JP2016179490A - 連続鋳造方法 - Google Patents

Abstract

【課題】耐サワー鋼の鋳造において、鋳片の幅方向全体に亘って中心偏析を低減する。【解決手段】二次冷却帯において鋳片を比水量Ｑ（０．８〜１．４Ｌ／ｋｇ-ｓｔｅｅｌ）で冷却する。「鋳型直下から、鋳片表面温度が９５０℃以下であり且つ鋳型に最も近いロールスタンド間までの領域Ａ」において、軸受箱率ｇが０．３０≦ｇ≦０．５０の幅方向位置を水量密度ＱAでさらに冷却する。「領域Ａの下流端から、凝固殻厚さＤが１００ｍｍを超え且つ鋳型に最も近いロールスタンド間までの領域Ｂ」において、軸受箱率ｇが０．３０≦ｇ≦０．５０の幅方向位置を水量密度ＱBでさらに冷却する。【選択図】図１６

Description

本発明は、耐サワー鋼の連続鋳造方法に関する。

石油や天然ガスには硫化水素が含まれるため、これらの輸送に用いられる鋼材（以下、耐サワー鋼と称する。）は常に硫化水素雰囲気下にある。このような雰囲気では、水素が鋼材中に進入・拡散し、鋼材中の介在物に集積・ガス化する。その結果、鋼材に内圧が加わることにより介在物の周辺に微細な亀裂が発生し、これが硬化相に沿って伝播することで、水素誘起割れ（以下、ＨＩＣと称する。）が発生する。そこで、耐サワー鋼には優れた耐ＨＩＣ性が要求される。

ＨＩＣは鋳造時に生じた介在物及び中心偏析等を起点として発生するため、従来より中心偏析を低減させる方法が提案されている。例えば特許文献１には、「軽圧下帯における圧下勾配を鋳造方向下流側ほど小さく設定し、当該軽圧下帯を用い、少なくとも、鋳片の厚み中心部の固相率が０．４以下の時点から０．８以上になる時点まで、０．９〜１．３ｍｍ／ｍｉｎの範囲内の圧下速度で鋳片を圧下する」方法が記載されている。

ところで、連続鋳造機には、鋳片を支持する複数のロールが鋳造方向に沿って並設されている。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）では鋳片とロールが接触しないため、抜熱量が少ない。このため軸受箱部ではロール接触部より凝固が遅れ、中心偏析が発生しやすい。

そこで、特許文献２,３では、軸受箱部が多い位置と少ない位置との比水量比を規定し、軸受箱部の凝固が遅れないようにしている。具体的には、炭素濃度Ｃが０．０３〜０．６０[ｍａｓｓ％]のスラブを鋳造する際、鋳型直下のロールスタンドからメニスカスからの距離が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、０≦軸受箱率Ｒ≦０．２である幅方向範囲における比水量Ｗ_A[Ｌ／ｋｇ-ｓｔｅｅｌ]と、０．２＜軸受箱率Ｒ≦１である幅方向範囲における比水量Ｗ_B[Ｌ／ｋｇ-ｓｔｅｅｌ]との比率を、下記の範囲にしている。
１．２１Ｒ_B＋０．７６≦Ｗ_B／Ｗ_A≦２．６１Ｒ_B＋１．１６ ・・・（１）
ここで、Ｒ_Bは軸受箱率Ｒである。
これにより鋳片を均一に冷却し、鋳片の幅方向全体に亘って中心偏析が発生することを抑止している。

なお、軸受箱部の比水量を規定するものではないが、特許文献４にも鋳片を均一に冷却する方法が記載されている。特許文献４では、鋳片に滞留した冷却水により鋳片が部分的に過冷却されることを抑止するため、軸受箱（ロールチョック）と鋳片との隙間に鋳造方向下流側から上流側に向かう気体流を発生させ、気体流によって鋳片に溜まる冷却水の残留水が軸受箱（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ている。

特開２０１１−５５２５号公報 特開２０１３−４６９２６号公報 特開２０１３−１１９０９９号公報 特開２０１１−２００８９３号公報

上述したように、軸受箱部ではロール接触部より凝固が遅れるが、特許文献１では軸受箱部を考慮した冷却方法が記載されていない。したがって、特許文献１では、軸受箱部とロール接触部を同じ冷却条件で冷却していると考えられる。しかし、軸受箱部とロール接触部を同じ冷却条件にすると、軸受箱部で凝固が遅れ、中心偏析が発生する。

また、特許文献４には鋳片に滞留した冷却水が鋳片とロールとの接触がない軸受箱部に流れ込み過冷却が生じるのを抑止する方法が記載されているが、軸受箱部にロールが接触しないことで凝固が遅れることについて記載されていない。したがって、特許文献４でも特許文献１と同様に、ロール間で噴射されるスプレー又はミスト冷却について軸受箱部とロール接触部を同じ冷却条件で冷却していると考えられる。このため特許文献４でも冷却水量が少ない場合、軸受箱部で凝固遅れが生じ、中心偏析が発生する。

なお、特許文献２,３では軸受箱部を考慮した比水量比を規定しているが、特許文献２,３の比水量比で耐サワー鋼を冷却しても、耐サワー鋼の厳しい品質基準（最大偏析粒径が１．２ｍｍ以下）を確保できないことがわかった。

そこで、本発明の目的は、耐サワー鋼において鋳片の幅方向全体に亘って中心偏析を低減できる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スタンドを備えたスラブ連続鋳造機によって、耐サワー鋼を、鋳造速度Ｖｃ１．０〜１．３ｍ／ｍｉｎ、比水量０．８〜１．４Ｌ／ｋｇ-ｓｔｅｅｌの鋳造条件で製造する方法であり、
前記ロールスタンドには、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する複数の分割ロールが鋳造方向に並設され、
所定の幅方向位置における、鋳造方向に並設された分割ロールの全数に対する、軸受箱が存在する分割ロールの数の比率を軸受箱率とし、
鋳造方向に隣り合うロールスタンド間において、鋳型直下から各ロールスタンド間までの範囲の軸受箱率が最大となる幅方向位置で鋳片表面温度を測定し、
鋳型直下から鋳片表面温度が９５０℃以下であり且つ鋳型に最も近いロールスタンド間までの領域を領域Ａとし、
鋳造方向に隣り合うロールスタンド間において、鋳型直下から各ロールスタンド間までの範囲の軸受箱率が最大となる幅方向位置で凝固殻厚さＤを測定し、
前記領域Ａの下流端から凝固殻厚さＤが１００ｍｍを超え且つ鋳型に最も近いロールスタンド間までの領域を領域Ｂとし、
前記領域Ａの上流端から前記領域Ｂの下流端までの領域において、所定の幅方向位置における、鋳造方向に並設された分割ロールの全数に対する、軸受箱が存在する分割ロールの数の比率を軸受箱率ｇとし、
鋳造方向に隣り合う２本の分割ロール間に配置された第１ミストノズルによって、スラブを０．８〜１．４Ｌ／ｋｇ-ｓｔｅｅｌの比水量Ｑ（Ｌ／ｋｇ-ｓｔｅｅｌ)で冷却するとき、
前記第１ミストノズルとは別に設けられた第２ミストノズルにより、
前記領域Ａにおいて、軸受箱率ｇが０．３０≦ｇ≦０．５０であるスラブの幅方向位置に、（α）式を満たす水量密度Ｑ_Aの冷却をさらに行い、
（４１．０３Ｖｃ−５５．２）Ｑ²＋（−７４．１２Ｖｃ＋９７．０９）Ｑ＋４２．３４Ｖｃ−４０．２≦Ｑ_A≦（１８９．５１Ｖｃ−２５４．９４）Ｑ²＋（−３４２．３２Ｖｃ＋４４８．４３）Ｑ＋１９３．０１Ｖｃ−１８３．１８ ・・・（α）
前記領域Ｂにおいて、軸受箱率ｇが０．３０≦ｇ≦０．５０であるスラブの幅方向位置に、（β）式を満たす水量密度Ｑ_Bの冷却をさらに行う。
（１５．８２Ｖｃ−２１．２８）Ｑ²＋（−２８．５８Ｖｃ＋３７．４４）Ｑ＋３０．７５Ｖｃ−２９．７９≦Ｑ_B≦（８１．２２Ｖｃ−１０９．２６）Ｑ²＋（−１４６．７１Ｖｃ＋１９２．１８）Ｑ＋８２．７２Ｖｃ−７８.５１ ・・・（β）
但し、前記第１ミストノズル及び前記第２ミストノズルの気水比は、質量比で０．１０以下である。

本発明では、二次冷却帯においてスラブを比水量Ｑで冷却し、復熱後の鋳片表面温度が高い「領域Ａ」とその下流の「領域Ｂ」で、それぞれ、凝固遅れが生じやすい軸受箱率ｇ（０．３０≦ｇ≦０．５０）の幅方向位置を、水量密度Ｑ_Aと水量密度Ｑ_Bでさらに冷却している。これにより軸受箱率ｇが高い幅方向位置で凝固遅れが生じることを抑止できるため、スラブの幅方向全体に亘って中心偏析を低減できる。また、耐サワー鋼の厳しい品質基準（最大偏析粒径が１．２ｍｍ以下）を満足するスラブを鋳造することができる。これにより、ＨＩＣの発生を抑止した耐サワー鋼が得られる。

連続鋳造機の全体構成を示す模式図である。 ロールスタンドの基準側の構成の一例を示す模式図である。 鋳片表面近傍を示す断面写真である。 凝固完了位置の差と軸受箱率との関係を示す図である。 軸受箱率と最大偏析粒径との関係を示す図である。 ロールスタンドの基準側の構成の他の例を示す模式図である。 ミストノズルと鋳片を示す図（図２のVII-VII線に沿った図）である。 ミストノズルと鋳片を示す図（図６のVIIIA-VIIIA線に沿った図）である。 ミストノズルと鋳片を示す図（図６のVIIIB-VIIIB線に沿った図）である。 凝固定数Ｋと比水量との関係を示す図である。 凝固速度ｄＤ／ｄｔと凝固殻厚さＤとの関係を示す図である。 凝固速度差と凝固殻厚さＤとの関係を示す図である。 凝固殻厚さＤとメニスカスからの距離との関係を示す図である。 領域Ｘの例を示す図である。 総合の熱伝達率α_Tと鋳片表面温度との関係を示す図である。 鋳片表面温度とメニスカスからの距離との関係を示す図である。 領域Ａ及び領域Ｂの例を示す図である。 水量密度Ｑ_A及び水量密度Ｑ_Bを求めるために行った実験結果を示す図である。 水量密度Ｑ_A及び水量密度Ｑ_Bを求めるために行った実験結果を示す図である。 水量密度Ｑ_Aの上限を求める実験結果を示す図である。 水量密度Ｑ_Aの上限を求める実験結果を示す図である。 実験で用いたロールスタンドの基準側の構成を示す模式図である。 実験で用いたロールスタンドの断面図（図２１のII-II線に沿った図）である。 最大偏析粒径の測定方法を説明する図である。

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スタンド４と、を備えている。本実施形態では、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。また、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。

鋳型３には平面視において略矩形状の開口が形成され、スラブを鋳造可能である。

ロールスタンド４には、鋳造方向に並設された複数の支持ロール対４０が設置されている。図１では１つのロールスタンド４に３対の支持ロール対４０が設置されているが、１つのロールスタンド４に設置される支持ロール対の数は３対に限られない。

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）、その後、ロールスタンド４の支持ロール対４０に挟持されながら、凝固シェルを形成しつつ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。

本実施形態では、鋳造速度Ｖｃ１．０〜１．３ｍ／ｍｉｎ、比水量０．８〜１．４Ｌ／ｋｇ-ｓｔｅｅｌで耐サワー鋼を鋳造する。

鋳造速度Ｖｃが１．０ｍ／ｍｉｎ未満と遅い場合、浸漬ノズル２が詰まることにより、鋳造が続けられなくなり、生産性が低下する。一方、鋳造速度が１．３ｍ／ｍｉｎを超える場合、中心部の偏析レベルが悪化し、耐サワー鋼の品質基準（最大偏析粒径が１．２ｍｍ以下）を確保できなくなる。

また、比水量が０．８Ｌ／ｋｇ-ｓｔｅｅｌ未満と少ない場合、凝固殻の温度が上昇し、ロール間バルジングによる内部割れが発生する。一方、比水量が１．４Ｌ／ｋｇ-ｓｔｅｅｌを超える場合、鋳片表面温度が低下し、矯正部１４で温度が低下しやすいコーナー部が脆化することによって表面割れが生じる。

図１に示すように、ロールスタンド４に設置された支持ロール対４０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４１と反基準側ロール４２とを有している。鋳造経路Ｐの一方側（鋳片の下側に対応）には複数の基準側ロール４１が鋳造方向に並設され、鋳造経路Ｐの他方側（鋳片の上側に対応）には複数の反基準側ロール４２が鋳造方向に並設されている。基準側ロール４１及び反基準側ロール４２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。

鋳造方向に隣り合う基準側ロール４１,４１の間には第１ミストノズル４３が配置されている。また、鋳造方向に隣り合う反基準側ロール４２,４２の間には第１ミストノズル４４が配置されている。第１ミストノズル４３,４４によって、スラブを比水量Ｑ（０．８〜１．４Ｌ／ｋｇ-ｓｔｅｅｌ）で冷却している。本実施形態では第１ミストノズル４３,４４が配置された区間を「二次冷却帯」と呼ぶ。

第１ミストノズルから気水比０．１０以下（質量比）のミストが噴霧される。気水比とは、ミストノズルに吹き込むエア量と水量の質量比である。低水量では、ノズル詰まり等のバラツキによって鋳片に噴霧される水量が変化する。気水比が０．１０を超えると、ミスト冷却の熱伝達率が水量密度の変化の影響を大きく受けるため、正確な冷却制御が難しい。

図２には、ロールスタンド４の基準側の一例を示している。図２では、上流から下流に向かってロール（基準側ロール）３１,３２,３３,３４,３５,３６と付している。本実施形態では、これら６本の基準側ロールをロール群３０と呼ぶ。

〈ロール群３０〉
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。
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。
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２ではこれらを省略している。

鋳造方向に隣り合う基準側ロール３１と基準側ロール３２と間には、７個の第１ミストノズル１３１ａ,１３１ｂ,１３１ｃ,１３１ｄ,１３１ｅ,１３１ｆ,１３１ｇが鋳片幅方向に所定の間隔で並んでいる。第１ミストノズル１３１ａ,１３１ｂ,１３１ｃ,１３１ｄ,１３１ｅ,１３１ｆ,１３１ｇは、軸受箱３１ａ,３２ａと鋳造方向に重ならないように配置されている。

また、他の隣り合う２本の基準側ロールの間にも、７個の第１ミストノズルが鋳片幅方向に離隔して並んでいる。７個の第１ミストノズルは、それぞれ第１ミストノズル１３１ａ,１３１ｂ,１３１ｃ,１３１ｄ,１３１ｅ,１３１ｆ,１３１ｇと同じ幅方向位置に配置されている。第１ミストノズルは、軸受箱部３１ａ,３２ａ,３３ａ,３４ａ,３５ａ３６ａと鋳造方向に重ならないように配置されている。これらの第１ミストノズルは、図１の第１ミストノズル４３,４４に相当する。

本実施形態では、鋳造方向の所定の領域において、鋳片の所定の幅方向位置における、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ｇ」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ｇ＝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ｇ＝１である。

図２のロール群３０では、
・軸受箱部３１ａ,３３ａ,３５ａに対応する鋳片幅方向範囲を「ｗ_A」とし、
・軸受箱部３２ａ,３４ａ,３６ａに対応する鋳片幅方向範囲を「ｗ_B」としたとき、
１)幅方向範囲ｗ_Aの軸受箱率ｇが（３／６）＝０.５であり、
２)幅方向範囲ｗ_Bの軸受箱率ｇが（３／６）＝０．５であり、
３)幅方向範囲ｗ_A，ｗ_Bを除く幅方向範囲の軸受箱率ｇが０である。

例えば、連続鋳造機１００に図２に示すロールスタンド４が１０個並設されている場合、１０個のロールスタンド４が配置された領域には、基準側に１０個のロール群３０が配置される。１０個のロールスタンド４において、基準側では、所定の幅方向位置における、鋳造方向に並設された分割ロールの全数（６本×１０）に対する、軸受箱が存在する分割ロールの数の比率を軸受箱率ｇは、ロール群３０の軸受箱率ｇと同じであり、
１)幅方向範囲ｗ_Aの軸受箱率ｇが（３／６）＝０.５であり、
２)幅方向範囲ｗ_Bの軸受箱率ｇが（３／６）＝０．５であり、
３)幅方向範囲ｗ_A，ｗ_Bを除く幅方向範囲の軸受箱率ｇが０である。

上記軸受箱部ではロールと鋳片が接触しないため、抜熱量が少なく、冷却不足となる。これにより軸受箱部の凝固がロール接触部（鋳片のロール部と接触する部分）の凝固より遅れ、軸受箱部の凝固完了位置がロール接触部より下流へずれる。このため軸受箱部に中心偏析が発生しやすい。

軸受箱率ｇが大きくなるにつれて、凝固完了位置が下流へ大きくずれやすい。そこで、軸受箱率ｇと凝固完了位置との関係を調べる実験を行った。

<実験１>
鋳造速度１．１ｍ／ｍｉｎ、比水量１．０Ｌ／ｋｇ−ｓｔｅｅｌの鋳造条件で耐サワー鋼を鋳造し、各軸受箱率ｇの幅方向位置における凝固完了位置Ｌ（ｍ）を以下の方法から算出した。

文献（J.Sengupta、M.Trinh、D.Currey and B.G.Thomas：AISTech2009 Proc. Vol.1,p1177）の記載に従い、鋳型出口から１２ｍ付近に配置されたロール間において、軸受箱率ｇが０〜０．４４６に相当する鋳片幅方向位置で幅２５ｍｍ、長さ１００ｍｍ、厚さ６ｍｍの鉄片を落下させ、ロールと鋳片との間に噛みこませた。鋳片表面温度が高いため、常温の鉄片は鋳片表面を凹ませ、凝固殻に変形を生じさせる。これにより噛みこませた鉄片の位置に相当する凝固殻内面に、内部割れが発生する。凝固殻の強制変形により生じた内部割れ部では、凝固殻の先端で周囲の合金元素が濃化した残溶鋼が吸引され、偏析が形成される。

内部割れ部の発生箇所を調べるため、鋳造後の鋳片を切断し、切断面をピクリン酸、塩化第二銅及び表面活性剤からなる腐食液で腐食した。図３（写真）に示すように内部割れが発生した切断面で、鋳片表面から内部割れ発生の先端位置までの距離を測定することにより、凝固殻厚さＤ（ｍｍ）を測定した。なお、内部割れの先端位置は流動限界固相率０．７〜０．８程度とされているため、ここでいう凝固殻厚さＤは固相率０．７の凝固殻厚さである。

「凝固殻厚さＤ（ｍｍ）」と「鉄片を噛みこませた時期（凝固開始からの経過時間）ｔ（ｍｉｎ）」の間には、以下の関係式が成立することが知られている。
Ｄ＝Ｋ×（ｔ^0.5） ・・・(１)
（１）式と測定した「凝固殻厚さＤ（ｍｍ）」及び「鉄片を噛みこませた時期ｔ（ｍｉｎ）」から、凝固の進行度合いを示す凝固定数Ｋ（ｍｍ/ｍｉｎ^0.5）を求めた。

凝固完了位置Ｌ（ｍ）は下記（２）式から算出される。
Ｌ＝Ｖｃ×ｔ ・・・(２)
（１）式からｔ＝（Ｄ／Ｋ）²であり、凝固殻厚さＤ（ｍｍ）はＤ＝Ｗ／２（Ｗは鋳片厚さ(ｍｍ)）で表されるため、（２）式は以下の式で表される。
Ｌ＝Ｖｃ×（Ｄ／Ｋ）²
＝Ｖｃ×（Ｗ／２Ｋ）² ・・・(３)
（３）式から、各軸受箱率ｇの幅方向位置における凝固完了位置Ｌ（ｍ）を算出した。

軸受箱率ｇ＝０の凝固完了位置Ｌ_g=0（ｍ）を０（ｍ）とし、「Ｌ_g=0＝０（ｍ）と各軸受箱率ｇの凝固完了位置Ｌ（ｍ）との差の絶対値」（凝固完了位置の差(ｍｍ)）を算出した。図４には「凝固完了位置の差」と「軸受箱率ｇ」の関係を示し、近似線を引いている。

図４から軸受箱率ｇが０．３未満では、凝固完了位置の差が小さい。このため軸受箱率ｇが０．３未満では、軸受箱による凝固遅れを考慮しなくてよいと考えられる。

一方、軸受箱率ｇが０．３以上では、凝固完了位置の差が急激に増加していることから、凝固完了位置が下流へ大きくずれ、中心偏析が発生しやすいと考えられる。

図５には偏析粒径と軸受箱率との関係を示している。図５から軸受箱率ｇが０．３未満では最大偏析粒径１．２ｍｍ未満であり、耐サワー鋼の品質を満たすが、軸受箱率ｇが０．３以上では最大偏析粒径が１．２ｍｍを超え、耐サワー鋼の品質基準を満たさないことがわかった。

他の鋳造条件でも同様な実験を行ったところ、図４及び図５と同様な結果が得られた。

上記より、耐サワー鋼では、軸受箱率ｇが０．３以上の幅方向位置で凝固が大幅に遅れ、最大偏析粒径が１．２ｍｍを超えることがわかった。そこで、本実施形態では、軸受箱率ｇが０．３以上の幅方向位置で冷却を強化し、この位置で凝固遅れが生じることを抑止する。これにより最大偏析粒径が１．２ｍｍ以内になるようにし、耐サワー鋼の品質基準を満たす鋳片を得る。

なお、軸受箱率ｇの上限は１．０であるが、軸受箱率が０．５を超えると、軸受箱部にバルジングが発生する虞があるため、軸受箱率が０．５を超える構成は一般的に用いられない。そこで本実施形態では、軸受箱率ｇが０．３以上０．５以下の幅方向位置で冷却を強化する。

例えば、図６に示すように、軸受箱率ｇが０．３≦ｇ≦０．５の幅方向範囲ｗ_A,ｗ_Bに第２ミストノズルを配置する。図６では、幅方向範囲ｗ_Aに第２ミストノズル２３１,２３３,２３５を配置し、幅方向範囲ｗ_Bに第２ミストノズル２３２,２３４,２３６を配置している。第２ミストノズル２３１,２３３,２３５は幅方向範囲ｗ_Aに配置された軸受箱に隣り合うように配置されている。また、第２ミストノズル２３２,２３４,２３６は幅方向範囲ｗ_Bに配置された軸受箱に隣り合うように配置されている。

第２ミストノズルから噴霧されるミストの気水比は、０．１０以下（質量比）である。第２ミストノズルから噴霧される水量は、上述した第１ミストノズルから噴霧される比水量（０．８〜１．４Ｌ／ｋｇ-ｓｔｅｅｌ）に含まれない。

第１ミストノズル及び第２ミストノズルの制御は、ロールスタンド毎に設定及び変更することができる。

第２ミストノズルが設置されていない領域では（図２参照）、図７に示すように、第１ミストノズル１３１ａ,１３１ｂ,１３１ｃ,１３１ｄ,１３１ｅ,１３１ｆ,１３１ｇから鋳片の基準面全面にミストが噴霧される。また、鋳片の反基準面にも第１ミストノズルからミストが噴霧される。第１ミストノズルにより、鋳片は、０．８〜１．４Ｌ／ｋｇ-ｓｔｅｅｌの比水量Ｑ（Ｌ／ｋｇ-ｓｔｅｅｌ)で冷却される。

一方、第２ミストノズルが設置された領域では、図８Ａに示すように、基準側では、幅方向範囲ｗ_Aに第１ミストノズル１３１ｃ,１３１ｄ及び第２ミストノズル２３１からミストが噴霧される。これにより幅方向範囲ｗ_Aの冷却を他の幅方向位置（ｇ＝０の幅方向位置）より強化することができる。

また、幅方向範囲ｗ_B（基準側）でも、図８Ｂに示すように、第１ミストノズル１３１ｃ,１３１ｄ及び第２ミストノズル２３２からミストが噴霧される。これにより幅方向範囲ｗ_Bの冷却を他の幅方向位置（ｇ＝０の幅方向位置）より強化することができる。

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が実施される。

ところで、鋳片が冷却されると凝固殻が徐々に厚くなり、ある程度の厚さになると、ミスト冷却を行っても凝固を促進させることが難しいと考えられる。そこでミスト冷却が効果的な凝固殻厚さを調べる実験を行った。

<実験２>
文献（J.Sengupta、M.Trinh、D.Currey and B.G.Thomas：AISTech2009 Proc. Vol.1,p1177）の記載に従い、実験１と同様な方法で凝固殻厚さＤを測定した。実験２では、鋳型出口から１０ｍ付近に配置されたロール間において、鋳片幅中央付近の軸受箱率ｇ＝０．４４６に相当する位置で鉄片を落下させ、ロールと鋳片間に噛みこませた。

実験１と同様に、（１）式から、凝固の進行度合いを示す凝固定数Ｋ（ｍｍ/ｍｉｎ^0.5）を求めた。
Ｄ＝Ｋ×（ｔ^0.5） ・・・(１)
得られた凝固定数Ｋと比水量の関係を図９に示す。図９から比水量が大きくなるにつれて、凝固定数Ｋが大きくなることがわかる。

（１）式を時間で微分すると、任意の凝固殻厚さにおける凝固速度（ｄＤ／ｄｔ）は下記式で表される。
ｄＤ／ｄｔ＝Ｋ/（２ｔ^0.5）
ここで、（１）式よりｔ^0.5＝Ｄ／Ｋであることから、下記（４）式が得られる。
ｄＤ／ｄｔ＝Ｋ/（２ｔ^0.5）
＝Ｋ²/（２Ｄ） ・・・（４）
（４）式から凝固速度（ｄＤ／ｄｔ）を求めた。

図１０には、凝固速度ｄＤ／ｄｔと凝固殻厚さＤの関係を示している。図１０から各凝固殻厚さＤにおける『「最大比水量（１．４Ｌ／ｋｇ-ｓｔｅｅｌ）の凝固速度」と「最小比水量（０．８Ｌ／ｋｇ-ｓｔｅｅｌ）の凝固速度」の差』（凝固速度差）を算出した。図１１には、凝固速度差と凝固殻厚さＤの関係を示している。

図１０より凝固殻厚さＤが増加するほど、凝固速度が急激に減少していることがわかる。また比水量が多いほど、凝固速度が速い。さらに図１１から、凝固殻厚さＤが増加するほど凝固速度差が小さくなることがわかった。特に凝固殻厚さＤが１００ｍｍを超えると、凝固速度差が０．４ｍｍ／ｍｉｎ以下であった。

上記から凝固殻厚さＤが厚くなると、比水量を多くしても凝固速度は殆ど変らない、つまり比水量が凝固速度に影響しないことがわかった。これは、凝固殻厚さＤが厚くなるほど凝固殻の熱抵抗が大きくなることで、内部の未凝固溶鋼から鋳片表面に向かう伝熱量が減少するためである。

そうすると凝固殻厚さＤが１００ｍｍを超える領域では、ミスト冷却を強化しても、凝固を促進させることはできないと考えられる。そこで本実施形態では、凝固殻厚さＤが１００ｍｍ以内の領域において、ミスト冷却を強化する。

本実施形態では、凝固殻厚さＤを鋳造方向に隣り合う２つのロールスタンド間で測定するため、凝固殻厚さＤが１００ｍｍを超えたロールスタンド間のうち、鋳型に最も近いロールスタンド間までの領域Ｘでミスト冷却を強化する。これにより、凝固殻厚さＤが１００ｍｍ以内の領域においてミスト冷却を強化できる。なおミスト冷却は鋳型直下から開始されるため、領域Ｘの始端は鋳型直下である。

また軸受箱率ｇが大きいほど、凝固が遅れ、凝固殻が厚くなりにくい。本実施形態ではこのような位置の凝固遅れを抑止するため、凝固殻厚さＤの測定は、凝固殻が最も厚くなりにくい幅方向位置、つまり鋳型直下から各ロールスタンド間までの領域において軸受箱率が最大の幅方向位置で行う。

例えば、「Ｎｏ.１のロールスタンドとＮｏ.２のロールスタンド間」で凝固殻厚さＤを測定する場合、Ｎｏ.１のロールスタンドの軸受箱率が最大の幅方向位置で凝固殻厚さＤを測定する。図６に示すロールスタンドの場合、幅方向範囲ｗ_A及び幅方向範囲ｗ_Bの軸受箱率が最大となるため、幅方向範囲ｗ_A内又は幅方向範囲ｗ_B内で凝固殻厚さＤを測定する。

また、「Ｎｏ.２のロールスタンドとＮｏ.３のロールスタンド間」で凝固殻厚さＤの測定する場合、Ｎｏ.１のロールスタンドとＮｏ.２のロールスタンドの軸受箱率が最大の幅方向位置で凝固殻厚さＤを測定する。

また、領域Ｘで冷却を強化するのは、凝固が遅れる０．３≦ｇ≦０.５の幅方向位置であるが、ミスト冷却による効果は領域Ｘで得られるため、領域Ｘの軸受箱率ｇが０．３≦ｇ≦０．５の幅方向位置においてミスト冷却を強化する。これにより領域Ｘの終端において、鋳片幅方向の各位置において凝固の進行が上流側及び下流側へずれないようにすることができる。

以上より、鋳造方向に隣り合うロールスタンド間において、鋳型直下から各ロールスタンド間までの範囲で軸受箱率が最大となる幅方向位置において凝固殻厚さＤを測定し、「鋳型直下から、凝固殻厚さＤが１００ｍｍを超え且つ鋳型に最も近いロールスタンド間までの領域Ｘ」において、領域Ｘの軸受箱率ｇが０．３≦ｇ≦０．５の幅方向範囲でミスト冷却を強化する。

例えば、鋳型直下のロールスタンドを鋳造方向にＮｏ.１,Ｎｏ.２,Ｎｏ.３・・・としたとき、鋳造速度Ｖｃが１．０ｍ／ｍｉｎ、比水量Ｑが１．０Ｌ／ｋｇ-ｓｔｅｅｌの鋳造条件では、図１２に示すように、「Ｎｏ.７のロールスタンドとＮｏ.８のロールスタンド間」以降で凝固殻厚さＤが１００ｍｍを超える。凝固殻厚さＤが１００ｍｍを超えるロールスタンド間のうち、鋳型に最も近いのは「Ｎｏ.７のロールスタンドとＮｏ.８のロールスタンド間」であるため、「鋳型直下からＮｏ.７のロールスタンドとＮｏ.８のロールスタンド間までの領域」を領域Ｘとし（図１３参照）、領域Ｘの０．３≦ｇ≦０．５の幅方向位置でミスト冷却を強化する。

また、鋳造速度Ｖｃが１．３ｍ／ｍｉｎ、比水量Ｑが１．０Ｌ／ｋｇ−ｓｔｅｅｌの鋳造条件では、図１２に示すように、「Ｎｏ.９のロールスタンドとＮｏ.１０のロールスタンド間」以降で凝固殻厚さＤが１００ｍｍを超える。凝固殻厚さＤが１００ｍｍを超えるロールスタンド間のうち、鋳型に最も近いのは「Ｎｏ.９のロールスタンドとＮｏ.１０のロールスタンド間」であるため、「鋳型直下からＮｏ.９のロールスタンドとＮｏ.１０のロールスタンド間までの領域」を領域Ｘとし（図１３参照）、領域Ｘの０．３≦ｇ≦０．５の幅方向位置でミスト冷却を強化する。

なお、図１２では、軸受箱率ｇ＝０．４４６の凝固定数Ｋを用いて凝固殻厚さＤを求めている。軸受箱率ｇが最大（ｇ＝０．４４６）の凝固定数Ｋは２７．４ｍｍ／ｍｉｎ^0.5であるが、軸受箱率ｇが０の凝固定数Ｋは２７．７ｍｍ／ｍｉｎ^0.5であり、わずかに異なる。
凝固定数Ｋによって凝固殻厚さＤのほかに凝固完了位置を求めることができるが、凝固完了位置については、ｇが最大（ｇ＝０．４４６）の凝固定数Ｋを用いた場合と、ｇが最小（ｇ＝０）の凝固定数Ｋを用いた場合とで、１．３ｍ／ｍｉｎの鋳造速度では０．７ｍの差が生じ、１．０ｍ／ｍｉｎの鋳造速度では０．６ｍの差が生じる。したがって、凝固完了位置については凝固定数Ｋが及ぼす影響が大きい。
しかし、凝固殻厚さＤについては、凝固殻厚さ１００ｍｍ付近では、最大軸受箱率ｇ（ｇ＝０．４４６）と最小軸受箱率ｇ（ｇ＝０）で凝固殻厚さの差が１〜２ｍｍと小さいため、凝固定数Ｋが及ぼす影響は小さい。このため軸受箱率ｇ＝０．４４６の凝固定数Ｋを用いても、軸受箱率ｇが０の場合と同程度の凝固殻厚さＤが得られる。

ところで、鋳型直下では、鋳片が復熱し、鋳片表面温度は１１００〜１２００℃程度まで上昇するが、その後、二次冷却によって徐々に低下する。領域Ｘにも、復熱後の高温状態と二次冷却により温度が低下した状態とが存在し、各状態で二次冷却による鋳片表面の熱伝達率が異なると考えられる。そこで、鋳片表面温度と熱伝達率の関係を調べる実験を行った。

<実験３>
スプレーノズルによる鋳片表面の熱伝達率αｗ（ｋｃａｌ/ｍ²・ｈ・℃）は下記（５）式で示される（三塚正志、「鉄と鋼」、６９（１９８３）２、Ｐ.２６８）。
α_w=２．２９２×１０⁸・Ｗ^0.616/θｓ^2.445 ・・・（５）
ここで、Ｗ：水量密度（Ｌ／ｍ²・ｍｉｎ)
θｓ：鋳片表面温度（℃） である。

なお、本実施形態では水を噴霧するスプレーノズルでなく、水とエアが混合されたミストを噴霧するミストノズルを用いている。ミストノズルによる冷却熱の熱伝達率は水量により大きく変化するが、本実施形態では、気水比が０．１０以下と低いため、ミストノズルの水量密度が７０Ｌ／ｍ²・ｍｉｎ以下の場合、水量変化による影響が小さく、熱伝達率がスプレー冷却の熱伝達率と同程度であることが知られている（楢崎誠治ら、「鉄と鋼」、６９（１９８３）、Ｓ９２２）。そこで、本実験ではスプレー冷却の熱伝達率α_w（(５)式）を用いた。

また、鋳片表面からの放射熱伝達率α_γは（６）式で示される。
α_γ＝ε・σ・(Ｔｈ²＋Ｔ１²)・(Ｔｈ＋Ｔ１) ・・・（６）
ここで、ε：放射率（ε＝０．８）
σ：ステファン・ボルツマン定数（４．８８×１０^-8ｋｃａｌ／ｍ²・ｈ・Ｋ⁴）
Ｔｈ：鋳片表面温度（Ｋ）
Ｔ１：スプレー水温（３１３Ｋ＝４０℃）

（５）式及び（６）式から、総合の熱伝達率α_Tを（７）式から算出することができる。
α_T＝α_w＋α_γ ・・・（７）

図１４には、総合の熱伝達率α_Tと鋳片表面温度との関係を示している。図１４では、スプレー水量密度が２０Ｌ／ｍ²・ｍｉｎ、３０Ｌ／ｍ²・ｍｉｎ、４０Ｌ／ｍ²・ｍｉｎの３条件の結果を示している。図１４から、鋳片表面温度９５０℃を境界に熱伝達率α_Tの傾向が異なることがわかった。鋳片表面温度が９５０℃を超えると、熱伝達率α_Tが殆ど変化しないが、鋳片表面温度が９５０℃以下では、鋳片表面温度の低下に伴い熱伝達率α_Tが増加している。

上記から「鋳片表面温度が９５０℃以下の領域」は「鋳片表面温度が９５０℃を超える領域」より熱伝達率が高くなるため、冷却されやすいことがわかる。そうすると、「鋳片表面温度が９５０℃以下の領域」をその上流の「鋳片表面温度が９５０℃を超える領域」と同じ条件で冷却すると、「鋳片表面温度が９５０℃以下の領域」が過冷却されるおそれがある。

「鋳片表面温度が９５０℃以下の領域」で０．３≦ｇ≦０．５の幅方向位置が過冷却されると、ｇ＜０．３の幅方向位置の凝固が遅れ、ｇ＜０．３の幅方向位置に中心偏析が発生する。これによりｇ＜０．３の幅方向位置の最大偏析粒径が１．２ｍｍを超えるおそれがある。

そこで、領域Ｘを「鋳片表面温度が９５０℃を超える領域」と「鋳片表面温度が９５０℃以下の領域」に分け、各領域で冷却条件（水量密度）を規定する。

鋳片表面温度の測定には、放射温度計の先端に光ファイバーを取り付けた表面温度計等を用いることができる。本実施形態では、鋳造方向に隣り合う２つのロールスタンド間で鋳片表面温度を測定するため、鋳片表面温度が９５０℃以下となるロールスタンド間のうち、鋳型に最も近いロールスタンド間を境界とし、このロールスタンド間より上流の領域と下流の領域とに分ける。これにより領域Ｘを「鋳片表面温度が９５０℃を超える領域」と「鋳片表面温度が９５０℃以下の領域」とに分けることができる。

また軸受箱率ｇが大きくなるほど、ロールとの接触が少なく、冷却されにくいため、鋳片表面温度が低下しにくく、凝固遅れが生じやすい。そこで、鋳片表面温度の測定は、鋳片表面温度が低下しにくい幅方向位置、つまり鋳型直下から各ロールスタンド間までの範囲において軸受箱率が最大の幅方向位置で行う。

以上より、鋳造方向に隣り合うロールスタンド間において、鋳型直下から各ロールスタンド間までの範囲で軸受箱率が最大となる幅方向位置において鋳片表面温度を測定し、「鋳型直下から鋳片表面温度が９５０℃以下となり且つ鋳型に最も近いロールスタンド間までの領域Ａ」と「領域Ａの下流端から凝固殻厚さＤが１００ｍｍを超え且つ鋳型に最も近いロールスタンド間までの領域Ｂ」とに分け、それぞれ領域の冷却条件（水量密度）を規定する。

例えば、鋳造速度Ｖｃが１．０ｍ／ｍｉｎ、比水量Ｑが１．０Ｌ／ｋｇ−ｓｔｅｅｌの鋳造条件では、図１５に示すように、「Ｎｏ.２のロールスタンドとＮｏ.３のロールスタンド間」以降で鋳片表面温度が９５０℃以下となる。鋳片表面温度が９５０℃以下のロールスタンド間のうち、鋳型に最も近いのは「Ｎｏ.２のロールスタンドとＮｏ.３のロールスタンド間」であるため、「鋳型直下からＮｏ.２のロールスタンドとＮｏ.３のロールスタンド間までの領域」を領域Ａとする。

また、領域Ｂの終端は領域Ｘの終端であり、図１２及び図１３に示すように、「Ｎｏ.７のロールスタンドとＮｏ.８のロールスタンド間」である。したがって領域Ｂは、『「Ｎｏ.２のロールスタンドとＮｏ.３のロールスタンド間」から「Ｎｏ.７のロールスタンドとＮｏ.８のロールスタンド間」までの領域』である（図１６参照）。

また、鋳造速度Ｖｃが１．３ｍ／ｍｉｎ、比水量Ｑが１．０Ｌ／ｋｇ−ｓｔｅｅｌの鋳造条件では、図１５に示すように、「Ｎｏ.３のロールスタンドとＮｏ.４のロールスタンド間」以降で鋳片表面温度が９５０℃以下となる。鋳片表面温度が９５０℃以下のロールスタンド間のうち、鋳型に最も近いのは「Ｎｏ.３のロールスタンドとＮｏ.４のロールスタンド間」であるため、「鋳型直下からＮｏ.３のロールスタンドとＮｏ.４のロールスタンド間までの領域」を領域Ａとする。

また、領域Ｂの終端は領域Ｘの終端であり、図１２及び図１３に示すように、「Ｎｏ.９のロールスタンドとＮｏ.１０のロールスタンド間」である。したがって領域Ｂは『「Ｎｏ.３のロールスタンドとＮｏ.４のロールスタンド間」から「Ｎｏ.９のロールスタンドとＮｏ.１０のロールスタンド間」までの領域』である（図１６参照）。

次に、領域Ａと領域Ｂの水量密度Ｑ_A,Ｑ_Bを決定するために行った実験を説明する。

（領域Ａの水量密度Ｑ_A、領域Ｂの水量密度Ｑ_B）
耐サワー鋼の品質基準（最大偏析粒径１．２ｍｍ以下）を満たす水量密度Ｑ_A,Ｑ_Bを調べるため、以下の関係を調べた。
１)水量密度Ｑ_Bを一定とし、水量密度Ｑ_Aを変えたときの最大偏析粒径と水量密度Ｑ_Aとの関係
２)水量密度Ｑ_Aを一定とし、水量密度Ｑ_Bを変えたときの最大偏析粒径と水量密度Ｑ_Bとの関係
なお、水量密度Ｑ_A,Ｑ_Bで冷却した幅方向位置は、領域Ａ及び領域Ｂ（領域Ａの上流端から領域Ｂの下流端）の軸受箱率ｇが各鋳造速度で最大となる０．４４４〜０．４４８の幅方向位置である。また１)及び２)の実験は、鋳造速度Ｖｃが１．０ｍ／ｍｉｎ〜１．３ｍ／ｍｉｎ、比水量Ｑが０．８〜１．４Ｌ／ｋｇ-ｓｔｅｅｌの条件で行った。

表１には、上記１)において耐サワー鋼の品質基準（最大偏析粒径１．２ｍｍ以下）を満たす実験結果を示している。表２には、上記２)において耐サワー鋼の品質基準（最大偏析粒径１．２ｍｍ以下）を満たす実験結果を示している。また、図１７には１)及び２)の実験結果の一部を示している。

表１の最小水量密度Ｑ_A.minは、最大偏析粒径１．２ｍｍ以下となった最小の水量密度Ｑ_Aであり、最大水量密度Ｑ_A.maxは、最大偏析粒径１．２ｍｍ以下となった最大の水量密度Ｑ_Aである。
また、表２の最小水量密度Ｑ_B.minは、最大偏析粒径１．２ｍｍ以下となった最小の水量密度Ｑ_Bであり、最大水量密度Ｑ_B.maxは、最大偏析粒径１．２ｍｍ以下となった最大の水量密度Ｑ_Bである。

図１８には、
I)各鋳造速度Ｖｃにおける「最小水量密度Ｑ_A.minと比水量Ｑの関係」及び「最大水量密度Ｑ_A.maxと比水量Ｑの関係」
II)各鋳造速度Ｖｃにおける「最小水量密度Ｑ_B.minと比水量Ｑの関係」及び「最大水量密度Ｑ_B.maxと比水量Ｑの関係」
を示している。

<水量密度Ｑ_A>
図１９には、上記I)の各鋳造速度Ｖｃ（Ｖｃ＝１.０ｍ／ｍｉｎ,１．１ｍ／ｍｉｎ,１．２ｍ／ｍｉｎ,１．３ｍ／ｍｉｎ）における最大水量密度Ｑ_A.maxと比水量Ｑとの関係を示している。各鋳造速度Ｖｃで近似線を引くと、各鋳造速度Ｖｃで２次関数の近似式（Ｑ_A.max＝ａ×Ｑ²＋ｂ×Ｑ＋ｃ）が得られた。

図２０には、「i)近似式の２次の項ａと鋳造速度Ｖｃとの関係」、「ii)近似式の１次の項ｂと鋳造速度Ｖｃとの関係」及び「iii)近似式の定数ｃと鋳造速度Ｖｃとの関係」を示している。i)〜iii)のそれぞれで近似線を引くと、一次関数の近似式が得られた。i)〜iii)の一次関数の近似式をそれぞれ、最大水量密度Ｑ_A.max＝ａ×Ｑ²＋ｂ×Ｑ＋ｃのａ、ｂ及びｃに代入すると、以下の式が得られた。
Ｑ_A.max＝（１８９．５１Ｖｃ−２５４．９４）Ｑ²＋（−３４２．３２Ｖｃ＋４４８．４３）Ｑ＋１９３．０１Ｖｃ−１８３．１８ ・・・（Ａ１）
水量密度Ｑ_A≦Ｑ_A.maxのとき、最大偏析粒径を１．２ｍｍ以下にすることができる。

上記と同様な方法で、I)から最小水量密度Ｑ_A.minを求めると、以下の式が得られた。
Ｑ_A.min＝（４１．０３Ｖｃ−５５．２）Ｑ²＋（−７４．１２Ｖｃ＋９７．０９）Ｑ＋４２．３４Ｖｃ−４０．２ ・・・（Ａ２）
水量密度Ｑ_A≧Ｑ_{A. min}のとき、最大偏析粒径を１．２ｍｍ以下にすることができる。

（Ａ１）式及び（Ａ２）式から、領域Ａにおいて、最大偏析粒径１．２ｍｍ以下にすることができる水量密度Ｑ_Aは以下の式で表される。
（４１．０３Ｖｃ−５５．２）Ｑ²＋（−７４．１２Ｖｃ＋９７．０９）Ｑ＋４２．３４Ｖｃ−４０．２≦Ｑ_A≦（１８９．５１Ｖｃ−２５４．９４）Ｑ²＋（−３４２．３２Ｖｃ＋４４８．４３）Ｑ＋１９３．０１Ｖｃ−１８３．１８ ・・・（α）

<水量密度Ｑ_B>
水量密度Ｑ_Aと同様な方法で、図１８のII)から最大水量密度Ｑ_B.maxを求めると、以下の式が得られた。
Ｑ_B.max＝（８１．２２Ｖｃ−１０９．２６）Ｑ²+（−１４６．７１Ｖｃ＋１９２．１８）Ｑ+８２．７２Ｖｃ−７８．５１ ・・・（Ｂ１）
水量密度Ｑ_B≦Ｑ_B.maxのとき、最大偏析粒径を１．２ｍｍ以下にすることができる。

また、図１８のII)から最小水量密度Ｑ_B.minを求めると、以下の式が得られた。
Ｑ_B.min＝（１５．８２Ｖｃ−２１．２８）Ｑ²＋（−２８．５８ Ｖｃ＋３７．４４）Ｑ＋３０．７５Ｖｃ−２９．７９ ・・・（Ｂ２）
水量密度Ｑ_B≧Ｑ_{B. min}のとき、最大偏析粒径を１．２ｍｍ以下にすることができる。

（Ｂ１）式及び（Ｂ２）式から、領域Ｂにおいて、最大偏析粒径１．２ｍｍ以下にすることができる水量密度Ｑ_Bは以下の式で表される。
（１５．８２Ｖｃ−２１．２８）Ｑ²＋（−２８．５８ Ｖｃ＋３７．４４）Ｑ＋３０．７５Ｖｃ−２９．７９≦Ｑ_B≦（８１．２２Ｖｃ−１０９．２６）Ｑ²+（−１４６．７１Ｖｃ＋１９２．１８）Ｑ+８２．７２Ｖｃ−７８．５１ ・・・（β）

以上より、鋳造方向に隣り合う２本の分割ロール間に配置された第１ミストノズルによって、スラブを比水量Ｑ（０．８〜１．４Ｌ／ｋｇ-ｓｔｅｅｌ)で冷却するとき、
第１ミストノズルとは別に設けられた第２ミストノズルにより、
領域Ａにおいて、軸受箱率ｇ（領域Ａ及び領域Ｂの軸受箱率ｇ）が０．３０≦ｇ≦０．５０であるスラブの幅方向位置に、（α）式を満たす水量密度Ｑ_Aの冷却をさらに行い、
（４１．０３Ｖｃ−５５．２）Ｑ²＋（−７４．１２Ｖｃ＋９７．０９）Ｑ＋４２．３４Ｖｃ−４０．２≦Ｑ_A≦（１８９．５１Ｖｃ−２５４．９４）Ｑ²＋（−３４２．３２Ｖｃ＋４４８．４３）Ｑ＋１９３．０１Ｖｃ−１８３．１８ ・・・（α）
領域Ｂにおいて、軸受箱率ｇ（領域Ａ及び領域Ｂの軸受箱率ｇ）が０．３０≦ｇ≦０．５０であるスラブの幅方向位置に、（β）式を満たす水量密度Ｑ_Bの冷却をさらに行う。
（１５．８２Ｖｃ−２１．２８）Ｑ²＋（−２８．５８ Ｖｃ＋３７．４４）Ｑ＋３０．７５Ｖｃ−２９．７９≦Ｑ_B≦（８１．２２Ｖｃ−１０９．２６）Ｑ²+（−１４６．７１Ｖｃ＋１９２．１８）Ｑ+８２．７２Ｖｃ−７８．５１ ・・・（β）

なお、水量密度Ｑ_A及び水量密度Ｑ_Bは（α）式及び（β）式を満たす範囲で変更可能であり、実験から２〜７０Ｌ／（ｍ²・ｍｉｎ）にすると（α）式及び（β）式を満たすことがわかった。

次に、上記冷却方法の具体例を説明する。図２１及び図２２にはロールスタンドの基準側の構成の一例を示している。

図２１に示すように、Ａ)Ｎｏ.１のロールスタンド（基準側）と、Ｂ)Ｎｏ.２のロールスタンド（基準側）と、Ｃ)Ｎｏ.３〜Ｎｏ.１０のロールスタンド（基準側）とは、それぞれ異なる構成である。第１ミストノズル２１０は軸受箱３００と鋳造方向に重ならないように配置され、第２ミストノズル２２０は軸受箱部３００と鋳造方向に重なる位置に配置されている。第２ミストノズル２２０には色を付している。なお、Ｃ)Ｎｏ.３〜Ｎｏ.１０のロールスタンド（基準側）では、異なる４箇所の幅方向範囲に軸受箱３００が配置されているが、Ｎｏ.３〜Ｎｏ.１０のロールスタンド（基準側）の軸受箱率ｇが０．３≦ｇ≦０．５である幅方向範囲（２箇所）だけに第２ミストノズル２２０を配置している。

図２２には、３)Ｎｏ．３〜Ｎｏ.１０のロールスタンドの断面図（図２１のII-II線に沿った図）を示している。図２２では断面を示すハッチングを省略している。

(１)例えば、鋳造速度Ｖｃが１．０ｍ／ｍｉｎ、比水量Ｑが１．０Ｌ／ｋｇ−ｓｔｅｅｌの鋳造条件では、図１６に示すように、領域Ａと領域ＢにＮｏ.１〜Ｎｏ.７の７個のロールスタンド４が配置されている。

領域Ａの始端（鋳型直下）から領域Ｂの終端までの領域では、基準側において、４９本（＝６本＋８本＋７本×５）の基準側ロールが配置されているため、図２１に示すように、
１)幅方向範囲ｗ_a及び幅方向範囲ｗ_bでは、軸受箱率ｇが０．４４８（＝２２本／４９本）であり、０．３≦ｇ≦０．５である。
２)幅方向範囲ｗ_a及び幅方向範囲ｗ_b以外の幅方向範囲では、軸受箱率ｇが０．３未満である。

したがって領域Ａの基準側では、Ｎｏ.１及びＮｏ.２のロールスタンドに設置された第２ミストノズル２２０により、幅方向範囲ｗ_a及び幅方向範囲ｗ_bを（α）式を満たす水量密度Ｑ_Aで冷却する。
また、領域Ｂの基準側では、Ｎｏ.３〜Ｎｏ.７のロールスタンドに設置された第２ミストノズル２２０により、幅方向範囲ｗ_a及び幅方向範囲ｗ_bを（β）式を満たす水量密度Ｑ_Bで冷却する。
なお、領域Ａ及び領域Ｂでは、第２ミストノズル２２０とは別に、第１ミストノズル２１０により鋳片の基準面全体を比水量Ｑ（１．０Ｌ／ｋｇ−ｓｔｅｅｌ）で冷却している。

(２)鋳造速度Ｖｃが１．３ｍ／ｍｉｎ、比水量Ｑが１．０Ｌ／ｋｇ−ｓｔｅｅｌの鋳造条件では、図１６に示すように、領域Ａと領域ＢにＮｏ.１〜Ｎｏ.９の合計９個のロールスタンド４が配置されている。

領域Ａの始端（鋳型直下）から領域Ｂの終端までの領域では、基準側において、６３本（＝６本＋８本＋７本×７）の基準側ロールが配置されているため、図２１に示すように、
１)幅方向範囲ｗ_a及び幅方向範囲ｗ_bでは、軸受箱率ｇが０．４４４（＝２８本／６３本）であり、０．３≦ｇ≦０．５である。
２)幅方向範囲ｗ_a及び幅方向範囲ｗ_b以外の幅方向範囲では、軸受箱率ｇが０．３未満である。

したがって領域Ａの基準側では、Ｎｏ.１〜Ｎｏ.３のロールスタンドに設置された第２ミストノズル２２０により、幅方向範囲ｗ_a及び幅方向範囲ｗ_bを（α）式を満たす水量密度Ｑ_Aで冷却する。
また、領域Ｂの基準側では、Ｎｏ.４〜Ｎｏ.９のロールスタンドに設置された第２ミストノズル２２０により、幅方向範囲ｗ_a及び幅方向範囲ｗ_bを（β）式を満たす水量密度Ｑ_Bで冷却する。
なお、領域Ａ及び領域Ｂでは、第２ミストノズル２２０とは別に、第１ミストノズル２１０により鋳片の基準面全体を比水量Ｑ（１．０Ｌ／ｋｇ−ｓｔｅｅｌ）で冷却している。

上記では基準側（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で冷却を実施する。基準側ロールと反基準側ロールの構成が同一である場合、反基準側でも基準側と同様な冷却を実施するとよい。

このように、本実施形態では、二次冷却帯においてスラブ全体を比水量Ｑで冷却し、さらに、復熱後の鋳片表面温度が高い「領域Ａ」と領域Ａより下流の「領域Ｂ」において、それぞれ、凝固遅れが生じやすい０．３０≦軸受箱率ｇ≦０．５０の幅方向位置を水量密度Ｑ_A,Ｑ_Bで冷却している。これにより、凝固遅れが生じやすい幅方向位置で凝固遅れが生じることを抑止できるため、スラブの幅方向全体に亘って中心偏析を低減できる。また、耐サワー鋼の品質基準（最大偏析粒径が１．２ｍｍ以下）を満足するスラブを鋳造することができる。これにより、ＨＩＣの発生を抑止した耐サワー鋼を製造することができる。

なお、領域Ａにおいて０．３０≦軸受箱率ｇ≦０．５０の幅方向位置を第２ミストノズルにより水量密度Ｑ_A＋Ｑ_Bで冷却し、領域Ｂにおいて第２ミストノズルによる冷却を行わない場合、鋳片が領域Ａを通過後、領域Ｂで復熱し、皮下割れが発生するおそれがある。

一方、領域Ａにおいて第２ミストノズルによる冷却を行わず、領域Ｂにおいて０．３０≦軸受箱率ｇ≦０．５０の幅方向位置を第２ミストノズルにより水量密度Ｑ_A＋Ｑ_Bで冷却した場合、鋳片が領域Ｂで急冷されることにより熱応力が発生し、割れが生じるおそれがある。

このように領域Ａ及び領域Ｂの一方だけで冷却をより強化すると、鋳片に割れが生じ、品質が低下する。そこで領域Ａでは水量密度をＱ_Aとし、領域Ｂでは水量密度をＱ_Bとする。

次に、上記知見を得るために行った実験を説明する。

水量密度Ｑ_A,Ｑ_B及び領域Ａ,Ｂを変えたときの最大偏析粒径を調べた。

<実験条件>
図２１及び図２２に示すロールスタンドを備えた連続鋳造機を用いて、耐サワー鋼を鋳造した。表３には耐サワー鋼の成分を示している。ロールスタンドの基準側と反基準側は同じ構成である。
また中心偏析が発生しないように、表４に示す条件でスラブを圧下した。

その他の条件を下記に示す。
・浸漬ノズル：２孔型ノズル
・鋳型内寸法：短辺２８０ｍｍ×長辺２１００ｍｍ
・ロール分割数：２〜３
・ロール径：１５０〜２９０ｍｍ
・ロールピッチ：１８０〜３８０ｍｍ
浸漬ノズル詰まり等の操業異常は発生しなかった。その他の鋳造条件は、当業者の常法通りの条件とした。

鋳造後、耐ＨＩＣ性を評価するため、以下の方法で最大偏析粒径を測定した。
(１)幅Ｗ、厚さＴのスラブ切断面において、幅方向両端からＴ／２を除く幅Ｗ−Ｔの範囲を＃８００まで研磨した。
(２)研磨面をピクリン酸(２０ｇ／Ｌ)、塩化第二銅(５g／Ｌ)及び表面活性剤(６０ｍｌ／Ｌ)で腐食した。
(３)最大偏析粒径を下記の方法によって算出した。
(ａ)スラブの幅方向両端からＴ／２を除く幅Ｗ−Ｔの範囲を幅方向に１６等分し、幅方向に約１１０ｍｍの区間に区切った。各区間で、厚み中央から±１５ｍｍの範囲に存在する偏析粒の長径ａ及び短径ｂを、直尺を用いて目視で測定した（図２３参照）。
(ｂ)偏析粒の円相当径（粒径）ｄsを下記の式から算出した。
π×ａ／２×ｂ／２(楕円面積）＝π×（ｄs／２）²
ｄs＝（ａ×ｂ）^0.5
(ｃ)全区間の粒径ｄsのうち最大の粒径ｄs_maxを最大偏析粒径（偏析粒の最大径）とした。

上記最大偏析粒径から、下記の項目に基づいて鋳片を評価した。
総合評価〇：最大偏析粒径が１．２ｍｍ以下であり、耐サワー鋼の品質基準を満たす。
総合評価×：最大偏析粒径が１．２ｍｍを超え、耐サワー鋼の品質基準を満たさない。

表５〜表１２には、実験条件及び実験結果を示している。
表５〜表１０の実験では、本発明の領域Ａ及び領域Ｂを満たす領域で、水量密度Ｑ_A,Ｑ_Bを変えた。表５〜表１０には、本実施形態で説明した表１,２に示す実験が含まれている。
表１１の実験では、スラブを比水量Ｑで冷却したが、本発明の領域Ａ及び領域Ｂにおいて０．３≦ｇ≦０．５の幅方向位置を水量密度Ｑ_A,Ｑ_Bで冷却しなかった。
表１２の実験では、領域Ａ及び領域Ｂの範囲を変えた。

（領域Ａの水量密度Ｑ_A、領域Ｂの水量密度Ｑ_B）
表５〜１０から、最大偏析粒径が１．２ｍｍ以下となる水量密度Ｑ_Aは下記（α）式を満たす範囲であることがわかった。
（４１．０３Ｖｃ−５５．２）Ｑ²＋（−７４．１２Ｖｃ＋９７．０９）Ｑ＋４２．３４Ｖｃ−４０．２≦Ｑ_A≦（１８９．５１Ｖｃ−２５４．９４）Ｑ²＋（−３４２．３２Ｖｃ＋４４８．４３）Ｑ＋１９３．０１Ｖｃ−１８３．１８ ・・・（α）
また、最大偏析粒径が１．２ｍｍ以下となる水量密度Ｑ_Bは下記（β）式を満たす範囲であることがわかった。
（１５．８２Ｖｃ−２１．２８）Ｑ²＋（−２８．５８ Ｖｃ＋３７．４４）Ｑ＋３０．７５Ｖｃ−２９．７９≦Ｑ_B≦（８１．２２Ｖｃ−１０９．２６）Ｑ²+（−１４６．７１Ｖｃ＋１９２．１８）Ｑ+８２．７２Ｖｃ−７８．５１ ・・・（β）

１)水量密度Ｑ_Aが（α）式の下限より少ない場合、及び２)水量密度Ｑ_Bが（β）式の下限より少ない場合は、軸受箱率ｇが０．３≦ｇ≦０．５の幅方向位置が冷却不足となり、この幅方向位置で最大偏析粒径が１．２ｍｍを超えた。
一方、１)水量密度Ｑ_Aが（α）式の上限より多い場合、及び２)水量密度Ｑ_Bが（β）式の上限より多い場合は、軸受箱率ｇが０．３≦ｇ≦０．５の幅方向位置が過冷却されたため、ｇ＜０．３の幅方向位置で凝固が遅れた。これによりｇ＜０．３の幅方向位置で、最大偏析粒径が１．２ｍｍを超えた。
このように水量密度Ｑ_Aが（α）式を満たさない場合、及び水量密度Ｑ_Bが（β）式を満たさない場合は、ｇ＜０．３の幅方向位置又は０．３≦ｇ≦０．５の幅方向位置で凝固が遅れ、中心偏析を低減できないことがわかった。

表１１では、領域Ａで水量密度Ｑ_Aをゼロとし、領域Ｂで水量密度Ｑ_Bをゼロとしたため、０．３≦ｇ≦０．５の幅方向位置で冷却不足となり、最大偏析粒径が１．２ｍｍを超えたと考えられる。

（領域Ａ、領域Ｂ）
表１２から、本発明の領域Ａ及び領域Ｂを満たす領域で冷却を強化すると、最大偏析粒径を１．２ｍｍ以下にすることができた。一方、本発明の領域Ａ及び領域Ｂの少なくとも一方を満たさない領域で冷却を強化しても、最大偏析粒径を１．２ｍｍ以下にすることができなかった。

例えば、実験Ｎｏ.４０１〜４０５,４０７,４１０では、水量密度Ｑ_Bで冷却を強化する領域が少なかったため、０．３≦ｇ≦０．５の幅方向位置において冷却不足となった。
また、実験Ｎｏ.４０６,４０９では、水量密度Ｑ_Aで冷却を強化する領域が短かったため、０．３≦ｇ≦０．５の幅方向位置において冷却不足となった。実験Ｎｏ.４０６,４０９では、水量密度Ｑ_Bで冷却する領域を上流側に長くしたが、最大偏析粒径を１．２ｍｍ以下にすることができなかった。
実験Ｎｏ.４０８では、水量密度Ｑ_Aで冷却を強化する領域が短く且つ水量密度Ｑ_Bで冷却を強化する領域が短かったため、０．３≦ｇ≦０．５の幅方向位置において冷却不足となった。

また、上記実験において最大偏析粒径が１．２ｍｍ以下であった場合は、鋳片幅中央部に対して０．３≦ｇ≦０．５の幅方向位置の最終凝固位置のずれを鋳造方向に±３００ｍｍ以内にすることができた。

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６及び図２１に示すものに限られず、変更可能である。

また、図６では、第２ミストノズルを軸受箱に隣り合うように配置しているが、第２ミストノズルを傾斜させたり、ミストの噴霧方向を調整したりする等して、０．３≦軸受箱率ｇ≦０．５の幅方向位置を第２ミストノズルによりさらに冷却することができれば、第２ミストノズルの位置は変更可能である。

本発明は、耐サワー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 ロールスタンド
６ 溶鋼
３１,３２,３３,３４,３５,３６,４１ 基準側ロール
３１Ａ,３１Ｂ,３２Ａ,３２Ｂ,３３Ａ,３３Ｂ,３４Ａ,３４Ｂ,３５Ａ,３５Ｂ,３６Ａ,３６Ｂ ロール部
３１ａ,３２ａ,３３ａ,３４ａ,３５ａ,３６ａ 軸受箱部
４０ ロール対
４１ 基準側ロール
４２ 反基準側ロール
４３,４４,１３１ａ,１３１ｂ,１３１ｃ,１３１ｄ,１３１ｅ,１３１ｆ,１３１ｇ,２１０ 第１ミストノズル
１００ 連続鋳造機
２２０,２３１,２３２,２３３,２３４,２３５,２３６ 第２ミストノズル

Claims (1)

1. 鋳造方向に並設された複数のロールスタンドを備えたスラブ連続鋳造機によって、耐サワー鋼を、鋳造速度Ｖｃ１．０〜１．３ｍ／ｍｉｎ、比水量０．８〜１．４Ｌ／ｋｇ-ｓｔｅｅｌの鋳造条件で製造する方法であり、
   前記ロールスタンドには、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する複数の分割ロールが鋳造方向に並設され、
   所定の幅方向位置における、鋳造方向に並設された分割ロールの全数に対する、軸受箱が存在する分割ロールの数の比率を軸受箱率とし、
   鋳造方向に隣り合うロールスタンド間において、鋳型直下から各ロールスタンド間までの領域の軸受箱率が最大となる幅方向位置で鋳片表面温度を測定し、
   鋳型直下から、鋳片表面温度が９５０℃以下であり且つ鋳型に最も近いロールスタンド間までの領域を領域Ａとし、
   鋳造方向に隣り合うロールスタンド間において、鋳型直下から各ロールスタンド間までの領域の軸受箱率が最大となる幅方向位置で凝固殻厚さＤを測定し、
   前記領域Ａの下流端から、凝固殻厚さＤが１００ｍｍを超え且つ鋳型に最も近いロールスタンド間までの領域を領域Ｂとし、
   前記領域Ａの上流端から前記領域Ｂの下流端までの領域において、所定の幅方向位置における、鋳造方向に並設された分割ロールの全数に対する、軸受箱が存在する分割ロールの数の比率を軸受箱率ｇとし、
   鋳造方向に隣り合う２本の分割ロール間に配置された第１ミストノズルによって、スラブを０．８〜１．４Ｌ／ｋｇ-ｓｔｅｅｌの比水量Ｑ（Ｌ／ｋｇ-ｓｔｅｅｌ)で冷却するとき、
   前記第１ミストノズルとは別に設けられた第２ミストノズルにより、
   前記領域Ａにおいて、軸受箱率ｇが０．３０≦ｇ≦０．５０であるスラブの幅方向位置に、（α）式を満たす水量密度Ｑ_Aの冷却をさらに行い、
   （４１．０３Ｖｃ−５５．２）Ｑ²＋（−７４．１２Ｖｃ＋９７．０９）Ｑ＋４２．３４Ｖｃ−４０．２≦Ｑ_A≦（１８９．５１Ｖｃ−２５４．９４）Ｑ²＋（−３４２．３２Ｖｃ＋４４８．４３）Ｑ＋１９３．０１Ｖｃ−１８３．１８ ・・・（α）
   前記領域Ｂにおいて、軸受箱率ｇが０．３０≦ｇ≦０．５０であるスラブの幅方向位置に、（β）式を満たす水量密度Ｑ_Bの冷却をさらに行うことを特徴とする鋼の連続鋳造方法。
   （１５．８２Ｖｃ−２１．２８）Ｑ²＋（−２８．５８Ｖｃ＋３７．４４）Ｑ＋３０．７５Ｖｃ−２９．７９≦Ｑ_B≦（８１．２２Ｖｃ−１０９．２６）Ｑ²＋（−１４６．７１Ｖｃ＋１９２．１８）Ｑ＋８２．７２Ｖｃ−７８.５１ ・・・（β）
   但し、前記第１ミストノズル及び前記第２ミストノズルの気水比は、質量比で０．１０以下である。