JP2020006426A - 鋼の連続鋳造方法 - Google Patents

Abstract

【課題】圧下に必要な力を抑制しつつスラブを大圧下することにより、残存するポロシティの量を低減できるとともに、スラブの幅方向での品質ばらつきを抑制できる鋼の連続鋳造方法を提供する。【解決手段】この連続鋳造方法では、タンディッシュ内の溶鋼過熱度を２５℃以上とし、一対の圧下ロールにより、スラブにおいて中心固相率が０．０１〜０．３である部位を圧下する。一対の圧下ロールの一方または両方は、当該圧下ロールの幅方向の中央部における直径より当該圧下ロールの幅方向両端部の直径が小さい凸形状を有している。凸形状の圧下ロールは、中央部の直径が４００ｍｍ以上であり、かつ、中央部の幅Ｗ（ｍｍ）は、ＬＷ＜Ｗ＜ＬＷ＋１４０を満足する。ただし、ＬＷはスラブの未凝固部の幅(ｍｍ)である。【選択図】図５

Description

本発明は、未凝固部を有するスラブを、圧下ロールにより圧下する鋼の連続鋳造方法に関する。

鋼の連続鋳造では、連続鋳造機内で鋳片を圧下する。これは、鋳片のポロシティ（空隙）を押し潰し、偏析を低減して、内部品質を改善するためである。現在では、鋳片への品質要求がさらに高まっている。特にスラブでは、幅方向全域に渡って品質が均一であることが求められている。

鋼の連続鋳造に関し、従来から種々の提案がなされている。特許文献１には、連続鋳造法を用いて厚鋼板を製造する方法が記載されている。特許文献１に記載の連続鋳造方法では、スラブの厚み中心部における固相率が０．６以上となる領域を、スラブの未凝固厚みの１．１倍以上２．０倍以下で圧下する。この圧下は、スラブのパスライン上に配置された上下一対のアンビルが上下に開閉運動を繰返すことで行われる。

また、特許文献２には、スラブ幅方向のクレーターエンド形状に応じて軽圧下する方法が提案されている。圧下は、軽圧下帯の上流側部分で、スラブの幅方向中央部および幅方向両端部のいずれかを優先して行われる。具体的には、鋳片の幅方向両端部のクレーターエンド距離が中央部よりも長い場合は、鋳片の幅方向中央部を優先して圧下する。一方、鋳片の幅方向両端部のクレーターエンド距離が中央部よりも短い場合は、幅方向両端部を優先して圧下する。

特開平０６−１０６３１６号公報 特開２０１２−６６３０３号公報

鋼の連続鋳造では、前述の通り、内部品質を改善するため、連続鋳造機内でスラブを圧下する。しかしながら、連続鋳造機内でスラブが受ける冷却の不均一などにより、スラブの幅方向の端部近傍で凝固遅れが発生する。また、スラブにおいて、サポートロールの軸受の直下に位置する部位でも、凝固遅れが発生する。これらの凝固遅れが、スラブの幅方向に関して、スラブの内部品質のばらつきを引き起こすことがある。

特許文献１に記載の連続鋳造方法では、スラブの幅方向の大部分が未凝固の状態で、スラブを圧下する。このため、スラブの幅方向全域をアンビルで圧下することとなり、極めて大きい力が必要となる。これを実現するための設備は巨大となるので、連続鋳造機内へのアンビルの設置が物理的に困難である。加えて、設備が複雑になるため、設備費およびメンテナンスコストが膨大となる。

特許文献２に記載の連続鋳造方法では、複数対の圧下ロールによりスラブを圧下する。しかしながら、この圧下は軽圧下であり、各対の圧下ロールによる圧下量が小さい。このため、ポロシティおよび中心偏析を改善する効果が十分に得られない。

本発明は、このような問題に鑑みてなされたものであり、圧下に必要な力を抑制しつつ、スラブの内部品質を幅方向に渡って均一かつ良好にできる鋼の連続鋳造方法を提供することを目的とする。

本発明の要旨は、次の通りである。

（Ａ）未凝固部を有するスラブを一対の圧下ロールで圧下する鋼の連続鋳造方法であって、当該連続鋳造方法は、タンディッシュ内の溶鋼過熱度を２５℃以上とし、２５０〜４００ｍｍの厚みを有する前記スラブにおいて中心固相率が０．０１〜０．３である部位を、前記一対の圧下ロールにより圧下し、前記一対の圧下ロールの一方または両方は、当該圧下ロールの幅方向中央部における直径より当該圧下ロールの幅方向両端部の直径が小さい凸形状を有しており、前記凸形状の圧下ロールは、前記幅方向中央部の直径が４００ｍｍ以上であり、かつ、前記中央部の幅Ｗ（ｍｍ）が下記（１）式を満足する、鋼の連続鋳造方法。
ＬＷ＜Ｗ＜ＬＷ＋１４０ ・・・（１）
ただし、ＬＷはスラブの未凝固部の幅(ｍｍ)である。

（Ｂ）上記（Ａ）に記載の鋼の連続鋳造方法であって、圧下位置での前記スラブにおいて、前記凸形状の圧下ロールの前記中央部に対応する部分の表面温度を８００℃以上とする、鋼の連続鋳造方法。

（Ｃ）上記（Ａ）または（Ｂ）に記載の鋼の連続鋳造方法であって、前記一対の圧下ロールによる前記スラブの圧下量を３０ｍｍ以上とする、鋼の連続鋳造方法。

本発明の鋼の連続鋳造方法では、凸形状の圧下ロールを用いることにより、十分な圧下量を確保するための圧下力を抑制して、スラブを大圧下することが可能となる。大圧下の結果、残存するポロシティの量を低減できるとともに、スラブ内の偏析を幅方向全域に渡って抑制できる。すなわち、スラブの内部品質を幅方向に渡って均一かつ良好にできる。

図１は、圧下量と残存偏析幅との関係を示す図である。 図２は、凸形状の圧下ロールにおける中央部の幅と圧下量との関係を示す図である。 図３は、タンディッシュ内の溶鋼過熱度と圧下量との関係を示す図である。 図４は、本発明の鋼の連続鋳造方法を実施するのに用いることができる連続鋳造機の構成例を示す模式図である。 図５は、本発明の鋼の連続鋳造方法に用いる圧下ロールの構成例を示す断面図である。

前述の通り、軽圧下法では、各対の圧下ロールによる圧下量が小さい。このため、軽圧下法では、スラブの内部品質を改善する効果が、十分に得られない。一方、大圧下法では、スラブを大圧下するので、内部品質を改善する効果が大きい。そこで、本発明では、大圧下法を採用することにより、ポロシティおよび中心偏析についての改善効果を大きくする。

しかしながら、大圧下法では、圧下量が軽圧下法より大きくなることから、一対の圧下ロールとして、直径が一定であるフラット型の圧下ロールを用いると、必然的に、圧下に必要な力（以下、「圧下力」ともいう。）も大きくなる。

連続鋳造では、たとえ同一の鋳造速度で製造したとしても、圧下位置でのスラブ温度がばらつく。これは、鋳造時の溶鋼過熱度、二次冷却の条件、スラブ表面のスケールの付着状態などの要因が変化するからである。また、主に二次冷却の条件およびロール配置が要因となって、未凝固部の厚みもスラブの幅方向でばらつく。上記要因によって圧下位置でのスラブ温度および未凝固部の厚みがばらついても、十分な圧下量を確保できることが望まれる。しかしながら、このようにスラブを圧下するのは困難であると考えられる。これは、十分な圧下量を確保するためには極めて大きな圧下力が必要となることによる。大きな圧下力を実現するための装置およびプロセスを採用することは、一般的には現実的ではない。

本発明者らは、以下の試験を行った。その結果、本発明者らは、本発明を完成させるに至った。本発明では、一対の圧下ロールのうちの一方を凸形状とする。これにより、現実的な設備で大圧下を実現できる。この際、圧下位置でスラブ温度および未凝固部の厚みがばらついても、スラブの内部品質を幅方向に渡って均一かつ良好にできる。

［圧下量の基礎試験］
一対の圧下ロールによる適正な圧下量を把握するため、連続鋳造機によって中炭素鋼のスラブを製造する試験を行った。本試験では、一対の圧下ロールは、いずれも、長手方向で直径が４７０ｍｍで一定のフラット型とした。最大圧下力は、６００ｔ（ｔｏｎ）とした。スラブは、厚みを２５０ｍｍ、幅を２３００ｍｍとした。本試験では、溶鋼過熱度を２０〜５０℃の範囲で変化させることにより、圧下量を変化させた。すなわち、圧下力は実質的に一定とし、圧下位置でのスラブの温度および中心固相率を変化させることにより、スラブの変形抵抗を異ならせて、圧下量を変化させた。

得られたスラブの厚み中心におけるマクロ偏析を調査した。マクロ偏析は、以下の方法で調査した。スラブから、横断面を含む試料を採取した。この試料の厚み中心位置でスラブの幅方向に延びる偏析部を含むようにミクロ試料を作製し、機械研磨した。研磨後のミクロ試料について、スラブの幅方向に沿ってＭｎ含有率を線分析した。線分析は、ＥＰＭＡ(Electron Probe Microanalyzer)により行った。そして、分析領域内の各部のＭｎ含有率を溶鋼中のＭｎ含有率で除した値を求めた。この値が１．１を超える領域の合計長さ（以下、「残存偏析幅」という。）を求めた。そして、残存偏析幅が０になる条件を求めた。

ここで、後述のように、実操業上は、ＥＰＭＡの線分析により得られるＭｎの濃度Ｃを鋳込時のＭｎの平均濃度Ｃ_０で除した値（Ｃ／Ｃ_０）は１．２以下であれば品質上問題はない。そこで、偏析に関して、実操業上の評価基準（１．２）に比して厳しい基準（１．１）で基礎試験を実施した。

図１は、圧下量と残存偏析幅との関係を示す図である。図１より、圧下量が増加するに従って残存偏析幅が小さくなり、圧下量が３０ｍｍ以上であれば残存偏析幅が０ｍｍとなることが確認される。すなわち、この基礎試験結果に基づけば、圧下量を３０ｍｍ以上とすれば、安定的に中心偏析を改善でき、幅方向の品質ばらつきを抑制できる。したがって、圧下量は３０ｍｍ以上とすることが好ましい。

［中央部の幅Ｗの基礎試験］
前述の通り、本発明の鋼の連続鋳造方法は、凸形状の圧下ロールを用いる。図５は、本発明の鋼の連続鋳造方法に用いる圧下ロールの構成例を示す断面図である。図５に示すように、凸形状の圧下ロール３１では、スラブ１１の幅方向の中央部３１ａにおける直径Ｄ０（ｍｍ）よりスラブ１１の幅方向の両端部３１ｂにおける直径Ｄ１（ｍｍ）が小さい。

このような凸形状の圧下ロール３１について、中央部３１ａの幅Ｗの適当な範囲を規定するため、連続鋳造を模擬するＦＥＭ解析を行った。ＦＥＭ解析は、３次元弾塑性解析とした。以下は、この解析における設定条件である。スラブ１１は、一対の圧下ロール３１、３２によって上下から圧下した。下側の圧下ロール３２において長手方向両端の位置を固定し、上側の（凸形状の）圧下ロール３１において長手方向の両端に６００ｔの圧下力を付与した。圧下ロール３１の中央部３１ａは、スラブ１１の幅方向中央部に当接させた。そして、上側の圧下ロール３１の変位を圧下量とした。

下側の圧下ロール３２は、直径が長手方向全域に渡って４７０ｍｍで一定のフラット型とした。この圧下ロール３２の幅は、スラブ１１の幅より広かった。この圧下ロール３２をスラブ１１の幅方向全域に当接させた。上側の圧下ロール３１は、中央部３１ａの直径を４７０ｍｍ、両端部３１ｂの直径を４４０ｍｍとし、中央部３１ａの幅を変化させた。

スラブ１１は、幅を２３００ｍｍ、厚みを２５０ｍｍとした。また、解析モデルで、スラブ１１の凝固界面は、固相率０．８の等温線で定義される面とした。この面は、事前の非定常凝固解析で求めた温度分布に基づいて設定した。圧下ロール位置での凝固界面間の距離、すなわち、スラブ１１の未凝固部１１ａの幅ＬＷは、２１００ｍｍであった。凝固界面の外側は、凝固シェル１１ｂを模擬するため、連続体要素を割り当てた。凝固界面の内側は、未凝固部１１ａ内の溶鋼を模擬するため、連続体要素を割り当てることなく、空隙とした。すなわち、実際には、圧下ロールの圧下によって溶鋼（液相）が絞り出され、その際に流動抵抗が生ずる。本解析では、この流動抵抗を無視した。溶鋼の流動抵抗が圧下量に与える影響は、凝固シェル１１ｂの変形抵抗が圧下量に与える影響に比べて、十分に小さいからである。

事前に非定常凝固解析を行い、スラブ１１の横断面の温度分布を求めた。その温度分布を本解析の連続体要素の各節点にマッピングした。その際、圧下ロール３１、３２の周辺では、スラブ１１長手方向の温度変化は、横断面内の温度変化と比べて、十分に小さいので、スラブ１１長手方向の温度は一定とした。

スラブ１１は、中炭素鋼を模擬し、熱的および物理的物性を設定した。また、一対の圧下ロール３１、３２は、いずれも剛体とし、圧下ロール３１、３２とスラブ１１との熱交換は無視した。事前の非定常凝固解析では、タンディッシュ内の溶鋼過熱度を２５℃とし、それ以外の条件は、本解析と同様にした。

図２は、凸形状の圧下ロールにおける中央部の幅と圧下量との関係を示す図である。図２に示されるように、中央部３１ａの幅Ｗが小さくなるに従い、圧下量が大きくなる。これは、変形抵抗がスラブ１１コーナー部で大きく、中央部３１ａの幅Ｗが小さくなるに従い、スラブ１１コーナー部の圧下に要する負荷が軽減されることによる。また、中央部３１ａの幅Ｗを２２４０ｍｍ未満とすれば、換言すると、中央部３１ａの幅Ｗを（ＬＷ＋１４０）未満とすれば（図５参照）、圧下量が３０ｍｍ以上となる。したがって、圧下量３０ｍｍ以上を確保するため、中央部３１ａの幅Ｗを（ＬＷ＋１４０）未満とする。一方、未凝固部１１ａの幅方向全域を圧下して中心偏析を抑制する観点から、中央部３１ａの幅Ｗは、未凝固部１１ａの幅ＬＷより広くする。

凸形状の圧下ロール３１による圧下は、スラブ１１において中央部３１ａに対応する部分（中央部３１ａが当接する部分；以下、「当接部」という。）の表面温度の影響を大きく受ける。鋼の変形抵抗は、８００〜９００℃の温度範囲で大きく変化する。また、当接部の表面温度が８００℃未満であれば、スラブ１１、特に、中央部３１ａ端部が当接する部分での変形抵抗が大きくなる。その結果、圧下量３０ｍｍが確保できないことが予測される。したがって、圧下位置でのスラブ１１において、少なくとも、凸形状の圧下ロール３１の中央部３１ａに対応する部分の表面温度を８００℃以上とすることが好ましい。

［溶鋼過熱度の基礎試験］
タンディッシュ内の溶鋼過熱度に応じてスラブの中心固相率が変化し、その結果、圧下量も変動する。溶鋼過熱度が小さすぎると、中心固相率が大きくなり、所定の圧下量を得るための圧下力が得られない。この場合、十分な溶鋼排出ができず、偏析が残存する。このため、圧下量を３０ｍｍ以上確保可能な溶鋼過熱度を求めるため、前述の［中央部の幅Ｗの基礎試験］と同様の条件でＦＥＭ解析を行った。ただし、本解析では、凸形状の圧下ロール３１における中央部３１ａの幅Ｗを、未凝固部１１ａの幅ＬＷ、または、（ＬＷ＋１４０）とした。溶鋼過熱度は、２０〜５０℃の範囲で変化させた。

図３は、タンディッシュ内の溶鋼過熱度と圧下量との関係を示す図である。図３には、中央部３１ａの幅Ｗが未凝固部１１ａの幅ＬＷである場合と、中央部３１ａの幅Ｗが（ＬＷ＋１４０）である場合とについて、タンディッシュ内の溶鋼過熱度と圧下量との関係を、太線で示す。図３より、いずれの場合でも、溶鋼過熱度が上昇するのに伴って圧下量が大きくなる。また、溶鋼過熱度を２５℃以上とすれば、中央部３１ａの幅Ｗが（ＬＷ＋１４０）である場合でも、圧下量を３０ｍｍ以上にできる。したがって、溶鋼過熱度は２５℃以上とする。

［本発明の鋼の連続鋳造方法］
このような基礎試験に基づく本発明の鋼の連続鋳造方法について、実施形態を参照しながら以下に説明する。

図４は、本発明の鋼の連続鋳造方法を実施するのに用いることができる連続鋳造機の構成例を示す模式図である。図４には、連続鋳造機２０と、溶鋼１２と、スラブ１１とを示す。図４に示す連続鋳造機２０は、タンディッシュ２１と、浸漬ノズル２２と、鋳型２３と、サポートロール２４と、一対の圧下ロール３１、３２とを備える。

このような連続鋳造機２０では、取鍋（図示なし）から供給された溶鋼１２をタンディッシュ２１に収容する。以下、鋳型２３内の溶鋼１２の表面を、「メニスカス」１２ａという。タンディッシュ２１内の溶鋼１２を、浸漬ノズル２２を介して鋳型２３内に注入する。鋳型２３内に注入された溶鋼１２は、鋳型２３により冷却されて、鋳型２３との隣接部に凝固シェル１１ｂを形成する。また、鋳型２３の下方の二次冷却スプレーノズル群（図示なし）から噴射される冷却水によっても、凝固シェル１１ｂ、およびその内部の溶鋼（未凝固部１１ａ）は冷却される。このようにしてスラブ１１が鋳造される。

そのスラブ１１を、複数対のサポートロール２４によって支持しながらピンチロール（図示なし）によって引き抜く。その過程で、一対の圧下ロール３１、３２によってスラブ１１を圧下する。

図５は、図４のＡ−Ａ位置の断面図であり、一対の圧下ロール３１、３２およびスラブ１１について、スラブ１１の長手方向に垂直な断面（圧下ロール３１、３２の軸に平行な断面）を示す。図５を参照して、圧下ロール３１、３２は、その長手方向がスラブ１１の幅方向と平行に配置される。一対の圧下ロールのうちの一方の圧下ロール３１は、この断面において、長手方向中央部３１ａが両端部３１ｂに比して突出した凸形状を有する。他方の圧下ロール３２は、長手方向で直径が一定のフラット型である。

凸形状の圧下ロール３１は、スラブ１１の幅方向の中央部３１ａにおける直径Ｄ０（ｍｍ）よりスラブ１１の幅方向の両端部３１ｂにおける直径Ｄ１（ｍｍ）が小さい。すなわち、Ｄ０＞Ｄ１である。図５に示す凸形状の圧下ロール３１では、中央部３１ａおよび両端部３１ｂのいずれも、それぞれ直径が一定である。したがって、圧下ロール３１は、その長手方向に沿って直径が階段状に変化する。

本発明の鋼の連続鋳造方法は、前述の圧下ロールを備えた連続鋳造機を用いて実施することができる。この連続鋳造方法を実施する際、タンディッシュ２１内の溶鋼過熱度は２５℃以上とする。そして、一対の圧下ロール３１、３２を用い、厚みが２５０〜４００ｍｍであるスラブ１１を圧下する。圧下量は、例えば、３０ｍｍ以上とする。

タンディッシュ２１内の溶鋼過熱度が２５℃未満であれば、スラブ１１の中心固相率が大きくなり、高温変形強度が増加する。これにより、図３に示す通り、圧下量が低下する。溶鋼過熱度を２５℃以上とすれば、スラブ１１の中心固相率を小さく、すなわち高温変形強度を低下でき、圧下量３０ｍｍを確保できる。さらに、溶鋼過熱度は３０℃以上とすることが好ましい。これは、鋳造初期から末期にわたり安定的に圧下量３０ｍｍを確保するためである。一方、溶鋼過熱度は５０℃以下とすることが好ましい。これは、未凝固部が連続鋳造機外に達すると発生する機端バルジングを防止するためである。

ここで、「タンディッシュ内の溶鋼過熱度」は、実際に測定されるタンディッシュ２１内の溶鋼温度から平衡状態図等により求められる液相線温度を減じた温度差を意味する。

前述のように、圧下位置でのスラブ１１において、少なくとも、中央部３１ａに対応する部分（当接部）の表面温度は、８００℃以上とすることが好ましい。この場合、凸形状の圧下ロール３１の中央部３１ａ端部でのスラブ１１の変形抵抗を小さくすることができる。当接部の表面温度は、事前に伝熱計算による検討で操業条件を適宜設定することにより、８００℃以上とすることも可能である。しかしながら、鋳造中に、スラブ１１において当接部近傍の表面温度を実測により確認して、当接部の表面温度を確実に８００℃以上にすることが好ましい。例えば、当接部近傍の表面温度が８００℃未満となっていた場合は、圧下位置より上流５ｍの範囲の冷却水量を低減することで、８００℃以上になるように調整することが可能である。「上流」とは、スラブ１１の移動経路に関して、鋳型２３側を意味する。

スラブ１１の表面温度を実測する場合は、スラブ１１表面において、幅方向に関して中央部３１ａに対応する範囲内で、圧下ロールより上流側の１点以上を、鋳造中に精度よく測定することが好ましい。実測温度を圧下位置の表面温度と同等とするために、圧下位置より上流側２ｍ以内の範囲で、表面温度を実測することが好ましい。

スラブ１１の厚みは、２５０〜４００ｍｍとする。これは、厚鋼板の製造において、厚み２５０〜４００ｍｍのスラブが使用されることによる。ここで、スラブ１１の厚みは、圧下前（鋳型２３の直下位置）の厚みを意味する。

凸形状の圧下ロール３１において、中央部３１ａの直径Ｄ０は４００ｍｍ以上とする。直径Ｄ０が４００ｍｍ未満であれば、剛性が低下し、必要な圧下量を確保するのが困難となるからである。直径Ｄ０が４００ｍｍ以上であれば、必要な圧下量を確保できる。一方、中央部３１ａの直径Ｄ０は、設置スペースを確保する観点から、５００ｍｍ以下とすることが好ましい。同様の観点から、フラット型の圧下ロール３２の直径Ｄ０は、４００〜５００ｍｍとすることが好ましい。

圧下量を３０ｍｍ以上とすることにより、スラブ１１のポロシティを押し潰すことができるとともに、前述の基礎試験で明らかにしたように中心偏析を抑制することができる。圧下量は３３ｍｍ以上とすることが好ましい。これは、圧下位置でのスラブ温度および未凝固部１１ａの厚みのばらつきに対応し、より安定してスラブ１１のポロシティを押し潰すとともに中心偏析を抑制するためである。一方、圧下量は４５ｍｍ以下とすることが好ましい。これは、後工程の圧延工程における圧延圧下比を確保するためである。

また、凸形状の圧下ロール３１は、中央部３１ａの幅Ｗ（ｍｍ）が下記（１）式を満足する。
ＬＷ＜Ｗ＜ＬＷ＋１４０ ・・・（１）
ただし、ＬＷはスラブ１１の未凝固部１１ａの幅（ｍｍ）である（図５参照）。

中央部３１ａの幅Ｗを（ＬＷ＋１４０）未満とするのは、前述の通り、圧下量３０ｍｍ以上を確保するためである。（ＬＷ＋１００）未満とすることがより好ましい。一方、中央部３１ａの幅Ｗが、スラブ１１の未凝固部１１ａの幅ＬＷ以下であると、未凝固部１１ａの一部が圧下されないことから、厚み中心付近での偏析が幅方向の一部で残存する。このため、中央部３１ａの幅Ｗは、スラブ１１の未凝固部１１ａの幅ＬＷより広くする。連続鋳造では、前述の通り、圧下位置でのスラブ温度がばらつく。加えて、スラブ１１の幅方向端面の二次冷却ばらつき等が要因となり、事前に求めた未凝固部１１ａの幅に対して実際の未凝固部１１ａの幅ＬＷがばらつく。圧下位置でのスラブ温度および未凝固部１１ａの幅ＬＷのばらつきに対応し、より安定してスラブ１１のポロシティを押し潰すとともに中心偏析を抑制する観点から、中央部３１ａの幅Ｗは、（ＬＷ＋２０）以上とすることが好ましい。

スラブの「未凝固部」とは、固相率が０．８未満である部分とし、未凝固部１１ａの幅ＬＷは、当該部分の幅である。凝固界面は、固相率０．８の等温線で定義される面とする。このような未凝固部１１ａの幅ＬＷおよび固相率は、例えば、非定常凝固解析で温度分布を求め、その温度分布に基づいて算出できる。

このように本発明の鋼の連続鋳造方法は、凸形状の圧下ロール３１を用いることから、変形抵抗が高いスラブコーナー部を圧下することによる負荷を大幅に軽減できる。これにより、必要とされる圧下力を抑制しつつ、十分な圧下量を確保してスラブ１１を大圧下することが可能となる。このため、残存するポロシティの量を低減しつつ、スラブ１１の厚み中心付近で偏析が発生するのを幅方向全域に渡って抑制できる。その結果、スラブ１１の幅方向で品質ばらつきを抑制できる。

一対の圧下ロール３１、３２による圧下は、スラブ１１において、未凝固部１１ａの厚み中心位置における固相率が０．０１〜０．３である部位に対して行う。圧下を行う部位の固相率を０．３以下とすることにより、圧下ロール３１、３２の圧下に伴う溶鋼（液相）の絞り出しが十分に生じ、中心偏析をさらに抑制できる。圧下を行う部位の固相率は、０．２以下とすることがより好ましい。一方、圧下を行う部位の固相率が０．０１未満であれば、凝固界面間の圧着が不十分となり、内部割れが発生するおそれがある。圧下を行う部位の固相率は、０．０５以上とすることがより好ましい。ここで、「未凝固部の厚み中心における固相率」は、未凝固部の厚み中心、かつ、未凝固部の幅方向の中央における固相率とする。

圧下力の増加による設備負荷を低減する観点から、スラブ１１の幅は、２４００ｍｍ以下とすることが好ましい。

凸形状の圧下ロール３１において、両端部３１ｂの直径Ｄ１（ｍｍ）は、中央部３１ａの直径Ｄ０（ｍｍ）との差（Ｄ０−Ｄ１）が２０〜４０ｍｍとなるように設定することが好ましい。これにより、中央部３１ａでスラブ１１に対する必要な圧下量を確保しつつ、圧下に伴ってスラブ１１の表面に形成される段差を低減できる。この段差の大きさは、圧延工程で問題とはならない範囲である。

図５に示す圧下ロールの構成例では、一対の圧下ロールのうちの一方のみを、前述の凸形状の圧下ロールとし、他方をフラット型の圧下ロールとする。本発明の鋼の連続鋳造方法は、その構成例に限定されない。例えば、図５に示す圧下ロールの構成例において、他方のフラット型の圧下ロール３２に代え、中央部の幅Ｗが（ＬＷ＋１４０）ｍｍ以上である凸形状の圧下ロールを用いてもよい。この場合、中央部の幅Ｗが（ＬＷ＋１４０）ｍｍ以上である凸形状の圧下ロールにおける中央部および両端部の直径は、前記（１）式を満足する凸形状の圧下ロールと同様に、中央部の直径Ｄ０（ｍｍ）との差（Ｄ０−Ｄ１）が２０〜４０ｍｍとなるように設定することが好ましい。

あるいは、本発明の鋼の連続鋳造方法は、一対の圧下ロールの両方を、中央部の直径が４００ｍｍ以上であり、かつ、中央部の幅Ｗ（ｍｍ）が前記（１）式を満足する凸形状の圧下ロールとしてもよい。

本発明の連続鋳造方法により製造されたスラブの中心偏析を評価する指標として、例えば、Ｍｎ偏析度がある。Ｍｎ偏析度とは、スラブの厚み中心部のマクロ偏析を、ＥＰＭＡを用いたマッピング分析（ＭＡ分析）により指数化したものである。具体的には、Ｍｎ偏析度は、ＥＰＭＡによりスラブの厚み方向に線分析を行い、この線分析により得られるＭｎの濃度Ｃを鋳込時のＭｎの平均濃度Ｃ_０で除したものＣ／Ｃ_０である。

本発明の効果を確認するため、溶鋼からスラブを連続鋳造する試験を行い、得られたスラブの中心偏析を評価した。

本試験では、図４に示す構成の連続鋳造機、および図５に示す構成の圧下ロールを用い、質量％で、０．０９％Ｃ−０．３％Ｓｉ−１．６％Ｍｎの一般鋼のスラブ１１を連続鋳造した。本試験に用いた鋳型２３は、銅製で、水冷式のものであり、鋳造方向の長さが８００ｍｍであった。また、鋳型２３の中空部の横断面形状は、矩形状であった。中空部は、スラブ１１の厚み方向の長さが２５０ｍｍであり、スラブ１１の幅方向の長さが２３００ｍｍであった。

鋳型２３のこの中空部に、タンディッシュ２１から溶鋼１２を供給した。タンディッシュ２１内の溶鋼１２の温度は、試験ごとに変化させ、これにより、タンディッシュ２１内の溶鋼１２の過熱度（以下、単に、「溶鋼過熱度」という。）を変化させた。鋳造速度は、１．０〜１．１ｍ／ｍｉｎとした。

一対の圧下ロール３１、３２は、スラブ１１に沿ってメニスカス１２ａから２１ｍの位置に配置した。

一対の圧下ロール３１、３２のうちで凸形状の圧下ロール（凸型ロール）３１の両端を軸受３３で保持し、その軸受３３を油圧シリンダ（図示なし）と接続した。油圧シリンダを作動させることにより、凸形状の圧下ロール３１をフラット型の圧下ロール３２に近接するように移動させた。これにより、スラブ１１に一対の圧下ロール３１、３２を押し付けて、スラブ１１を圧下した。圧下力は、６００ｔで一定とした。

他方のフラット型の圧下ロール３２は、位置が固定された軸受３３で保持した。油圧シリンダによって凸形状の圧下ロール３１に付与する力（圧下力）は、最大で６００ｔとした。この力は、一般的な設備を用いても実現可能な大きさである。本試験では、位置センサーを備えた油圧シリンダを用い、その位置センサーにより測定された油圧シリンダの変位の変化量から圧下量を算出した。

凸形状の圧下ロール３１は、中央部３１ａの直径Ｄ０が４７０ｍｍであり、端部３１ｂの直径Ｄ１が４４０ｍｍであり、中央部３１ａの幅Ｗは２１００ｍｍであった。中央部３１ａは、スラブ１１の幅方向中央部に当接させた。フラット型の圧下ロール３２の直径は、４７０ｍｍであった。

事前に、実際の連続鋳造の条件を用い、非定常凝固解析によってスラブの温度分布を求め、その解析結果から、スラブの厚み中心位置の固相率（以下、単に、「厚み中心固相率」という。）を求めた。

また、事前に伝熱計算を行い、圧下位置でのスラブ１１において凸形状の圧下ロール３１の中央部３１ａに対応する部分の表面温度が８００℃以上となるように、冷却水量を設定した。表面温度は、圧下位置の上流側１．５ｍの位置において空気柱温度計を用いて、スラブ１１の幅方向に沿う３点で測定した。測定点は、具体的には、スラブ１１の幅に対して均等になるように、スラブ１１の一方の側部から５７５ｍｍ、１１５０ｍｍ、および１７２５ｍｍの位置とした。これらの測定点は、いずれも、スラブ１１の幅方向に関して、圧下ロール３１の中央部３１ａに対応した範囲内に入っている。いずれの測定点についても、事前検討の通り８００℃以上が確保できていることを確認した。

得られたスラブ１１について、スラブ１１の厚み中心位置におけるマクロ偏析を、ＥＰＭＡを用いたマッピング分析(ＭＡ分析)により調査した。マクロ偏析の調査は、スラブ１１の幅方向に１００ｍｍピッチの複数の位置で行った。ＭＡ分析では、ＥＰＭＡによりスラブ１１の厚み方向に線分析を行い、上述のＭｎ偏析度(Ｃ／Ｃ_０)を算出した。ここでは、スラブ１１の幅方向に関してＣ／Ｃ_０の最大値を各スラブ１１のＭｎ偏析度とした。

実操業では、要求される特性を確保するためには、Ｍｎ偏析度は１．２以下である必要がある。上記の厚み中心におけるマクロ偏析の幅方向の調査結果から、Ｍｎ偏析度１．２以上となる測定点の発生率を、「幅方向偏析率」として算出した。全幅で偏析を抑制するためには、幅方向偏析率が５％以下である必要がある。

また、スラブの厚み中心におけるポロシティ体積を、比重測定により調査した。具体的には、厚み中心位置と厚みの１／４の位置との密度差を、「ポロシティ体積」として算出した。さらに、幅方向でのポロシティ体積の最大値Ｖ_ｐをフラット型ロール使用時の平均ポロシティ体積Ｖ_ｐ０で除算して、「ポロシティ体積指数」（Ｖ_ｐ／Ｖ_ｐ０）とした。残存するポロシティを低減して要求される特性を確保するためには、ポロシティ体積指数が０．７以下であることが必要である。

表１に、本発明例か比較例かの区分、圧下ロールの形状、溶鋼過熱度、厚み中心固相率、スラブの表面温度、圧下量、Ｍｎ偏析度、幅方向偏析率、ポロシティ体積指数、および総合評価を示す。スラブの表面温度に関しては、３つの測定点での実測値のうち最小値を示している。総合評価は、Ｍｎ偏析度、幅方向偏析率、およびポロシティ体積指数に基づいて行った。すなわち、下記(i)〜(iii)の要件をすべて満足するものを良好とし、下記(i)〜(iii)の要件を一つでも満足しないものを不良とした。
(i) Ｍｎ偏析度が１．２以下である。
(ii) 幅方向偏析率が５％以下である。
(iii) ポロシティ体積指数が０．７以下である。

本発明例１では、圧下ロールの形状、溶鋼過熱度、および厚み中心固相率は、いずれも、本発明の要件を満足した。また、スラブの表面温度は８００℃以上と好ましいものであった。その結果、圧下量を３０ｍｍ以上とすることができ、厚み中心の偏析をスラブの幅方向全域で十分に抑制できた。すなわち、スラブの幅方向での品質ばらつきを抑制できた。また、スラブ中に残存するポロシティの量も低減された。

本発明例２では、圧下ロールの形状、溶鋼過熱度、および厚み中心固相率が本発明の要件を満足した。しかしながら、スラブの表面温度が８００℃未満であることから変形抵抗は大きく、圧下量は３０ｍｍ未満となった。その結果、Ｍｎ偏析度は１．３以下に抑えられたものの、本発明例１より劣った。幅方向偏析率、およびポロシティ体積指数も、本発明例１より劣った。

比較例１では、圧下ロールとして凸形状のロールを用いたが、溶鋼過熱度が２５℃未満と低く、厚み中心固相率が本発明の要件を満たさず、また、スラブの表面温度は８００℃未満と好ましいものではなかった。これにより、十分な圧下量が確保できず、偏析およびポロシティ体積指数が大きかった。

比較例２では、溶鋼過熱度、および厚み中心固相率が本発明の要件を満足し、スラブの表面温度は８００℃以上と好ましいものであった。しかしながら、一対の圧下ロールのいずれにもフラット型のロールを用いたので、圧下量は３０ｍｍ未満となった。その結果、Ｍｎ偏析度は１．３以下に抑えられたが、幅方向偏析率、およびポロシティ体積指数が大きかった。

比較例３では、一対の圧下ロールのいずれにもフラット型のロールを用いたことに加え、厚み中心固相率が０．３を超えていた。さらに、スラブの表面温度が８００℃未満と好ましいものではなかった。その結果、圧下量が不足し、溶鋼の排出が不十分となり、偏析およびポロシティ体積指数が大きかった。

以上から、本発明の鋼の連続鋳造方法によれば、圧下に必要な力を抑制して、スラブの大圧下が可能であり、残存するポロシティの量を低減しつつスラブの幅方向に渡って偏析を抑制できることが確認された。

この連続鋳造方法は、鋼の連続鋳造に広く適用できる。

１１：スラブ
１１ａ：未凝固部
１１ｂ：凝固シェル
１２：溶鋼
２０：連続鋳造機
２１：タンディッシュ
２２：浸漬ノズル
２３：鋳型
２４：サポートロール
３１：凸形状の圧下ロール
中央部：３１ａ
端部：３１ｂ
３２：フラット型の圧下ロール
３３：軸受

Claims (3)

1. 未凝固部を有するスラブを一対の圧下ロールで圧下する鋼の連続鋳造方法であって、
   当該連続鋳造方法は、
   タンディッシュ内の溶鋼過熱度を２５℃以上とし、
   ２５０〜４００ｍｍの厚みを有する前記スラブにおいて中心固相率が０．０１〜０．３である部位を、前記一対の圧下ロールにより圧下し、
   前記一対の圧下ロールの一方または両方は、当該圧下ロールの幅方向中央部における直径より当該圧下ロールの幅方向両端部の直径が小さい凸形状を有しており、
   前記凸形状の圧下ロールは、前記幅方向中央部の直径が４００ｍｍ以上であり、かつ、前記中央部の幅Ｗ（ｍｍ）が下記（１）式を満足する、鋼の連続鋳造方法。
   ＬＷ＜Ｗ＜ＬＷ＋１４０ ・・・（１）
   ただし、ＬＷはスラブの未凝固部の幅(ｍｍ)である。
2. 請求項１に記載の鋼の連続鋳造方法であって、
   圧下位置での前記スラブにおいて、前記凸形状の圧下ロールの前記中央部に対応する部分の表面温度を８００℃以上とする、鋼の連続鋳造方法。
3. 請求項１または２に記載の鋼の連続鋳造方法であって、
   前記一対の圧下ロールによる前記スラブの圧下量を３０ｍｍ以上とする、鋼の連続鋳造方法。

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