JP4932304B2 - 鋼材の製造方法 - Google Patents
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本発明は、鋼材の製造方法に係り、より具体的には鋼材のザク欠陥などに関する。
連続鋳造機により鋳造された鋳片の中心部に生成される微小な空洞欠陥（所謂ザク欠陥）は、所謂ＵＴ不良（後述する超音波探傷試験に基づく製品不良）の防止の観点から問題とされている。
このザク欠陥は、後工程である熱間圧延工程などにおける圧延工程によって完全に解消される場合がある。
しかし、最終製品厚みが例えば９０ｍｍ以上である所謂厚鋼材を製造する場合には、当該圧延の圧下比は十分には得られず、また、圧延工程においては鋳片に対して均熱処理（均熱拡散処理を含む。）が施されるので、当該鋳片の表面に圧力を与えても当該圧力がザク欠陥の発生箇所である鋳片の中心部にまで伝達され難い。従って、当該圧延工程では、ザク欠陥は解消されずに残存する傾向にあり（即ちＵＴ不良となり）、製品化の大きな妨げとなってしまう。
このザク欠陥は、後工程である熱間圧延工程などにおける圧延工程によって完全に解消される場合がある。
しかし、最終製品厚みが例えば９０ｍｍ以上である所謂厚鋼材を製造する場合には、当該圧延の圧下比は十分には得られず、また、圧延工程においては鋳片に対して均熱処理（均熱拡散処理を含む。）が施されるので、当該鋳片の表面に圧力を与えても当該圧力がザク欠陥の発生箇所である鋳片の中心部にまで伝達され難い。従って、当該圧延工程では、ザク欠陥は解消されずに残存する傾向にあり（即ちＵＴ不良となり）、製品化の大きな妨げとなってしまう。
そこで、前記の厚鋼材の製造において、ＵＴ不良の発生を効果的に防止するためには、連続鋳造段階での圧下によりザク欠陥を効果的に抑制／解消することが肝要であると考えられる。
即ち、連続鋳造段階において前記鋳片は、その表面近傍と中心部との間に大きな温度差がある。具体的には、当該鋳片の表面近傍の温度は、同じく中心部の温度と比して極めて低くなっている。従って、当該連続鋳造段階において鋳片の表面に圧力を与えれば、当該圧力はザク欠陥の発生箇所である鋳片の中心部にまで伝達され易く、ザク欠陥が解消される傾向にあるのである。
即ち、連続鋳造段階において前記鋳片は、その表面近傍と中心部との間に大きな温度差がある。具体的には、当該鋳片の表面近傍の温度は、同じく中心部の温度と比して極めて低くなっている。従って、当該連続鋳造段階において鋳片の表面に圧力を与えれば、当該圧力はザク欠陥の発生箇所である鋳片の中心部にまで伝達され易く、ザク欠陥が解消される傾向にあるのである。
この種の技術として、例えば特許文献１に開示されたものがある。これは、鋳片内部の固相率に応じて鋳片に対する圧下の開始位置を設定しようとするものである。
上記の特許文献１に開示される方法では、鋳片内部の固相率に応じて圧下条件を設定するものであるが故、当該鋳片内部の固相率を十分に精度よく把握する必要がある。この固相率は、実際の連続鋳造工程にて計測することが極めて困難であるから、一般的には凝固伝熱計算により求められている。
この連続鋳造工程における凝固伝熱計算を精度よく実行するためには、少なくとも、鋼種の高温域における物性データ（例えば、凝固潜熱／熱伝導度／比熱など）及び外部からの抜熱条件（鋳型内部での抜熱／２次冷却帯におけるスプレー又はミスト冷却による熱伝達係数／ロール冷却による熱伝達係数など）などの計算条件を正確に把握する必要がある。
上記の計算条件のうち特にその計算結果に大きく影響を与えるものとして、(1)（物性データ）凝固潜熱と、(2)（外部からの抜熱条件）２次冷却帯における熱伝達係数／ロール冷却による熱伝達係数と、が挙げられる。
上記の計算条件のうち特にその計算結果に大きく影響を与えるものとして、(1)（物性データ）凝固潜熱と、(2)（外部からの抜熱条件）２次冷却帯における熱伝達係数／ロール冷却による熱伝達係数と、が挙げられる。
前者(1)の凝固潜熱は、一般的に約５５〜６５ｃａｌ／ｇの値が採用されているが、多くの元素を含む鋼の凝固潜熱を正確に求めるのは極めて困難である。
後者(2)の２次冷却帯における熱伝達係数は、一般的に、鋼材を所定のスプレー流量で冷却させたときの温度変化を実験的に測定してみて、その測定結果に基づいて推定している。
しかし、当該２次冷却帯におけるスプレー／ミスト冷却の熱伝達係数は多種のパラメータが連関する複雑な関数として表されることが報告されている（三塚ら：鉄と鋼、６９（１９８３）、２６２／三塚：鉄と鋼、９１（２００５）、１を参照）。当該パラメータは例えば、スプレー流量／水滴のサイズ及び運動量／エアーの量及び圧力／鋳片の表面温度などのことである。
そして上記熱伝達係数は、これらのパラメータが適宜に決定されたとしても測定条件によって結局は大きくバラついているのが現状である。
加えて、上記のラボ実験では、(a)鋳片の上下面における冷却能の差異の、鋳片の移動に伴う変化や、(b)浸漬ノズルの詰まりによる影響、(c)ガイドロール間の溜り水による影響、(d)低温ロールからの冷却による影響、(e)鋳片の酸化具合（スケールの付着厚み）による影響、など実機において発生し得る種々の影響を見積もることが当然できない。
しかし、当該２次冷却帯におけるスプレー／ミスト冷却の熱伝達係数は多種のパラメータが連関する複雑な関数として表されることが報告されている（三塚ら：鉄と鋼、６９（１９８３）、２６２／三塚：鉄と鋼、９１（２００５）、１を参照）。当該パラメータは例えば、スプレー流量／水滴のサイズ及び運動量／エアーの量及び圧力／鋳片の表面温度などのことである。
そして上記熱伝達係数は、これらのパラメータが適宜に決定されたとしても測定条件によって結局は大きくバラついているのが現状である。
加えて、上記のラボ実験では、(a)鋳片の上下面における冷却能の差異の、鋳片の移動に伴う変化や、(b)浸漬ノズルの詰まりによる影響、(c)ガイドロール間の溜り水による影響、(d)低温ロールからの冷却による影響、(e)鋳片の酸化具合（スケールの付着厚み）による影響、など実機において発生し得る種々の影響を見積もることが当然できない。
上述(1)(2)の如く、凝固伝熱計算の計算条件が不確定な要素を数多く含んでいる限り、個々の鋼種／鋳造条件に応じて鋳片内部の固相率を精度よく予測することは現状では極めて困難である。
参考として、凝固伝熱計算の計算結果の一例を図５に示す。本図は、前述した三塚らの文献に記載された予測式を用い、上記凝固潜熱を５５又は６５ｃａｌ／ｇとして計算してみたものである。本図において、実線は当該凝固潜熱を６５ｃａｌ／ｇとして計算したものであり、破線は５５ｃａｌ／ｇとして計算したものである。本図から判る通り、前記凝固潜熱を略主観的に決定している現状では、結果として、当該固相率とメニスカス距離との関係に、例えば数ｍオーダにまで及ぶ大きなズレが生じてしまうのである。また、前述した三塚らの予測式が全ての鋳造条件に適合するとは考え難く、何れの予測式を採用するかによっても、同様に当該固相率とメニスカス距離との関係に大きなズレが生じることが容易に推測される。
参考として、凝固伝熱計算の計算結果の一例を図５に示す。本図は、前述した三塚らの文献に記載された予測式を用い、上記凝固潜熱を５５又は６５ｃａｌ／ｇとして計算してみたものである。本図において、実線は当該凝固潜熱を６５ｃａｌ／ｇとして計算したものであり、破線は５５ｃａｌ／ｇとして計算したものである。本図から判る通り、前記凝固潜熱を略主観的に決定している現状では、結果として、当該固相率とメニスカス距離との関係に、例えば数ｍオーダにまで及ぶ大きなズレが生じてしまうのである。また、前述した三塚らの予測式が全ての鋳造条件に適合するとは考え難く、何れの予測式を採用するかによっても、同様に当該固相率とメニスカス距離との関係に大きなズレが生じることが容易に推測される。
従って、上記の特許文献１に開示される方法では、その圧下条件の設定基準たる固相率すら精度よく予測できないのであるから、ザク欠陥が適切に改善されるとは到底考え難い。
本発明はかかる諸点に鑑みてなされたものであり、その主な目的は、精度よく予測することが極めて困難な固相率に基づくのではなく、容易に把握可能な実際の鋳造条件に基づいて圧下条件を設定することにより、ザク欠陥を確実に抑制可能な鋼材の製造方法を提供することにある。
本発明の解決しようとする課題は以上の如くであり、次にこの課題を解決するための手段とその効果を説明する。
本発明の第１の観点によれば、鋼材の製造方法は以下のように行われる。
即ち、炭素含有量［ｗｔ％］が０．０３〜０．６０であり、鋳片厚みＤ［ｍｍ］が２４０〜３１０である鋳片を、鋳造速度Ｖｃ［ｍ／ｍｉｎ］を０．８〜１．４とし、溶鋼過熱度［℃］を１０〜４５とし、比水量［Ｌ／ｋｇ鋼］を０．５〜１．５として複数のロール対で挟持しながら連続鋳造し、最終製品厚み［ｍｍ］を９０〜２００とする。
メニスカス距離Ｌｓ［ｍ］からメニスカス距離Ｌｆ［ｍ］までの区間における、鋳造方向に対する前記ロール対の面間距離の、減少量Ｘ［ｍｍ］を下記式（３）の範囲とする。
ここで、
Ｌｓ＝（Ｄ／５２）２×Ｖｃ・・・（１）
Ｌｆ＝（Ｄ／４９）２×Ｖｃ・・・（２）
Ｘ＞０．０１５×Ｄ・・・（３）
即ち、炭素含有量［ｗｔ％］が０．０３〜０．６０であり、鋳片厚みＤ［ｍｍ］が２４０〜３１０である鋳片を、鋳造速度Ｖｃ［ｍ／ｍｉｎ］を０．８〜１．４とし、溶鋼過熱度［℃］を１０〜４５とし、比水量［Ｌ／ｋｇ鋼］を０．５〜１．５として複数のロール対で挟持しながら連続鋳造し、最終製品厚み［ｍｍ］を９０〜２００とする。
メニスカス距離Ｌｓ［ｍ］からメニスカス距離Ｌｆ［ｍ］までの区間における、鋳造方向に対する前記ロール対の面間距離の、減少量Ｘ［ｍｍ］を下記式（３）の範囲とする。
ここで、
Ｌｓ＝（Ｄ／５２）２×Ｖｃ・・・（１）
Ｌｆ＝（Ｄ／４９）２×Ｖｃ・・・（２）
Ｘ＞０．０１５×Ｄ・・・（３）
これによれば、溶鋼の成分・鋳片のサイズ・鋳造速度などの具体的な鋳造条件に基づいて、前記ロール対の面間距離の減少量（以下単に圧下量とも称する。）と、その区間と、の関係が具体的に求められる。
換言すれば、精度よく予測することが極めて困難な固相率に基づくのではなく、容易に把握可能な実際の鋳造条件に基づいて圧下条件を設定するので、ザク欠陥を十分且つ確実に抑制でき、製品のＵＴ不良率を低減できる。当該効果は、最終製品厚み［ｍｍ］が９０〜２００であるように圧延時圧下比の小さな鋼材を製造する場合において特に有用である。
また、ザク欠陥が抑制されるので、連続鋳造後に行われる均熱拡散処理に要する時間を短縮できる。
なお、完全凝固後においてのみ圧下するものであるから、中心偏析を一切悪化させることがない。
換言すれば、精度よく予測することが極めて困難な固相率に基づくのではなく、容易に把握可能な実際の鋳造条件に基づいて圧下条件を設定するので、ザク欠陥を十分且つ確実に抑制でき、製品のＵＴ不良率を低減できる。当該効果は、最終製品厚み［ｍｍ］が９０〜２００であるように圧延時圧下比の小さな鋼材を製造する場合において特に有用である。
また、ザク欠陥が抑制されるので、連続鋳造後に行われる均熱拡散処理に要する時間を短縮できる。
なお、完全凝固後においてのみ圧下するものであるから、中心偏析を一切悪化させることがない。
上記の鋼材の製造方法は、好ましくは、以下のように行われる。
メニスカス距離Ｌｒから前記メニスカス距離Ｌｓまでの区間における、鋳造方向に対する前記ロール対の面間距離の、減少勾配［ｍｍ／ｍ］を０．６±０．２とする。
ここで、
Ｌｒ＝（Ｄ／６１）２×Ｖｃ・・・（４）
メニスカス距離Ｌｒから前記メニスカス距離Ｌｓまでの区間における、鋳造方向に対する前記ロール対の面間距離の、減少勾配［ｍｍ／ｍ］を０．６±０．２とする。
ここで、
Ｌｒ＝（Ｄ／６１）２×Ｖｃ・・・（４）
これによれば、中心偏析を抑制できる。また中心偏析が抑制されるので、製品のＵＴ不良率を低減できる。
上記の鋼材の製造方法は、好ましくは、以下のように行われる。
前記メニスカス距離Ｌｆにおける前記鋳片の表面温度が７００［℃］以上となるように鋳造条件を設定する。
なお、当該「表面温度」とは、鋳片の広面の中央部における表面温度を、例えば放射温度計などを用いて測定されたものとする。
前記メニスカス距離Ｌｆにおける前記鋳片の表面温度が７００［℃］以上となるように鋳造条件を設定する。
なお、当該「表面温度」とは、鋳片の広面の中央部における表面温度を、例えば放射温度計などを用いて測定されたものとする。
これによれば、前記圧下に起因して鋳片の表面に所謂表面割れが発生することを防止できる。
〔第１実施形態〕
次に、本発明の第１実施形態に関して説明する。
次に、本発明の第１実施形態に関して説明する。
先ず、本実施形態に係る連続鋳造機（以下、連鋳機とも称する。）１００を、図１を参照しつつ説明する。図１は、本発明の第１実施形態に係る連続鋳造機の全体概略図である。
本図に示す如く、本実施形態に係る連鋳機１００は、溶鋼を冷却し所定形状のシェル（凝固殻）を形成するための鋳型１と、当該鋳型１へ溶鋼を適宜の流量で注湯するためのタンディッシュ２と、当該鋳型１からみて下流側に順に並設される複数のロール３・３・・・と、を備えている。
本図に示す如く、本実施形態に係る連鋳機１００は、溶鋼を冷却し所定形状のシェル（凝固殻）を形成するための鋳型１と、当該鋳型１へ溶鋼を適宜の流量で注湯するためのタンディッシュ２と、当該鋳型１からみて下流側に順に並設される複数のロール３・３・・・と、を備えている。
前記複数のロール３・３・・・は、前記鋳型１の直下から鉛直下方に延び、やがて円弧状に曲がって最終的には水平方向に延びる所定の鋳造経路に沿って、且つ、当該鋳造経路の両側に夫々配設されている。また、当該鋳造経路を挟むように配置された一対のロール３・３はロール対８を構成し、当該一対のロール３・３は所定面間（面間＝各ロール外周面間の最短距離）を空けて配設されている。また、鋳造方向に沿って隣り合うロール３・３の間には、鋳片に対して水を噴射して当該鋳片を所定の冷却強度（所謂比水量）で冷却するための冷却水噴射装置（図示省略）が設けられている。
そして、本図に示す如く、前記のタンディッシュ２から適宜の浸漬ノズル２ａを介して鋳型１へ溶鋼が注湯され、注湯された溶鋼が鋳型１によって冷却されることでシェルが形成され、即ち内部に未凝固部を有する鋳片が形成される。
この鋳片は、前述の冷却水噴射装置により冷却されながら、また、前記複数のロール対８・８・・・に挟持されながら、前記の鋳造経路の下流側へ送られていく。これに伴い、前記のシェルが徐々に鋳片内部へ向かって凝固成長していき、やがて内部まで完全に凝固した鋳片が形成される。
この鋳片は、前述の冷却水噴射装置により冷却されながら、また、前記複数のロール対８・８・・・に挟持されながら、前記の鋳造経路の下流側へ送られていく。これに伴い、前記のシェルが徐々に鋳片内部へ向かって凝固成長していき、やがて内部まで完全に凝固した鋳片が形成される。
次に、本実施形態における鋼材の製造方法をより具体的に説明する。
（連続鋳造条件）
本実施形態において鋳造対象とする鋼材は、炭素含有量［ｗｔ％］が０．０３〜０．６０のものである。一方、本実施形態において炭素以外の他の元素（例えば珪素など）の含有量は特に限定しない。即ち、一般的な範囲であれば自由に設定してよい。
上記の条件を満足する鋼材は、例えば、高ＨＡＺ靭性鋼（Ｃ［ｗｔ％］：０．０３、Ｓｉ［ｗｔ％］：０．１、Ｍｎ［ｗｔ％］：１．４５）や金型用鋼（Ｃ［ｗｔ％］：０．５５、Ｓｉ［ｗｔ％］：０．２４、Ｍｎ［ｗｔ％］：０．７４）、中炭厚板向け汎用鋼（Ｃ［ｗｔ％］：０．１〜０．１５）などである。
本実施形態において鋳造対象とする鋼材は、炭素含有量［ｗｔ％］が０．０３〜０．６０のものである。一方、本実施形態において炭素以外の他の元素（例えば珪素など）の含有量は特に限定しない。即ち、一般的な範囲であれば自由に設定してよい。
上記の条件を満足する鋼材は、例えば、高ＨＡＺ靭性鋼（Ｃ［ｗｔ％］：０．０３、Ｓｉ［ｗｔ％］：０．１、Ｍｎ［ｗｔ％］：１．４５）や金型用鋼（Ｃ［ｗｔ％］：０．５５、Ｓｉ［ｗｔ％］：０．２４、Ｍｎ［ｗｔ％］：０．７４）、中炭厚板向け汎用鋼（Ｃ［ｗｔ％］：０．１〜０．１５）などである。
また、本実施形態において鋳造するスラブ鋳片は、断面が略矩形状であり、鋳片厚みＤ［ｍｍ］が２４０〜３１０のものである。
そして、鋳造速度Ｖｃ［ｍ／ｍｉｎ］を０．８〜１．４とし、溶鋼過熱度（鋳型１に注湯される溶鋼の溶鋼温度から、当該溶鋼の液相線温度を減じたもの）［℃］を１０〜４５とし、比水量（鋼１ｋｇに対して用いられる冷却水の容積）［Ｌ／ｋｇ鋼］を０．５〜１．５として、前記の鋳片を前記複数のロール対８・８・・・で挟持しながら連続鋳造するのである。
さらに、鋳造された上記の鋳片は、連続鋳造工程の後工程である熱間圧延工程や鍛造工程などにおいて、適宜の均熱拡散処理を施した後、最終製品厚み［ｍｍ］が９０〜２００となるように圧延する。
（圧下条件）
ところで、本実施形態に係る前記連鋳機１００の鋳造経路のうち水平な経路においては、前記一対のロール３・３から成るロール対８に代えて、一対の圧下ロール５・５から成る圧下ロール対（ロール対）４・４・・・が当該経路に沿って配設されている。当該圧下ロール５・５も、前記ロール３・３と同様に、前記鋳造経路を沿って送られてくる鋳片を挟んで向かい合い且つ所定面間距離を空けて配設されている。即ち、圧下ロール５・５の一方は鋳造経路の上側に、他方は当該鋳造経路の下側に夫々配置されている。
ところで、本実施形態に係る前記連鋳機１００の鋳造経路のうち水平な経路においては、前記一対のロール３・３から成るロール対８に代えて、一対の圧下ロール５・５から成る圧下ロール対（ロール対）４・４・・・が当該経路に沿って配設されている。当該圧下ロール５・５も、前記ロール３・３と同様に、前記鋳造経路を沿って送られてくる鋳片を挟んで向かい合い且つ所定面間距離を空けて配設されている。即ち、圧下ロール５・５の一方は鋳造経路の上側に、他方は当該鋳造経路の下側に夫々配置されている。
以下、前記圧下ロール５・５の上記面間距離に関して詳細に説明する。図２は、ロール面間距離の説明図である。
本図に示す如く各圧下ロール対４・４・・・におけるロール面間距離Ｇは、鋳造方向に進むにつれて緩やかに狭まるように設定されている。例えば、本図の如く、上流側の圧下ロール対４ａのロール面間距離Ｇ１と比較して、下流側の圧下ロール対４ｂのロール面間距離Ｇ２は小さくなるように設定されている。これにより、鋳造方向の上流側から送られてくる鋳片は、前記の圧下ロール対４ａ及び圧下ロール対４ｂをこの順に通過することによって、各圧下ロール対４a・４ｂを構成する二対の圧下ロール５・５、５・５によって鋳片厚み方向に圧下されるように構成されている。
ここで、前述した「圧下量」を本図に基づいてより具体的に説明する。
即ち、この圧下量とは前述した如く、鋳造方向に対するロール面間距離の減少量［ｍｍ］である。例えば本図に示す如く鋳造方向に隣り合う二対の圧下ロール対４ａ・４ｂが距離Ｌ［ｍｍ］だけ離間しており、当該圧下ロール対４ａのロール面間距離をＧ１［ｍｍ］とし、同じく圧下ロール対４ｂのそれをＧ２［ｍｍ］とすると、前記の圧下量Ｘ１−２［ｍｍ］は下記式で表される。
圧下量Ｘ１−２＝（Ｇ１−Ｇ２）
即ち、この圧下量とは前述した如く、鋳造方向に対するロール面間距離の減少量［ｍｍ］である。例えば本図に示す如く鋳造方向に隣り合う二対の圧下ロール対４ａ・４ｂが距離Ｌ［ｍｍ］だけ離間しており、当該圧下ロール対４ａのロール面間距離をＧ１［ｍｍ］とし、同じく圧下ロール対４ｂのそれをＧ２［ｍｍ］とすると、前記の圧下量Ｘ１−２［ｍｍ］は下記式で表される。
圧下量Ｘ１−２＝（Ｇ１−Ｇ２）
なお、ある任意の区間における圧下量Ｘは、当該区間に存するすべての隣り合う圧下ロール対４ｉ・４ｉ＋１間における各圧下量Ｘｉ・ｉ＋１を当該区間において足し合わせたものとする。
そして本実施形態では、メニスカス距離Ｌｓ［ｍ］が下記式（１）で表される。
Ｌｓ＝（Ｄ／５２）２×Ｖｃ・・・（１）
Ｌｓ＝（Ｄ／５２）２×Ｖｃ・・・（１）
また、メニスカス距離Ｌｆ［ｍ］が下記式（２）で表される。
Ｌｆ＝（Ｄ／４９）２×Ｖｃ・・・（２）
Ｌｆ＝（Ｄ／４９）２×Ｖｃ・・・（２）
そして、前記メニスカス距離Ｌｓから前記メニスカス距離Ｌｆまでの区間における圧下量Ｘ［ｍｍ］を下記式（３）の範囲としている。
Ｘ＞０．０１５×Ｄ・・・（３）
Ｘ＞０．０１５×Ｄ・・・（３）
このように本実施形態では、溶鋼の成分・鋳片のサイズ・鋳造速度などの具体的な鋳造条件を設定した上で、圧下量と、その区間と、の関係を具体的に求めている。
換言すれば、精度よく予測することが極めて困難な固相率に基づくのではなく、容易に把握可能な実際の鋳造条件に基づいて圧下条件を設定することから、ザク欠陥を十分且つ確実に抑制でき、製品のＵＴ不良率を低減できる。当該効果は、最終製品厚み［ｍｍ］が９０〜２００であるように圧延時圧下比の小さな鋼材を製造する場合において特に有用である。
また、ザク欠陥が抑制されるので、連続鋳造後に行われる均熱拡散処理に要する時間を短縮できる。
なお、完全凝固後においてのみ圧下するものであるから、中心偏析を一切悪化させることがない。
換言すれば、精度よく予測することが極めて困難な固相率に基づくのではなく、容易に把握可能な実際の鋳造条件に基づいて圧下条件を設定することから、ザク欠陥を十分且つ確実に抑制でき、製品のＵＴ不良率を低減できる。当該効果は、最終製品厚み［ｍｍ］が９０〜２００であるように圧延時圧下比の小さな鋼材を製造する場合において特に有用である。
また、ザク欠陥が抑制されるので、連続鋳造後に行われる均熱拡散処理に要する時間を短縮できる。
なお、完全凝固後においてのみ圧下するものであるから、中心偏析を一切悪化させることがない。
以下、本実施形態に係る鋼材の製造方法の技術的効果を確認するための試験に関して説明する。上述した各数値範囲などは、下記の確認試験により合理的に裏付けられている。
先ず、各試験における試験条件を評価するための指標に関して説明する。
＜中心部ザク性状＞
ＪＩＳの超音波探傷基準（ＪＩＳ Ｂ０９０１）の４倍の判定基準（欠陥エコー＜２５％）で超音波探傷試験を行い、測定される欠陥エコー高さの大小によってＵＴ欠陥の発生状況について評価した。このときの評価基準は下記の通りである。なお、「欠陥エコー高さ」とは、底面エコー高さに対する欠陥エコー高さの割合（％）を示すものであり、この値が小さいほどザク欠陥が発生していないことを意味する。要するに、ＵＴ欠陥の発生状況に基づいてザク欠陥の有無を評価しようとするものである。
○：製品（１００ｍｍ厚）の欠陥エコー高さが５％以下
△：製品（１００ｍｍ厚）の欠陥エコー高さが５％よりも大きく１０％未満
×：製品（１００ｍｍ厚）の欠陥エコー高さが１０％以上
ＪＩＳの超音波探傷基準（ＪＩＳ Ｂ０９０１）の４倍の判定基準（欠陥エコー＜２５％）で超音波探傷試験を行い、測定される欠陥エコー高さの大小によってＵＴ欠陥の発生状況について評価した。このときの評価基準は下記の通りである。なお、「欠陥エコー高さ」とは、底面エコー高さに対する欠陥エコー高さの割合（％）を示すものであり、この値が小さいほどザク欠陥が発生していないことを意味する。要するに、ＵＴ欠陥の発生状況に基づいてザク欠陥の有無を評価しようとするものである。
○：製品（１００ｍｍ厚）の欠陥エコー高さが５％以下
△：製品（１００ｍｍ厚）の欠陥エコー高さが５％よりも大きく１０％未満
×：製品（１００ｍｍ厚）の欠陥エコー高さが１０％以上
＜中心偏析Ｃｍａｘ／Ｃｏ＞
スラブ鋳片の長手方向中心断面における炭素含有量の最大値（Ｃｍａｘ）を測定し、これと平均炭素含有量（Ｃｏ）、即ち溶鋼の炭素含有量（Ｃｏ）との比（Ｃｍａｘ／Ｃ）に基づいて中心偏析の発生状況を評価した。このときの評価基準は下記の通りである。
◎：（Ｃｍａｘ／Ｃｏ）が１．１以下
○：（Ｃｍａｘ／Ｃｏ）が１．１よりも大きく１．２未満
×：（Ｃｍａｘ／Ｃｏ）が１．２以上
なお、（Ｃｍａｘ／Ｃｏ）が１．２未満だと、中心偏析を拡散させるための均熱拡散処理を省略しても問題ないとされる。
スラブ鋳片の長手方向中心断面における炭素含有量の最大値（Ｃｍａｘ）を測定し、これと平均炭素含有量（Ｃｏ）、即ち溶鋼の炭素含有量（Ｃｏ）との比（Ｃｍａｘ／Ｃ）に基づいて中心偏析の発生状況を評価した。このときの評価基準は下記の通りである。
◎：（Ｃｍａｘ／Ｃｏ）が１．１以下
○：（Ｃｍａｘ／Ｃｏ）が１．１よりも大きく１．２未満
×：（Ｃｍａｘ／Ｃｏ）が１．２以上
なお、（Ｃｍａｘ／Ｃｏ）が１．２未満だと、中心偏析を拡散させるための均熱拡散処理を省略しても問題ないとされる。
次に、各確認試験における試験条件とその評価結果とを表に示しつつ、当該各確認試験に関して説明する。
＜試験１：圧下量Ｘ＞
本試験では、鋳片厚みＤ［ｍｍ］は２８０とし、鋼種は高ＨＡＺ靭性鋼（炭素含有量０．０３ｗｔ％）又は４９０Ｎ／ｍｍ２級溶接構造用鋼（炭素含有量０．１６ｗｔ％）或いは金型用鋼（炭素含有量０．５５ｗｔ％）を対象とし、鋳造速度Ｖｃ［ｍ／ｍｉｎ］は１．０とした。
本試験では、鋳片厚みＤ［ｍｍ］は２８０とし、鋼種は高ＨＡＺ靭性鋼（炭素含有量０．０３ｗｔ％）又は４９０Ｎ／ｍｍ２級溶接構造用鋼（炭素含有量０．１６ｗｔ％）或いは金型用鋼（炭素含有量０．５５ｗｔ％）を対象とし、鋳造速度Ｖｃ［ｍ／ｍｉｎ］は１．０とした。
本試験によれば、メニスカス距離Ｌｓ及びメニスカス距離Ｌｆを上述した式（１）及び（２）を満たすように設定し、メニスカス距離Ｌｓからメニスカス距離Ｌｆまでの区間における前記圧下量Ｘを上述した式（３）を満足するように設定すると、中心部ザク性状に関する評価を良好とできることが判る。
＜試験２：メニスカス距離Ｌｓ・メニスカス距離Ｌｆ＞
本試験では、鋳片厚みＤ［ｍｍ］は２８０とし、鋼種は高ＨＡＺ靭性鋼（炭素含有量０．０３ｗｔ％）又は４９０Ｎ／ｍｍ２級溶接構造用鋼（炭素含有量０．１６ｗｔ％）或いは金型用鋼（炭素含有量０．５５ｗｔ％）を対象とし、鋳造速度Ｖｃ［ｍ／ｍｉｎ］は１．０とした。
本試験では、鋳片厚みＤ［ｍｍ］は２８０とし、鋼種は高ＨＡＺ靭性鋼（炭素含有量０．０３ｗｔ％）又は４９０Ｎ／ｍｍ２級溶接構造用鋼（炭素含有量０．１６ｗｔ％）或いは金型用鋼（炭素含有量０．５５ｗｔ％）を対象とし、鋳造速度Ｖｃ［ｍ／ｍｉｎ］は１．０とした。
本試験によれば、比して少ない圧下量で中心部ザク性状に関する高い評価を得るためには、極力鋳造方向上流側で圧下することが好ましいことが判る。換言すれば、比して鋳造方向下流側で圧下する場合において、中心部ザク性状を改善するためには大きな圧下量を要することが判る。
これは具体的には、鋳造方向上流側（即ち、完全凝固直後の地点側）においては、鋳片の中心部温度が当該鋳片の表面温度を大きく上回っているので、鋳片の表面に与えた圧力が当該鋳片の中心部へ伝達され易いからだと考えられる。これに対して、例えば条件１４の試験結果から判る通り、比して下流側では鋳片の中心部温度と表面温度との隔たりが縮小されていると考えられるから、例え大きな圧下量を鋳片に対して与えたとしても、当該圧下が鋳片中心部に局所的に作用されることがなかったと考えられ、結果として中心部ザク性状が改善されなかった。
なお、比して鋳造方向下流側で所定の圧下量だけ圧下するためには、上流側で当該圧下量だけ圧下するのに比べて、より大きな圧下力を鋳片に対して与える必要があると言える。なぜなら、当該鋳造方向下流側へ進むにつれて前記鋳片中心部の温度が下がり、一方で当該鋳片中心部の塑性エネルギーは温度に依存するものだからである。
これは具体的には、鋳造方向上流側（即ち、完全凝固直後の地点側）においては、鋳片の中心部温度が当該鋳片の表面温度を大きく上回っているので、鋳片の表面に与えた圧力が当該鋳片の中心部へ伝達され易いからだと考えられる。これに対して、例えば条件１４の試験結果から判る通り、比して下流側では鋳片の中心部温度と表面温度との隔たりが縮小されていると考えられるから、例え大きな圧下量を鋳片に対して与えたとしても、当該圧下が鋳片中心部に局所的に作用されることがなかったと考えられ、結果として中心部ザク性状が改善されなかった。
なお、比して鋳造方向下流側で所定の圧下量だけ圧下するためには、上流側で当該圧下量だけ圧下するのに比べて、より大きな圧下力を鋳片に対して与える必要があると言える。なぜなら、当該鋳造方向下流側へ進むにつれて前記鋳片中心部の温度が下がり、一方で当該鋳片中心部の塑性エネルギーは温度に依存するものだからである。
＜試験３：溶鋼過熱度＞
本試験では、鋳片厚みＤ［ｍｍ］は２８０とし、鋼種は高ＨＡＺ靭性鋼（炭素含有量０．０３ｗｔ％）又は４９０Ｎ／ｍｍ２級溶接構造用鋼（炭素含有量０．１６ｗｔ％）或いは金型用鋼（炭素含有量０．５５ｗｔ％）を対象とし、鋳造速度Ｖｃ［ｍ／ｍｉｎ］は１．０とした。
本試験では、鋳片厚みＤ［ｍｍ］は２８０とし、鋼種は高ＨＡＺ靭性鋼（炭素含有量０．０３ｗｔ％）又は４９０Ｎ／ｍｍ２級溶接構造用鋼（炭素含有量０．１６ｗｔ％）或いは金型用鋼（炭素含有量０．５５ｗｔ％）を対象とし、鋳造速度Ｖｃ［ｍ／ｍｉｎ］は１．０とした。
本試験によれば、鋳型に注湯される溶鋼の溶鋼過熱度［℃］を１０〜４５とすると、中心部ザク性状及び中心偏析に関する評価を同時に良好とできることが判る。
なお、溶鋼の溶鋼過熱度［℃］が１０未満の場合は、以下の問題を生じ得る。
即ち、前記のタンディッシュ２から鋳型１へ溶鋼を注湯する際のガイドとしての機能を有する浸漬ノズル２ａ（図１参照）が詰まり易い。また、メニスカスにおいて溶鋼が凝固してしまう所謂メニスカス皮張りが発生する恐れがある。更に、圧下条件が最適条件から大きくズレるため、メニスカス距離Ｌｓやメニスカス距離Ｌｆを一々再設定する必要が生じ、手間が増え、生産性が低下してしまう。
一方、溶鋼の溶鋼過熱度［℃］が４５よりも高い場合は、以下の問題を生じ得る。
即ち、柱状晶ブリッジングが生じ易くなり、中心偏析が悪化すると共に鋳片中心部に巨大ザク（巨大ポロシティ）が残存し易くなってしまう。また、鋳型１内においてシェルが十分には形成され難くなるので、所謂ブレークアウトの恐れもある。またこの場合も上記同様、手間が増え、生産性が低下してしまう。
即ち、前記のタンディッシュ２から鋳型１へ溶鋼を注湯する際のガイドとしての機能を有する浸漬ノズル２ａ（図１参照）が詰まり易い。また、メニスカスにおいて溶鋼が凝固してしまう所謂メニスカス皮張りが発生する恐れがある。更に、圧下条件が最適条件から大きくズレるため、メニスカス距離Ｌｓやメニスカス距離Ｌｆを一々再設定する必要が生じ、手間が増え、生産性が低下してしまう。
一方、溶鋼の溶鋼過熱度［℃］が４５よりも高い場合は、以下の問題を生じ得る。
即ち、柱状晶ブリッジングが生じ易くなり、中心偏析が悪化すると共に鋳片中心部に巨大ザク（巨大ポロシティ）が残存し易くなってしまう。また、鋳型１内においてシェルが十分には形成され難くなるので、所謂ブレークアウトの恐れもある。またこの場合も上記同様、手間が増え、生産性が低下してしまう。
＜試験４：比水量＞
本試験では、鋳片厚みＤ［ｍｍ］は２８０とし、鋼種は高ＨＡＺ靭性鋼（炭素含有量０．０３ｗｔ％）又は４９０Ｎ／ｍｍ２級溶接構造用鋼（炭素含有量０．１６ｗｔ％）或いは金型用鋼（炭素含有量０．５５ｗｔ％）を対象とし、鋳造速度Ｖｃ［ｍ／ｍｉｎ］は１．０とした。
本試験では、鋳片厚みＤ［ｍｍ］は２８０とし、鋼種は高ＨＡＺ靭性鋼（炭素含有量０．０３ｗｔ％）又は４９０Ｎ／ｍｍ２級溶接構造用鋼（炭素含有量０．１６ｗｔ％）或いは金型用鋼（炭素含有量０．５５ｗｔ％）を対象とし、鋳造速度Ｖｃ［ｍ／ｍｉｎ］は１．０とした。
本試験によれば、前述した比水量［Ｌ／ｋｇ鋼］を０．５〜１．５とすると、中心部ザク性状及び中心偏析に関する評価を同時に良好とできることが判る。
なお、当該比水量［Ｌ／ｋｇ鋼］が０．５〜１．５の範囲を外れると、鋳片の未凝固部の性状が大きく変化することから、メニスカス距離Ｌｓやメニスカス距離Ｌｆを一々再設定しなければならず、手間が増え、生産性が低下してしまう。
なお、当該比水量［Ｌ／ｋｇ鋼］が０．５〜１．５の範囲を外れると、鋳片の未凝固部の性状が大きく変化することから、メニスカス距離Ｌｓやメニスカス距離Ｌｆを一々再設定しなければならず、手間が増え、生産性が低下してしまう。
＜試験５：圧下量Ｘ＞
本試験では、鋳片厚みＤ［ｍｍ］は２８０とし、鋼種は高ＨＡＺ靭性鋼（炭素含有量０．０３ｗｔ％）又は４９０Ｎ／ｍｍ２級溶接構造用鋼（炭素含有量０．１６ｗｔ％）或いは金型用鋼（炭素含有量０．５５ｗｔ％）を対象とし、鋳造速度Ｖｃ［ｍ／ｍｉｎ］は１．２とした。
本試験では、鋳片厚みＤ［ｍｍ］は２８０とし、鋼種は高ＨＡＺ靭性鋼（炭素含有量０．０３ｗｔ％）又は４９０Ｎ／ｍｍ２級溶接構造用鋼（炭素含有量０．１６ｗｔ％）或いは金型用鋼（炭素含有量０．５５ｗｔ％）を対象とし、鋳造速度Ｖｃ［ｍ／ｍｉｎ］は１．２とした。
本試験によれば、メニスカス距離Ｌｓ及びメニスカス距離Ｌｆを上述した式（１）及び（２）を満たすように設定し、メニスカス距離Ｌｓからメニスカス距離Ｌｆまでの区間における前記圧下量Ｘを上述した式（３）を満足するように設定すると、中心部ザク性状に関する評価を良好とできることが判る。
＜試験６：メニスカス距離Ｌｓ・メニスカス距離Ｌｆ＞
本試験では、鋳片厚みＤ［ｍｍ］は２８０とし、鋼種は高ＨＡＺ靭性鋼（炭素含有量０．０３ｗｔ％）又は４９０Ｎ／ｍｍ２級溶接構造用鋼（炭素含有量０．１６ｗｔ％）或いは金型用鋼（炭素含有量０．５５ｗｔ％）を対象とし、鋳造速度Ｖｃ［ｍ／ｍｉｎ］は１．２とした。
本試験では、鋳片厚みＤ［ｍｍ］は２８０とし、鋼種は高ＨＡＺ靭性鋼（炭素含有量０．０３ｗｔ％）又は４９０Ｎ／ｍｍ２級溶接構造用鋼（炭素含有量０．１６ｗｔ％）或いは金型用鋼（炭素含有量０．５５ｗｔ％）を対象とし、鋳造速度Ｖｃ［ｍ／ｍｉｎ］は１．２とした。
本試験によれば、比して少ない圧下量で中心部ザク性状に関する評価を得るためには、極力鋳造方向上流側で圧下することが好ましいことが判る。換言すれば、比して鋳造方向下流側で圧下する場合において、中心部ザク性状を改善するためには大きな圧下量を要することが判る。
具体的には試験２で説明した如くである。
具体的には試験２で説明した如くである。
＜試験７：溶鋼過熱度＞
本試験では、鋳片厚みＤ［ｍｍ］は２８０とし、鋼種は高ＨＡＺ靭性鋼（炭素含有量０．０３ｗｔ％）又は４９０Ｎ／ｍｍ２級溶接構造用鋼（炭素含有量０．１６ｗｔ％）或いは金型用鋼（炭素含有量０．５５ｗｔ％）を対象とし、鋳造速度Ｖｃ［ｍ／ｍｉｎ］は１．２とした。
本試験では、鋳片厚みＤ［ｍｍ］は２８０とし、鋼種は高ＨＡＺ靭性鋼（炭素含有量０．０３ｗｔ％）又は４９０Ｎ／ｍｍ２級溶接構造用鋼（炭素含有量０．１６ｗｔ％）或いは金型用鋼（炭素含有量０．５５ｗｔ％）を対象とし、鋳造速度Ｖｃ［ｍ／ｍｉｎ］は１．２とした。
本試験によれば、鋳型に注湯される溶鋼の溶鋼過熱度［℃］を１０〜４５とすると、中心部ザク性状及び中心偏析に関する評価を同時に良好とできることが判る。
なお、溶鋼の溶鋼過熱度［℃］が１０〜４５の範囲を外れる場合に生じる問題は、試験３で説明した如くである。
なお、溶鋼の溶鋼過熱度［℃］が１０〜４５の範囲を外れる場合に生じる問題は、試験３で説明した如くである。
＜試験８：比水量＞
本試験では、鋳片厚みＤ［ｍｍ］は２８０とし、鋼種は高ＨＡＺ靭性鋼（炭素含有量０．０３ｗｔ％）又は４９０Ｎ／ｍｍ２級溶接構造用鋼（炭素含有量０．１６ｗｔ％）或いは金型用鋼（炭素含有量０．５５ｗｔ％）を対象とし、鋳造速度Ｖｃ［ｍ／ｍｉｎ］は１．２とした。
本試験では、鋳片厚みＤ［ｍｍ］は２８０とし、鋼種は高ＨＡＺ靭性鋼（炭素含有量０．０３ｗｔ％）又は４９０Ｎ／ｍｍ２級溶接構造用鋼（炭素含有量０．１６ｗｔ％）或いは金型用鋼（炭素含有量０．５５ｗｔ％）を対象とし、鋳造速度Ｖｃ［ｍ／ｍｉｎ］は１．２とした。
本試験によれば、前述した比水量［Ｌ／ｋｇ鋼］を０．５〜１．５とすると、中心部ザク性状及び中心偏析に関する評価を同時に良好とできることが判る。
なお、当該比水量［Ｌ／ｋｇ鋼］が０．５〜１．５の範囲を外れると、鋳片の未凝固部の性状が大きく変化することから、メニスカス距離Ｌｓやメニスカス距離Ｌｆを一々再設定しなければならず、手間が増え、生産性が低下してしまう。
なお、当該比水量［Ｌ／ｋｇ鋼］が０．５〜１．５の範囲を外れると、鋳片の未凝固部の性状が大きく変化することから、メニスカス距離Ｌｓやメニスカス距離Ｌｆを一々再設定しなければならず、手間が増え、生産性が低下してしまう。
＜試験９：圧下量Ｘ＞
本試験では、鋳片厚みＤ［ｍｍ］は３１０とし、鋼種は高ＨＡＺ靭性鋼（炭素含有量０．０３ｗｔ％）又は４９０Ｎ／ｍｍ２級溶接構造用鋼（炭素含有量０．１６ｗｔ％）或いは金型用鋼（炭素含有量０．５５ｗｔ％）を対象とし、鋳造速度Ｖｃ［ｍ／ｍｉｎ］は１．０とした。
本試験では、鋳片厚みＤ［ｍｍ］は３１０とし、鋼種は高ＨＡＺ靭性鋼（炭素含有量０．０３ｗｔ％）又は４９０Ｎ／ｍｍ２級溶接構造用鋼（炭素含有量０．１６ｗｔ％）或いは金型用鋼（炭素含有量０．５５ｗｔ％）を対象とし、鋳造速度Ｖｃ［ｍ／ｍｉｎ］は１．０とした。
本試験によれば、メニスカス距離Ｌｓ及びメニスカス距離Ｌｆを上述した式（１）及び（２）を満たすように設定し、メニスカス距離Ｌｓからメニスカス距離Ｌｆまでの区間における前記圧下量Ｘを上述した式（３）を満足するように設定すると、中心部ザク性状に関する評価を良好とできることが判る。
＜試験１０：メニスカス距離Ｌｓ・メニスカス距離Ｌｆ＞
本試験では、鋳片厚みＤ［ｍｍ］は３１０とし、鋼種は高ＨＡＺ靭性鋼（炭素含有量０．０３ｗｔ％）又は４９０Ｎ／ｍｍ２級溶接構造用鋼（炭素含有量０．１６ｗｔ％）或いは金型用鋼（炭素含有量０．５５ｗｔ％）を対象とし、鋳造速度Ｖｃ［ｍ／ｍｉｎ］は１．０とした。
本試験では、鋳片厚みＤ［ｍｍ］は３１０とし、鋼種は高ＨＡＺ靭性鋼（炭素含有量０．０３ｗｔ％）又は４９０Ｎ／ｍｍ２級溶接構造用鋼（炭素含有量０．１６ｗｔ％）或いは金型用鋼（炭素含有量０．５５ｗｔ％）を対象とし、鋳造速度Ｖｃ［ｍ／ｍｉｎ］は１．０とした。
本試験によれば、比して少ない圧下量で中心部ザク性状に関する評価を得るためには、極力鋳造方向上流側で圧下することが好ましいことが判る。換言すれば、比して鋳造方向下流側で圧下する場合において、中心部ザク性状を改善するためには大きな圧下量を要することが判る。
具体的には試験２で説明した如くである。
具体的には試験２で説明した如くである。
＜試験１１：溶鋼過熱度＞
本試験では、鋳片厚みＤ［ｍｍ］は３１０とし、鋼種は高ＨＡＺ靭性鋼（炭素含有量０．０３ｗｔ％）又は４９０Ｎ／ｍｍ２級溶接構造用鋼（炭素含有量０．１６ｗｔ％）或いは金型用鋼（炭素含有量０．５５ｗｔ％）を対象とし、鋳造速度Ｖｃ［ｍ／ｍｉｎ］は１．０とした。
本試験では、鋳片厚みＤ［ｍｍ］は３１０とし、鋼種は高ＨＡＺ靭性鋼（炭素含有量０．０３ｗｔ％）又は４９０Ｎ／ｍｍ２級溶接構造用鋼（炭素含有量０．１６ｗｔ％）或いは金型用鋼（炭素含有量０．５５ｗｔ％）を対象とし、鋳造速度Ｖｃ［ｍ／ｍｉｎ］は１．０とした。
本試験によれば、鋳型に注湯される溶鋼の溶鋼過熱度［℃］を１０〜４５とすると、中心部ザク性状及び中心偏析に関する評価を同時に良好とできることが判る。
なお、溶鋼の溶鋼過熱度［℃］が１０〜４５の範囲を外れる場合に生じる問題は、試験３で説明した如くである。
なお、溶鋼の溶鋼過熱度［℃］が１０〜４５の範囲を外れる場合に生じる問題は、試験３で説明した如くである。
＜試験１２：比水量＞
本試験では、鋳片厚みＤ［ｍｍ］は３１０とし、鋼種は高ＨＡＺ靭性鋼（炭素含有量０．０３ｗｔ％）又は４９０Ｎ／ｍｍ２級溶接構造用鋼（炭素含有量０．１６ｗｔ％）或いは金型用鋼（炭素含有量０．５５ｗｔ％）を対象とし、鋳造速度Ｖｃ［ｍ／ｍｉｎ］は１．０とした。
本試験では、鋳片厚みＤ［ｍｍ］は３１０とし、鋼種は高ＨＡＺ靭性鋼（炭素含有量０．０３ｗｔ％）又は４９０Ｎ／ｍｍ２級溶接構造用鋼（炭素含有量０．１６ｗｔ％）或いは金型用鋼（炭素含有量０．５５ｗｔ％）を対象とし、鋳造速度Ｖｃ［ｍ／ｍｉｎ］は１．０とした。
本試験によれば、前述した比水量［Ｌ／ｋｇ鋼］を０．５〜１．５とすると、中心部ザク性状及び中心偏析に関する評価を同時に良好とできることが判る。
なお、当該比水量［Ｌ／ｋｇ鋼］が０．５〜１．５の範囲を外れると、鋳片の未凝固部の性状が大きく変化することから、メニスカス距離Ｌｓやメニスカス距離Ｌｆを一々再設定しなければならず、手間が増え、生産性が低下してしまう。
なお、当該比水量［Ｌ／ｋｇ鋼］が０．５〜１．５の範囲を外れると、鋳片の未凝固部の性状が大きく変化することから、メニスカス距離Ｌｓやメニスカス距離Ｌｆを一々再設定しなければならず、手間が増え、生産性が低下してしまう。
〔第２実施形態〕
次に、本発明の第２実施形態に関して説明する。当該第２実施形態が前述の第１実施形態と相違する点を中心に説明する。
次に、本発明の第２実施形態に関して説明する。当該第２実施形態が前述の第１実施形態と相違する点を中心に説明する。
本実施形態では、メニスカスを基準とし、第１メニスカス距離から前記メニスカス距離Ｌｓに至るまでの区間における、鋳造方向に対する前記ロール対の面間距離の、減少勾配（以下、単に圧下勾配とも称する。）［ｍｍ／ｍ］を０．６±０．２としている。
ここで、前記の「圧下勾配」を図２に基づいてより具体的に説明する。
即ち、鋳造方向に隣り合う二対の圧下ロール対４ｉ・４ｉ＋１間における各圧下勾配Ｓｉ・ｉ＋１は、下記式で表されるものである。
圧力勾配Ｓｉ・ｉ＋１＝（Ｇ１−Ｇ２）／Ｌ
なお、ある任意の区間における圧下勾配Ｓは、当該区間に存するすべての隣り合う圧下ロール対４ｉ・４ｉ＋１間における各圧下勾配Ｓｉ・ｉ＋１を当該区間において平均化したものとする。
即ち、鋳造方向に隣り合う二対の圧下ロール対４ｉ・４ｉ＋１間における各圧下勾配Ｓｉ・ｉ＋１は、下記式で表されるものである。
圧力勾配Ｓｉ・ｉ＋１＝（Ｇ１−Ｇ２）／Ｌ
なお、ある任意の区間における圧下勾配Ｓは、当該区間に存するすべての隣り合う圧下ロール対４ｉ・４ｉ＋１間における各圧下勾配Ｓｉ・ｉ＋１を当該区間において平均化したものとする。
これによれば、中心偏析を抑制できる。また中心偏析が抑制されるので、製品のＵＴ不良率を低減できる。
なお、炭素・マンガン・珪素などの中心偏析が抑制されると製品（特に厚板製品）のＵＴ不良率が低減するのは、以下の理由による。
即ち、炭素・マンガン・珪素などの中心偏析が抑制されると、中心部におけるマンガン等量が低減され、その結果、ベイナイト組織が低減されることにより水素性欠陥が防止されるからである。
即ち、炭素・マンガン・珪素などの中心偏析が抑制されると、中心部におけるマンガン等量が低減され、その結果、ベイナイト組織が低減されることにより水素性欠陥が防止されるからである。
以下、本実施形態に係る鋼材の製造方法の技術的効果を確認するための試験に関して説明する。上述した各数値範囲などは、下記の確認試験により合理的に裏付けられている。
＜試験１３〜１８＞
試験１３では、鋳片厚みＤ［ｍｍ］は２８０とし、鋼種は金型用鋼（炭素含有量０．５５ｗｔ％）を対象とし、鋳造速度Ｖｃ［ｍ／ｍｉｎ］は１．０とし、第１メニスカス距離［ｍ］を２１．８とした。
試験１４では、鋳片厚みＤ［ｍｍ］は２８０とし、鋼種は金型用鋼（炭素含有量０．５５ｗｔ％）を対象とし、鋳造速度Ｖｃ［ｍ／ｍｉｎ］は１．０とし、圧下終了メニスカス距離［ｍ］を３２．６とした。
試験１５では、鋳片厚みＤ［ｍｍ］は２８０とし、鋼種は金型用鋼（炭素含有量０．５５ｗｔ％）を対象とし、鋳造速度Ｖｃ［ｍ／ｍｉｎ］は１．２とし、第１メニスカス距離［ｍ］を２５．２とした。
試験１６では、鋳片厚みＤ［ｍｍ］は２８０とし、鋼種は金型用鋼（炭素含有量０．５５ｗｔ％）を対象とし、鋳造速度Ｖｃ［ｍ／ｍｉｎ］は１．２とし、圧下終了メニスカス距離［ｍ］を３９．２とした。
試験１７では、鋳片厚みＤ［ｍｍ］は３１０とし、鋼種は金型用鋼（炭素含有量０．５５ｗｔ％）を対象とし、鋳造速度Ｖｃ［ｍ／ｍｉｎ］は１．０とし、第１メニスカス距離［ｍ］を２５．８とした。
試験１８では、鋳片厚みＤ［ｍｍ］は３１０とし、鋼種は金型用鋼（炭素含有量０．５５ｗｔ％）を対象とし、鋳造速度Ｖｃ［ｍ／ｍｉｎ］は１．０とし、圧下終了メニスカス距離［ｍ］を４０．２とした。
試験１３〜１８の試験条件及び試験結果を下記表１３〜１８に夫々示す。
試験１３では、鋳片厚みＤ［ｍｍ］は２８０とし、鋼種は金型用鋼（炭素含有量０．５５ｗｔ％）を対象とし、鋳造速度Ｖｃ［ｍ／ｍｉｎ］は１．０とし、第１メニスカス距離［ｍ］を２１．８とした。
試験１４では、鋳片厚みＤ［ｍｍ］は２８０とし、鋼種は金型用鋼（炭素含有量０．５５ｗｔ％）を対象とし、鋳造速度Ｖｃ［ｍ／ｍｉｎ］は１．０とし、圧下終了メニスカス距離［ｍ］を３２．６とした。
試験１５では、鋳片厚みＤ［ｍｍ］は２８０とし、鋼種は金型用鋼（炭素含有量０．５５ｗｔ％）を対象とし、鋳造速度Ｖｃ［ｍ／ｍｉｎ］は１．２とし、第１メニスカス距離［ｍ］を２５．２とした。
試験１６では、鋳片厚みＤ［ｍｍ］は２８０とし、鋼種は金型用鋼（炭素含有量０．５５ｗｔ％）を対象とし、鋳造速度Ｖｃ［ｍ／ｍｉｎ］は１．２とし、圧下終了メニスカス距離［ｍ］を３９．２とした。
試験１７では、鋳片厚みＤ［ｍｍ］は３１０とし、鋼種は金型用鋼（炭素含有量０．５５ｗｔ％）を対象とし、鋳造速度Ｖｃ［ｍ／ｍｉｎ］は１．０とし、第１メニスカス距離［ｍ］を２５．８とした。
試験１８では、鋳片厚みＤ［ｍｍ］は３１０とし、鋼種は金型用鋼（炭素含有量０．５５ｗｔ％）を対象とし、鋳造速度Ｖｃ［ｍ／ｍｉｎ］は１．０とし、圧下終了メニスカス距離［ｍ］を４０．２とした。
試験１３〜１８の試験条件及び試験結果を下記表１３〜１８に夫々示す。
表１３〜１８によれば、前述の第１実施形態に加えて、メニスカス距離Ｌｒからメニスカス距離Ｌｓまでの区間における前記圧下勾配Ｓ（Ｌｒ〜Ｌｓ）［ｍｍ／ｍ］を０．６±０．２とすると、以下の効果が奏されることが判った（ここで、Ｌｒ＝（Ｄ／６１）２×Ｖｃである。）。
即ち、中心偏析を抑制できた。また、中心偏析が抑制されるので、製品のＵＴ不良率を低減できる。なお、中心部ザク性状は何れの試験においても改善されていた。
なお、表１３〜１８において中心偏析の列に「（Ｖ）」とあるのは、鋳片の長手方向断面を目視で確認した際に所謂Ｖ偏析が現れていたことを示し、一方、「（逆Ｖ）」とあるのは、同様に、鋳片の長手方向断面を目視で確認した際に所謂逆Ｖ偏析が現れていたことを示す。そして、上記区間における前記圧下勾配Ｓ（Ｌｒ〜Ｌｓ）［ｍｍ／ｍ］が０．４未満だと、中心偏析が十分には改善されずに所謂Ｖ偏析（即ち、周辺部（中心部周辺）Ｖ偏析）が発生してしまった。また、同じく０．８よりも大きい場合も同様に、中心偏析が十分には改善されずに所謂逆Ｖ偏析（即ち、周辺部（中心部周辺）逆Ｖ偏析）が発生してしまった。
即ち、中心偏析を抑制できた。また、中心偏析が抑制されるので、製品のＵＴ不良率を低減できる。なお、中心部ザク性状は何れの試験においても改善されていた。
なお、表１３〜１８において中心偏析の列に「（Ｖ）」とあるのは、鋳片の長手方向断面を目視で確認した際に所謂Ｖ偏析が現れていたことを示し、一方、「（逆Ｖ）」とあるのは、同様に、鋳片の長手方向断面を目視で確認した際に所謂逆Ｖ偏析が現れていたことを示す。そして、上記区間における前記圧下勾配Ｓ（Ｌｒ〜Ｌｓ）［ｍｍ／ｍ］が０．４未満だと、中心偏析が十分には改善されずに所謂Ｖ偏析（即ち、周辺部（中心部周辺）Ｖ偏析）が発生してしまった。また、同じく０．８よりも大きい場合も同様に、中心偏析が十分には改善されずに所謂逆Ｖ偏析（即ち、周辺部（中心部周辺）逆Ｖ偏析）が発生してしまった。
〔第３実施形態〕
次に、本発明の第３実施形態に関して説明する。以下、当該第３実施形態が前述の第１実施形態及び第２実施形態と相違する点を中心に説明する。
次に、本発明の第３実施形態に関して説明する。以下、当該第３実施形態が前述の第１実施形態及び第２実施形態と相違する点を中心に説明する。
本実施形態では、前記の第１実施形態又は第２実施形態において、メニスカス距離Ｌｆにおける前記鋳片の表面温度が７００［℃］以上となるように鋳造条件を設定している。
これによれば、前記圧下に起因して鋳片の表面に所謂表面割れが発生することを防止できる。
なお、当該「表面温度」とは、鋳片の広面の中央部における表面温度を、例えば放射温度計などを用いて測定して得られるものである。また、上記「鋳造条件」とは例えば前記の溶鋼過熱度ΔＴや鋳造速度Ｖｃ、比水量などのことである。
なお、当該「表面温度」とは、鋳片の広面の中央部における表面温度を、例えば放射温度計などを用いて測定して得られるものである。また、上記「鋳造条件」とは例えば前記の溶鋼過熱度ΔＴや鋳造速度Ｖｃ、比水量などのことである。
以下、本実施形態に係る鋼材の製造方法の技術的効果を確認するための試験に関して説明する。上述した各数値範囲などは、下記の確認試験により合理的に裏付けられている。
先ず、各試験における試験条件を評価するための指標に関して説明する。
＜表面割れの有無＞
鋳造された鋳片を鋳片表面に対して垂直に切断し、これにより現れた鋳片切断面を観察し、表面割れの割れ深さ（鋳片表面からの割れ侵入深さ）を測定した。このときの測定結果の評価基準は以下の通りである。
○：割れ深さ：１．５ｍｍ未満
×：割れ深さ：１．５ｍｍ以上
なお、当該割れ深さが１．５ｍｍ以上の場合は、所謂ホットスカーフ処理（鋳肌の表面溶削）を必要とする点で生産性が劣る。一方、当該割れ深さが１．５ｍｍ未満の場合では、圧延工程の前処理として行われる均熱拡散処理の際に酸化して消滅するので、何ら問題とならない。
鋳造された鋳片を鋳片表面に対して垂直に切断し、これにより現れた鋳片切断面を観察し、表面割れの割れ深さ（鋳片表面からの割れ侵入深さ）を測定した。このときの測定結果の評価基準は以下の通りである。
○：割れ深さ：１．５ｍｍ未満
×：割れ深さ：１．５ｍｍ以上
なお、当該割れ深さが１．５ｍｍ以上の場合は、所謂ホットスカーフ処理（鋳肌の表面溶削）を必要とする点で生産性が劣る。一方、当該割れ深さが１．５ｍｍ未満の場合では、圧延工程の前処理として行われる均熱拡散処理の際に酸化して消滅するので、何ら問題とならない。
次に、各確認試験における試験条件とその評価結果とを表に示しつつ、当該各確認試験に関して説明する。
＜試験１９〜２１＞
試験１９では、鋳片厚みＤ［ｍｍ］は２８０とし、鋼種は高ＨＡＺ靭性鋼（炭素含有量０．０３ｗｔ％）又は４９０Ｎ／ｍｍ２級溶接構造用鋼（炭素含有量０．１６ｗｔ％）或いは金型用鋼（炭素含有量０．５５ｗｔ％）を対象とし、鋳造速度Ｖｃ［ｍ／ｍｉｎ］は１．０とした。
試験２０では、鋳片厚みＤ［ｍｍ］は２８０とし、鋼種は高ＨＡＺ靭性鋼（炭素含有量０．０３ｗｔ％）又は４９０Ｎ／ｍｍ２級溶接構造用鋼（炭素含有量０．１６ｗｔ％）或いは金型用鋼（炭素含有量０．５５ｗｔ％）を対象とし、鋳造速度Ｖｃ［ｍ／ｍｉｎ］は１．２とした。
試験２１では、鋳片厚みＤ［ｍｍ］は３１０とし、鋼種は高ＨＡＺ靭性鋼（炭素含有量０．０３ｗｔ％）又は４９０Ｎ／ｍｍ２級溶接構造用鋼（炭素含有量０．１６ｗｔ％）或いは金型用鋼（炭素含有量０．５５ｗｔ％）を対象とし、鋳造速度Ｖｃ［ｍ／ｍｉｎ］は１．０とした。
＜試験１９〜２１＞
試験１９では、鋳片厚みＤ［ｍｍ］は２８０とし、鋼種は高ＨＡＺ靭性鋼（炭素含有量０．０３ｗｔ％）又は４９０Ｎ／ｍｍ２級溶接構造用鋼（炭素含有量０．１６ｗｔ％）或いは金型用鋼（炭素含有量０．５５ｗｔ％）を対象とし、鋳造速度Ｖｃ［ｍ／ｍｉｎ］は１．０とした。
試験２０では、鋳片厚みＤ［ｍｍ］は２８０とし、鋼種は高ＨＡＺ靭性鋼（炭素含有量０．０３ｗｔ％）又は４９０Ｎ／ｍｍ２級溶接構造用鋼（炭素含有量０．１６ｗｔ％）或いは金型用鋼（炭素含有量０．５５ｗｔ％）を対象とし、鋳造速度Ｖｃ［ｍ／ｍｉｎ］は１．２とした。
試験２１では、鋳片厚みＤ［ｍｍ］は３１０とし、鋼種は高ＨＡＺ靭性鋼（炭素含有量０．０３ｗｔ％）又は４９０Ｎ／ｍｍ２級溶接構造用鋼（炭素含有量０．１６ｗｔ％）或いは金型用鋼（炭素含有量０．５５ｗｔ％）を対象とし、鋳造速度Ｖｃ［ｍ／ｍｉｎ］は１．０とした。
表１９〜２１によれば、メニスカス距離Ｌｆにおける前記鋳片の表面温度Ｔ（Ｌｆ）が７００［℃］以上となるよう、換言すれば、少なくとも前記圧下が行われているときは鋳片の表面温度を７００［℃］以上となるように鋳造条件を設定することにより、以下の効果が奏されることが判った。
即ち、前記圧下に起因して鋳片の表面に所謂表面割れが発生することを防止できた。なお、中心部ザク性状に関する評価は何れの試験においても良好であった。
即ち、前記圧下に起因して鋳片の表面に所謂表面割れが発生することを防止できた。なお、中心部ザク性状に関する評価は何れの試験においても良好であった。
なお、表１９〜２１に示す如く、前記鋳片の表面温度Ｔ（Ｌｆ）が７００［℃］以上であるか否かという点が上記表面割れに影響を及ぼす理由は以下のように考えることができる。
即ち、上記『７００［℃］』とは、上記の試験１９〜２１における対象鋼種の所謂『第III領域の脆化温度』と概ね一致している。この『第III領域の脆化温度』とは、低歪速度１０−３〜１０−４［ｓｅｃ−１］で延性が低下する温度であって、鋼種によって異なるが約６５０〜８００［℃］の温度領域に存在するものである。そして、『第III領域の脆化温度』以上であればある程度の延性が確保されて、所謂割れ感受性が低くなることが本発明の発明者による高温引張試験結果（不図示）により明らかとなっている。
要するに、上記試験１９〜２１において前記鋳片の表面温度Ｔ（Ｌｆ）を７００［℃］以上とすると上記表面割れの発生が防止できたのは、当該鋳片の表面温度Ｔ（Ｌｆ）が『第III領域の脆化温度』以上であったからだといえる。
即ち、上記『７００［℃］』とは、上記の試験１９〜２１における対象鋼種の所謂『第III領域の脆化温度』と概ね一致している。この『第III領域の脆化温度』とは、低歪速度１０−３〜１０−４［ｓｅｃ−１］で延性が低下する温度であって、鋼種によって異なるが約６５０〜８００［℃］の温度領域に存在するものである。そして、『第III領域の脆化温度』以上であればある程度の延性が確保されて、所謂割れ感受性が低くなることが本発明の発明者による高温引張試験結果（不図示）により明らかとなっている。
要するに、上記試験１９〜２１において前記鋳片の表面温度Ｔ（Ｌｆ）を７００［℃］以上とすると上記表面割れの発生が防止できたのは、当該鋳片の表面温度Ｔ（Ｌｆ）が『第III領域の脆化温度』以上であったからだといえる。
次に、本発明の技術的内容の理解を容易とすべく、上述した第１実施形態及び第２実施形態の実施態様を下記図３及び４に基づいて説明する。
＜実施態様１：図３参照＞
本実施態様は、上述の第１実施形態のみを実施するものである。この場合における前記の圧下勾配とメニスカス距離との関係を図３に模式的に表す。なお、本図において破線で囲った領域は、対応するメニスカス距離において好適とされる圧下勾配のとり得る範囲を説明するためのものである（下記図４も同様。）。
本図に示す如く、メニスカス距離Ｌｓからメニスカス距離Ｌｆまでの区間における圧下勾配は任意に設定できる。一方で、その圧下を当該区間で積分したもの、即ち圧下量は前述した如く適宜に設定する必要がある。
＜実施態様２：図４参照＞
本実施態様は、上述の第１実施形態と第２実施形態とを組み合わせて実施するものである。この場合における前記の圧下勾配とメニスカス距離との関係を図４に示す。なお、本図において実線で囲った領域は、対応するメニスカス距離において好適とされる圧下勾配のとり得る範囲を説明するものである。
本実施態様は、上述の第１実施形態のみを実施するものである。この場合における前記の圧下勾配とメニスカス距離との関係を図３に模式的に表す。なお、本図において破線で囲った領域は、対応するメニスカス距離において好適とされる圧下勾配のとり得る範囲を説明するためのものである（下記図４も同様。）。
本図に示す如く、メニスカス距離Ｌｓからメニスカス距離Ｌｆまでの区間における圧下勾配は任意に設定できる。一方で、その圧下を当該区間で積分したもの、即ち圧下量は前述した如く適宜に設定する必要がある。
＜実施態様２：図４参照＞
本実施態様は、上述の第１実施形態と第２実施形態とを組み合わせて実施するものである。この場合における前記の圧下勾配とメニスカス距離との関係を図４に示す。なお、本図において実線で囲った領域は、対応するメニスカス距離において好適とされる圧下勾配のとり得る範囲を説明するものである。
以上説明した如く、上記第１実施形態において鋼材の製造方法は、以下のように行われている。
即ち、炭素含有量［ｗｔ％］が０．０３〜０．６０であり、鋳片厚みＤ［ｍｍ］が２４０〜３１０である鋳片を、鋳造速度Ｖｃ［ｍ／ｍｉｎ］を０．８〜１．４とし、溶鋼過熱度［℃］を１０〜４５とし、比水量［Ｌ／ｋｇ鋼］を０．５〜１．５として複数のロール対で挟持しながら連続鋳造し、最終製品厚み［ｍｍ］を９０〜２００とする。
メニスカス距離Ｌｓ［ｍ］からメニスカス距離Ｌｆ［ｍ］までの区間における、鋳造方向に対する前記ロール対の面間距離の、減少量Ｘ［ｍｍ］を下記式（３）の範囲とする。
ここで、
Ｌｓ＝（Ｄ／５２）２×Ｖｃ・・・（１）
Ｌｆ＝（Ｄ／４９）２×Ｖｃ・・・（２）
Ｘ＞０．０１５×Ｄ・・・（３）
即ち、炭素含有量［ｗｔ％］が０．０３〜０．６０であり、鋳片厚みＤ［ｍｍ］が２４０〜３１０である鋳片を、鋳造速度Ｖｃ［ｍ／ｍｉｎ］を０．８〜１．４とし、溶鋼過熱度［℃］を１０〜４５とし、比水量［Ｌ／ｋｇ鋼］を０．５〜１．５として複数のロール対で挟持しながら連続鋳造し、最終製品厚み［ｍｍ］を９０〜２００とする。
メニスカス距離Ｌｓ［ｍ］からメニスカス距離Ｌｆ［ｍ］までの区間における、鋳造方向に対する前記ロール対の面間距離の、減少量Ｘ［ｍｍ］を下記式（３）の範囲とする。
ここで、
Ｌｓ＝（Ｄ／５２）２×Ｖｃ・・・（１）
Ｌｆ＝（Ｄ／４９）２×Ｖｃ・・・（２）
Ｘ＞０．０１５×Ｄ・・・（３）
これによれば、溶鋼の成分・鋳片のサイズ・鋳造速度などの具体的な鋳造条件に基づいて、前記ロール対の面間距離の減少量（以下単に圧下量とも称する。）と、その区間と、の関係が具体的に求められる。
換言すれば、精度よく予測することが極めて困難な固相率に基づくのではなく、容易に把握可能な実際の鋳造条件に基づいて圧下条件を設定するので、ザク欠陥を十分且つ確実に抑制でき、製品のＵＴ不良率を低減できる。当該効果は、最終製品厚み［ｍｍ］が９０〜２００であるように圧延時圧下比の小さな鋼材を製造する場合において特に有用である。
また、ザク欠陥が抑制されるので、連続鋳造後に行われる均熱拡散処理に要する時間を短縮できる。
なお、完全凝固後においてのみ圧下するものであるから、中心偏析を一切圧下させることがない。
換言すれば、精度よく予測することが極めて困難な固相率に基づくのではなく、容易に把握可能な実際の鋳造条件に基づいて圧下条件を設定するので、ザク欠陥を十分且つ確実に抑制でき、製品のＵＴ不良率を低減できる。当該効果は、最終製品厚み［ｍｍ］が９０〜２００であるように圧延時圧下比の小さな鋼材を製造する場合において特に有用である。
また、ザク欠陥が抑制されるので、連続鋳造後に行われる均熱拡散処理に要する時間を短縮できる。
なお、完全凝固後においてのみ圧下するものであるから、中心偏析を一切圧下させることがない。
また、以上説明した如く、上記第２実施形態において鋼材の製造方法は、以下のように行われている。
即ち、前記第１実施形態に係る鋼材の製造方法において、メニスカス距離Ｌｒから前記メニスカス距離Ｌｓまでの区間における、鋳造方向に対する前記ロール対の面間距離の、減少勾配［ｍｍ／ｍ］を０．６±０．２とする。
ここで、
Ｌｒ＝（Ｄ／６１）２×Ｖｃ・・・（４）
即ち、前記第１実施形態に係る鋼材の製造方法において、メニスカス距離Ｌｒから前記メニスカス距離Ｌｓまでの区間における、鋳造方向に対する前記ロール対の面間距離の、減少勾配［ｍｍ／ｍ］を０．６±０．２とする。
ここで、
Ｌｒ＝（Ｄ／６１）２×Ｖｃ・・・（４）
これによれば、中心偏析を抑制できる。また中心偏析が抑制されるので、製品のＵＴ不良率を低減できる。
また、以上説明した如く、上記第３実施形態において鋼材の製造方法は、以下のように行われている。
即ち、前記の第１実施形態又は前記第２実施形態に係る鋼材の製造方法において、前記メニスカス距離Ｌｆにおける前記鋳片の表面温度が７００［℃］以上となるように鋳造条件を設定する。
即ち、前記の第１実施形態又は前記第２実施形態に係る鋼材の製造方法において、前記メニスカス距離Ｌｆにおける前記鋳片の表面温度が７００［℃］以上となるように鋳造条件を設定する。
これによれば、前記圧下に起因して鋳片の表面に所謂表面割れが発生することを防止できる。
１ 鋳型
２ タンディッシュ
３ ロール
４ 圧下ロール対
５ 圧下ロール
８ ロール対
１００ 連鋳機
Ｇ ロール面間距離
Ｌｓ メニスカス距離
Ｌｆ メニスカス距離
Ｌｒ メニスカス距離
２ タンディッシュ
３ ロール
４ 圧下ロール対
５ 圧下ロール
８ ロール対
１００ 連鋳機
Ｇ ロール面間距離
Ｌｓ メニスカス距離
Ｌｆ メニスカス距離
Ｌｒ メニスカス距離
Claims (3)
- 炭素含有量［ｗｔ％］が０．０３〜０．６０であり、鋳片厚みＤ［ｍｍ］が２４０〜３１０である鋳片を、
鋳造速度Ｖｃ［ｍ／ｍｉｎ］を０．８〜１．４とし、
溶鋼過熱度［℃］を１０〜４５とし、
比水量［Ｌ／ｋｇ鋼］を０．５〜１．５として複数のロール対で挟持しながら連続鋳造し、
最終製品厚み［ｍｍ］を９０〜２００とする鋼材の製造方法において、
メニスカス距離Ｌｓ［ｍ］からメニスカス距離Ｌｆ［ｍ］までの区間における、鋳造方向に対する前記ロール対の面間距離の、減少量Ｘ［ｍｍ］を下記式（３）の範囲とする、ことを特徴とする鋼材の製造方法。
ここで、
Ｌｓ＝（Ｄ／５２）２×Ｖｃ・・・（１）
Ｌｆ＝（Ｄ／４９）２×Ｖｃ・・・（２）
Ｘ＞０．０１５×Ｄ・・・（３） - 請求項１に記載の鋼材の製造方法において、
メニスカス距離Ｌｒから前記メニスカス距離Ｌｓまでの区間における、鋳造方向に対する前記ロール対の面間距離の、減少勾配［ｍｍ／ｍ］を０．６±０．２とする、ことを特徴とする鋼材の製造方法。
ここで、
Ｌｒ＝（Ｄ／６１）２×Ｖｃ・・・（４） - 請求項１又は２に記載の鋼材の製造方法において、
前記メニスカス距離Ｌｆにおける前記鋳片の表面温度が７００［℃］以上となるように鋳造条件を設定する、ことを特徴とする鋼材の製造方法。
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-
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