,４２,４３,４４,４５,４６から構成されている。

〈ロール群３０〉
ロール３１は鋳片幅方向に並んだ２つのロール部３１Ａ,３１Ｂを有している。２つのロール部３１Ａ,３１Ｂの間には軸受箱が配置されている。軸受箱はロール部３１Ａ,３１Ｂを回転自在に支持している。本実施形態では、軸受箱が配置された部分を軸受箱部３１ａと呼ぶ。
ロール３２は２つのロール部３２Ａ,３２Ｂを有し、２つのロール部３２Ａ，３２Ｂの間には軸受箱が配置された軸受箱部３２ａが存在する。
軸受箱部３１ａと軸受箱部３２ａとは異なる幅方向範囲に配置され、いずれも鋳片の幅方向に重複しない。
ロール３３,３５はロール３１と同様な構成であり、ロール３４,３６はロール３２と同様な構成である。
ロール群３０では、軸受箱部３１ａ,３３ａ,３５ａが同じ幅方向範囲に配置され、軸受箱部３２ａ,３４ａ,３６ａが同じ幅方向範囲に配置され、これらの軸受箱部が千鳥状に配置されている。

〈ロール群４０〉
ロール４１は３つのロール部４１Ａ,４１Ｂ,４１Ｃを有している。ロール部４１Ａとロール部４１Ｂの間には軸受箱が配置された軸受箱部４１ａが存在し、ロール部４１Ｂとロール部４１Ｃの間には軸受箱が配置された軸受箱部４１ｂが存在する。
ロール４２は３つのロール部４２Ａ,４２Ｂ,４２Ｃを有している。隣り合う２つのロール部４２Ａとロール部４２Ｂの間には軸受箱部４２ａが存在し、隣り合う２つのロール部４２Ｂとロール部４２Ｃの間には軸受箱部４２ｂが存在する。
軸受箱部４１ａ,４１ｂ,４２ａ,４２ｂはそれぞれ異なる幅方向範囲に配置され、鋳片の幅方向に重複しない。
ロール４３,４５はロール４１と同様な構成であり、ロール４４,４６はロール４２と同様な構成である。
ロール群４０では、軸受箱部４１ａ,４３ａ,４５ａが同じ幅方向範囲に配置され、軸受箱部４２ａ,４４ａ,４６ａが同じ幅方向範囲に配置され、軸受箱部４１ｂ,４３ｂ,４５ｂが同じ幅方向範囲に配置され、軸受箱部４２ｂ,４４ｂ,４６ｂが同じ幅方向範囲に配置されている。

また、ロール群３０の軸受箱部３１ａ,３３ａ,３５ａとロール群４０の軸受箱部４１ｂ,４３ｂ,４５ｂとが同じ幅方向範囲に配置され、ロール群３０の軸受箱部３２ａ,３４ａ,３６ａとロール群４０の軸受箱部４２ａ,４４ａ,４６ａとが同じ幅方向範囲に配置されている。

本実施形態では、鋳片の所定の幅方向位置において、鋳造方向に並設された全ロール数に対する、その幅方向位置に軸受箱が存在するロールの数の比率を「軸受箱率Ｒ」とする。所定の幅方向位置において軸受箱部が存在しない場合、その幅方向位置ではＲ＝０である。一方、所定の幅方向位置において軸受箱だけが存在する場合、その幅方向位置ではＲ＝１である。

図３では、
・軸受箱部４１ａ,４３ａ,４５ａに対応する鋳片幅方向範囲を「ｗ_A」とし、
・軸受箱部に対応する鋳片幅方向範囲３２ａ,３４ａ,３６ａ,４２ａ,４４ａ,４６ａを「ｗ_B」とし、
・軸受箱部に対応する鋳片幅方向範囲３１ａ,３３ａ,３５ａ,４１ｂ,４３ｂ,４５ｂを「ｗ_C」とし、
・軸受箱部４２ｂ,４４ｂ,４６ｂに対応する鋳片幅方向範囲を「ｗ_D」としている。

図３に示す基準側ロール群２０では
１)幅方向範囲ｗ_Aの軸受箱率Ｒが（３／１２）＝０.２５であり、
２)幅方向範囲ｗ_Bの軸受箱率Ｒが（６／１２）＝０．５であり、
３)幅方向範囲ｗ_Cの軸受箱率Ｒが（６／１２）＝０．５であり、
４)幅方向範囲ｗ_Dの軸受箱率Ｒが（３／１２）＝０．２５であり、
５)幅方向範囲ｗ_A，ｗ_B，ｗ_C，ｗ_Dを除く幅方向範囲では、軸受箱率Ｒが０である。

鋳片の軸受箱部ではロールと接触しないため、抜熱量が少ない。したがって、鋳片の軸受箱部はロール接触部（ロール部と接触する部分）より高温となる。その一方で、鋳片の軸受箱部は鋳片表面に滞留した二次冷却水の通り道となり、二次冷却水が通過した部分では過冷却され低温となる。このような理由から鋳片の「軸受箱部」と「ロール接触部」とで温度差が生じる結果、鋳片表面温度が鋳片幅方向にばらつく。これにより表面割れ、内部割れ、皮下割れ等の欠陥が生じ、Ｎｉ含有鋼の品質が低下する。

軸受箱率Ｒが大きくなるにつれて鋳片表面温度のばらつきは大きくなる傾向があることから、本発明者らは「止水区間の軸受箱率Ｒ」と「鋳片表面温度のばらつき」と「割れ発生」との関係を調べた。その結果、軸受箱率Ｒ＜０．２では鋳片表面温度のばらつきが小さいため、割れが発生しにくいが、軸受箱率Ｒ≧０．２では鋳片表面温度のばらつきが大きいため、割れが発生しやすいという知見を得た。また、軸受箱率Ｒ≧０．２で割れが発生するかは、「矯正部１４開始位置での鋳片表面温度差」が３５℃を超えるかで判断できるという知見を得た。ここで「鋳片表面温度差」とはＲ≧０．２とＲ＝０との鋳片表面温度差である。

そこで、本発明では、「止水区間の軸受箱率Ｒ」と「矯正部１４開始位置での鋳片表面温度差」を基に各幅方向位置で空気量を変える。これにより鋳片表面温度が鋳片幅方向にばらつくことを抑止し、割れの発生を抑える。

具体的には、止水区間の各幅方向位置の軸受箱率Ｒを調べ、Ｒ＜０．２の幅方向位置では（図４のＳ１：ＹＥＳ）、Ｒ＝０（軸受箱が存在しない位置）との温度差が小さいと考えられるため、その位置をＲ＝０と同じ空気量Ｑ₂（２０Ｎｍ³／(ｍ²・Ｈｒ)≦空気量Ｑ₂≦４０Ｎｍ³／(ｍ²・Ｈｒ)）で冷却する（Ｓ２）。

一方、Ｒ≧０．２の幅方向位置では（Ｓ１：ＮＯ）、Ｒ＝０との鋳片表面温度差が大きくなる可能性がある。そこで、鋳片表面温度差が大きくなるかを予測する。

先ず、止水区間の始点である曲げ部１２完了位置において「Ｒ≧０．２の位置の鋳片表面温度Ｔ_R≧_0.2」と「Ｒ＝０の位置の鋳片表面温度Ｔ_R=0」とを測定し（Ｓ３）、これらの温度差Ｔｍ＝|Ｔ_R≧_0.2−Ｔ_R=0|を算出する（Ｓ４）。得られた「温度差Ｔｍ」から「鋳造速度Ｖｃ」及び「軸受箱率Ｒ」を用いて「矯正部１４開始位置での予測鋳片表面温度差Ｔｅ」を算出する（Ｓ５）。これが鋳片表面温度差の予測値である。

予測鋳片表面温度差Ｔｅ≦３５℃である場合（Ｓ６：ＹＥＳ）、その位置とＲ＝０との温度差は小さくなると考えられるため、その位置をＲ＝０と同じ空気量Ｑ₂（２０Ｎｍ³／(ｍ²・Ｈｒ)≦空気量Ｑ₂≦４０Ｎｍ³／(ｍ²・Ｈｒ)）で冷却する（Ｓ２）。一方、予測鋳片表面温度差Ｔｅ＞３５℃である場合（Ｓ６：ＮＯ）、その位置とＲ＝０との温度差が大きくなると考えられるため、別の空気量Ｑ₁で冷却する（Ｓ７）。空気量Ｑ₁は、「予測鋳片表面温度差Ｔｅ」と、鋳片の冷却に影響する「鋳造速度Ｖｃ」及び「軸受箱率Ｒ」とを用いて算出した空気量であり、Ｒ＝０との温度差を小さくすることが可能な空気量である。上記方法を止水区間の全ての幅方向位置で実施する。

従来は「軸受箱率Ｒ」及び「予測鋳片表面温度差Ｔｅ」を考慮することなく鋳片を幅方向に均一に冷却していたため、図５の左図に示すように鋳片表面温度が鋳片幅方向に大きくばらついた。しかし、上記方法を実施すると、鋳片表面温度のばらつきを小さくすることができる（図５の右図参照）。これにより表面割れ及び皮下割れの発生を抑止でき、鋳片を幅方向全体にわたって高品質にすることができる。

なお、図３に示すように、軸受箱率Ｒが異なる幅方向範囲ｗ_A,ｗ_B,ｗ_C,ｗ_D及びＲ＝０の範囲が鋳片幅方向に並んでいる。幅方向範囲ｗ_A内では、どの幅方向位置でも、鋳造条件及び冷却条件が同様であるため鋳片表面温度が略同じと考えられる。そこで、幅方向範囲ｗ_Aの任意の幅方向位置で空気量を決定すれば、その空気量を幅方向範囲ｗ_Aの全体に実施するとよい。これにより、幅方向範囲ｗ_Aの全ての幅方向位置で上記効果が得られる。幅方向範囲ｗ_B,ｗ_C,ｗ_D及びＲ＝０の範囲でも同様である。

また、曲げ部１２完了位置での鋳片表面温度の測定には放射温度計等を用いることができる（図６参照）。

さらに、曲げ部１２完了位置での鋳片表面温度差Ｔｍの算出には、鋳片幅方向に隣接する２つの幅方向範囲の温度を用いることが好ましく、鋳片幅方向に隣接する２つの位置の温度を用いるとより好ましい。表面割れ、内部割れ、皮下割れ等は隣り合う部位との温度差によって生じるためである。

例えば、図３の幅方向範囲ｗ_C（Ｒ＝０．５）を冷却する場合、図６に示すように、曲げ部１２完了位置において、「幅方向範囲ｗ_Cの任意の幅方向位置ｍ₁」及び「幅方向範囲ｗ_Cに隣接する幅方向範囲ｗ_E（Ｒ＝０）の任意の幅方向位置ｍ₂」で鋳片表面温度を測定し（図４のＳ３）、これらの温度差Ｔｍを算出する（図４のＳ４）。そして、温度差Ｔｍから「予測鋳片表面温度差Ｔｅ」を算出する（図４のＳ５）。「予測鋳片表面温度差Ｔｅ」は、図６に示すように、矯正部１４開始位置において幅方向位置ｍ₁,ｍ₂に対応する位置ｅ₁と位置ｅ₂との予測温度差である。「予測鋳片表面温度差Ｔｅ」から空気量を決定し、幅方向範囲ｗ_Cを冷却する。

また、図７に示すように、鋳片の幅方向両端から１００ｍｍの領域Ｕ₁,Ｕ₂は鋳片の広面側（長辺側）及び狭面側（短辺側）から冷却されるのに対し、領域Ｕ₁,Ｕ₂より中央側の領域（鋳片幅方向領域）Ｕ₃は主に鋳片の広面側（長辺側）だけから冷却される。このため領域Ｕ₁,Ｕ₂では領域Ｕ₃より鋳片温度が大きく低下しやすい。そこで、領域Ｕ₁,Ｕ₂には上記方法を実施せず、空気量をゼロとすることが好ましい。

なお、上記では止水区間の基準側（鋳片の下側に対応）について説明したが、反基準側についても同様な方法を実施する。本実施形態では、基準側ロールと反基準側ロールの構成が同一であるため、反基準側でも基準側と同様な冷却方法を実施する。

次に、図４に示す「予測鋳片表面温度差Ｔｅ」の算出方法と、「空気量Ｑ₁」及び「空気量Ｑ₂」について説明する。

（予測鋳片表面温度差Ｔｅ）
図１の曲げ部１２完了位置から矯正部１４開始位置までの区間において、二次冷却量及び空気量をゼロとした場合でも「鋳造速度Ｖｃ」及び「軸受箱率Ｒ」の影響により「鋳片表面温度差」が変化することがある。そこで、「鋳片表面温度差」が「鋳造速度Ｖｃ」及び「軸受箱率Ｒ」によって受ける影響を調べるため、以下の実験を行った。ここで、「鋳片表面温度差」とは、「軸受箱率Ｒ≧０．２の鋳片表面温度」と「軸受箱率Ｒ＝０の鋳片表面温度」との差である。

曲げ部完了位置から矯正部開始位置までの区間において、二次冷却水量及び空気量をゼロとした。本実験では、曲げ部完了位置から矯正部開始位置までの区間の軸受箱率Ｒが０．４３,０．３２，０．２３の３つ幅方向位置を対象とした。鋳造速度Ｖｃは０．７ｍ／ｍｉｎ,１．０ｍ／ｍｉｎ,１．３ｍ／ｍｉｎの３つの条件とした。

曲げ完了位置において、Ｒ＝０．４３,Ｒ＝０．３２，Ｒ＝０．２３の位置の「鋳片表面温度（Ｔ_R=0.43,Ｔ_R=0.32,Ｔ_R=0.23）」と、各位置に隣接するＲ＝０の「鋳表面片温度（Ｔ_R=0）」とを測定し、これらの温度差（「曲げ出側温度差Ｔｍ」）を算出した。
また、矯正部開始位置において、Ｒ＝０．４３,Ｒ＝０．３２，Ｒ＝０．２３の位置の「鋳片表面温度（Ｔ_R=0.43,Ｔ_R=0.32,Ｔ_R=0.23）」と、各位置に隣接するＲ＝０の「鋳片表面温度（Ｔ_R=0）」とを測定し、これらの温度差（「矯正入側温度差Ｔ」）を算出した。
ここで、曲げ完了位置での測定位置と矯正部開始位置での測定位置とは鋳片幅方向について同じ位置である。
上記２つの温度差（矯正入側温度差Ｔ−曲げ出側温度差Ｔｍ）を算出し、「矯正入側温度差Ｔ−曲げ出側温度差Ｔｍ」と「鋳造速度Ｖｃ」との関係を図８（上図）に示す。

図８に示すように各軸受箱率で一次近似線を引くことができた。各近似線は軸受箱率Ｒによって異なることから、各近似線の近似式を求め（Ｔ−Ｔｍ＝ａ×Ｖｃ＋ｂ、ここでａは傾き、ｂは切片である）、（１）「近似式の傾きａ」と「軸受箱率Ｒ」との関係と、（２）「近似式の切片ｂ」と「軸受箱率Ｒ」との関係を調べた。図８の中央図及び下図にはこれらを示している。（１）及び（２）のそれぞれで近似線を引くと、下記の近似式が得られた。
（１）傾きａ＝−９７．６×軸受箱率Ｒ＋１６．９
（２）切片ｂ＝１８１．５×軸受箱率Ｒ−２０．７

「傾きａ」及び「切片ｂ」を上記近似式「Ｔ−Ｔｍ＝ａ×Ｖｃ＋ｂ」に代入すると、下記式が得られた。
Ｔ−Ｔｍ＝（−９７．６×Ｒ＋１６．９）×Ｖｃ＋（１８１．５×Ｒ−２０．７）
この式から「矯正入側温度差Ｔ」は以下の式で表される。
Ｔ＝Ｔｍ＋（−９７．６×Ｒ＋１６．９）×Ｖｃ＋（１８１．５×Ｒ−２０．７）
上記式から「曲げ出側温度差Ｔｍ」（曲げ部完了位置での温度差）、「軸受箱率Ｒ」及び「鋳造速度Ｖｃ」がわかると、「矯正入側温度差Ｔ」（矯正部開始位置での温度差）を算出できる。そうすると、「矯正部開始位置での予測鋳片表面温度差Ｔｅ」は以下の式で算出される。
Ｔｅ＝Ｔｍ＋（−９７．６×Ｒ＋１６．９）×Ｖｃ＋（１８１．５×Ｒ−２０．７）
Ｔｅ＝Ｔｍ＋Ｌ₁×Ｖｃ＋Ｌ₂ ・・・（１）
ここで、Ｔｅ：矯正部開始位置での予測鋳片表面温度差
Ｔｍ：曲げ部完了位置での鋳片表面温度差
Ｌ₁＝−９７．６×Ｒ＋１６．９
Ｌ₂＝１８１．５×Ｒ−２０．７ である。
また、「鋳片表面温度差」とは『「軸受箱率Ｒ≧０．２の鋳片表面温度」と「軸受箱率Ｒ＝０の鋳片表面温度」との差』である。
（１）式の「軸受箱率Ｒ」は「曲げ部完了位置から矯正部開始位置までの区間の軸受箱率」であるが、この区間の二次冷却水量は０であるため、（１）式のＲを「止水区間の軸受箱率Ｒ」とする。

次に、空気量について説明する。

（空気量Ｑ₂ (図４のＳ２)）
「Ｒ＜０．２の幅方向位置」及び「Ｒ≧０．２の幅方向位置であり且つ予測鋳片表面温度差Ｔｅ≦３５の位置」では、空気量Ｑ₂を２０Ｎｍ³／(ｍ²・Ｈｒ)≦空気量Ｑ₂≦４０Ｎｍ³／(ｍ²・Ｈｒ)とする。これはＲ＝０の空気量と同じ空気量である。「空気量」は以下の式で表される。
例えば、図９に示すように、区間Ｚにおいて幅方向領域Ｙに２つのノズル１５１,１５２が配置されている場合、区間Ｚにおける幅方向領域Ｙの空気量Ｑ_Yは以下の式で表される。
ここで、Ｗ：幅方向領域Ｙの鋳片幅方向長さ（ｍ）
Ｌ：区間Ｚの鋳造方向長さ（ｍ）
Ａ：ノズル１５１から噴霧される単位時間当たりの平均空気量（Ｎｍ³/Ｈｒ）
Ｂ：ノズル１５２から噴霧される単位時間当たりの平均空気量（Ｎｍ³/Ｈｒ）
である。

空気量Ｑ₂が４０Ｎｍ³／(ｍ²・Ｈｒ)を超えると、鋳片温度（ロール接触部の温度）が低下するため、軸受箱部との温度差を十分に小さくすることができない。このため表面割れが発生する。一方、空気量が少ない場合、空気中の不純物によってノズルが詰りやすい。空気量とノズル詰り発生率との関係を調べたところ、図１０に示すように空気量が２０Ｎｍ³／(ｍ²・Ｈｒ)以上ではノズル詰り発生率がゼロに近いが、２０Ｎｍ³／(ｍ²・Ｈｒ)未満ではノズル詰り発生率が急激に増加した。そこで、空気量Ｑ₂の下限を２０Ｎｍ³／(ｍ²・Ｈｒ)とする。

（空気量Ｑ₁(図４のＳ７) ）
「Ｒ≧０．２の幅方向位置であり且つ予測鋳片表面温度差Ｔｅ＞３５である位置」では「Ｒ＝０の位置」との鋳片表面温度差が大きくなるため、割れが発生しやすい。そこで、上記位置でも割れの発生を抑止できる空気量Ｑを調べるため、以下の実験を行った。

曲げ部完了位置から矯正部完了位置までを止水区間とし、「予測鋳片表面温度差Ｔｅ」と「空気量」を変えたときの割れの発生を調べた。ここでは、Ｔｅ＞３５℃を対象としている。また、本実験では、曲げ部完了位置から矯正部完了位置までの区間の軸受箱率Ｒが０．４３,０．３２，０．２３の３つ幅方向位置を対象とした。鋳造速度Ｖｃは０．７ｍ／ｍｉｎ,１．０ｍ／ｍｉｎ,１．３ｍ／ｍｉｎの３つの条件とした。

図１１には「空気量Ｑと予測鋳片表面温度差Ｔｅとの関係」を示している。「〇」は割れ無しであり、「×」は割れ有りであり、各図で『「割れ無し」の上限となる近似線（上限近似線）』と『「割れ無し」の下限となる近似線（下限近似線）』を引いた。図１１に示す実験は後述する表２〜表７の実験に対応している。

〈空気量Ｑの上限〉
図１２には、「割れ無し」の上限近似線を各軸受箱率Ｒ（Ｒ＝０．４３,Ｒ＝０．３２，Ｒ＝０．２３）に分けて図示している。３つの各図（Ｒ＝０．４３,Ｒ＝０．３２，Ｒ＝０．２３）には３種類の鋳造速度Ｖｃ（Ｖｃ＝０．７ｍ／ｍｉｎ,Ｖｃ＝１．０ｍ／ｍｉｎ,Ｖｃ＝１．３ｍ／ｍｉｎ）の上限近似線を示している。

上限近似線は鋳造速度Ｖｃによって異なるため、各近似線の２次近似式（Ｑ＝α₂×Ｔｅ²＋β₂×Ｔｅ＋γ₂）を算出し、２次近似式の各係数（α₂,β₂,γ₂）と鋳造速度Ｖｃとの関係を調べた。図１３には「(I)係数α₂と鋳造速度Ｖｃとの関係」、「(II)係数β₂と鋳造速度Ｖｃとの関係」及び「(III)係数γ₂と鋳造速度Ｖｃとの関係」を示している。各軸受箱率（Ｒ＝０．４３,Ｒ＝０．３２，Ｒ＝０．２３）で一次近似線を引くことができ、下記の一次近似式が得られた。
(I)α₂＝ａ×Ｖｃ＋ｂ
(II)β₂＝ｃ×Ｖｃ＋ｄ
(III)γ₂＝ｅ×Ｖｃ＋ｆ

上記(I)〜(III)式は各軸受箱率（Ｒ＝０．４３,Ｒ＝０．３２，Ｒ＝０．２３）によって異なるため、(I)〜(III)式の各係数（ａ,ｂ,ｃ,ｄ,ｅ,ｆ）と軸受箱率Ｒとの関係を調べた。図１４には「(i)係数ａと軸受箱率Ｒとの関係」、「(ii)係数ｂと軸受箱率Ｒとの関係」、「(iii)係数ｃと軸受箱率Ｒとの関係」、「(iv)係数ｄと軸受箱率Ｒとの関係」、「(v)係数ｅと軸受箱率Ｒとの関係」及び「(vi)係数ｆと軸受箱率Ｒとの関係」を示している。図１４において各図で近似線を引くと、以下の一次近似式が得られた。
(i)ａ＝ｈ×Ｒ＋ｉ＝１．６４×Ｒ−０．１０
(ii)ｂ＝ｊ×Ｒ＋ｋ＝−５．６０×Ｒ＋２．２３
(iii)ｃ＝l×Ｒ＋ｍ＝−７５．９１×Ｒ＋４．６７
(iv)ｄ＝ｎ×Ｒ＋ｏ＝３１０．２１×Ｒ−１２１．９５
(v)ｅ＝ｐ×Ｒ＋ｑ＝７７９．４７×Ｒ−７０．２９
(vi)ｆ＝ｒ×Ｒ＋ｓ＝−４２５７．７７×Ｒ＋１６７８．９４

上記(i)〜(vi)式を(I)〜(III)式へ代入し、 (I)〜(III)式を「割れ無し」の上限近似式Ｑ＝α₂×Ｔｅ²＋β₂×Ｔｅ＋γ₂に代入すると、以下の式が得られた。
Ｑ＝α₂×Ｔｅ²＋β₂×Ｔｅ＋γ₂ ・・・（Ａ１）
ここで、α₂：（１．６４×Ｒ−０．１０）×Ｖｃ＋（−５．６０×Ｒ＋２．２３）
β₂：（−７５．９１×Ｒ＋４．６７）×Ｖｃ＋（３１０．２１×Ｒ−１２１．９５）
γ₂：（７７９．４７×Ｒ−７０．２９）×Ｖｃ＋（−４２５７．７７×Ｒ＋１６７８．９４） である。
（Ａ１）式の「軸受箱率Ｒ」は「曲げ部完了位置から矯正部完了位置までの区間の軸受箱率」であるが、この区間の二次冷却水量は０であるため、（Ａ１）式のＲを「止水区間の軸受箱率Ｒ」とする。

上記から空気量Ｑ≦α₂×Ｔｅ²＋β₂×Ｔｅ＋γ₂のとき、割れが発生しないと考えられる。しかし、上記実験はある１種類のノズルで行ったものであり、異なる種類のノズルを用いた場合、「ノズル直径ｄ」及び「ノズルから鋳片表面までの距離ｈ」が変わることにより、割れが発生しない空気量Ｑも変わる。そこで、本発明者らは、「ノズル直径ｄ」及び「ノズルから鋳片表面までの距離ｈ」が「空気量Ｑ」（割れが発生しない空気量Ｑ）にどのような影響を与えるかを調べた。

「ノズル直径ｄ」及び「ノズルから鋳片表面までの距離ｈ」を変化させた場合、一般的に熱伝達係数が変化することが知られている。円状噴流の場合に用いられる熱伝達係数の算出式は以下の通りである。（出典：鋼材の強制冷却 日本鉄鋼協会（１９７８年発行））
α＝１３×（λν^-0.5）×（ｄ^-0.5×ｈ^-1）×（ｖｅ^0.5）・・・（ａ）
ここで、α：熱伝達係数
λ：気体の熱伝導率
ν：気体の動粘性係数
ｄ：ノズル径
ｈ：冷却体とノズルの距離
ｖｅ：出口流速 である。
Ａ＝１３×（λν^-0.5）×（ｖｅ^0.5）とすると、（ａ）式は以下の式で表される。
α＝Ａ×（ｄ^-0.5×ｈ^-1）・・・（ｂ）
（ｂ）式から熱伝達係数αは（ｄ^-0.5×ｈ^-1）に比例することがわかった。

そこで、下記表１に示す実験において「ｄ^-0.5×ｈ^-1」を算出した。表１のＮｏ．１〜Ｎｏ．３は、異なる３種類のノズルで空気冷却を実施し、割れが発生しなかったものである。Ｎｏ．１〜Ｎｏ．３では予測鋳片表面温度差Ｔｅが同じであるが、空気量Ｑが異なっている。

Ｎｏ．１を基準とし、
Ｎｏ．１のｄ^-0.5×ｈ^-1＝７９．１→「１」と定義し、
Ｎｏ．１のＱ＝４０６→「１」と定義して、
Ｎｏ.２及びＮｏ．３のＮｏ.１に対する比率「(ｄ^-0.5×ｈ^-1)／７９．１）」及び「Ｑ／４０６」を算出した。表１では上記比率を「ｄ^-0.5×ｈ^-1の比率」及び「Ｑの比率」とし、これらの関係を図１５に示している。

図１５ではほぼ直線近似でき、下記の近似式が得られた。
Ｑの比率＝−１．８２×（ｄ^-0.5×ｈ^-1の比率）＋２．８２
Ｑの比率＝Ｑ／４０６であるため、上記式は下記式で表される。
Ｑ／４０６＝−１．８２×（ｄ^-0.5×ｈ^-1／７９．１）＋２．８２
Ｑ＝[−１．８２×（ｄ^-0.5×ｈ^-1／７９．１）＋２．８２]×４０６
Ｑ＝Ｋ×４０６・・・（ｃ）
ここで、Ｋ＝−１．８２×｛（ｄ^-0.5*ｈ^-1）/７９．１｝+２．８２である。
（ｃ）式から基準となる流量（Ｎｏ.１の流量＝４０６Ｎｍ³／(ｍ²・Ｈｒ)）にＫを掛け合わせることで、「ノズル直径ｄ」及び「ノズルから鋳片表面までの距離ｈ」が異なる空気量Ｑを求めることができる。そうすると、Ｋは「ノズル直径ｄ」及び「ノズルから鋳片表面までの距離ｈ」を補正する流量補正係数であり、上記（Ａ１）式にも流量補正係数Ｋを掛け合わせれば、「ノズル直径ｄ」及び「ノズルから鋳片表面までの距離ｈ」を補正した空気量の上限が得られる。

以上から、空気量の上限は下記式で表される。
Ｑ＝Ｋ×（α₂×Ｔｅ²＋β₂×Ｔｅ＋γ₂） ・・・（Ａ）
ここで、Ｋ：−１．８２×｛（ｄ^-0.5*ｈ^-1）/７９．１｝+２．８２
α₂：（１．６４×Ｒ−０．１０）×Ｖｃ＋（−５．６０×Ｒ＋２．２３）
β₂：（−７５．９１×Ｒ＋４．６７）×Ｖｃ＋（３１０．２１×Ｒ−１２１．９５）
γ₂：（７７９．４７×Ｒ−７０．２９）×Ｖｃ＋（−４２５７．７７×Ｒ＋１６７８．９４）
Ｒ ：止水区間の軸受箱率 である。

空気量Ｑが「Ｋ×（α₂×Ｔｅ²＋β₂×Ｔｅ＋γ₂）Ｎｍ³／(ｍ²・Ｈｒ)」を超えると、鋳片の熱振幅が鋳造方向に大きくなるため皮下割れが発生する。

〈空気量Ｑの下限〉
空気量Ｑの上限と同様な方法で空気量Ｑの下限を求める。図１６には、図１１の「割れ無し」の下限近似線を示している。図１６では各軸受箱率Ｒ（Ｒ＝０．４３,Ｒ＝０．３２，Ｒ＝０．２３）に分けて図示している。３つの各図（Ｒ＝０．４３,Ｒ＝０．３２，Ｒ＝０．２３）には３種類の鋳造速度Ｖｃ（Ｖｃ＝０．７ｍ／ｍｉｎ,Ｖｃ＝１．０ｍ／ｍｉｎ,Ｖｃ＝１．３ｍ／ｍｉｎ）の下限近似線を示している。

下限近似線は鋳造速度Ｖｃによって異なるため、各近似線の２次近似式（Ｑ＝α₁×Ｔｅ²＋β₁×Ｔｅ＋γ₁）を算出し、各係数（α₁,β₁,γ₁）と鋳造速度Ｖｃとの関係を調べた。図１７には「(VI)係数α₁と鋳造速度Ｖｃとの関係」、「(V)係数β₁と鋳造速度Ｖｃとの関係」及び「(IV)係数γ₁と鋳造速度Ｖｃとの関係」を示している。各軸受箱率（Ｒ＝０．４３,Ｒ＝０．３２，Ｒ＝０．２３）で一次近似線を引くことができた。これらの一次近似式を下記に示す。
(VI)α₁＝ａ×Ｖｃ＋ｂ
(V)β₁＝ｃ×Ｖｃ＋ｄ
(IV)γ₁＝ｅ×Ｖｃ＋ｆ

上記(VI)〜(IV)式は各軸受箱率（Ｒ＝０．４３,Ｒ＝０．３２，Ｒ＝０．２３）によって異なるため、(VI)〜(IV)式の各係数（ａ,ｂ,ｃ,ｄ,ｅ,ｆ）と軸受箱率Ｒとの関係を調べた。図１８には「(vii)係数ａと軸受箱率Ｒとの関係」、「(viii)係数ｂと軸受箱率Ｒとの関係」、「(ix)係数ｃと軸受箱率Ｒとの関係」、「(x)係数ｄと軸受箱率Ｒとの関係」、「(xi)係数ｅと軸受箱率Ｒとの関係」及び「(xii)係数ｆと軸受箱率Ｒとの関係」を示している。図１８において各図で近似線を引くと、以下の一次近似式が得られた。
(vii)ａ＝ｈ×Ｒ＋ｉ＝１．６５×Ｒ−０．１０
(viii)ｂ＝ｊ×Ｒ＋ｋ＝−５．６０×Ｒ＋２．２４
(ix)ｃ＝l×Ｒ＋ｍ＝−９０．６５×Ｒ＋７．５１
(x)ｄ＝ｎ×Ｒ＋ｏ＝３５６．７６×Ｒ−１４２．０５
(xi)ｅ＝ｐ×Ｒ＋ｑ＝１１１２．２６×Ｒ−９４．２０
(xii)ｆ＝ｒ×Ｒ＋ｓ＝−５６０７．５１×Ｒ＋２２２７．８９

上記(vii)〜(xii)式を(VI)〜(IV)式へ代入し、(VI)〜(IV)式を「割れ無し」の下限近似式Ｑ＝α₁×Ｔｅ²＋β₁×Ｔｅ＋γ₁に代入すると、以下の式が得られた。
Ｑ＝α₁×Ｔｅ²＋β₁×Ｔｅ＋γ₁ ・・・（Ｂ１）
ここで、α₁：（１．６５×Ｒ−０．１０）×Ｖｃ＋（−５．６０×Ｒ＋２．２４）
β₁：（−９０．６５×Ｒ＋７．５１）×Ｖｃ＋（３５６．７６×Ｒ−１４２．０５）
γ₁：（１１１２．２６×Ｒ−９４．２０）×Ｖｃ＋（−５６０７．５１×Ｒ＋２２２７．８９） である。
（Ｂ１）式の「軸受箱率Ｒ」は「曲げ部完了位置から矯正部完了位置までの区間の軸受箱率」であるが、この区間の二次冷却水量は０であるため、（Ｂ１）式では「止水区間の軸受箱率Ｒ」とする。

なお、図１１に示す実験は１種類のノズルで行ったものであるため、上記（Ｂ１）式にも流量補正係数Ｋを掛け合わせることで、「ノズル直径ｄ」及び「ノズルから鋳片表面までの距離ｈ」を補正した空気量の下限が得られる（下記(Ｂ)式参照）。
Ｑ＝Ｋ×（α₁×Ｔｅ²＋β₁×Ｔｅ＋γ₁）・・・（Ｂ）
ここで、Ｋ＝−１．８２×｛（ｄ^-0.5*ｈ^-1）/７９．１｝+２．８２
α₁：（１．６５×Ｒ−０．１０）×Ｖｃ＋（−５．６０×Ｒ＋２．２４）
β₁：（−９０．６５×Ｒ＋７．５１）×Ｖｃ＋（３５６．７６×Ｒ−１４２．０５）
γ₁：（１１１２．２６×Ｒ−９４．２０）×Ｖｃ＋（−５６０７．５１×Ｒ＋２２２７．８９）
Ｒ ：止水区間の軸受箱率 である。

空気量Ｑが「Ｋ×（α₁×Ｔｅ²＋β₁×Ｔｅ＋γ₁）Ｎｍ³／(ｍ²・Ｈｒ)」未満であると、Ｒ＝０との鋳片表面温度差を十分に小さくすることができないため表面割れ等が発生する。

以上から、Ｒ≧０．２の幅方向位置であり且つ予測鋳片表面温度差Ｔｅ＞３５の位置では、下記の空気量Ｑ₁で空気冷却する。
［Ｋ×（α₁×Ｔｅ²＋β₁×Ｔｅ＋γ₁）]≦Ｑ₁≦［Ｋ×（α₂×Ｔｅ²＋β₂×Ｔｅ＋γ₂）]・・・（２）
ここで、Ｑ₁：空気量（Ｎｍ³／(ｍ²・Ｈｒ)）
Ｋ：−１．８２×｛（ｄ^-0.5×ｈ^-1）／７９．１｝＋２．８２
ｄ：冷却用ノズルの先端開口部の円相当径
ｈ：ノズルから鋳片までの距離
Ｒ：止水区間の軸受箱率
α₁：（１．６５×Ｒ−０．１０）×Ｖｃ＋（−５．６０×Ｒ＋２．２４）
β₁：（−９０．６５×Ｒ＋７．５１）×Ｖｃ＋（３５６．７６×Ｒ−１４２．０５）
γ₁：（１１１２．２６×Ｒ−９４．２０）×Ｖｃ＋（−５６０７．５１×Ｒ＋２２２７．８９）
α₂：（１．６４×Ｒ−０．１０）×Ｖｃ＋（−５．６０×Ｒ＋２．２３）
β₂：（−７５．９１×Ｒ＋４．６７）×Ｖｃ＋（３１０．２１×Ｒ−１２１．９５）
γ₂：（７７９．４７×Ｒ−７０．２９）×Ｖｃ＋（−４２５７．７７×Ｒ＋１６７８．９４）

上記空気量Ｑ₁で冷却することにより、Ｒ＝０との鋳片表面温度差を小さくすることできる。これにより割れの発生を抑止できる。

次に、図１９に示す止水区間（基準側）で本発明を実施する場合を説明する。図１９は止水区間の一例である。

幅方向範囲ｗ₁〜ｗ₉において、
幅方向範囲ｗ₁,ｗ₃,ｗ₅,ｗ₇,ｗ₉では軸受箱率Ｒ＝０であり、
幅方向範囲ｗ₂では軸受箱率Ｒ＝０.２３であり、
幅方向範囲ｗ₄,ｗ₆では軸受箱率Ｒ＝０.４３であり、
幅方向範囲ｗ₈では軸受箱率Ｒ＝０.３２ である。
なお、鋳片の幅両端から１００ｍｍの「領域Ｕ₁」及び「領域Ｕ₂」には本発明の方法を実施しないため、これらの領域を除いた「領域Ｕ₃」の軸受箱率Ｒを示している。

鋳造方向に隣り合う２本の基準側ロール間には複数のノズルが所定の間隔で配置されている。図１９では、鋳造方向に軸受箱部と隣合うノズルに色を付している。例えば、基準側ロール１４１と基準側ロール１４２との間には、７個のノズル６１,６２,６３,６４,６５,６６,６７が鋳片幅方向に並んでいる。このうちノズル６３は、基準側ロール１４２の軸受箱部１４２ａと隣り合うため色を付している。また、ノズル６５は、基準側ロール１４１の軸受箱部１４１ａと隣り合うため色を付している。

軸受箱部と鋳造方向に隣合うノズル（ノズル６３,６５,７２,８３,９２等）には強冷却ノズルを用いている。強冷却ノズルは他のノズルと独立した配管系統であり、流量制御を単独で調整することができる。

（Ｒ＜０．２の幅方向範囲）
幅方向範囲ｗ₁,ｗ₃,ｗ₅,ｗ₇,ｗ₉では軸受箱率Ｒ＝０（＜０．２）であるため（図４のＳ１：Ｙｅｓ）、空気量を２０Ｎｍ³／(ｍ²・Ｈｒ)≦空気量Ｑ₁≦４０Ｎｍ³／(ｍ²・Ｈｒ)で冷却する（図４のＳ２）。空気量の調整は、幅方向範囲ｗ₁,ｗ₃,ｗ₅,ｗ₇,ｗ₉に配置されたノズルの噴霧量等を調整することにより行う。例えば、幅方向範囲ｗ₁の場合、幅方向範囲ｗ₁に配置されたノズル６１,８１,１１１等の噴霧量を調整する。また、幅方向範囲ｗ₃の場合、幅方向範囲ｗ₃に配置されたノズル６２,８２,１１２等の噴霧量を調整する。

（Ｒ≧０．２の幅方向範囲）
幅方向範囲ｗ₂,ｗ₄,ｗ₆,ｗ₈では軸受箱率Ｒ≧０．２であるため、Ｒ＝０の位置との鋳片表面温度差が大きくなる可能性がある。そこでＲ＝０との鋳片表面温度差を予測する。

先ず、幅方向範囲ｗ₂について調べる。
曲げ部完了位置において、「幅方向範囲ｗ₂」内の任意の位置ｐ₂で「鋳片表面温度Ｔ_p2:R≧_0.2」を測定する。また、曲げ部完了位置において、「幅方向範囲ｗ₂に隣接する軸受箱率Ｒ＝０の幅方向範囲」（例えば、幅方向範囲ｗ₃）の任意の位置（ｐ₃）で「鋳片表面温度Ｔ_p3:R=0」を測定する（図４のＳ３）。そして、これらの温度差Ｔｍ₂を算出する（図４のＳ４）。鋳片表面温度差Ｔｍ₂は以下の式で表される。
曲げ部完了位置での鋳片表面温度差Ｔｍ₂＝|Ｔ_p2:R≧_0.2−Ｔ_p3:R=0|
なお、「幅方向範囲ｗ₂に隣接する軸受箱率Ｒ＝０の幅方向範囲」は、「幅方向範囲ｗ₁」でもよい。

そして、鋳片表面温度差Ｔｍ₂を用いて上記（１）式から「矯正部開始位置での予測鋳片表面温度差Ｔｅ₂」を算出する（図４のＳ５）。予測鋳片表面温度差Ｔｅ₂は以下の式で表される。
Ｔｅ₂＝Ｔｍ₂＋Ｌ₁×Ｖｃ＋Ｌ₂
ここで、Ｌ₁＝−９７．６×Ｒ＋１６．９
Ｌ₂＝１８１．５×Ｒ−２０．７
Ｒは止水区間の軸受箱率（Ｒ≧０．２） である。
「予測鋳片表面温度差Ｔｅ₂」は、矯正部開始位置において、曲げ部完了位置での測定位置（ｐ₂,ｐ₃）と鋳片幅方向に対応する位置ｐ₁₂と位置ｐ₁₃の予測温度差である。

予測鋳片表面温度差Ｔｅ₂≦３５℃である場合、「幅方向範囲ｗ₂」と「軸受箱率Ｒ＝０の幅方向範囲」との温度差が小さくなると考えられるため、「幅方向範囲ｗ₂」を空気量Ｑ₂（２０Ｎｍ³／(ｍ²・Ｈｒ)≦空気量Ｑ₂≦４０Ｎｍ³／(ｍ²・Ｈｒ)）で冷却する（図４のＳ２）。空気量の調整は幅方向範囲ｗ₂に配置されたノズル５１,７１,９１等の噴霧量を調整することによって行う。

一方、予測鋳片表面温度差Ｔｅ₂＞３５℃である場合、「軸受箱率Ｒ＝０の幅方向範囲」との温度差が大きくなり、割れが発生すると考えられる。そこで、「幅方向範囲ｗ₂」を上記（２）式を満たす空気量Ｑ₁で冷却する（図４のＳ７）。

幅方向範囲ｗ₂の冷却方法が決定すると、残りの幅方向範囲ｗ₄,ｗ₆,ｗ₈についても幅方向範囲ｗ₂と同様な方法で冷却する。

なお、上記では止水区間の基準側（鋳片の下側に対応）について説明したが、反基準側についても基準側と同様な方法で冷却する。

このように、本実施形態では二次冷却帯に水冷区間と空冷区間（止水区間）とを設け、止水区間の空気量を各幅方向位置の「軸受箱率Ｒ」によって変えている。また、「軸受箱率Ｒ」が大きいときは、「予測鋳片表面温度差Ｔｅ」を算出し、「予測鋳片表面温度差Ｔｅ」によって空気量を変えている。
さらに、「予測鋳片表面温度差Ｔｅ」が大きい場合は、割れが発生する可能性があるため、鋳片の冷却に影響する「鋳造速度Ｖｃ」及び「軸受箱率Ｒ」と「予測鋳片表面温度差Ｔｅ」とを基に「空気量Ｑ₂」を算出し、「空気量Ｑ₂」でその幅方向位置を冷却する。
このような方法で鋳片を空気冷却することにより、Ｎｉ含有鋼において軸受箱に起因する鋳片表面温度のばらつきを抑止できる。これにより、割れが発生することを抑止できるため、鋳片を幅方向全体にわたって高品質にすることができる。

次に、上記知見を得るために行った実験を説明する。

鋳造条件及び止水区間の冷却条件を変えたときの割れの有無を調べた。表２〜表７には、実験条件及び実験結果を示している。また、図２０〜２２には「空気量Ｑと予測鋳片表面温度差Ｔｅとの関係」を示している。本実験では、垂直曲げ型連続鋳造機として、機長が４０．６[ｍ]であり、円弧部の曲率半径Ｒが１０．７[ｍ]である連続鋳造機を用いた。また、鋳片サイズが厚み２８０[ｍｍ]×幅２１００[ｍｍ]であるスラブを鋳造した。

下記に実験条件を示す。
・溶鋼の含有成分
Ｃ：０．４〜０．６ｍａｓｓ％
Ｍｎ：０．６〜０．９ｍａｓｓ％
Ｓi：０〜０．３ｍａｓｓ％
Ｐ：０．００５ｍａｓｓ％以下
Ｓ：０．００２ｍａｓｓ％以下
Ｎi：６〜１０ｍａｓｓ％
・止水区間（二次冷却水量＝０とする区間）の軸受箱率Ｒを０〜０．４とした。
・止水区間に配置されたロール：ロール径が２３０〜２９０ｍｍの基準側ロール及び反基準側ロールを用いた。
・ノズル直径ｄ：空冷用ノズル先端部の開口面積を求め（図２３Ａ参照）、開口面積から算出した円相当径をノズル直径ｄ（ｍ）とした。
・ノズルから鋳片表面までの距離ｈ：ノズル先端から鋳片表面までの距離ｈ（ｍ）を測定した（図２３Ｂ参照）。
・鋳造方向に軸受箱と隣り合うノズルに強冷却ノズルを用いた。強冷却ノズルを他のノズルと独立した配管系統とし、流量制御を単独で調整できるようにした。

表２〜表７の「矯正入側の温度差」は、矯正部開始位置における鋳片表面温度差であり、実測値から算出したものである。「鋳片表面温度差」とは、「軸受箱率Ｒ≧０．２での鋳片表面温度」と「軸受箱率Ｒ＝０での鋳片表面温度」との差である。軸受箱率Ｒ≧０．２が存在しない実験（Ｎｏ.９６,９７,１９１,１９２,２８３,２８４）では、『「軸受箱率Ｒがゼロでない位置の鋳片表面温度」と「軸受箱率Ｒ＝０での鋳片表面温度」との差』を「矯正入側の温度差」とした。

次に、実験結果の評価方法を説明する。
<内部割れ 有無>
特許第４３９７８２５号と同様に、過硫酸アンモニウムを用いた断面マクロ試験を実施した。鋳造後にスラブの一部（試料）を採取し、試料を所定の平面度まで研磨した後、研磨面に過硫酸アンモニウム（(ＮＨ₄)₂Ｓ₂Ｏ₈）を塗布し、腐食させた（腐食処理）。そして、研磨面を肉眼や顕微鏡を用いて目視により確認した。金属組織上の欠陥が存在する部分と存在しない部分とでは腐食の進行が異なり、欠陥が存在する部分には腐食班が生じる。そこで、腐食班が１つでも発生した場合は、内部割れが発生したと評価して表１に「有」と示した。一方、腐食班が発生しなかった場合は、内部割れが発生しなかったと評価して「無」と示した。
<表面割れ 有無>
鋳造後のスラブを徐冷するもしくはスラブにカバーをかけて徐冷した後、スラブ表面を１．５ｍｍ溶削（スカーフ）し、磁粉探傷試験を実施した。本試験で表面割れが発生した場合を「有」とし、発生しなかった場合を「無」とした。
<皮下割れ 有無>
鋳片断面を塩酸によって腐食させ、表層から５〜２０ｍｍの範囲に割れが発生しているか確認した。割れが発生した場合を「有」とし、割れが発生しなかった場合を「無」とした。
<総合評価>
内部割れ、表面割れ、及び皮下割れが全て「無」である場合は総合評価を「○」とし、１つでも「有」が存在する場合は総合評価を「×」とした。

（表２,表３）
鋳造速度Ｖｃ＝０．７ｍ／ｍｉｎに関する実験条件及び実験結果を示している。

（表４,表５）
鋳造速度Ｖｃ＝１．０ｍ／ｍｉｎに関する実験条件及び実験結果を示している。

（表６,表７）
鋳造速度Ｖｃ＝１．３ｍ／ｍｉｎに関する実験条件及び実験結果を示している。

表２〜表７から下記の結果が得られた。
<鋳造速度Ｖｃ>
鋳造速度Ｖｃ＝０．７ｍ／ｍｉｎ,１．０ｍ／ｍｉｎ,１．３ｍ／ｍｉｎでは割れが発生しなかったが、Ｖｃ＝０．６ｍ／ｍｉｎ（Ｎｏ.８８）及びＶｃ＝１．４ｍ／ｍｉｎでは（Ｎｏ.８９）では割れが発生した。
Ｎｏ.８８では、鋳造速度Ｖｃが遅く、矯正部で鋳片表面温度が大きく低下した。このため表面割れが発生した。
一方、Ｎｏ．８９では、鋳造速度Ｖｃが速かったため、冷却不足によるバルジングが発生し、内部割れが発生した。
これらの結果から、鋳造速度Ｖｃを０．７〜１．３ｍ／ｍｉｎとすると割れの発生を抑止できることがわかった。

<二次冷却水量>
二次冷却水量が０．０９〜０．３３ｌ／ｋｇでは割れが発生しなかったが、二次冷却水量が０．０７ｌ／ｋｇ（Ｎｏ.１９７）及び０．４０ｌ／ｋｇ（Ｎｏ.１９８）では割れが発生した。
Ｎｏ.１９７では、冷却不足からバルジングよる内部割れが発生した。
一方、Ｎｏ.１９８では、曲げ部で鋳片表面温度が大きく低下したため、表面割れが発生した。
これらの結果から、二次冷却水量を０．０９〜０．３３ｌ／ｋｇとすると割れの発生を抑止できることがわかった。

<止水区間後の冷却長さ>
「止水区間後の冷却長さ」が３ｍ以下では割れが発生しなかったが、「止水区間後の冷却長さ」が５ｍ及び７ｍ（Ｎｏ.９０〜Ｎｏ．９５,Ｎｏ.１８５〜１９０）では割れが発生した。
Ｎｏ.９０〜Ｎｏ．９５,Ｎｏ.１８５〜１９０では、矯正通過時の鋳片温度を脆化温度より高温側にできなかったため、表面割れが発生したと考えられる。
これらから、「止水区間後の冷却長さ」を３ｍ以下とすると割れの発生を抑止できることがわかった。

また、Ｎｏ.９６,９７,１９１,１９２,２８３,２８４のように、軸受箱率Ｒが０．１４と小さい位置では、Ｒ＝０と同じ空気量でも鋳片表面温度差を十分に小さくできることがわかった。

以上、本発明の実施形態について図面に基づいて説明したが、具体的な構成は、これらの実施形態に限定されるものでないと考えられるべきである。本発明の範囲は上記した説明ではなくて特許請求の範囲によって示され、特許請求の範囲と均等の意味及び範囲内でのすべての変更が含まれる。

例えば、基準側ロールの構成と反基準側ロールの構成は同じでもよく、異なっていてもよい。また、基準側ロール及び反基準側ロールの構成やノズルの位置は図３及び図１９に示すものに限られず、変更可能である。

また、上述した実施形態では「曲げ部１２完了位置での鋳片表面温度差Ｔｍ」を求めるときに、隣り合う２つの幅方向領域の鋳片表面温度を用いたが（図６及び図１９参照）、隣り合わない領域の鋳片表面温度を用いてもよい。

さらに、上述した実施形態では１つの幅方向範囲の空気量を１つの幅方向位置から決定したが（図６及び図１９参照）、１つの幅方向範囲において２つ以上の幅方向位置から空気量を決定してもよい。

本発明は、Ｎｉ含有鋼の鋳造に利用することができる。

１ タンディッシュ
２ 浸漬ノズル
３ 鋳型
４ ロール群
５,５１,６１,６２,６３,６４,６５,６６,６７,７１,７２,８１,８２,８３,９１,９２,９５,１５１,１５２ ノズル
６ 溶鋼
１１ 垂直部
１２ 曲げ部
１３ 円弧部
１４ 矯正部
１５ 水平部
１６ ロール対
１７,３１,３２,３３,３４,３５,３６,４１,４２,４３,４４,４５,４６,１４１,１４２ 基準側ロール
１８ 反基準側ロール
３１Ａ,３１Ｂ,３２Ａ,３２Ｂ,４１Ａ,４１Ｂ,４１Ｃ,４２Ａ,４２Ｂ,４２Ｃ ロール部
３１ａ,３２ａ,４１ａ,４１ｂ,４２ａ,４２ｂ,１４１ａ,１４２ａ 軸受箱部
１００ 連続鋳造機
Ｓ,Ｒ,Ｕ₁,Ｕ₂ 領域
Ｕ₃ 領域（鋳片幅方向領域）

Claims (1)

1. 鋳造方向に並設された複数のロールを備えた垂直曲げ型連続鋳造機を用いた連続鋳造方法であり、
   前記ロールは、鋳片幅方向に２以上に分割されているとともに、各分割位置に配置された軸受箱を有しており、
   Ｎｉ含有量が６〜１０ｍａｓｓ％のＮｉ含有鋼を、鋳造速度Ｖｃが０．７〜１．３ｍ／ｍｉｎで鋳造する際に、
   鋳型直下から曲げ完了位置までの比水量を０．０９〜０．３３ｌ／ｋｇとし、
   曲げ完了位置から矯正完了位置までの区間において曲げ完了位置から矯正完了位置の上流側３ｍの位置までの範囲を少なくとも含む領域を、二次冷却水量がゼロであり且つ空気冷却する止水区間とし、
   前記止水区間において、所定の幅方向位置における、鋳造方向に並設されたロールの全数に対する、軸受箱が存在するロールの数の比率を軸受箱率Ｒとするとき、
   鋳片の幅両端から幅中央に向かって１００ｍｍの範囲を除く鋳片幅方向領域において、
   曲げ完了位置における、軸受箱率Ｒ＝０の幅方向位置での鋳片表面温度と軸受箱率Ｒ≧０．２の幅方向位置での鋳片表面温度とを測定し、これらの温度差Ｔｍを算出し、
   矯正開始位置における、軸受箱率Ｒ＝０の幅方向位置での鋳片表面温度と軸受箱率Ｒ≧０．２の幅方向位置での鋳片表面温度との予測鋳片表面温度差Ｔｅを算出し、ここで、Ｔeは下記（１）式から算出できる
   Ｔｅ＝Ｔｍ＋Ｌ₁×Ｖｃ＋Ｌ₂ ・・・（１）
   ここで、Ｌ₁＝−９７．６×Ｒ＋１６．９
   Ｌ₂＝１８１．５×Ｒ−２０．７ である
   前記止水区間では、
   軸受箱率Ｒ≧０．２の幅方向位置であり且つＴｅ＞３５を満たす幅方向位置で下記（２）式を満足する空気量Ｑ₁の空気冷却を実施し、
   ［Ｋ×（α₁×Ｔｅ²＋β₁×Ｔｅ＋γ₁）]≦Ｑ₁≦［Ｋ×（α₂×Ｔｅ²＋β₂×Ｔｅ＋γ₂）]・・・（２）
   ここで、Ｑ₁：空気量（Ｎｍ³／(ｍ²・Ｈｒ)）
   Ｋ ：−１．８２×｛（ｄ^-0.5×ｈ^-1）／７９．１｝＋２．８２
   ｄ ：冷却用ノズルの先端開口部の円相当径
   ｈ ：ノズルから鋳片までの距離
   Ｒ ：止水区間の軸受箱率
   α₁：（１．６５×Ｒ−０．１０）×Ｖｃ＋（−５．６０×Ｒ＋２．２４）
   β₁：（−９０．６５×Ｒ＋７．５１）×Ｖｃ＋（３５６．７６×Ｒ−１４２．０５）
   γ₁：（１１１２．２６×Ｒ−９４．２０）×Ｖｃ＋（−５６０７．５１×Ｒ＋２２２７．８９）
   α₂：（１．６４×Ｒ−０．１０）×Ｖｃ＋（−５．６０×Ｒ＋２．２３）
   β₂：（−７５．９１×Ｒ＋４．６７）×Ｖｃ＋（３１０．２１×Ｒ−１２１．９５）
   γ₂：（７７９．４７×Ｒ−７０．２９）×Ｖｃ＋（−４２５７．７７×Ｒ＋１６７８．９４）
   軸受箱率Ｒ≧０．２の幅方向位置であり且つＴｅ≦３５を満たす幅方向位置、及び軸受箱率Ｒ＜０．２の幅方向位置で下記（３）式を満足する空気量Ｑ₂の空気冷却を実施することを特徴とする連続鋳造方法。
   ２０Ｎｍ³／(ｍ²・Ｈｒ)≦Ｑ₂≦４０Ｎｍ³／(ｍ²・Ｈｒ)・・・（３）