JP2018171650A - 鋼板の製造方法 - Google Patents

Abstract

【課題】中心偏析の少ない連続鋳造鋳片の製造を実現して、偏析に対して厳格な鋼種の鋼板を有利に製造するための方法を開発し提案する。【解決手段】スラブ厚み方向の凝固が完了する最終凝固位置のメニスカスからの距離をＺとし、該スラブ幅方向位置をＸとするとき、該最終凝固位置のメニスカスからの距離Ｚ（Ｘ）は、スラブ幅方向両端部側で極大値を有するとともにスラブ幅方向中央部で極小値を有し、かつ前記極大値と前記極小値との間ではそれぞれ単調に変化するＸの関数であり、スラブ幅方向両端部側の前記極大値のスラブ幅方向位置が、それぞれスラブ幅方向端面からスラブ厚みの０．２倍以上、０．７倍以下の距離となるように連続鋳造してスラブ鋳片とし、その後、該スラブ鋳片から前記極大値のスラブ幅方向位置を含むスラブ幅方向両端部側を切断除去した後、残部中央部側のスラブ鋳片本体部分を加熱し熱間圧延して鋼板とする。【選択図】図３

Description

本発明は、鋼板の製造方法に関し、詳しくは、中心偏析の少ない連続鋳造鋳片の製造を通じて偏析に対して厳格な鋼種の鋼板を製造する方法に関する。

一般に、連続鋳造鋳片は、その凝固過程において、炭素や燐、硫黄、マンガンなどの溶質元素が、凝固時の再分配により未凝固の液相側に濃化し、これがデンドライト樹間にトラップされてミクロ偏析となることが知られている。即ち、連続鋳造鋳片は、凝固収縮や熱収縮、連続鋳造機のロール間で発生する凝固シェルのバルジングなどによって、鋳片の厚み中心部に空隙が形成されたり、負圧が生じたりするため、この部分に溶鋼が吸収されていくのが普通である。特に、凝固末期の連続鋳造鋳片は未凝固部分に十分な量の溶鋼が存在していないことから、上記ミクロ偏析によって濃縮された溶鋼がそこに流動し、連続鋳造鋳片の中心部に集積して凝固するようになる。このようにして形成される偏析スポットは、溶質元素の濃度が溶鋼の初期濃度に比べて格段に高濃度となっており、これを一般に、マクロ偏析と呼び、またその存在部位からこれを、中心偏析と呼んでいる。

近年、連続鋳造鋳片に発生する前記中心偏析については、これを低減させることが求められており、特にラインパイプ材などのような偏析厳格鋼種に対する要求レベルはより厳しさを増しているのが実情である。例えば、ラインパイプ材は、原油や天然ガスなどの輸送用に使用されるが、中心偏析部位にＭｎＳやＮｂ炭化物が生成していると、腐食反応によって生成し、鋼内部に侵入した水素が鋼中のＭｎＳやＮｂ炭化物のまわりに拡散、集積し、その内圧により割れを誘発する。しかも、中心偏析部位は硬くなっているのでその割れが伝播する。これが水素誘起割れ（ＨＩＣ）である。従って、鋳片の中心偏析を低減することの重要性は大きい。

これに対処すべく、従来、連続鋳造工程において鋳片の中心偏析を低減するか、無害化する対策が多数提案されている。

例えば、連続鋳造機内における未凝固層を有する凝固末期の鋳片を、鋳片支持ロールによって凝固収縮量と熱収縮量との和に相当する圧下量で徐々に圧下しながら鋳造する方法が提案されている。（特許文献１、特許文献２）。これらの技術、即ち鋳片を凝固収縮量および熱収縮量の和に相当する圧下量で圧下するという、「軽圧下」あるいは「軽圧下法」と呼ばれているこの技術は、鋳造方向に並んだ複数対のロールを用いて、凝固収縮量および熱収縮量の和に見合う圧下量で鋳片を徐々に圧下し、未凝固層の体積を減少させることにより、鋳片中心部における空隙あるいは負圧部の形成を防止すると同時に、デンドライト樹間に形成される濃化溶鋼の流動を防止し、これによって鋳片の中心偏析を軽減する方法である。

なお、近年の連続鋳造機は、複数のロール対を備えたセグメントで構成されるセグメント方式の連続鋳造機が主流であり、軽圧下を実施する圧下ロール群（『軽圧下帯』という）もまた、複数のセグメントから構成され、相対するロール開度を、セグメントの入り側と出側とで、入り側を出側より大きく調整することで、軽圧下帯を形成するようにしている。

しかしながら、前記軽圧下方法については以下のような問題点があった。それは、軽圧下により偏析度はある程度は低減できるものの、鋳片幅方向での凝固完了位置が異なる場合には、偏析改善効果が十分ではないという点にある。それは、凝固完了位置が鋳片幅方向の他の位置と比べて鋳造方向下流側に延びている場合、既に凝固が完了した部分が抵抗となって軽圧下が付与され難くなるためであり、場合によっては前記した水素誘起割れが発生してしまう可能性もある。

これに対し、前記軽圧下法のもつ問題点を解決する方法として、従来、幅方向での凝固完了（クレーターエンド）位置の形状を改善する方法、即ち、Ｗ型のクレーターエンド形状を改善する方法というのが提案されている。例えば、特許文献３に記載の方法では、圧下を有効に機能させるために、２次冷却の鋳込み方向の冷却を制御することにより、スラブ幅方向の不均一凝固を解消することを提案している。

その他、クレーターエンド形状に関し、特許文献４では、鋳造中のクレーターエンド形状に応じて鋳型での撹拌強度を調整し、最終凝固位置を軽圧下帯に収めるために山谷差を２ｍ以内に制御する方法を提案している。なお、以下の説明において、単に最終凝固位置というときは、鋳片厚み方向の最終凝固位置の鋳片引き抜き方向の位置（メニスカスからの距離）を意味するものとする。

このように、前述した従来技術については、軽圧下付与のもつ前述した課題だけでなく、凝固完了位置に幅方向に差が生じた場合、凝固が先に完了した幅方向の位置から液相を介して未凝固の幅方向の位置に濃化溶鋼が流動するため、幅方向で最終凝固位置が最も鋳造方向下流側となる幅位置の周辺に濃化溶鋼が集積することになり、そのために、部分的には偏析が不可避に発生してしまう。従って、クレーターエンド形状をＷ型からＵ型またはＶ型に制御したとしても、幅方向で同時に凝固が完了しない限りは、中心偏析が不可避に発生してしまい、昨今の特に偏析に対して厳格な鋼種においては対応できないという課題が残されていた。

特開平８―１３２２０３号公報 特開平８−１９２２５６号公報 特開平９−１９２８０６号公報 特開２００４−３５１４８１号公報

本発明は、従来技術が抱えている前述した各種の課題を解決する技術の確立を目指し、特に、中心偏析の少ない連続鋳造鋳片の製造を実現して、偏析に対して厳格な鋼種の鋼板を有利に製造するための方法を開発し提案することにある。

上記課題を解決するため開発した本発明の特徴的な構成は以下に述べるとおりである。
即ち、本発明は、連続鋳造したスラブ鋳片を熱間圧延して鋼板を製造する方法において、連続鋳造機によってスラブ鋳片を連続鋳造する際に、
スラブ厚み方向の凝固が完了する最終凝固位置のメニスカスからの距離をＺとし、該スラブ幅方向位置をＸとするとき、該最終凝固位置のメニスカスからの距離Ｚ（Ｘ）は、スラブ幅方向両端部側で極大値を有するとともにスラブ幅方向中央部で極小値を有し、かつ前記極大値と前記極小値との間ではそれぞれ単調に変化するＸの関数であり、スラブ幅方向両端部側の前記極大値のスラブ幅方向位置が、それぞれスラブ幅方向端面からスラブ厚みの０．２倍以上、０．７倍以下の距離となるように連続鋳造し、引続き所望の引抜き方向長さとなるように幅方向に切断してスラブ鋳片とし、
その後、予め前記スラブ鋳片から、前記極大値のスラブ幅方向位置を含むスラブ幅方向両端部側を切断して除去した後、切断部除去後の残部中央部側のスラブ鋳片本体部分を加熱し熱間圧延して鋼板とするか、または、
幅方向に切断して得られた前記スラブ鋳片をまず加熱してから熱間圧延することにより鋼板とし、その後、このようにして得られた鋼板から、前記極大値のスラブ幅方向位置を含むスラブ幅方向両端部に対応する部分を切断して除去することにより、切り取り残部となる中央部側を製品鋼板とすることを特徴とする、鋼板の製造方法である。

また、本発明では、前記スラブ鋳片の連続鋳造に当たり、スラブ幅方向両端部側の前記極大値のスラブ幅方向位置がそれぞれ、スラブ幅方向端面からスラブ幅Ｗの０．０２５倍以上、０．０７５倍以下の範囲内の距離となるように連続鋳造することが好ましい。

また、本発明では、スラブ鋳片から前記極大値のスラブ幅方向位置を含むスラブ幅方向両端部側を切断して除去する場合に、切断され除去される前記スラブ幅方向両端部位が、前記極大値のスラブ幅方向位置から５０ｍｍ中央部側の幅方向位置を含むか、または、熱間圧延された前記鋼板から前記極大値のスラブ幅方向位置を含むスラブ幅方向両端部に対応する部分を切断除去する場合に、切断して除去するスラブ幅方向両端部に対応する部分が、前記極大値のスラブ幅方向位置から５０ｍｍ中央部側の幅方向位置に対応する部分を含む、ように切断することが好ましい。

また、本発明では、前記スラブ鋳片を連続鋳造する際に、長辺面のシェル厚が少なくとも３０ｍｍになるまでは長辺面全幅に２次冷却水を噴射して冷却し、その直ぐ下流側では幅中央部のみに２次冷却水を噴射して冷却し、その後は、冷却幅を順次に幅中央部から広げて冷却することが好ましい。

さらに、前記スラブ鋳片を鋳造する際、スラブ幅方向に、前記距離Ｚ（Ｘ）の前記極小値の幅方向位置からの距離が１００ｍｍ以上、かつスラブ幅方向両端部側の前記極大値の幅方向位置から幅中心側への距離が１００ｍｍ以上の範囲において、幅方向位置Ｘに対する距離Ｚ（Ｘ）の勾配の絶対値｜ｄＺ／ｄＸ｜は、０．５ｍ／ｍ以上であることが好ましい。

前記のように構成される本発明によれば、偏析部をスラブ幅方向両端部近傍に集め、鋳片またはこれを熱間圧延して製造した鋼板からその部分を機械的に除去するようにしたため、偏析の極めて少ない鋳片または熱間圧延鋼板を確実に製造することができ、ひいては偏析に対して厳格な鋼種の鋼板をも有利に製造することができるようになる。

軽圧下を付与していないときのクレーターエンド形状と偏析度の関係を示す図である。 軽圧下を付与したときのクレーターエンド形状と偏析度の関係を示す図である。 軽圧下かつ水量密度分布調整したときのクレーターエンド形状と偏析度の関係を示す図である。 実施例における最終凝固位置と幅方向位置との関係を示す図である。 実施例におけるＭｎ偏析度と幅方向位置との関係を示す図である。 は、比較例での最終凝固位置と幅方向位置との関係を示す図である。 は、比較例でのＭｎ偏析度と幅方向位置との関係を示す図である。

発明者らは、種々の条件でスラブ連続鋳造を実施し、クレーターエンド形状と幅方向の偏析分布の関係について調査した。以下にその調査結果について説明する。

まず、軽圧下を付与せずに連続鋳造を行った場合の、クレーターエンド形状とスラブ鋳片幅方向の偏析度分布を調査した。なお、鋳片は低炭素鋼を垂直曲げ型連鋳機を用いて連続鋳造したものである。サイズは２５０ｍｍ厚×２１００幅のスラブ鋳片であり、鋳造速度は１．４ｍ／ｍｉｎである。図１は、クレーターエンド形状（スラブ厚さ方向の最終凝固位置のメニスカスからの距離Ｚ）と、スラブ幅方向の偏析度分布を示す図である。なお、以下の図１〜７では、スラブ鋳片の幅方向位置Ｘは、幅方向の中心を原点として、半幅分のみの分布を示している。クレーターエンド形状については、予め特開平４−２３１１５８号公報に開示されているような伝熱・凝固計算で予測した最終凝固位置の少し上流側で鋳片に縦波超音波を複数個所(幅方向)で印加し、その伝搬時間等から各印加位置における未凝固部の厚みを求めた結果と伝熱・凝固計算で予測した未凝固部の厚みとの比較に基づいて、各幅位置において予め伝熱・凝固計算で予測した最終凝固位置を補正することによって算出した。

なお、図１〜４及び図６に示した最終凝固位置のプロットは、スラブ幅方向の中心からスラブ幅方向に１００ｍｍピッチで上記のようにして測定した結果に基づくものであり、また、各測定点の中間でのクレーターエンド形状は、スプライン曲線で測定点を補間して求めたものであり、また、最終凝固位置の幅方向最端部の測定点付近のクレーターエンド形状については、伝熱・凝固計算によってより細かい計算メッシュで予測した幅方向最端部の測定値に基づいてシフトさせて補正することで求めたものである。

次に、偏析度については、ＥＰＭＡで鋳片の鋳造方向に垂直な断面における厚み方向中心部の全幅に亘ってＭｎ濃度を定量分析し、Ｍｎ偏析度として算出した。ここで、Ｍｎ偏析度とは、板厚中心部から十分に離れた位置におけるＭｎ濃度の平均値に対する、ＥＰＭＡで分析した中心偏析部のＭｎ濃度の比のことをいう。

図１に示すように、Ｍｎ偏析度はほぼクレーターエンド形状（最終凝固位置で示す）に沿った分布になっていることが判った。ここで着目すべきは、軽圧下を付与していなくても、先に凝固した幅方向位置にあるスラブ鋳片の偏析度はその後に凝固した位置のものよりも良好であるということである。このことは、前述したように、先に凝固が完了した幅方向位置から、未凝固状態の幅方向位置に向って濃化溶鋼が移動したためと考えられる。

次に、軽圧下を付与して上記と同じ条件での連続鋳造を行った。圧下勾配は０．６ｍｍ／ｍであり、凝固収縮量を十分に補償すると考えられる量である。図２は、このときのクレーターエンド形状と幅方向の偏析度分布を示す図である。この図に示すとおり、軽圧下を付与している場合であっても、幅方向のＭｎ偏析度分布はクレーターエンド形状に沿ったものとなっている。また、全体的にみると、Ｍｎ偏析度は軽圧下を付与していない場合よりも付与したほうが良好な結果を示しているが、軽圧下を付与していない場合における先に凝固した幅方向位置のＭｎ偏析度よりも、軽圧下を付与している場合における最後に凝固した幅方向位置のＭｎ偏析度の方が大きいという結果となった。

次に、前記の軽圧下付与の条件に加えて、幅方向で均一な水量密度分布となるように、２次冷却の重なり等を排除し、さらに幅切りをしない状態で鋳造を行い、クレーターエンド形状ができるだけフラットに近くなる連続鋳造を行った。その結果をクレーターエンド形状とＭｎ偏析度の幅方向分布との関係として図３に示す。前記２例に比べてＭｎ偏析度はより良好になっているが、最終凝固位置の幅方向位置による差が小さくなっても、周辺よりも後に凝固が完了する幅方向位置の偏析度は、先に凝固した幅方向位置の偏析度よりも大きい。また、図１〜図３のいずれの場合においても、Ｍｎ偏析度が大きい幅方向位置は、最終凝固位置のメニスカスからの距離Ｚが極大値となる幅方向位置に対応している。なお、図１〜図３では、幅中心を原点として、スラブ鋳片の半幅分のみのデータを示しているが、反対側の半幅分も概ね対称な分布を示しており、何れの場合も最終凝固位置のメニスカスからの距離Ｚは幅中心部で極大値となっていた。

これらの事実から、発明者らは、幅方向位置におけるクレーターエンド形状について意図的に山谷をつけ、最終凝固位置のメニスカスからの距離Ｚをスラブの幅方向位置Ｘの関数としたとき、前記最終凝固位置のメニスカスからの距離Ｚ（Ｘ）が、スラブ幅方向両端部側に極大値を有するとともにスラブ幅方向中央部に１つの極小値を有し、かつ、スラブ幅方向両端部側の前記極大値と前記極小値との間ではそれぞれ単調に変化するＸの関数となり、そして、スラブ幅方向両端部側の前記極大値のスラブ幅方向位置が、それぞれスラブ幅方向端面からスラブ厚みの０．２倍以上、０．７倍以下の距離となるように連続鋳造を行えば、いわゆる偏析部を、幅方向両端部側近傍に集約することができると同時に、それを機械的に除去可能な位置に形成することができることを知見した。

これらの知見は、スラブ鋳片の幅中央部から両短辺方向に向けて、凝固が順次に完了することを意味している。もし、この条件を満たさない場合、例えば、最終凝固位置のメニスカスからの距離Ｚが、スラブ幅方向中央部の極小値とスラブ幅方向両端部側に現れる極大値との間でスラブ幅方向位置Ｘに対して単調に変化せず、さらに中間に極大値をもつ場合には、その極大値の幅方向位置で部分的に偏析が大きくなることを意味している。さらに、集約位置（Ｚの極大値となる幅方向位置）が短辺側付近でない場合、後に機械的に除去する際に、製品の歩留まりが著しく低下することになる。

なお、最終凝固位置がスラブ幅方向両端部側で最下流側となる幅方向位置というのは、可能な限り短辺側であることが必要である。その理由は、後工程において機械的に除去するので、歩留まりが悪化し、コストが増加してしまうからである。しかしながら、短辺のシェル厚を薄くし過ぎることは、短辺バルジングやブレークアウトを招くため、スラブ幅方向両端部側で最終凝固位置が最下流側となる幅位置（スラブ幅方向で見た両端部側の最終凝固位置）はスラブ幅方向端面から、スラブ厚みの０．２倍以上、０．７倍以下の距離にすることが好ましい。また、このスラブ幅方向で見た両端部側の最終凝固位置は、短辺シェル厚の確保と歩留まりを両立させる観点から、スラブ幅方向の端面からスラブ幅Ｗの０．０２５倍以上、０．０７５倍以下の距離であることが好ましい。

一方、短辺のシェル厚は、短辺側の２次冷却スプレーの水量で制御することができる。この場合、冷却を抑えるために、水量を零にしても、大気との温度差によって輻射冷却が発生してしまうため、必要に応じて、エッジヒーター等を使って輻射も制御する。

また、短辺バルジングやブレークアウトのリスク低減を図るため、短辺側に複数のサポートロールを設置してもよい。

さらに、最終凝固位置のメニスカスからの距離Ｚ（Ｘ）がスラブ幅方向両端部側の前記極大値と幅中央部の前記極小値との間で、幅方向位置Ｘに対してそれぞれ単調に変化するように連続鋳造する際には、距離Ｚ（Ｘ）の幅方向位置Ｘに対する勾配の絶対値｜ｄＺ／ｄＸ｜は０．５ｍ／ｍ以上となるように連続鋳造することが望ましい。その理由は、距離Ｚの幅方向勾配の絶対値が０．５ｍ／ｍ未満のときは、操業変化に伴う最終凝固位置の変動が生じた場合に、前記極大値と前記極小値との間の幅方向中間部に距離Ｚの極大値が発生してしまうおそれがあり、その位置では中心偏析が悪化してしまうからである。

ただし、幅中央部の距離Ｚの極小値及び幅方向両端部側の極大値の近傍では、通常、幅方向位置Ｘの滑らかな関数である距離Ｚの幅方向勾配は、絶対値が０．５ｍ／ｍ未満の小さな傾きとならざるを得ない。しかし、これらの極小値及び極大値から１００ｍｍ程度未満の近傍では、水量密度のばらつきなどで鋳片幅方向に冷却・凝固条件の変動が生じた場合でも、これらの極小値及び極大値の幅方向変位が生じるだけで、新たに別の極大値が生じて中心偏析の原因となるおそれは少ない。したがって、距離Ｚの幅方向勾配の絶対値は、スラブ幅方向に中央部の極小値からの距離が１００ｍｍ以上、かつ幅方向両端部側の極大値から内側に距離が１００ｍｍ以上の範囲において、０．５ｍ／ｍ以上とすることが望ましい。

前記スラブ鋳片の幅中央部から短辺側に向けて凝固を順次に完了させるためには、２次冷却条件に幅方向で変化を持たせる工夫をする必要がある。ただし、鋳型直下において、幅中央部のみを冷却することは、ロール間バルジングの増加を招き、最終的には凝固末期における非定常バルジングの増加に繋がり、結果的に前記偏析度が上昇してしまう。これを防ぐには、長辺面のシェル厚が少なくとも３０ｍｍ以上になるまでは、長辺面全幅に２次冷却水量を付与する方が好ましい。その後、その直ぐ下流側に幅中央部のみを冷却する冷却帯を設け、その後、冷却幅を順次に幅中央部から広げていけば、望ましい最終凝固位置形状が得られる。また、２次冷却水の水量密度をスラブ幅方向になだらかに変化させ、幅中央部で高水量密度に、幅両端部側で低水量密度になるような冷却帯を設けることでも、所望のクレーターエンド形状を実現できる。

また、２次冷却の熱伝達係数に対しては、スプレーの打力（水滴の衝突圧）も影響することが知られており、所望のクレーターエンド形状になるような熱伝達係数の分布となるように、幅中央部ほどスプレーノズルのスラブ表面からの高さを低くしてもよい。

本発明を実施する際の、スラブ鋳片の連続鋳造においては、前述したように、縦波超音波を用いた未凝固部厚みの測定を利用して求めたクレーターエンド形状が所定の要件を満たしていることを確認しながら連続鋳造することが望ましいが、伝熱・凝固計算で予め予測したクレーターエンド形状が所定の要件を満たすように２次冷却水の水量密度等の連続鋳造条件を設定することでも実施することができる。このとき、計算による予測と実際との誤差によって幅中央部の距離Ｚの極小値と幅方向両端部側の距離Ｚの極大値との中間の幅位置においてＺの極大値が生じないようにするためには、伝熱・凝固計算で予測したクレーターエンド形状において、幅中央部の距離Ｚの極小値からの距離が１００ｍｍ以上、かつ幅方向両端部側の距離Ｚの極大値から幅中心側に距離が１００ｍｍ以上のスラブ幅方向範囲で、距離Ｚの幅方向勾配の絶対値が０．５ｍ／ｍ以上となるように、連続鋳造条件を設定することが望ましい。

なお、本発明の実施に当たり、必要に応じて軽圧下を付与しても問題はない。それは、軽圧下の付与により、最終凝固位置のメニスカスからの距離Ｚが極大値となる幅方向位置よりも内側において、偏析度がさらに良好なスラブ鋳片が得られるからである。ただし、スラブ鋳片の幅方向位置によって厚さ方向中心の固相率は異なるため、幅方向で圧下を付与すべき鋳造方向の位置もまた異なる。そのため、各幅方向位置での中心固相率に応じて、軽圧下を付与する鋳造方向位置を変えることが好ましい。例えば、特開２００９―１２５７７０号公報に記載の分割型圧下ロール等を用いれば、幅方向位置によって軽圧下する鋳造方向位置を変えることができる。

本発明は、中心偏析をスラブ幅方向両端部側に集中させたスラブ鋳片を用いることが好ましく、このようなスラブ鋳片を用いて熱間圧延し、製品鋼板を製造する方法である。この方法では、第１に、スラブ鋳片の幅方向における両端部側の、最終凝固位置のメニスカスからの距離Ｚ（Ｘ）が極大値を示す幅方向位置を含むスラブ幅方向の両端部側の部分を切断して除去し、その後、該スラブ幅方向両端部のないスラブ鋳片の残部（切断部除去後の中央部側残部）を加熱して熱間圧延することにより鋼板製品を製造する。

第２の方法は、スラブ鋳片の段階ではスラブ幅方向両端部を除去しないままの、最終凝固位置のメニスカスからの距離Ｚ（Ｘ）が極大値となる幅位置を含むスラブ幅方向両端部を残した鋳片を加熱して熱間圧延をすることによってまず鋼板とし、その後、このようにして得られた鋼板から、スラブ幅方向両端部側の最終凝固位置のメニスカスからの距離Ｚが前記極大値となる幅位置を含むスラブ幅方向両端部に対応する部分を切断して除去し、所期した鋼板を得る方法である。

なお、本発明では、中心偏析がスラブ幅方向両端部側の最終凝固位置のメニスカスからの距離Ｚの極大値の近傍で顕在化するので、切断して除去する範囲はそれの少しスラブ幅方向中心寄りとすることが好ましく、スラブ幅方向両端部側のスラブ幅方向で見た最終凝固位置の５０ｍｍ以上スラブ幅方向中心寄りの位置で鋳片の切断をするか、または、熱間圧延後の鋼板から対応する部位の切断除去を行なうことが好ましい。連続鋳造するスラブ鋳片の寸法は、通常、所望の鋼板製品の寸法及び数量に応じて、次工程以後の熱間圧延等での加工条件から逆算して決定されるが、本発明では、更に、スラブ鋳片でのスラブ幅方向両端部側の切断分、または、圧延後の鋼板でのスラブ方向両端部側に対応する部分の切断分を予め予定したうえで決定される。実際に最終凝固位置のメニスカスからの距離Ｚが極大となる幅位置は、微妙な操業条件の変動のために必ずしも正確に予定した通りの位置になるとは限らず、多少の誤差を含むことがあるが、上記のように切断位置に余裕を見込んでおくことで、こうした誤差を吸収し、偏析が集約された箇所の影響を確実に除くことができる。連続鋳造中に測定したクレーターエンド形状に応じて、幅方向両端部側の切断位置とともにスラブ鋳片の切断長や、鋳造幅を変更する方法も考えられるが、予定外に幅方向両端部側の切断量を増大させた場合、溶鋼が不足して所望の製品寸法及び数量を充足できないおそれがあり、当該製品の生産計画への影響に注意が必要である。

この実施例では、低炭素鋼ラインパイプ用材料を垂直曲げ型連続鋳造機で連続鋳造した材料を用いて鋼板を製造した。鋳型サイズは２１００ｍｍ×２５０ｍｍであり、鋳造速度は１．４ｍ／ｍｉｎである。予め伝熱・凝固計算を実施し、長辺面のシェル厚が３０ｍｍになると予測される鋳造方向位置までは、長辺面全幅に２次冷却水を付与した。そこから、最終凝固位置のメニスカスからの距離Ｚ（Ｘ）が、スラブ幅方向両端部側に極大値を有するとともにスラブ幅方向中央部に１つのみの極小値を有し、かつ、スラブ幅方向両端部側の前記極大値と前記極小値との間ではそれぞれ単調に変化するように、そして、幅中央部から短辺方向に向ってより遅れて凝固が進行するように、２次冷却を付与するスラブ長辺面の領域を幅中央部から順次幅方向に広げていった。

なお、最終凝固位置がスラブ幅方向両端部側で最下流になる幅方向位置については、短辺側の水量と連続鋳造機に設置したエッジヒーターで、スラブ幅方向端面からスラブ厚みの０．２倍以上、０．７倍以下の距離になるように制御した。なお、上記の最終凝固位置の形状は予め伝熱・凝固計算で予測し、また、連続鋳造機内には軽圧下帯を設け、２３〜３０ｍの範囲内で軽圧下を付与した。圧下勾配は０．７ｍｍ／ｍとした。

次に、予測した最終凝固位置の少し上流側で、鋳造中に幅方向に複数個所にわたって、超音波を印加し、縦波の伝播時間などから超音波印加位置における未凝固部の厚みを求め（例えば、特開２００５−１７７８６０号公報参照）、求めた未凝固部の厚みに基づいて、各幅位置において予め伝熱・凝固計算で予測した最終凝固位置を補正することで、最終凝固位置の形状を求めた。その結果を図４に示す。図４におけるスラブの幅方向位置Ｘは、幅中心を原点として、半幅分のみの分布を示しているが、反対側の半幅分もほぼ対称な分布を示しており、最終凝固位置のメニスカスからの距離Ｚ（Ｘ）は、スラブ幅方向両端部側に極大値を有するとともにスラブ幅方向中央部に１つのみの極小値を有し、かつ、スラブ幅方向両端部側の前記極大値と前記極小値との間ではそれぞれ単調に変化することを確認した。

また、最終凝固位置がスラブ幅方向両端部側で最下流側となる幅位置（スラブ幅方向より見た両端部側最終凝固位置）は、両端部側ともスラブ幅方向端面から約１５０ｍｍの位置であり、スラブ厚みの約０．６倍の位置であることを確認した。

さらに、図４中にｄＺ／ｄＸ＝０．５（ｍ／ｍ）の傾きの直線を破線で示しているが、スラブ幅中心の極小値からの距離が１００ｍｍ以上、かつ両端部側の極大値から内側に距離が１００ｍｍ以上の範囲において、距離Ｚの幅方向勾配が０．５ｍ／ｍ以上であった。

次に、得られたスラブ鋳片の全幅からサンプルを切り出し、厚み中心部のＭｎ濃度を、ＥＰＭＡを用いて定量分析し、Ｍｎの偏析度を鋳片幅方向で算出した。その結果を図５に示す。この図から明らかなとおり、幅方向両端部の偏析度が大きい箇所付近以外のＭｎ偏析度は非常に良好であった。そして、各スラブ鋳片の幅方向両端部２００ｍｍをガス切断（溶断）によって除去した。その後、スラブを熱間圧延し、得られた熱間圧延鋼板からサンプルを切り出し、ＨＩＣ（耐水素誘起割れ）試験を実施した。採取した幅位置は、鋼板の幅中央部、端面から１／４幅、１／８幅の３か所である。該ＨＩＣ試験の結果は、いずれも割れが発生しておらず、ＣＡＲ（割れが発生した面積の割合）は全て０％であった。

なお、この実施例での結果は、スラブ鋳片の幅方向両端部側を切断、除去した後に熱間圧延する例で述べたが、これは、スラブ鋳片をまず先に熱間圧延し、このようにして得られた熱間圧延鋼板から、偏析が大きい部分を含む、スラブ幅方向両端部側に該当する部位をその後に切断、除去する例でも同様の効果が得られる。

次に、比較例では、上記と同じ垂直曲げ型連続鋳造機で、低炭素鋼ラインパイプ材用スラブを連続鋳造した。鋳型サイズは２１００ｍｍ×２５０ｍｍであり、鋳造速度は１．４ｍ／ｍｉｎである。予め伝熱・凝固計算を実施し、長辺面のシェル厚が３０ｍｍになると予測された鋳造方向位置までは、長辺面全幅に２次冷却水を付与した。そして、その鋳造方向位置からは１／４幅での水量密度が最も多くなるような２次冷却水を付与した。また、短辺の冷却水量も実施例に対して増加させた。軽圧下帯は実施例と同じく、２３〜３０ｍの範囲で、圧下勾配は０．７ｍｍ／ｍである。鋳造中に測定したスラブ厚み方向での最終凝固位置のメニスカスからの距離Ｚ（Ｘ）のスラブ幅方向での分布を図６に示す。

図６に示すとおり、スラブの幅方向位置Ｘは、幅中心を原点として、半幅分のみの分布を示しているが、反対側の半幅分もほぼ対称な分布である。前記最終凝固位置のメニスカスからの距離Ｚ（ｍ）は、１／４幅付近で極小値となり、幅中央部で極大値となる分布になっており、本発明の条件を満たしていない。さらに、最終凝固位置のメニスカスからの距離Ｚが鋳造方向で最下流になっている幅位置は幅方向端面から約２５０ｍｍの位置であり、スラブ厚みの約１．０倍の位置であることから、これも本発明の条件を満たしていない。

また、図７は、この比較例でのスラブ鋳片のＭｎ偏析度と幅方向位置との関係を示す。この図に示すとおり、幅中央部と幅方向端部付近の２か所でＭｎ偏析度が悪化していた。そして、スラブの両端部３００ｍｍの範囲をガス切断して除去した後に圧延して鋼板とし、その後、得られた鋼板からサンプルを切り出して、ＨＩＣ試験を実施した。その結果、幅中央部でＨＩＣが発生し、ＣＡＲは５．４％であった。

なお、上述した例では、低炭素鋼のラインパイプ材への利用について説明したが、本発明はラインパイプ材以外の偏析厳格鋼種（例えば、耐摩耗鋼等）で実施しても構わない。

Claims (5)

1. 連続鋳造したスラブ鋳片を熱間圧延して鋼板を製造する方法において、連続鋳造機によってスラブ鋳片を連続鋳造する際に、
   スラブ厚み方向の凝固が完了する最終凝固位置のメニスカスからの距離をＺとし、該スラブ幅方向位置をＸとするとき、該最終凝固位置のメニスカスからの距離Ｚ（Ｘ）は、スラブ幅方向両端部側で極大値を有するとともにスラブ幅方向中央部で極小値を有し、かつ前記極大値と前記極小値との間ではそれぞれ単調に変化するＸの関数であり、スラブ幅方向両端部側の前記極大値のスラブ幅方向位置が、それぞれスラブ幅方向端面からスラブ厚みの０．２倍以上、０．７倍以下の距離となるように連続鋳造し、引続き所望の引抜き方向長さとなるように幅方向に切断してスラブ鋳片とし、
   その後、予め前記スラブ鋳片から、前記極大値のスラブ幅方向位置を含むスラブ幅方向両端部側を切断して除去した後、切断部除去後の残部中央部側のスラブ鋳片本体部分を加熱し熱間圧延して鋼板とするか、または、
   幅方向に切断して得られた前記スラブ鋳片をまず加熱してから熱間圧延することにより鋼板とし、その後、このようにして得られた鋼板から、前記極大値のスラブ幅方向位置を含むスラブ幅方向両端部に対応する部分を切断して除去することにより、切り取り残部となる中央部側を製品鋼板とすることを特徴とする、鋼板の製造方法。
2. 前記スラブ鋳片の連続鋳造に当たり、スラブ幅方向両端部側の前記極大値のスラブ幅方向位置がそれぞれ、スラブ幅方向端面からスラブ幅Ｗの０．０２５倍以上、０．０７５倍以下の範囲内の距離となるように連続鋳造することを特徴とする、請求項１に記載の鋼板の製造方法。
3. スラブ鋳片から前記極大値のスラブ幅方向位置を含むスラブ幅方向両端部側を切断して除去する場合に、切断して除去される前記スラブ幅方向両端部位が、前記極大値のスラブ幅方向位置から５０ｍｍ中央部側の幅方向位置を含むか、または、
   熱間圧延された前記鋼板から前記極大値のスラブ幅方向位置を含むスラブ幅方向両端部に対応する部分を切断除去する場合に、切断して除去するスラブ幅方向両端部に対応する部分が、前記極大値のスラブ幅方向位置から５０ｍｍ中央部側の幅方向位置に対応する部分を含むことを特徴とする、請求項１または２に記載の鋼板の製造方法。
4. 前記スラブ鋳片を連続鋳造する際に、長辺面のシェル厚が少なくとも３０ｍｍになるまでは長辺面全幅に２次冷却水を噴射して冷却し、その直ぐ下流側では幅中央部のみに２次冷却水を噴射して冷却し、その後は、冷却幅を順次に幅中央部から広げて冷却することを特徴とする、請求項１〜３のいずれか１に記載の鋼板の製造方法。
5. 前記スラブ鋳片を鋳造する際、スラブ幅方向に、前記距離Ｚ（Ｘ）の前記極小値の幅方向位置からの距離が１００ｍｍ以上、かつスラブ幅方向両端部側の前記極大値の幅方向位置から幅中心側への距離が１００ｍｍ以上の範囲において、幅方向位置Ｘに対する距離Ｚ（Ｘ）の勾配の絶対値｜ｄＺ／ｄＸ｜は、０．５ｍ／ｍ以上であることを特徴とする請求項１〜４のいずれか１に記載の鋼板の製造方法。

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