JP2019022911A - 鋼の連続鋳造方法 - Google Patents

Abstract

【課題】ロール摩耗を抑止しつつ、内部割れや表面割れの発生を抑止可能な鋳造方法の提供。【解決手段】領域ごとに冷却水量を設定し、比水量Ｗｂ、比水量Ｗｃ及び比水量Ｗｈで鋳片を２次冷却する。メニスカスから矯正部の最下流ロールまでの距離Ｘｕ及びメニスカスから連続鋳造機の最下流ロールまでの距離Ｘｔが（１）式及び（２）式を満たすようにする。Ｘｕ／Ｖｃ≦−３．０１×１０-3×（Ｗｒ1・ΔＴ1）0.863＋３８．８１・・・（１）、Ｘｔ／Ｖｃ≧１／〔｛２２．０＋０．０００４９６×（Ｗｒ・ΔＴ）0.739｝2×（４/Ｄ2）〕・・・（２）、Ｗｒ1は矯正部までのロール内を流れる総冷却水量、ΔＴ1は矯正部までのロール内を流れる冷却水の入側平均水温と出側平均水温の温度差、Ｗｒは連続鋳造機の機端までのロール内を流れる総冷却水量、ΔＴは連続鋳造機の機端までのロール内を流れる冷却水の入側平均水温と出側平均水温の温度差である。【選択図】図１

Description

本発明は、Ｎｉ含有鋼の鋳造方法に関する。

Ｎｉ含有鋼は脆化し易いため、鋳造時に、鋳片表面温度が脆化温度域にあるときに鋳片が矯正されると、矯正歪により表面割れが発生することが知られている。そこで、従来、２次冷却水量を少なくすることにより、矯正時の鋳片表面温度を脆化温度域より高温側に回避する等の対策により表面割れの発生を抑止している（特許文献１−６参照）。

特開２００８−１００２４９号公報 特開２００２−８６２５２号公報 特開平１１−１９７８０９号公報 特開平１０−１６６１２６号公報 特開平９−２８５８５５号公報 特開平８−１３２２０７号公報 特開平８−３３９６４号公報

しかしながら、高Ｎｉ含有鋼では一般鋼に比べて鋳片表面温度を脆化温度域より高くするために２次冷却水量を大幅に減らす必要があり、これに伴い連続鋳造機内で鋳片を支持するロールの温度も高くなる。これによりロールが摩耗しやすくなり、ロールの交換回数が増加する。一般的にロールにはロール内冷却や２次冷却の垂れ水によりロール温度の上昇を抑止しているが（図９Ａ及び図９Ｂ参照）、上記のように２次冷却水量を大幅に減らすと垂れ水が発生しなくなり、ロール内冷却のみとなるため、通常のロール内冷却を行ってもロール温度があまり低下しない。

そこで、ロール内に流す冷却水量を増加する等してロール内冷却を強化することが考えられる。しかし、ロール内冷却を強化してロール温度を低下させると、ロールに接する鋳片の表面温度も低下するため、矯正時の鋳片表面温度が脆化温度域に入ってしまい、表面割れが発生する場合がある。

ここで、特許文献１〜特許文献６にはロール内冷却に関して明記されていないため、これらの文献の２次冷却条件は通常のロール内冷却を行う際に表面割れを抑止可能な条件と考えられる。しかし、ロール内冷却水量が変われば矯正時の鋳片表面温度を脆化温度域より高くするための２次冷却条件も変わるため、ロール内冷却を強化した場合に特許文献１〜特許文献６の２次冷却を行っても、矯正時の鋳片表面温度を脆化温度域より高温側に回避することができず、表面割れが発生する。

そこで、本発明は、Ｎｉ含有鋼の鋳造において、ロール摩耗を抑止しつつ表面割れの発生を抑止可能な方法を提供することを目的とする。

本発明は、Ｎｉを６質量％以上１０質量％以下、Ｐを２５ｐｐｍ以下、Ｓを１０ｐｐｍ以下、Ｎを５０ｐｐｍ以下、ｓ−Ａｌを４５０ｐｐｍ以下含有し、厚みＤが２３０ｍｍ以上３１０ｍｍ以下であるスラブを垂直曲げ型連続鋳造機を用いて鋳造する方法である。
連続鋳造機には、鋳造方向に複数のロールが並設され、前記ロールには、ロール内部に冷却水を流すロール内冷却が実施され、鋳造経路に、メニスカスから垂直部、曲げ部、円弧部、矯正部及び水平部が順に形成され、２次冷却帯に、冷却水量を個別に設定可能な複数の領域が配置されている。
鋳型直下から曲げ完了位置までの比水量Ｗｂを０．０９ｌ/ｋｇ以上０．３３ｌ/ｋｇ以下とし、曲げ完了位置から矯正完了位置までの比水量Ｗｃを０ｌ/ｋｇ以上０．０３ｌ/ｋｇ以下とし、矯正完了位置から連続鋳造機の機端までの比水量Ｗｈを０ｌ/ｋｇ以上０．１０ｌ/ｋｇ以下とする。
また、メニスカスから矯正部の最下流ロールまでの距離Ｘｕ（ｍ）、メニスカスから連続鋳造機の最下流ロールまでの距離Ｘｔ（ｍ）、及び鋳造速度Ｖｃ（ｍ／ ｍｉｎ）が（１）式及び（２）式を満たす。
Ｘｕ／Ｖｃ≦−３．０１×１０^-3×（Ｗｒ₁・ΔＴ₁）^0.863＋３８．８１・・・（１）
Ｘｔ／Ｖｃ≧１／〔｛２２．０＋０．０００４９６×（Ｗｒ・ΔＴ）^0.739｝²×（４/Ｄ²）〕・・・（２）
ここで、Ｗｒ₁は鋳型直下から矯正部までに配置された全ロール内を流れる総冷却水量（ｍ³／ｈｒ）であり、ΔＴ₁は鋳型直下から矯正部までに配置された全ロール内を流れる冷却水のロール入側の平均水温とロール出側の平均水温の温度差であり、Ｗｒは鋳型直下から連続鋳造機の機端までに配置された全ロール内を流れる総冷却水量（ｍ³／ｈｒ）であり、ΔＴは鋳型直下から連続鋳造機の機端までに配置された全ロール内を流れる冷却水のロール入側の平均水温とロール出側の平均水温との温度差である。

本発明では、Ｎｉ含有鋼を鋳造する際に、鋳片を所定の比水量で２次冷却するとともに、ロール内冷却を行い、鋳片が矯正完了位置を通過するまでの時間をロール内冷却条件を基に規定している。これにより矯正時の鋳片表面温度を脆化温度域より高温側に回避できるため表面割れの発生を抑止することができるとともに、比水量の下限を規定することで内部割れの発生を抑止できる。また、２次冷却水の垂れ水が発生しなくても、ロール内冷却水量を増加させることで、ロール摩耗を抑止できるためロールの交換回数を低減できる。さらに、鋳片が連続鋳造機の機端を通過するまでの時間をロール内冷却条件を基に規定することにより、矯正時に鋳片表面温度が高くても、連続鋳造機の機端で鋳片を完全凝固させることができる。

連続鋳造機の構成を示す模式断面図である。 連続鋳造機に設けられたロールの正面図である。 連続鋳造機に設けられたロールの側面図である。 ２次冷却帯の一部を示す模式図である。 絞りと引張温度の関係を示す図である。 鋳型直下から曲げ完了位置までの比水量と矯正完了位置の鋳片表面温度との関係を示す図である。 実験結果を示す図である。 実験結果を示す図である。 内部割れの評価方法を説明する図である。 ロール内冷却を説明する模式図である。 垂れ水によるロール冷却を説明する模式図である。

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Ｑに沿って設けられた複数のロール４とを備えている。ロール４は図示しないロールスタンドに設置されている。鋳造方向に隣り合う２つのロール４,４間には冷却ノズル５が配置されている。本実施形態では、鋳造経路Ｑ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。

鋳造経路Ｑには、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、曲率半径を小さくする曲げ部１２と、曲げ部１２に連接し、曲率半径が一定の円弧部１３と、円弧部１３の下流に設けられ、曲率半径を大きくする矯正部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。

タンディッシュ１内の溶鋼６は浸漬ノズル２を介して鋳型３内に注入され、凝固シェルを形成しつつ下方へ引き抜かれて、内部まで凝固する。これにより鋳片（スラブ）が鋳造される。連続鋳造機１００内では、鋳片が基準側及び反基準側の両側からロール４に支持されている。

ロール４には、図２Ａ及び図２Ｂに示すように、ロール４の軸方向に貫通した貫通孔４ａが形成されている。貫通孔４ａには、ロール４の一端（ロール入側）から他端（ロール出側）に向けて冷却水が流される（ロール内冷却）。

本実施形態では、Ｎｉを６質量％以上１０質量％以下含有したＮｉ含有鋼を鋳造する。鋼には、Ｐが２５ｐｐｍ以下、Ｓが１０ｐｐｍ以下、Ｎが５０ｐｐｍ以下、ｓ−Ａｌ（固溶アルミニウム）が４５０ｐｐｍ以下含有されている。Ｐ及びＳは粒界に偏析し、粒界を脆化させる。脆化した部分では内部割れ及び表面割れが生じやすい。また、Ｎ及びｓ−ＡｌはＡｌＮ（アルミナイトライド）となって粒界に析出し、内部割れや表面割れの起点となる。Ｐ,Ｓ,Ｎ及びｓ−Ａｌの含有量を上記範囲とすることにより、内部割れ及び表面割れの発生を抑止することができる。

また、本実施形態では、厚みＤが２３０ｍｍ以上３１０ｍｍ以下のスラブを鋳造する。

図１に示すように、鋳型３の直下から連続鋳造機１００の機端までには、冷却ノズル５が配置されている。冷却ノズル５から鋳片（スラブ）に、冷却水や冷却水と空気が混合したミストが噴霧される。本実施形態では、冷却ノズル５が配置された領域を２次冷却帯と呼ぶ。

２次冷却帯は、図３に示すように、鋳造方向及び鋳片の幅方向に複数の領域に分割されている。図３では、鋳型３直下が７つの領域Ａ、領域Ｂ、領域Ｃ、領域Ｄ、領域Ｅ、領域Ｆ、領域Ｇに分割されている。各領域では、鋳片に噴霧する冷却水量を個別に設定可能である。Ｎｉ含有鋼を鋳造する場合、例えば、鋳型３の直下では冷却水量を多くし、矯正部１４の上流では冷却水量を少なくすることができる。

Ｎｉ含有鋼では、表面割れの発生を抑止するため、矯正時の鋳片表面温度を脆化温度域より高温側に回避させる。以下ではＮｉ含有鋼の脆化温度域について説明する。

Ｎｉを９質量％含有したＮｉ含有鋼の試験片を用いてグリーブル試験を行った。グリーブル試験は、以下の方法で行った。試験片を１３００℃まで昇温し３分間保持した後、冷却速度５℃／ｓｅｃで引張温度まで冷却し、歪速度を１．０×１０^-3（１／ｓｅｃ）として試験片を引っ張った。引張前後の試験片断面積の収縮率を絞り（％）とした。図４にはＮｉ含有鋼の引張温度と絞りの関係を示している。また、比較として一般鋼の絞りと引張温度の関係も示している。

絞りが６０％以上の領域は延性が良好な延性領域であり、絞りが６０％未満の領域は脆化温度域である。Ｎｉ含有鋼では６００℃〜８５０℃付近で絞りが６０％未満であるため、Ｎｉ含有鋼の脆化温度域は６００℃〜８５０℃付近であることがわかった。

上記より、矯正完了位置での鋳片表面温度を８５０℃以上にすることで、矯正時の鋳片表面温度を脆化温度域より高温側に回避させる。

矯正部１４より上流で２次冷却を弱めると、矯正時の鋳片表面温度を高くすることができるため、鋳片表面温度を脆化温度域より高温側に回避できる。しかし、鋳片表面温度が高くなると、鋳片を支持するロール４の温度も上昇する。ロール４には図２Ｂに示すようにロール内冷却を実施しているが、鋳片表面温度が高い場合、通常のロール内冷却を行ってもロール４の温度をあまり低下させることができない。そのためロール温度が高い状態が続き、ロールが摩耗しやすい。その結果、ロールの交換回数が増加する。これを防ぐためにロール内冷却を強化すると、ロール４の温度が低下するが、ロール４に接する鋳片表面温度も低下し、矯正時の鋳片表面温度が脆化温度域に入る場合がある。これにより表面割れが発生する。したがって、ロール摩耗の抑止と表面割れ発生の抑止を両立することができない。

そこで、これらを両立できる方法について研究を進めたところ、所定の比水量で２次冷却を行うとともに、鋳片がメニスカスから矯正完了位置を通過するまでの時間（Ｘｕ／Ｖｃ）をロール内冷却条件を基に規定することにより、ロール摩耗を抑止できるとともに表面割れの発生を抑止できるという知見を得た。以下に、２次冷却帯の比水量と鋳片がメニスカスから矯正完了位置を通過するまでの時間（Ｘｕ／Ｖｃ）について説明する。

（比水量）
２次冷却帯を下記の比水量とする。
１）鋳型直下から曲げ完了位置までの比水量Ｗｂ:０．０９ｌ/ｋｇ以上０．３３ｌ/ｋｇ以下
２）曲げ完了位置から矯正完了位置まで（曲げ完了位置を除く）の比水量Ｗｃ:０ｌ/ｋｇ以上０．０３ｌ/ｋｇ以下
３）矯正完了位置から連続鋳造機１００の機端まで（矯正完了位置を除く）の比水量Ｗｈ：０ｌ/ｋｇ以上０．１０ｌ/ｋｇ以下

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、比水量Ｗｂ,比水量Ｗｃ及び比水量Ｗｈは以下の式で表される。

なお１)〜３)の各領域は、図３に示すように鋳造方向及び鋳片の幅方向にさらに分割されていてもよい。上記比水量を満たせば、各領域内で分割された領域毎に冷却水量を変えることができる。以下では、比水量Ｗｂ,比水量Ｗｃ及び比水量Ｗｈについて詳細に説明する。

１)鋳型直下から曲げ完了位置までの比水量Ｗｂ
本区間は垂直部１１及び曲げ部１２である。この区間では比水量Ｗｂを０．０９ｌ/ｋｇ以上０．３３ｌ/ｋｇ以下とする。比水量が０．０９ｌ/ｋｇ未満では、冷却不足により鋳片がバルジングし、内部割れが発生する。一方、比水量が０．３３ｌ/ｋｇを超えると、曲げ部１２において鋳片表面温度が低下するため、矯正時に表面割れが発生する。

２）曲げ完了位置から矯正完了位置まで（曲げ完了位置を除く）の比水量Ｗｃ
本区間は円弧部１３及び矯正部１４である。Ｎｉ含有鋼では、表面割れが発生しないように、矯正時の鋳片表面温度を脆化温度域より高温側に回避させる。そのためには本区間の比水量を少なくすることが好ましいが、比水量を少なくすると以下の問題が生じる。
i)冷却ノズル５（配管）内の圧力が小さいため圧力損失等の影響を大きく受け、局所的な冷却ノズル５だけから鋳片に冷却水が噴霧される
ii)鋳片に噴霧された水が垂れ水として下流側に流れることにより、鋳片が局所的に過冷却される。特に、図１のロール４に分割ロールを用いた場合、垂れ水は分割ロール間に配置された軸受箱に対向する部分を通過するため、この部分で過冷却が起こりやすい。
i)及びii)により冷却が鋳片幅方向に不均一となる。これにより熱収縮量が鋳片幅方向にばらつくことで局所的に歪がかかる。その結果、表面割れが発生することがある。

そこで本区間を低比水量とし、比水量を変えて不均一冷却による表面割れの有無を調べた。その結果、比水量が０ｌ/ｋｇ以上０．０３ｌ/ｋｇ以下では不均一冷却が生じても表面割れは生じなかったが、比水量が０．０３ｌ/ｋｇを超えると表面割れが生じることがわかった。そこで、曲げ完了位置から矯正完了位置までの比水量Ｗｃを０．０３ｌ/ｋｇ以下とする。なお比水量は０でもよい。比水量が０のときは上述したi)及びii)の問題が生じないため、温度ムラが生じないからである。また強冷による大きな熱歪が発生しないためである。

３）矯正完了位置から連続鋳造機１００の機端まで（矯正完了位置を除く）の比水量Ｗｈ
本区間は水平部１５である。水平部１５で比水量を多くすると、上述したi)及びii)の問題が生じる。また比水量を更に増やすことで大きな歪が生じる。その結果、表面割れが発生する。
そこで本区間を低比水量とし、比水量を変えて均一冷却による表面割れの有無を調べた。その結果、比水量が０ｌ/ｋｇ以上０．１０ｌ/ｋｇ以下では不均一冷却が生じたものの表面割れは生じなかったが、比水量が０．１０ｌ/ｋｇを超えると表面割れが生じることがわかった。そこで矯正完了位置から連続鋳造機１００の機端までの比水量Ｗｈを０．１０ｌ/ｋｇ以下とする。なお比水量は０でもよい。比水量が０のときは上述したi)及びii)の問題が生じないため、温度ムラが生じないからである。また強冷による大きな熱歪が発生しないためである。

比水量Ｗｈの上限は、曲げ完了位置から矯正完了位置までの比水量Ｗｃの上限（０．０３ｌ/ｋｇ）より大きい。これは、矯正完了位置から連続鋳造機１００の機端までが水平であり、鋳片が傾かないため、上述した垂れ水による過冷却が生じないからである（上記２）のii)参照）。

比水量Ｗｂ、比水量Ｗｃ及び比水量Ｗｈで鋳片を２次冷却するが、この比水量では矯正時の鋳片表面温度を脆化温度域より高温側に回避することができない場合がある。しかし、鋳片がメニスカスから矯正完了位置を通過するまでの時間（Ｘｕ／Ｖｃ）が後述する（１）式を満たすと、矯正時の鋳片表面温度を脆化温度域より高温側に回避できる。

（鋳片がメニスカスから矯正完了位置を通過するまでの時間 Ｘｕ／Ｖｃ）
メニスカスから矯正部の最下流ロールまでの距離をＸｕ（ｍ）とし（図１参照）、鋳造速度をＶｃ（ｍ／ｍｉｎ）とすると、鋳片がメニスカスから距離Ｘｕの地点までを通過する時間はＸｕ／Ｖｃ（ｍｉｎ）で表される。ここで、矯正部の最下流ロールには、矯正部にロール全体が配置されたものだけでなく、矯正部にロールの少なくとも一部が配置されたものが含まれる。例えば、図１では、矯正完了位置にロール４１が配置されている。ロール４１の一部は水平部１５に配置されているが、ロール４１の他の部分は矯正部１４に配置されているため、ロール４１が矯正部の最下流ロールである。

比水量Ｗｂ、比水量Ｗｃ及び比水量Ｗｈの２次冷却では、鋳片表面温度が時間に比例して減少する。そこで時間Ｘｕ／Ｖｃが下記（Ａ）式を満たすと、矯正時の鋳片表面温度を８５０℃以上にできるため、矯正時の鋳片表面温度を脆化温度域より高温側に回避できる。
Ｘｕ／Ｖｃ≦スラブ幅中央部の鋳造表面温度が８５０℃となるまでの時間ｔａ・・・（Ａ）

曲げ完了位置から矯正完了位置までの比水量Ｗｃは少ないため、この区間の比水量は時間ｔａに影響しないと考えられる。一方、鋳型直下から曲げ完了位置までの比水量Ｗｂは比水量Ｗｃより多い。そこで比水量Ｗｂが時間ｔａに影響するかを調べた。

比水量Ｗｂは０．０９ｌ/ｋｇ以上０．３３ｌ/ｋｇ以下であるため、比水量Ｗｂをこの上限（０．３３ｌ／ｋｇ）としたときの矯正完了位置の鋳片表面温度を求めた。また、比水量Ｗｂを下限（０．０９ｌ/ｋｇ）としたときの矯正完了位置の鋳片表面温度を求めた。図５には比水量Ｗｂと矯正完了位置の鋳片表面温度の関係を示している。なお、図５に示す鋳片表面温度は下記条件で伝熱凝固計算により求めたものである。
・鋳造速度Ｖｃ：１．２ｍ／ｍｉｎ
・メニスカスから矯正部の最下流ロールまでの距離Ｘｕ：２１．３ｍ
・鋳型直下から矯正部までに配置された全ロール内を流れる総冷却水量Ｗｒ₁（ｍ³／ｈｒ）：５００ｍ³／ｈｒ
・鋳型直下から矯正部までに配置された全ロール内を流れる冷却水のロール入側の平均水温とロール出側の平均水温の温度差ΔＴ₁：４０℃

図５から比水量Ｗｂを上限（０．３３ｌ/ｋｇ）としたときも下限（０．０９ｌ/ｋｇ）としたときも、矯正完了位置の鋳片表面温度は殆ど同じであった。この結果から比水量Ｗｂを０．０９ｌ/ｋｇ以上０．３３ｌ/ｋｇ以下の範囲で変えても、矯正完了位置の鋳片表面温度は殆ど同じであると考えられる。これは鋳片が垂直部１１から矯正部１４までを通過するまでに十分な時間があり、その間に鋳片内部の高温溶鋼によって鋳片が復熱するためと考えられる。そうすると比水量Ｗｂは、鋳片表面温度に影響しないため、鋳片表面温度が８５０℃となるまでの時間ｔａにも影響しないと考えられる。

上記より、鋳型直下から曲げ完了位置の比水量Ｗｂ及び円弧開始位置から矯正完了位置までの比水量Ｗｃは時間ｔａに影響しないことがわかった。そうすると「スラブ幅中央部の鋳造表面温度が８５０℃となるまでの時間ｔａ」に影響する因子は、鋳片に接するロール４の冷却条件であると考えられる。ロール４には図２Ｂに示すように内部に冷却水を流しているため、冷却水量と冷却水の温度差が時間ｔａに影響すると考えられる。したがって、時間ｔａは下記（ｂ）式で表される。
時間ｔａ＝ａ×（Ｗｒ₁・ΔＴ₁）^b＋ｃ ・・・（ｂ）
ここで、Ｗｒ₁は鋳型直下から矯正部までに配置された全ロール内を流れる総冷却水量（ｍ³／ｈｒ）であり、
ΔＴ₁は鋳型直下から矯正部までに配置された全ロール内を流れる冷却水のロール入側の平均水温とロール出側の平均水温の温度差である。
矯正部までに配置された全ロールには、少なくとも一部が矯正部に配置されたロールが含まれる。
（ｂ）式の「ａ×（Ｗｒ₁・ΔＴ₁）^b」はロール内冷却による因子であり、「ｃ」はロール内冷却以外による因子である。

例えば、連続鋳造機内のロールを鋳型直下から鋳造方向に１番目、２番目・・・としたとき、ｉ番目のロール内を流れる冷却水量をＷｉ（ｍ³／ｈｒ）とし、ｉ番目のロール入側の水温（冷却水をロールに流す前の温度）をＴｉｎ(ｉ)（℃）とし、ｉ番目のロール出側の水温をＴｏｕｔ(ｉ)（℃）としたとき（図２Ｂ参照）、ｍ番目のロールが矯正部の最下流ロールであると、Ｗｒ₁とΔＴ₁は以下の式で表される。

上記（ｂ）式に後述する表１の実験結果（時間ｔａ、総冷却水量Ｗｒ₁、温度差ΔＴ₁）を代入し、最小二乗法を用いて（ｂ）式の係数ａ＝−３．０１、係数ｂ＝０．８６３及び係数ｃ＝３８．８１を得た。係数ａ、係数ｂ及び係数ｃから、（ｂ）式は以下の式で表される。
時間ｔａ＝−３．０１×１０^-3×（Ｗｒ₁・ΔＴ₁）^0.863＋３８．８１ ・・・（ｂ１）

（ａ）式よりＸｕ／Ｖｃ≦時間ｔａであることから、これに（ｂ１）式を代入すると、下記（１）式が得られる。
Ｘｕ／Ｖｃ≦−３．０１×１０^-3×（Ｗｒ₁・ΔＴ₁）^0.863＋３８．８１・・・（１）

以上より、比水量Ｗｂ、比水量Ｗｃ及び比水量Ｗｈで鋳片を２次冷却するとともに、鋳片がメニスカスから矯正部の最下流ロールまでを通過する時間Ｘｕ／Ｖｃが（１）式を満たすようにすると、矯正完了位置の鋳片表面温度を８５０℃以上にすることができるため、矯正時の鋳片表面温度を脆化温度域より高温側に回避できる。また、上記比水量で２次冷却しながらロール冷却することにより、ロール摩耗を抑止できるため、ロールの交換回数を低減できる。したがって、内部割れ及び表面割れの発生を抑止できるとともにロール摩耗を抑止できる。

ところで、表面割れの発生を抑止するために低比水量とした場合、連続鋳造機１００の機端で凝固が完了せず、鋳片内部に未凝固溶鋼が存在することがある。連続鋳造機１００の機端を通過した鋳片は、未凝固溶鋼の静圧により厚み方向に大きくバルジングする。連続鋳造機１００内では、図１に示すように鋳片がロール４,４によって両側から支持されるためバルジング量が１ｍｍ以下であるが、連続鋳造機外では鋳片が両側から支持されないため、バルジング量が数百ｍｍとなる。バルジングした鋳片は設備を干渉するため、設備破損が起こる。またバルジング後の鋳片をガスカッターで切断できない。さらに鋳片がバルジングすると、その鋳片を製品に充当できない。

そこで、鋳片がメニスカスから連続鋳造機１００の機端を通過するまでの時間（Ｘｔ／Ｖｃ）を鋳片に接するロール４の冷却条件を基に規定することにより、連続鋳造機１００の機端で未凝固溶鋼が残存しないようにする。ここで、「連続鋳造機１００の機端」とは連続鋳造機１００の最終端（下流側端部）であり、Ｘｔはメニスカスから連続鋳造機１００の最下流ロールまでの距離である（図１参照）。

時間Ｘｔ／Ｖｃが下記式を満たすと、連続鋳造機１００の機端で鋳片が完全凝固している。
Ｘｔ／Ｖｃ≧鋳片が完全凝固するまでの時間ｔｃｅ・・・（α）

鋳片が完全凝固するまでの時間ｔｃｅを求めるため、以下の式を用いた。
連続鋳造における溶鋼の凝固の進行は鋳片の凝固シェル厚みｄｓで表すことができ、凝固シェルの厚みｄｓは（Ａ）式で表される（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」、昭和６０年４月発行、ｐ.２７ ３行目）。
ｄｓ＝Ｋ×ｔ^0.5・・・（Ａ）
ここで、Ｋは凝固定数（ｍｍ／ｍｉｎ^0.5）であり、ｔは凝固時間（ｍｉｎ）である。
鋳造速度をＶｃとし、メニスカスからの距離をＸとすると、凝固時間ｔはｔ＝Ｘ／Ｖｃで表される。これを上記（Ａ）式に代入すると（Ｂ）式が得られる。
ｄｓ＝Ｋ×（Ｘ／Ｖｃ）^0.5・・・（Ｂ）
（Ｂ）式よりＶｃは以下の式で表される。
Ｖｃ＝Ｘ×（Ｋ／ｄｓ）²・・・（Ｃ）
連続鋳造機１００の機端で鋳片が完全凝固するとき、Ｘ＝Ｘｔ（メニスカスから連続鋳造機１００の機端までの距離）であり、ｄｓ＝Ｄ／２（鋳片厚みＤの１／２）であり、このときのＶｃは以下の式で表される。
Ｖｃ＝Ｘｔ×｛Ｋ／（Ｄ／２）｝²
Ｖｃ＝Ｘｔ×（Ｋ²×４／Ｄ²）・・・（Ｃ１）
（Ｃ１）式よりＶｃが（Ｄ）式を満たすとき、連続鋳造機１００の機端で鋳片が完全凝固しており、鋳片内部に未凝固溶鋼が残存しない。
Ｖｃ≦Ｘｔ×（Ｋ²×４／Ｄ²）・・・（Ｄ）
（Ｄ）式よりＸｔ／Ｖｃ（鋳片がメニスカスから連続鋳造機１００の機端を通過するまでの時間）は以下の式で表される。
Ｘｔ／Ｖｃ≧１／（Ｋ²×４／Ｄ²）・・・（Ｅ）
ここで、曲げ完了位置から矯正完了位置までの比水量を０とし、ロール内冷却を行わないときの凝固定数をＫ₁とし、ロール内冷却を行ったときの鋳片抜熱による凝固定数の増加分をΔＫとすると、凝固定数ＫはＫ＝Ｋ₁＋ΔＫで表される。これを（Ｅ）式へ代入すると、以下の式が得られる。
Ｘｔ／Ｖｃ≧１／｛（Ｋ₁＋ΔＫ）²×４／Ｄ²｝・・・（Ｆ）
凝固定数の増加分ΔＫは、ロール４の冷却条件からΔＫ＝α×（Ｗｒ・ΔＴ）βで表される。Ｋ₁を係数γとすると、（Ｆ）式は以下の式で表される。
Ｘｔ／Ｖｃ≧１／〔｛γ＋α×（Ｗｒ・ΔＴ）β｝²×４／Ｄ²〕・・・（Ｇ）
ここで、Ｗｒは鋳型直下から連続鋳造機の機端までに配置された全ロール内を流れる総冷却水量（ｍ³／ｈｒ）であり、
ΔＴは鋳型直下から連続鋳造機の機端までに配置された全ロール内を流れる冷却水のロール入側の平均水温とロール出側の平均水温の温度差である。
例えば、ｎ番目のロールが矯正部の最下流ロールであるとき、ＷｒとΔＴは以下の式で表される。

上記（α）式と（Ｇ）式から以下の式が成立するとき、連続鋳造機１００の機端で鋳片が完全凝固する。
鋳片が完全凝固するまでの時間ｔｃｅ＝１／〔｛γ＋α×（Ｗｒ・ΔＴ）β｝²×４／Ｄ²〕・・・（Ｆ）
（Ｆ）式に後述する表１の実験結果（時間ｔｃｅ、総冷却水量Ｗｒ、温度差ΔＴ）を代入し、最小二乗法を用いて（Ｆ）式の係数α＝０．０００４９６、係数β＝０．７３９及び係数γ＝２２．０を得た。係数α、係数及び係数γから、（Ｆ）式は以下の式で表される。
鋳片が完全凝固するまでの時間ｔｃｅ＝１／〔｛２２．０＋０．０００４９６×（Ｗｒ・ΔＴ）^0.739｝²×４/Ｄ²〕 ・・・（Ｆ１）

（α）式よりＸｔ／Ｖｃ≧時間ｔｃｅであるから、（α）式に（Ｆ１）式を代入すると、下記（２）式が得られる。
Ｘｔ／Ｖｃ≧１／〔｛２２．０＋０．０００４９６×（Ｗｒ・ΔＴ）^0.739｝²×４/Ｄ²〕・・・（２）

以上より、矯正時の鋳片表面温度が８５０℃以上という表面割れを防止する条件としても、鋳片がメニスカスから連続鋳造機１００の機端を通過するまでの時間（Ｘｔ／Ｖｃ）が（２）式を満たすようにすると、連続鋳造機１００の機端で鋳片内部に未凝固溶鋼が存在しない。これにより鋳片が連続鋳造機１００の最下流ロール４２を通過しても、バルジングが発生しないため、設備破損及びガスカッターによる切断不良が起こらない。また、得られた鋳片を全て製品に充当することができるため、歩留まりを向上させることができる。

次に、上記知見を得るために行った実験を説明する。

比水量及びロール内冷却条件等を変えたときの内部割れ及び表面割れの有無と凝固状態について評価した。

表１、図６及び図７には、実験条件及び実験結果を示している。本実験ではＣを０．０４質量％以上０．０６質量％以下含有するＮｉ含有鋼を鋳造し、幅１７７０ｍｍ以上２１００ｍｍ、厚み２３０ｍｍ以上３１０ｍｍ以下のスラブを得た。表１の溶鋼の成分は、タンディッシュ内の溶鋼の成分である。下記にその他の実験条件を示す。

（２次冷却）
・噴霧ノズルには、水と空気が混合したミストを噴霧するミストノズルを用いた。
・鋳造方向について各ロール間にミストノズルを配置した。また、スラブの幅方向に４〜１４本のミストノズルを配置した。
・ＩＮ側（反基準面側）とＯＵＴ側（基準面側）のそれぞれで、ロールスタンド毎に２次冷却水量を制御できるようにした。また、鋳型直下及び水平部を除く領域をスラブ幅方向に２分割し、各領域で２次冷却水量を制御できるようにした。
（ロール配置及びロール内冷却）
・直径１５０〜２９０ｍｍのロールを用い、ロールピッチ（鋳造方向に隣り合うロールの中心間距離）を１８０ｍｍ〜３８０ｍｍとした。ロールには、２〜４分割された分割ロールを用いた。
・各ロール内に同じ水量の冷却水を流した。ΔＴとΔＴ₁を算出したところ、ΔＴとΔＴ₁が同じ値であった。

次に、内部割れ及び表面割れの有無と凝固状態の評価方法を説明する。

（内部割れ）
一定の鋳造速度で鋳造された鋳片（定常部）を、鋳造方向に対して垂直な方向に切断した。切断面に過硫酸アンモニウム水溶液を塗布し、腐食させた。内部割れはバルジングに起因する割れであり、スラブ厚み方向に長さをもった割れである（図８参照）。厚み方向の最大長さｗが２ｍｍ以上の割れが存在する場合に内部割れ有りとし、それ以外を内部割れ無しとした。
（表面割れ）
鋳造後のスラブの表裏面（基準側面及び反基準側面）を５ｍｍ研削後、１５〜３０ｍｍの板厚に圧延し、得られた製品の全面に磁粉探傷試験を実施した。表面割れによる欠陥が存在した場合を表面割れ有りとし、欠陥が存在しなかった場合を表面割れ無しとした。
（凝固完了・未完了）
連続鋳造機の最終ロールを通過した鋳片を目視で確認した。連続鋳造機の基端で鋳片の凝固が完了している場合、鋳片は殆ど膨らまないが、連続鋳造機の基端で凝固が完了していない場合、鋳片が最終ロールを通過後、１〜５ｍｉｎの間に鋳片が厚さ方向に膨らむ。例えば、厚み２８０ｍｍ、幅２１００ｍｍのスラブを目的として鋳造した場合、連続鋳造機の基端で凝固が完了しているときは、スラブが最終ロールを通過しても厚みは２７９〜２８１ｍｍ程度であるが、連続鋳造機の基端で凝固が完了していないときは、スラブが最終ロールを通過後、厚みが７７０〜８７０ｍｍ程度になる。
上記より最終ロールを通過したスラブが殆ど膨らまないときは連続鋳造機の基端で凝固が完了していると判断し、最終ロールを通過したスラブが３倍程度の厚みに膨らんだときは凝固未完了と判断した。

表１から、鋼の成分がＰ：２５ｐｐｍ以下、Ｓ：１０ｐｐｍ以下、Ｎ：５０ｐｐｍ以下、ｓ−Ａｌ：４５０ｐｐｍであり、比水量Ｗｂが０．０９ｌ/ｋｇ以上０．３３ｌ/ｋｇ以下、比水量Ｗｃが０．０３ｌ/ｋｇ以下、比水量Ｗｈが０．１０ｌ/ｋｇ以下であり、メニスカスから矯正完了位置までの時間Ｘｕ／Ｖｃが下記（１）式を満たし、メニスカスから連続鋳造機の機端までの時間Ｘｔ／Ｖｃが下記（２）式を満たすとき、表面割れ及び内部割れが発生しなかった（実験Ｎｏ.３４−Ｎｏ.５２参照）。
Ｘｕ／Ｖｃ≦−３．０１×１０^-3×（Ｗｒ₁・ΔＴ₁）^0.863＋３８．８１・・・（１）
Ｘｔ／Ｖｃ≧１／〔｛２２．０＋０．０００４９６×（Ｗｒ・ΔＴ）^0.739｝²×（４/Ｄ²）〕・・・（２）
また、連続鋳造機の最下流ロールを通過したスラブの厚みは目標とするスラブ厚みの±１ｍｍであり、連続鋳造機内で凝固が完了した。そのため鋳造した全てのスラブを製品へ充当できた。
さらに、鋳片を支持するロールの摩耗を抑止でき、ロールの交換回数を低減できた。

一方、上記を満たさないときは、表面割れや内部割れが発生したり、連続鋳造機内で凝固が完了しなかったりした。

例えば、鋼に含まれるＰ,Ｓ,Ｎ,ｓ−Ａｌが上記より多いときは、表面割れが発生した（Ｎｏ.１−Ｎｏ.４）。

また、比水量Ｗｂが上記より少ない０．０８ｌ/ｋｇでは、内部割れが発生した（Ｎｏ.５）。この比水量では冷却不足により鋳片がバルジングしたと考えられる。一方、比水量Ｗｂが上記より多い０．３４ｌ/ｋｇでは、表面割れが発生した（Ｎｏ.６）。この比水量では垂直部及び曲げ部で鋳片が過冷却され、矯正時の鋳片表面温度が脆化温度域になったと考えられる。

また、比水量Ｗｃが上記より多い０．０４ｌ/ｋｇでは、表面割れが発生した（Ｎｏ.７）。この比水量では円弧部及び矯正部で鋳片が過冷却され、矯正時の鋳片表面温度が脆化温度域になったと考えられる。
なお、比水量Ｗｃを０ｌ/ｋｇとした場合に表面割れが発生しなかったことから、比水量Ｗｃは０でもよい。

また、比水量Ｗｈが上記より多い０．１１ｌ/ｋｇでは、表面割れが発生した（Ｎｏ.８）。この比水量では水平部で温度ムラや過冷却による大きな熱歪が生じたことにより表面割れが発生したと考えられる。
なお、比水量Ｗｈを０ｌ/ｋｇとした場合に表面割れが発生しなかったことから、比水量Ｗｈは０でもよい（Ｎｏ.４６,Ｎｏ.４９）。

また、比水量Ｗｂ、比水量Ｗｃ及び比水量Ｗｈが上記を満たしても、メニスカスから矯正完了位置までの時間Ｘｕ／Ｖｃが（１）式を満たさなかったときは、表面割れが発生した（Ｎｏ.９−Ｎｏ.２２,Ｎｏ.３１−Ｎｏ.３３）。この結果から２次冷却の比水量を上記範囲に調整するだけでは、表面割れ及び内部割れの発生を抑止できないことがわかった。

さらに、メニスカスから連続鋳造機の機端までの時間Ｘｔ／Ｖｃが（２）式を満たさなかったときは、連続鋳造機内で凝固が完了しなかった（Ｎｏ.２３−Ｎｏ.３３）。特にＮｏ.２３−Ｎｏ.３０では、表面割れ及び内部割れの発生を抑止できたが、連続鋳造機内で凝固未完了であった。Ｎｏ.２３−Ｎｏ.３０から、表面割れ及び内部割れの発生を抑止可能な条件で鋳造しても、（２）式を満たさないときは鋳片内部に未凝固溶鋼が残存することがわかった。

Ｎｏ.２３−Ｎｏ.３３では、スラブが最終ロールを通過後、厚み方向に大きく膨らんだ。そのためスラブを搬送する際に設備が干渉され、設備破損を起こした。また、ガスカッターでスラブを切断できず、所定の鋳造速度で鋳造を完了できなかった。さらに、得られたスラブを全て製品として使用できず、廃棄しなければならないものが生じた。

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。

１ タンディッシュ
２ 浸漬ノズル
３ 鋳型
４,４１,４２ ロール
５ 冷却ノズル
６ 溶鋼
１１ 水平部
１２ 曲げ部
１３ 円弧部
１４ 矯正部
１５ 水平部
１００ 連続鋳造機

Claims (1)

1. Ｎｉを６質量％以上１０質量％以下、Ｐを２５ｐｐｍ以下、Ｓを１０ｐｐｍ以下、Ｎを５０ｐｐｍ以下、ｓ−Ａｌを４５０ｐｐｍ以下含有し、厚みＤが２３０ｍｍ以上３１０ｍｍ以下であるスラブを垂直曲げ型連続鋳造機を用いて鋳造する方法であり、
   連続鋳造機には、鋳造方向に複数のロールが並設され、
   前記ロールには、ロール内部に冷却水を流すロール内冷却が実施され、
   鋳造経路に、メニスカスから垂直部、曲げ部、円弧部、矯正部及び水平部が順に形成され、
   ２次冷却帯が、冷却水量を個別に設定可能な複数の領域に分割され、
   鋳型直下から曲げ完了位置までの比水量Ｗｂを０．０９ｌ/ｋｇ以上０．３３ｌ/ｋｇ以下とし、
   曲げ完了位置から矯正完了位置までの比水量Ｗｃを０ｌ/ｋｇ以上０．０３ｌ/ｋｇ以下とし、
   矯正完了位置から連続鋳造機の機端までの比水量Ｗｈを０ｌ/ｋｇ以上０．１０ｌ/ｋｇ以下とすることを特徴とする連続鋳造方法。