JP5200264B2 - 鋼の連続鋳造方法 - Google Patents
鋼の連続鋳造方法 Download PDFInfo
- Publication number
- JP5200264B2 JP5200264B2 JP2009292942A JP2009292942A JP5200264B2 JP 5200264 B2 JP5200264 B2 JP 5200264B2 JP 2009292942 A JP2009292942 A JP 2009292942A JP 2009292942 A JP2009292942 A JP 2009292942A JP 5200264 B2 JP5200264 B2 JP 5200264B2
- Authority
- JP
- Japan
- Prior art keywords
- slab
- cooling
- mold
- range
- continuous casting
- Prior art date
- Legal status (The legal status is an assumption and is not a legal conclusion. Google has not performed a legal analysis and makes no representation as to the accuracy of the status listed.)
- Active
Links
Images
Landscapes
- Continuous Casting (AREA)
Description
本発明は、鋳片割れを防止する鋼の連続鋳造方法に関する。
連続鋳造機（以下、連鋳機ともいう）において、良質の鋳片を製造するためには、バルジング起因の内部割れと、過冷却起因の表面割れとを回避する必要がある。
まず、バルジング起因の内部割れについて説明する。
バルジングとは、連続鋳造機で鋳片を製造する際に、鋳片内部の液相の静圧により、鋳造方向に隣り合うロール間（鋳片が支持されていない領域）で鋳片が膨らむ現象である。このバルジング（膨れ）により、鋳片の凝固部表層に割れ（内部割れ）が生じる場合がある。
この割れを防止するため、冷却用ノズルからのスプレー水（冷却水ともいう）の水量を増加することで、鋳片の表面温度を低下させて凝固シェル厚を確保したり、またスプレー水の衝突圧力を用いるなどして、過大なバルジングを抑制することが一般に実施されている。
上記したバルジングにより割れが生じるという状況は、鋳片の表面温度が高い部位で、内部割れが発生するという現象で確認されている（高温部の割れ）。
まず、バルジング起因の内部割れについて説明する。
バルジングとは、連続鋳造機で鋳片を製造する際に、鋳片内部の液相の静圧により、鋳造方向に隣り合うロール間（鋳片が支持されていない領域）で鋳片が膨らむ現象である。このバルジング（膨れ）により、鋳片の凝固部表層に割れ（内部割れ）が生じる場合がある。
この割れを防止するため、冷却用ノズルからのスプレー水（冷却水ともいう）の水量を増加することで、鋳片の表面温度を低下させて凝固シェル厚を確保したり、またスプレー水の衝突圧力を用いるなどして、過大なバルジングを抑制することが一般に実施されている。
上記したバルジングにより割れが生じるという状況は、鋳片の表面温度が高い部位で、内部割れが発生するという現象で確認されている（高温部の割れ）。
次に、過冷却起因の表面割れについて説明する。
バルジング抑制を目的として、スプレー水の水量を増加し過ぎると、鋳片の表面温度が極端に低下して鋳片の延性が低下する。このため、連鋳機において、鋳片に歪が生じる曲げ戻し部で、鋳片の幅方向両端部（幅方向両端からそれぞれ１００ｍｍ内側までの領域）を除く鋳片の幅方向中央部に、表面割れが生じる場合がある。
この状況は、鋳片の表面温度が低い部位で、表面割れが発生するという現象で確認されている（低温部の割れ）。
なお、本発明では、上記した鋳片の幅方向両端部に発生する端部割れを防止することを課題としてはいない。これは、端部割れが、この部分に噴射されるスプレー水の水量を低減するなどの公知の方法により、防止することが可能であることによる。
バルジング抑制を目的として、スプレー水の水量を増加し過ぎると、鋳片の表面温度が極端に低下して鋳片の延性が低下する。このため、連鋳機において、鋳片に歪が生じる曲げ戻し部で、鋳片の幅方向両端部（幅方向両端からそれぞれ１００ｍｍ内側までの領域）を除く鋳片の幅方向中央部に、表面割れが生じる場合がある。
この状況は、鋳片の表面温度が低い部位で、表面割れが発生するという現象で確認されている（低温部の割れ）。
なお、本発明では、上記した鋳片の幅方向両端部に発生する端部割れを防止することを課題としてはいない。これは、端部割れが、この部分に噴射されるスプレー水の水量を低減するなどの公知の方法により、防止することが可能であることによる。
しかし、上記した内部割れ（バルジング起因）と表面割れ（過冷却起因）の防止を両立するには、以下の課題がある。
一般に、バルジング抑制を目的としたスプレー水の水量増加は、鋳片の幅方向の温度分布が不均一となる状態、即ち鋳片の幅方向に高温部と低温部が混在する状態を招く場合がある。このため、内部割れと表面割れの回避を両立するには、鋳片の幅方向の水量分布の調節等で、鋳片の表面温度（幅方向の温度偏差）を最適温度範囲内、即ち高温部の内部割れが発生しない温度域でかつ低温部の表面割れが発生しない温度域、に納める必要があった。
なお、鋳片の表面温度が脆化温度を下回る状態で、鋳片が曲げ戻し部を通過すると、鋳片に表面割れが生じる。
一般に、バルジング抑制を目的としたスプレー水の水量増加は、鋳片の幅方向の温度分布が不均一となる状態、即ち鋳片の幅方向に高温部と低温部が混在する状態を招く場合がある。このため、内部割れと表面割れの回避を両立するには、鋳片の幅方向の水量分布の調節等で、鋳片の表面温度（幅方向の温度偏差）を最適温度範囲内、即ち高温部の内部割れが発生しない温度域でかつ低温部の表面割れが発生しない温度域、に納める必要があった。
なお、鋳片の表面温度が脆化温度を下回る状態で、鋳片が曲げ戻し部を通過すると、鋳片に表面割れが生じる。
特に、Ｓｉ：１．０質量％以上（例えば、無方向性電磁鋼板等の電磁鋼）、Ｃｒ：１０質量％以上、又はＣ：０．５質量％以上を含む鋼種の鋳片は、割れ感受性が高く、内部割れと表面割れの一方又は双方が高い頻度で発生する。
本発明者らの調査によれば、曲げ戻し部での鋳片の表面割れと内部割れを回避するためには、曲げ戻し部を通過するときの鋳片の温度を、６００〜９００℃（鋳片の幅方向の温度偏差を３００℃以下）の狭い温度領域に納める必要がある。
この課題に対して、例えば、特許文献１には、鋳片の幅方向の特定部位に補助冷却ノズルを設置し、高温部を冷却させることで、温度偏差を小さくする冷却方法が提案されている。
本発明者らの調査によれば、曲げ戻し部での鋳片の表面割れと内部割れを回避するためには、曲げ戻し部を通過するときの鋳片の温度を、６００〜９００℃（鋳片の幅方向の温度偏差を３００℃以下）の狭い温度領域に納める必要がある。
この課題に対して、例えば、特許文献１には、鋳片の幅方向の特定部位に補助冷却ノズルを設置し、高温部を冷却させることで、温度偏差を小さくする冷却方法が提案されている。
しかしながら、特許文献１の方法は、一定の効果を奏するものの、鋳造鋼種や鋳造幅の変更の際に、高温部の位置が変動すると、設置した補助冷却ノズルが高温部位を冷却できなくなる懸念がある。また、補助冷却ノズルの稼動と停止を繰り返し行う必要があり、ノズル詰りを招き易いため、鋳片の安定な冷却に懸念がある。
本発明はかかる事情に鑑みてなされたもので、鋳片の幅方向の温度偏差と鋳片の表面の過冷却とを抑制して、鋳片の内部割れ防止と表面割れ防止の両立を図り、良質の鋳片を製造可能な鋼の連続鋳造方法を提供することを目的とする。
前記目的に沿う本発明に係る鋼の連続鋳造方法は、鋳型と、該鋳型の下流側に配置された二次冷却帯とを有する連続鋳造機を用い、前記鋳型から、Ｓｉを１．０質量％以上、又はＣｒを１０質量％以上、又はＣを０．５質量％以上含む鋳片を引き抜き、該鋳片を前記二次冷却帯に設けられた多数の冷却用ノズルで冷却する鋼の連続鋳造方法において、
前記二次冷却帯のうち、前記鋳型の直下から、鋳造方向に０．６ｍまでの冷却範囲Ｒ１と、前記鋳型の直下から鋳造方向に、０．６ｍから１．２ｍまでの冷却範囲Ｒ２とで、前記冷却用ノズルから前記鋳片にそれぞれ吹き付けられる冷却水の水量密度Ｐ１、Ｐ２が、以下の条件を満足する。
１５０リットル／ｍ２／分≦Ｐ１≦２８０リットル／ｍ２／分
３００リットル／ｍ２／分≦Ｐ２≦７００リットル／ｍ２／分
前記二次冷却帯のうち、前記鋳型の直下から、鋳造方向に０．６ｍまでの冷却範囲Ｒ１と、前記鋳型の直下から鋳造方向に、０．６ｍから１．２ｍまでの冷却範囲Ｒ２とで、前記冷却用ノズルから前記鋳片にそれぞれ吹き付けられる冷却水の水量密度Ｐ１、Ｐ２が、以下の条件を満足する。
１５０リットル／ｍ２／分≦Ｐ１≦２８０リットル／ｍ２／分
３００リットル／ｍ２／分≦Ｐ２≦７００リットル／ｍ２／分
本発明に係る鋼の連続鋳造方法において、少なくとも前記冷却範囲Ｒ２で冷却水を吹き付ける前記冷却用ノズルに、気水ノズルを用いることが好ましい。
本発明に係る鋼の連続鋳造方法において、前記二次冷却帯には、前記鋳型から引き抜かれた前記鋳片を、厚み方向から挟み込んで鋳造方向に搬送する多数のロールが配置され、該多数のロールの一部又は全部に、前記鋳片の幅方向両端部を除く位置で分割された分割ロールを用いることが好ましい。
本発明に係る鋼の連続鋳造方法において、前記二次冷却帯には、前記鋳型から引き抜かれた前記鋳片を、厚み方向から挟み込んで鋳造方向に搬送する多数のロールが配置され、該多数のロールの一部又は全部に、前記鋳片の幅方向両端部を除く位置で分割された分割ロールを用いることが好ましい。
本発明に係る鋼の連続鋳造方法において、前記鋳型の直下から前記連続鋳造機の曲げ戻し部までの距離をＤとして、前記鋳型の直下から０．４Ｄの位置から０．６５Ｄの位置までの範囲内に温度計を設置して前記鋳片の表面温度を測定し、前記鋳片の幅方向両端から中央部へ向けて１００ｍｍまでの範囲を除いた領域の前記鋳片の幅方向の表面温度差が３００℃を超えたことを条件として、前記冷却範囲Ｒ２より下流、かつ前記０．４Ｄの位置より上流の範囲の全部又は一部で前記冷却用ノズルから前記鋳片に吹き付けられる冷却水の水量密度を減少させるのがよい。
本発明に係る鋼の連続鋳造方法は、鋳型の直下から、鋳造方向に０．６ｍまでの冷却範囲Ｒ１において、冷却用ノズルから鋳片に吹き付けられる冷却水の水量密度Ｐ１を調整することで、鋳片へのパウダーの付着の有無による冷却能指数を小さくでき、パウダーの積極的な剥離を防止できる。更に、鋳型の直下から鋳造方向に、０．６ｍから１．２ｍまでの冷却範囲Ｒ２において、冷却用ノズルから鋳片に吹き付けられる冷却水の水量密度Ｐ２を、冷却範囲Ｒ１の水量密度Ｐ１よりも上昇させることで、鋳型の直下から鋳造方向に１．２ｍまでの冷却領域で、鋳片からのパウダーの剥離を完了できる。
従って、Ｓｉ：１．０質量％以上（例えば、無方向性電磁鋼板等の電磁鋼）、又はＣｒ：１０質量％以上、又はＣ：０．５質量％以上を含む鋼種である割れ感受性の高い鋳片を鋳造するに際し、パウダーの付着の有無による鋳片の幅方向の温度偏差と、鋳片の表面の過冷却とを抑制できるので、鋳片の内部割れ防止と表面割れ防止の両立が図れ、良質の鋳片を製造できる。
従って、Ｓｉ：１．０質量％以上（例えば、無方向性電磁鋼板等の電磁鋼）、又はＣｒ：１０質量％以上、又はＣ：０．５質量％以上を含む鋼種である割れ感受性の高い鋳片を鋳造するに際し、パウダーの付着の有無による鋳片の幅方向の温度偏差と、鋳片の表面の過冷却とを抑制できるので、鋳片の内部割れ防止と表面割れ防止の両立が図れ、良質の鋳片を製造できる。
また、冷却用ノズルに気水ノズルを用いる場合、冷却水の鋳造方向の広がりを広くできる。これにより、鋳片の表面に付着したパウダーの剥離可能な時間（冷却水による鋳片の冷却時間）を長く確保できると共に、冷却範囲Ｒ２における鋳片への冷却水の平均衝突エネルギーを大きくできるので、鋳片からのパウダーの剥離をより安定的に行うことができ、鋳片の割れ発生率を更に低減できる。
そして、二次冷却帯に配置されたロールに分割ロールを用いる場合、通常のロールに比べてロールの直径を小さくできるため、鋳造方向に隣り合うロールの設置間隔を狭くできる。これにより、鋳片のバルジング量を抑制できるので、冷却水の水量密度の制約を緩和でき、鋳片の幅方向の平均温度や温度偏差の調整を目的とした水量密度の調整が容易になる。
更に、鋳型の直下から０．４Ｄの位置から０．６５Ｄの位置までの範囲内に温度計を設置して鋳片の表面温度を測定し、鋳片の幅方向の表面温度差が３００℃を超えたことを条件として、冷却範囲Ｒ２より下流、かつ０．４Ｄの位置より上流の範囲で、冷却用ノズルから鋳片に吹き付けられる冷却水の水量密度を減少させる場合、鋳片の幅方向の温度偏差の低減に有効である。これは、水量密度を減少させることで、鋳片の表面温度を復熱により上昇させ、この復熱により、上記した３００℃超えした温度偏差を解消し、温度依存性が弱い温度域で、鋳片の冷却再開が可能になることによる。なお、復熱とは、冷却用ノズルから吹き付けられる冷却水の量の減少によって、鋳片表面の抜熱量が減少し、相対的に鋳片表面の加熱量が顕著になって、鋳片の表面温度が上昇することをいう。
続いて、添付した図面を参照しつつ、本発明を具体化した実施の形態につき説明し、本発明の理解に供する。
まず、本発明に想到した経緯について説明する。
連続鋳造機は、鋳型と、鋳型直下から鋳造方向に渡って配置された二次冷却帯とを有し、二次冷却帯には、鋳片を冷却するための複数の冷却用ノズルが配置されている。この各冷却用ノズルは、鋳造方向の各位置で鋳片の冷却速度をコントロールできるように、鋳造方向に渡って１〜４ｍの範囲ごとの冷却ゾーンで区切られ、この冷却ゾーンごとに、各冷却用ノズルから鋳片に吹き付けられる冷却水（スプレー水）の水量が調整されている。
また、鋳型湯面には、一般に、鋳型と鋳片の凝固シェルとの焼付き防止等を目的としたパウダーが投入される。このパウダーが、鋳片表面に付着した状態で二次冷却帯で冷却されると、鋳片の冷却能力が低下することが一般にいわれていた。これは、鋳片と比べて熱伝導が低いパウダーが熱抵抗になり、鋳片自体の抜熱を阻害することを根拠としている。
まず、本発明に想到した経緯について説明する。
連続鋳造機は、鋳型と、鋳型直下から鋳造方向に渡って配置された二次冷却帯とを有し、二次冷却帯には、鋳片を冷却するための複数の冷却用ノズルが配置されている。この各冷却用ノズルは、鋳造方向の各位置で鋳片の冷却速度をコントロールできるように、鋳造方向に渡って１〜４ｍの範囲ごとの冷却ゾーンで区切られ、この冷却ゾーンごとに、各冷却用ノズルから鋳片に吹き付けられる冷却水（スプレー水）の水量が調整されている。
また、鋳型湯面には、一般に、鋳型と鋳片の凝固シェルとの焼付き防止等を目的としたパウダーが投入される。このパウダーが、鋳片表面に付着した状態で二次冷却帯で冷却されると、鋳片の冷却能力が低下することが一般にいわれていた。これは、鋳片と比べて熱伝導が低いパウダーが熱抵抗になり、鋳片自体の抜熱を阻害することを根拠としている。
そこで、本発明者らは、ラボ試験により、パウダー付着の有無が鋳片の冷却能へ及ぼす影響を調査した。
まず、ラボ試験では、熱電対を埋め込んだ鋼材を１２００℃以上に加熱した後、これを冷却用ノズルで冷却し、パウダー付着の有無による鋼材の冷却速度の影響を調査した。続いて、このラボ試験の結果と伝熱解析モデルを用いて、パウダー付着の有無が鋳片の冷却能へ及ぼす影響を調査した。なお、本発明で使用した伝熱解析モデルは、例えば、鉄と鋼、第６０巻（１９７４年）、１０２３頁に示される一般的な手法を用いた。
まず、ラボ試験では、熱電対を埋め込んだ鋼材を１２００℃以上に加熱した後、これを冷却用ノズルで冷却し、パウダー付着の有無による鋼材の冷却速度の影響を調査した。続いて、このラボ試験の結果と伝熱解析モデルを用いて、パウダー付着の有無が鋳片の冷却能へ及ぼす影響を調査した。なお、本発明で使用した伝熱解析モデルは、例えば、鉄と鋼、第６０巻（１９７４年）、１０２３頁に示される一般的な手法を用いた。
ここで、解析を行った連続鋳造機の構成、鋳造条件、及び冷却条件を、以下に示す。
・連続鋳造機の鋳型直下から鋳造方向に１．２ｍまでのロールのピッチ：２００ｍｍ
・鋳型直下から曲げ戻し部までの距離：１６ｍ
・鋳造条件：鋳造速度１．３ｍ／分、鋳造幅（鋳片の幅）１３００ｍｍ、鋳造厚み（鋳片の厚み）２５０ｍｍ
・冷却条件（その１）：鋳型直下から、鋳造方向に２．０ｍまでの範囲で、冷却用ノズルから鋳片に吹き付けられる冷却水の水量密度を４５０リットル／ｍ２／分（以下、Ｌ／ｍ２／分ともいう）で一定とする。
・冷却条件（その２）：鋳型直下から、鋳造方向に０．６ｍまでの範囲で、冷却用ノズルから鋳片に吹き付けられる冷却水の水量密度を２８０リットル／ｍ２／分とし、鋳型直下から鋳造方向に、０．６ｍから２．０ｍまでの範囲で、冷却用ノズルから鋳片に吹き付けられる冷却水の水量密度を４５０リットル／ｍ２／分とした。
・連続鋳造機の鋳型直下から鋳造方向に１．２ｍまでのロールのピッチ：２００ｍｍ
・鋳型直下から曲げ戻し部までの距離：１６ｍ
・鋳造条件：鋳造速度１．３ｍ／分、鋳造幅（鋳片の幅）１３００ｍｍ、鋳造厚み（鋳片の厚み）２５０ｍｍ
・冷却条件（その１）：鋳型直下から、鋳造方向に２．０ｍまでの範囲で、冷却用ノズルから鋳片に吹き付けられる冷却水の水量密度を４５０リットル／ｍ２／分（以下、Ｌ／ｍ２／分ともいう）で一定とする。
・冷却条件（その２）：鋳型直下から、鋳造方向に０．６ｍまでの範囲で、冷却用ノズルから鋳片に吹き付けられる冷却水の水量密度を２８０リットル／ｍ２／分とし、鋳型直下から鋳造方向に、０．６ｍから２．０ｍまでの範囲で、冷却用ノズルから鋳片に吹き付けられる冷却水の水量密度を４５０リットル／ｍ２／分とした。
上記した冷却条件（その１）の解析結果を図１に、冷却条件（その２）の解析結果を図２に、それぞれ示す。
図１、図２の横軸は、鋳型直下から鋳造方向の距離（ｍ）を示している。なお、図１、図２においては、鋳型直下（横軸の値が０．０ｍ：鋳片の表面温度が６００℃付近）から、鋳造方向の距離が２．０ｍ（鋳片表面温度９００℃付近）までの範囲を図示している。
また、図１、図２の縦軸は、パウダーの付着ありを前提とした鋳片を冷却した際に、鋳造方向の距離が１．２ｍ相当位置の鋳片の熱伝達係数を１として、パウダーの付着なし（図１及び図２中の実線）と付着あり（図１及び図２中の点線）の場合の鋳片の各熱伝達係数を、それぞれ指数化（冷却能指数）した値を図示している。
図１、図２の横軸は、鋳型直下から鋳造方向の距離（ｍ）を示している。なお、図１、図２においては、鋳型直下（横軸の値が０．０ｍ：鋳片の表面温度が６００℃付近）から、鋳造方向の距離が２．０ｍ（鋳片表面温度９００℃付近）までの範囲を図示している。
また、図１、図２の縦軸は、パウダーの付着ありを前提とした鋳片を冷却した際に、鋳造方向の距離が１．２ｍ相当位置の鋳片の熱伝達係数を１として、パウダーの付着なし（図１及び図２中の実線）と付着あり（図１及び図２中の点線）の場合の鋳片の各熱伝達係数を、それぞれ指数化（冷却能指数）した値を図示している。
まず、図１から得られた知見を以下に示す。
・パウダー付着の有無によらず、鋳造の進行（横軸の増加）と共に、冷却能が低下した。
・パウダー付着の有無による冷却能の大小関係は存在するが、横軸の位置（鋳片の表面温度が異なる位置）によって、大小関係が異なる場合があった。
・鋳型直下付近（例えば、０．２ｍ位置）では、パウダー付着なしは、パウダー付着ありと比べて、冷却能指数が約３０％大きくなった。
・鋳型直下から鋳造方向に１．２ｍの位置を超える（例えば、１．４ｍ位置）と、パウダー付着なしは、パウダー付着ありと比べて、冷却能指数が２０％を超えて小さくなった。
・パウダー付着の有無によらず、鋳造の進行（横軸の増加）と共に、冷却能が低下した。
・パウダー付着の有無による冷却能の大小関係は存在するが、横軸の位置（鋳片の表面温度が異なる位置）によって、大小関係が異なる場合があった。
・鋳型直下付近（例えば、０．２ｍ位置）では、パウダー付着なしは、パウダー付着ありと比べて、冷却能指数が約３０％大きくなった。
・鋳型直下から鋳造方向に１．２ｍの位置を超える（例えば、１．４ｍ位置）と、パウダー付着なしは、パウダー付着ありと比べて、冷却能指数が２０％を超えて小さくなった。
・鋳型直下から鋳造方向に、０．６〜１．２ｍの範囲（即ち、図１の交点Ａ付近）では、パウダー付着の有無にかかわらず、パウダー付着ありに対するパウダー付着なしの冷却能指数が、２０％を超えない範囲で、大きく異ならない傾向を示した。
以上のことから、鋳片表面へのパウダー付着の有無が、鋳片の表面温度を局部的に変動させる原因となることが判った。
ここで、鋳片の表面からパウダーが剥離するに際しては、一挙に剥離することは考えにくく、徐々に剥離するものと考えられる。このため、上記した冷却能指数の違いが、鋳片の幅方向の温度偏差の大きな原因になると考えられる。
以上のことから、鋳片表面へのパウダー付着の有無が、鋳片の表面温度を局部的に変動させる原因となることが判った。
ここで、鋳片の表面からパウダーが剥離するに際しては、一挙に剥離することは考えにくく、徐々に剥離するものと考えられる。このため、上記した冷却能指数の違いが、鋳片の幅方向の温度偏差の大きな原因になると考えられる。
例えば、鋳型直下から、鋳造方向に１．２ｍを超える位置（例えば、１．５ｍ位置）でパウダーの剥離が開始すると、図１に示すように、パウダーの付着部分は、パウダーの付着がない部分よりも冷却能が高くなる。
このため、パウダーの付着部分の鋳片の表面温度が局部的に低下して、鋳片の幅方向の温度偏差の原因となることが判る。なお、本発明者らの検討では、連続鋳造機の曲げ戻し部で鋳片の温度偏差が３００℃超えとなる傾向が強いと考えられた。
このような温度偏差が発生することで、高温起因の内部割れや、鋳片の表面温度の低下起因による表面割れが発生すると推定される。
このため、パウダーの付着部分の鋳片の表面温度が局部的に低下して、鋳片の幅方向の温度偏差の原因となることが判る。なお、本発明者らの検討では、連続鋳造機の曲げ戻し部で鋳片の温度偏差が３００℃超えとなる傾向が強いと考えられた。
このような温度偏差が発生することで、高温起因の内部割れや、鋳片の表面温度の低下起因による表面割れが発生すると推定される。
更に、上記した温度偏差を解消するため、鋳型直下から、鋳造方向に０．２ｍまでの範囲でパウダーの剥離が完了する場合を考えると、冷却能が高いため、表面割れの原因である鋳片の過冷却を招き易いことが判る。
この場合、本発明者らの検討では、鋳片のバルジングを防止する目的で、最低限の水量で鋳片の冷却を行う前提でも、連続鋳造機の曲げ戻し部で鋳片の表面温度が６００℃を下回ってしまい、その結果、曲げ戻し部で鋳片の表面割れが発生すると考えられた。
この場合、本発明者らの検討では、鋳片のバルジングを防止する目的で、最低限の水量で鋳片の冷却を行う前提でも、連続鋳造機の曲げ戻し部で鋳片の表面温度が６００℃を下回ってしまい、その結果、曲げ戻し部で鋳片の表面割れが発生すると考えられた。
以上から、本発明者らは、鋳型直下から、鋳造方向に０．６ｍまでの冷却範囲Ｒ１において、パウダー付着の有無による冷却能指数差が小さく、しかもパウダーが積極的に剥離しない水量密度Ｐ１で冷却し、鋳型直下から鋳造方向に、０．６ｍから１．２ｍまでの冷却範囲Ｒ２において、水量密度Ｐ２を水量密度Ｐ１よりも上昇し、鋳型直下から鋳造方向に１．２ｍまでに、パウダーの剥離完了を実質的に実現することで、鋳片の幅方向の温度偏差を抑制した鋳片の二次冷却を実現できることに想到した。
なお、本発明者らの検討では、図１の交点Ａは、鋳造速度（例えば、０．６〜３．０ｍ／分程度）や連続鋳造機の機長（鋳型直下から機端までの距離）によって多少変化するが、大きく変化することはなく、本発明の鋼の連続鋳造方法に従えば、鋳片の割れ抑制の効果を享受できる。
なお、本発明者らの検討では、図１の交点Ａは、鋳造速度（例えば、０．６〜３．０ｍ／分程度）や連続鋳造機の機長（鋳型直下から機端までの距離）によって多少変化するが、大きく変化することはなく、本発明の鋼の連続鋳造方法に従えば、鋳片の割れ抑制の効果を享受できる。
続いて、図２から得られた知見を以下に示す。
・パウダー付着の有無によらず、鋳造の進行（横軸の増加）と共に、冷却能が低下した。
・パウダー付着の有無による冷却能の大小関係は存在するが、横軸の位置（鋳片の表面温度が異なる位置）によって、大小関係が異なる場合があった。
・鋳型直下付近（例えば、０．２ｍ位置）では、パウダー付着の有無にかかわらず、冷却能が大きく変わらない傾向を示した。なお、パウダー付着なしは、パウダー付着ありと比べて、冷却能指数が約１０％程度大きい。
この場合、図１と比較すると、鋳型直下付近でのパウダー付着の有無による冷却能指数差は、小さいことが判る。
・パウダー付着の有無によらず、鋳造の進行（横軸の増加）と共に、冷却能が低下した。
・パウダー付着の有無による冷却能の大小関係は存在するが、横軸の位置（鋳片の表面温度が異なる位置）によって、大小関係が異なる場合があった。
・鋳型直下付近（例えば、０．２ｍ位置）では、パウダー付着の有無にかかわらず、冷却能が大きく変わらない傾向を示した。なお、パウダー付着なしは、パウダー付着ありと比べて、冷却能指数が約１０％程度大きい。
この場合、図１と比較すると、鋳型直下付近でのパウダー付着の有無による冷却能指数差は、小さいことが判る。
・鋳型直下から鋳造方向に１．２ｍの位置を超える（例えば、１．４ｍ位置）と、パウダー付着なしは、パウダー付着ありと比べて、冷却能指数が２０％を超えて小さくなった。
・鋳型直下から鋳造方向に、０．６〜１．２ｍの範囲では、パウダー付着の有無にかかわらず、パウダー付着ありに対するパウダー付着なしの冷却能指数が、大きく異ならない傾向を示した。
以上のことから、鋳型直下から鋳造方向に０．６ｍ前後の位置で冷却条件を変更、即ち鋳型直下から、鋳造方向に０．６ｍまでは水量密度Ｐ１を低くし、パウダー付着の有無による冷却能指数差が小さくなるように冷却し、鋳型直下から鋳造方向に、０．６ｍから１．２ｍまでの範囲では、水量密度Ｐ２を上記した水量密度Ｐ１よりも上昇させる。これにより、鋳型直下から鋳造方向に１．２ｍまでに、パウダーの剥離完了を実質的に実現して、鋳片の幅方向の温度偏差を抑制し、鋳片の表面の過冷却を抑制して、鋳片の内部割れ防止と表面割れ防止の両立が図れることに想到した。
・鋳型直下から鋳造方向に、０．６〜１．２ｍの範囲では、パウダー付着の有無にかかわらず、パウダー付着ありに対するパウダー付着なしの冷却能指数が、大きく異ならない傾向を示した。
以上のことから、鋳型直下から鋳造方向に０．６ｍ前後の位置で冷却条件を変更、即ち鋳型直下から、鋳造方向に０．６ｍまでは水量密度Ｐ１を低くし、パウダー付着の有無による冷却能指数差が小さくなるように冷却し、鋳型直下から鋳造方向に、０．６ｍから１．２ｍまでの範囲では、水量密度Ｐ２を上記した水量密度Ｐ１よりも上昇させる。これにより、鋳型直下から鋳造方向に１．２ｍまでに、パウダーの剥離完了を実質的に実現して、鋳片の幅方向の温度偏差を抑制し、鋳片の表面の過冷却を抑制して、鋳片の内部割れ防止と表面割れ防止の両立が図れることに想到した。
以下、本発明の一実施の形態に係る鋼の連続鋳造方法について、図１〜図３を参照しながら説明する。
図３に示すように、連続鋳造を行うに際しては、鋳型１０と、この鋳型１０の下流側に配置された二次冷却帯１１とを有する連続鋳造機（以下、連鋳機ともいう）１２を用いる。
連続鋳造機の形式は、湾曲型連続鋳造機と垂直曲げ型連続鋳造機のいずれでもよいが、特に、本発明を垂直曲げ型連続鋳造機に適用すると、より大きな効果が期待できる。これは、湾曲型連鋳機が、連続鋳造機の曲げ戻し部でのみ鋳片表面割れが発生し易いのに対し、垂直曲げ型連鋳機が、連続鋳造機の曲げ部と曲げ戻し部の双方で鋳片の表面割れが発生し易いためであり、同じ冷却条件でも、垂直曲げ型連鋳機の方が鋳片の割れ発生率が高いことによる。
図３に示すように、連続鋳造を行うに際しては、鋳型１０と、この鋳型１０の下流側に配置された二次冷却帯１１とを有する連続鋳造機（以下、連鋳機ともいう）１２を用いる。
連続鋳造機の形式は、湾曲型連続鋳造機と垂直曲げ型連続鋳造機のいずれでもよいが、特に、本発明を垂直曲げ型連続鋳造機に適用すると、より大きな効果が期待できる。これは、湾曲型連鋳機が、連続鋳造機の曲げ戻し部でのみ鋳片表面割れが発生し易いのに対し、垂直曲げ型連鋳機が、連続鋳造機の曲げ部と曲げ戻し部の双方で鋳片の表面割れが発生し易いためであり、同じ冷却条件でも、垂直曲げ型連鋳機の方が鋳片の割れ発生率が高いことによる。
この鋳型１０内に溶鋼を供給し、鋳型下方から鋳片１３を引き抜き、この鋳片１３を二次冷却帯１１に設けられた多数の冷却用ノズル（図示しない）で冷却する。
この鋳片１３の鋼種は、割れ発生が顕著なものであり、Ｓｉを１．０質量％以上（上限は、例えば４質量％）、又はＣｒを１０質量％以上（上限は、例えば２０質量％）、又はＣを０．５質量％以上（上限は、例えば１．２質量％）含むものである。ここで、Ｓｉが１．０質量％以上の鋼種（例えば、無方向性電磁鋼板等の電磁鋼）は、内部割れや表面割れが顕著な鋼種であるが、Ｓｉが２．８質量％以上の電磁鋼となると割れ発生が更に顕著となり、３．５質量％以上の高級電磁鋼となると更に顕著に発生する。また、Ｃｒが１０質量％以上の鋼種においても、Ｃｒが１３質量％以上のステンレス鋼になると割れ発生が更に顕著となる。そして、Ｃが０．５質量％以上の鋼種においても、Ｃが０．８質量％以上となると割れ発生が更に顕著となる。
この鋳片１３の鋼種は、割れ発生が顕著なものであり、Ｓｉを１．０質量％以上（上限は、例えば４質量％）、又はＣｒを１０質量％以上（上限は、例えば２０質量％）、又はＣを０．５質量％以上（上限は、例えば１．２質量％）含むものである。ここで、Ｓｉが１．０質量％以上の鋼種（例えば、無方向性電磁鋼板等の電磁鋼）は、内部割れや表面割れが顕著な鋼種であるが、Ｓｉが２．８質量％以上の電磁鋼となると割れ発生が更に顕著となり、３．５質量％以上の高級電磁鋼となると更に顕著に発生する。また、Ｃｒが１０質量％以上の鋼種においても、Ｃｒが１３質量％以上のステンレス鋼になると割れ発生が更に顕著となる。そして、Ｃが０．５質量％以上の鋼種においても、Ｃが０．８質量％以上となると割れ発生が更に顕著となる。
また、鋼種以外にも、鋳造幅が広くなると割れ発生が顕著になる。
例えば、電磁鋼（Ｓｉが２．８質量％以上、更には３．５質量％以上）において、鋳造幅が１０００ｍｍのスラブと、１２００ｍｍのスラブの割れ発生率を比較すると、１２００ｍｍのスラブの方が、割れ発生率が高い。このため、鋳造幅を１０００ｍｍ以上、更には１２００ｍｍ以上にすることで、本発明の効果がより顕著になる。なお、鋳造幅の上限値は、一般的には２０００ｍｍ程度である。
以上のことから、本発明を、上記したような割れ発生率が高い鋼種やサイズに対して適用することで、顕著な効果を発揮できる。
例えば、電磁鋼（Ｓｉが２．８質量％以上、更には３．５質量％以上）において、鋳造幅が１０００ｍｍのスラブと、１２００ｍｍのスラブの割れ発生率を比較すると、１２００ｍｍのスラブの方が、割れ発生率が高い。このため、鋳造幅を１０００ｍｍ以上、更には１２００ｍｍ以上にすることで、本発明の効果がより顕著になる。なお、鋳造幅の上限値は、一般的には２０００ｍｍ程度である。
以上のことから、本発明を、上記したような割れ発生率が高い鋼種やサイズに対して適用することで、顕著な効果を発揮できる。
上記した鋼種の鋳片１３を製造するに際しては、前記したように、鋳型直下から鋳造方向に１．２ｍまでに、鋳片１３表面からのパウダーの剥離完了を実質的に実現する必要がある。
そこで、二次冷却帯１１のうち、鋳型１０の直下から、鋳造方向に０．６ｍまでの冷却範囲Ｒ１と、鋳型１０の直下から鋳造方向に、０．６ｍから１．２ｍまでの冷却範囲Ｒ２とで、冷却用ノズルから鋳片１３にそれぞれ吹き付けられる（鋳片１３に直接あたる）冷却水の水量密度（以下、スプレー水量密度ともいう）Ｐ１、Ｐ２を、以下の条件を満足するように調整する。
１５０Ｌ／ｍ２／分≦Ｐ１≦２８０Ｌ／ｍ２／分
３００Ｌ／ｍ２／分≦Ｐ２≦７００Ｌ／ｍ２／分
そこで、二次冷却帯１１のうち、鋳型１０の直下から、鋳造方向に０．６ｍまでの冷却範囲Ｒ１と、鋳型１０の直下から鋳造方向に、０．６ｍから１．２ｍまでの冷却範囲Ｒ２とで、冷却用ノズルから鋳片１３にそれぞれ吹き付けられる（鋳片１３に直接あたる）冷却水の水量密度（以下、スプレー水量密度ともいう）Ｐ１、Ｐ２を、以下の条件を満足するように調整する。
１５０Ｌ／ｍ２／分≦Ｐ１≦２８０Ｌ／ｍ２／分
３００Ｌ／ｍ２／分≦Ｐ２≦７００Ｌ／ｍ２／分
上記した冷却水の水量密度Ｐ１、Ｐ２（Ｌ／ｍ２／分）は、以下のように定義している。
｛冷却水の水量密度（Ｌ／ｍ２／分）｝＝｛Ｑ（Ｌ／分）｝／｛Ａ（ｍ２）｝
ここで、Ｑ（Ｌ／分）は、鋳型直下から、鋳造方向に０．６ｍまでの範囲、又は、鋳型直下から鋳造方向に、０．６ｍから１．２ｍまでの範囲で、鋳片の上面側又は下面側に吹き付けられる（直接あたる）単位時間（分）あたりの冷却水量である。
また、Ａ（ｍ２）は、鋳型直下から、鋳造方向に０．６ｍまでの範囲、又は鋳型直下から鋳造方向に、０．６ｍから１．２ｍまでの範囲で、実際に冷却水が吹き付けられる（直接あたる）鋳片の表面積、即ち、０．６ｍ×鋳造幅（ｍ）である。
｛冷却水の水量密度（Ｌ／ｍ２／分）｝＝｛Ｑ（Ｌ／分）｝／｛Ａ（ｍ２）｝
ここで、Ｑ（Ｌ／分）は、鋳型直下から、鋳造方向に０．６ｍまでの範囲、又は、鋳型直下から鋳造方向に、０．６ｍから１．２ｍまでの範囲で、鋳片の上面側又は下面側に吹き付けられる（直接あたる）単位時間（分）あたりの冷却水量である。
また、Ａ（ｍ２）は、鋳型直下から、鋳造方向に０．６ｍまでの範囲、又は鋳型直下から鋳造方向に、０．６ｍから１．２ｍまでの範囲で、実際に冷却水が吹き付けられる（直接あたる）鋳片の表面積、即ち、０．６ｍ×鋳造幅（ｍ）である。
上記した冷却範囲Ｒ１において、スプレー水量密度Ｐ１を３００Ｌ／ｍ２／分以上にして鋳片を冷却する場合、パウダー付着の有無による冷却能指数差が大きくなり、温度偏差の原因となる。従って、冷却範囲Ｒ１でのスプレー水量密度Ｐ１を少なく設定して、鋳型直下でのパウダー付着の有無による冷却能指数差を確実に小さくする必要があるため、スプレー水量密度Ｐ１の上限を、３００Ｌ／ｍ２／分より小さい２８０Ｌ／ｍ２／分とした。
一方、冷却範囲Ｒ１でのスプレー水量密度Ｐ１が１５０Ｌ／ｍ２／分未満の場合、スプレー自体の冷却能は小さく、高温起因のバルジングによる内部割れが発生すると予想されるため、スプレー水量密度Ｐ１の下限を１５０Ｌ／ｍ２／分とした。
以上のことから、冷却範囲Ｒ１でのスプレー水量密度Ｐ１を１５０Ｌ／ｍ２／分以上（好ましくは、１８０Ｌ／ｍ２／分以上、更には２１０Ｌ／ｍ２／分以上）、２８０Ｌ／ｍ２／分以下にした。
一方、冷却範囲Ｒ１でのスプレー水量密度Ｐ１が１５０Ｌ／ｍ２／分未満の場合、スプレー自体の冷却能は小さく、高温起因のバルジングによる内部割れが発生すると予想されるため、スプレー水量密度Ｐ１の下限を１５０Ｌ／ｍ２／分とした。
以上のことから、冷却範囲Ｒ１でのスプレー水量密度Ｐ１を１５０Ｌ／ｍ２／分以上（好ましくは、１８０Ｌ／ｍ２／分以上、更には２１０Ｌ／ｍ２／分以上）、２８０Ｌ／ｍ２／分以下にした。
また、冷却範囲Ｒ２において、スプレー水量密度Ｐ２を７００Ｌ／ｍ２／分超えにして鋳片を冷却する場合、スプレー冷却能自体が大きくなり、過冷却起因の割れが生じると予想される。
一方、冷却範囲Ｒ２でのスプレー水量密度Ｐ２が３００Ｌ／ｍ２／分未満の場合、鋳型直下から鋳造方向に１．２ｍより下流側位置でも、鋳片にパウダーが付着していることが予想され、パウダー起因の温度偏差が生じることが予想される。
以上のことから、冷却範囲Ｒ２でのスプレー水量密度Ｐ２を３００Ｌ／ｍ２／分以上（好ましくは、４００Ｌ／ｍ２／分以上、更には４５０Ｌ／ｍ２／分以上）、７００Ｌ／ｍ２／分以下（好ましくは、６５０Ｌ／ｍ２／分以下、更には６００Ｌ／ｍ２／分以下）にした。なお、この水量密度Ｐ２は、従来の水量密度よりも多め（約２倍程度）である。
一方、冷却範囲Ｒ２でのスプレー水量密度Ｐ２が３００Ｌ／ｍ２／分未満の場合、鋳型直下から鋳造方向に１．２ｍより下流側位置でも、鋳片にパウダーが付着していることが予想され、パウダー起因の温度偏差が生じることが予想される。
以上のことから、冷却範囲Ｒ２でのスプレー水量密度Ｐ２を３００Ｌ／ｍ２／分以上（好ましくは、４００Ｌ／ｍ２／分以上、更には４５０Ｌ／ｍ２／分以上）、７００Ｌ／ｍ２／分以下（好ましくは、６５０Ｌ／ｍ２／分以下、更には６００Ｌ／ｍ２／分以下）にした。なお、この水量密度Ｐ２は、従来の水量密度よりも多め（約２倍程度）である。
上記した水量密度Ｐ１と水量密度Ｐ２の切り替えは、鋳型直下から鋳造方向に０．６ｍ前後の位置で行うことができる。
ここで、水量密度の切り替えを、鋳型直下から鋳造方向に０．４ｍより上流側の位置で行い、スプレー水量密度を上昇させた場合は、パウダー付着の有無による冷却能指数差が大きいため、温度偏差が生じることが予想される。
一方、水量密度の切り替えを、鋳型直下から鋳造方向に０．８ｍより下流側の位置にした場合は、パウダー付着なしと付着ありの冷却能指数の差が小さくなる。しかし、水量密度を上昇させてパウダーを剥離するための時間が短くなるため、鋳型直下から鋳造方向に１．２ｍまでにパウダーを剥離させることが難しくなり、パウダー起因の温度偏差が生じる可能性がある。
従って、水量密度Ｐ１と水量密度Ｐ２の切替位置は、鋳型直下から鋳造方向に、０．４ｍから０．８ｍまでの範囲内に設定することが好ましい。
ここで、水量密度の切り替えを、鋳型直下から鋳造方向に０．４ｍより上流側の位置で行い、スプレー水量密度を上昇させた場合は、パウダー付着の有無による冷却能指数差が大きいため、温度偏差が生じることが予想される。
一方、水量密度の切り替えを、鋳型直下から鋳造方向に０．８ｍより下流側の位置にした場合は、パウダー付着なしと付着ありの冷却能指数の差が小さくなる。しかし、水量密度を上昇させてパウダーを剥離するための時間が短くなるため、鋳型直下から鋳造方向に１．２ｍまでにパウダーを剥離させることが難しくなり、パウダー起因の温度偏差が生じる可能性がある。
従って、水量密度Ｐ１と水量密度Ｐ２の切替位置は、鋳型直下から鋳造方向に、０．４ｍから０．８ｍまでの範囲内に設定することが好ましい。
冷却用ノズルには、冷却水のみを鋳片の表面に吹き付ける水ノズルを使用しているが、空気と冷却水が混合されて吹き付けられる気水ノズルを使用することが好ましい。なお、気水ノズルは、二次冷却帯１１の全てに取り付けて使用できるが、冷却範囲Ｒ２で冷却水を吹き付ける部分のみに取り付けて使用してもよい。
ここで、気水ノズルの特徴について、図４を参照しながら説明する。なお、図４の横軸はスプレー水の幅方向（鋳造方向）の圧力測定位置（気水ノズルを使用した場合と水ノズルを使用した場合との相対位置）であり、縦軸は冷却水の衝突圧力であって、気水ノズルでの最大圧力を１として指数化したものである。
ここで、気水ノズルの特徴について、図４を参照しながら説明する。なお、図４の横軸はスプレー水の幅方向（鋳造方向）の圧力測定位置（気水ノズルを使用した場合と水ノズルを使用した場合との相対位置）であり、縦軸は冷却水の衝突圧力であって、気水ノズルでの最大圧力を１として指数化したものである。
図４から明らかなように、気水ノズル（図４中の実線）は水ノズル（図４中の点線）に比べて、スプレー水の広がる範囲が広く、広範囲での冷却が可能になる。このため、気水ノズルでは、パウダーの剥離時間（スプレー水による冷却時間）を長く確保でき、冷却範囲Ｒ２における平均衝突エネルギーを大きくできる。
なお、このパウダーの剥離時間の確保と平均衝突エネルギーの増大は、いずれも安定的なパウダーの剥離に寄与するため、鋳片の割れ発生率を減少できる。
なお、このパウダーの剥離時間の確保と平均衝突エネルギーの増大は、いずれも安定的なパウダーの剥離に寄与するため、鋳片の割れ発生率を減少できる。
この気水ノズルの気水比は、容積（Ｎｍ３：ノルマル立方メートル）単位で、「（気水比）＝（空気容積）÷（水容積）」とした。
ここで、気水比が低過ぎると、パウダーの剥離に要する時間を長く確保できなくなるため、４．４以上（１０以上でもよい）がよい。
一方、気水比が高過ぎると、スプレー水の衝突圧力が低くなり過ぎて、パウダーの剥離に必要な衝突圧力が得にくくなる。このため、２０．５以下がよく、安定した剥離を確実に行うには、１８．５以下が更によい。
ここで、気水比が低過ぎると、パウダーの剥離に要する時間を長く確保できなくなるため、４．４以上（１０以上でもよい）がよい。
一方、気水比が高過ぎると、スプレー水の衝突圧力が低くなり過ぎて、パウダーの剥離に必要な衝突圧力が得にくくなる。このため、２０．５以下がよく、安定した剥離を確実に行うには、１８．５以下が更によい。
また、二次冷却帯１１には、鋳型１０から引き抜かれた鋳片１３を、厚み方向から挟み込んで鋳造方向に搬送する多数のサポートロールが配置されているが、このサポートロールの一部又は全部に、分割ロールを用いることが好ましい。
分割ロールとは、鋳片の幅方向両端部を除く位置で分割されたロールであり、スプレー水を用いることなくバルジングを抑制できるものである。具体的には、直径が２５０〜４００ｍｍの複数のロール（例えば２本）を、軸受け部（ロールの直径より小さな直径部分）により隙間を設けて直列につないだロールである。
分割ロールとは、鋳片の幅方向両端部を除く位置で分割されたロールであり、スプレー水を用いることなくバルジングを抑制できるものである。具体的には、直径が２５０〜４００ｍｍの複数のロール（例えば２本）を、軸受け部（ロールの直径より小さな直径部分）により隙間を設けて直列につないだロールである。
このように、軸受け部によって隙間を設けているため、鋳片の熱影響によるロール変形を抑制できる。これにより、従来の連続鋳造機のサポートロール（軸受け部のない一本ロール）に比べてロール直径を小さくできるので、従来のサポートロールに比べて鋳造方向に隣り合うロールの設置間隔を狭くすることができる。
従って、鋳片のバルジング量を抑制することが可能となり、バルジング抑制を目的としたスプレー水による水量密度の制約（下限値設定）を緩和できるため、鋳片の幅方向の平均温度や温度偏差の調整を目的とした水量密度の調整が容易となる。つまり、鋳片の復熱の活用の自由度を向上させ、大幅な冷却水量の減少が可能となる。
従って、鋳片のバルジング量を抑制することが可能となり、バルジング抑制を目的としたスプレー水による水量密度の制約（下限値設定）を緩和できるため、鋳片の幅方向の平均温度や温度偏差の調整を目的とした水量密度の調整が容易となる。つまり、鋳片の復熱の活用の自由度を向上させ、大幅な冷却水量の減少が可能となる。
また、鋳片の幅方向の温度偏差を抑制する方法としては、鋳片表面の復熱現象を用いることもできる。以下、復熱現象について説明する。
鋳片の表面温度は、表面側の凝固シェル（低温）と内部の溶鋼（高温）とが存在する鋳片において、スプレー水による鋳片表面の抜熱と内部の溶鋼による鋳片表面の加熱により決定される。ここで、スプレー水の量の減少等によって鋳片表面の抜熱量が減少し、相対的に鋳片表面の加熱量が顕著になると、鋳片の表面温度が上昇する。これを復熱という。
鋳片の表面温度は、表面側の凝固シェル（低温）と内部の溶鋼（高温）とが存在する鋳片において、スプレー水による鋳片表面の抜熱と内部の溶鋼による鋳片表面の加熱により決定される。ここで、スプレー水の量の減少等によって鋳片表面の抜熱量が減少し、相対的に鋳片表面の加熱量が顕著になると、鋳片の表面温度が上昇する。これを復熱という。
一般に、表面温度が５００〜９００℃の鋳片をスプレー水により冷却した場合、図５に示すように、鋳片の温度が低下すると共に、その冷却能（熱伝達係数）が向上する（水蒸気膜の有無にかかわる）。なお、鋳片の表面温度が８００℃以上になると、鋳片表面の冷却能の温度依存性が弱まり、冷却能は概ね一定となる。
つまり、鋳片の温度偏差を低減したい場合には、スプレー水量密度を減少させ、鋳片の表面温度を復熱により上昇させて、鋳片の温度偏差を解消した上で、温度依存性の弱い温度域で鋳片の冷却再開を行うのがよい。
このように、復熱現象は、鋳片の温度偏差の低減に有効であるため、以下のように構成するのがよい。
つまり、鋳片の温度偏差を低減したい場合には、スプレー水量密度を減少させ、鋳片の表面温度を復熱により上昇させて、鋳片の温度偏差を解消した上で、温度依存性の弱い温度域で鋳片の冷却再開を行うのがよい。
このように、復熱現象は、鋳片の温度偏差の低減に有効であるため、以下のように構成するのがよい。
まず、鋳型１０の直下から連続鋳造機１２の曲げ戻し部１４までの距離をＤとして、鋳型１０の直下から０．４Ｄの位置から０．６５Ｄの位置までの範囲内に、温度計を１つ（２以上の複数でもよい）設置する。
鋳片１３の割れ回避の条件、即ち、鋳片の幅方向両端から中央部へ向けて１００ｍｍまでの範囲を除いた領域の鋳片の幅方向の表面温度差（＝最大温度−最小温度）３００℃以内を確保するため、曲げ戻し部１４付近で温度偏差（表面温度分布）を測定し、曲げ戻し部１４の温度偏差が目標値（３００℃）を上回ることが予兆される場合に、冷却条件を変更すると良い。
ここで、鋳片表面が復熱するための時間を確保する必要があるため、曲げ戻し部１４より上流側、即ち０．６５Ｄ以下となる位置に温度計を設置する。
鋳片１３の割れ回避の条件、即ち、鋳片の幅方向両端から中央部へ向けて１００ｍｍまでの範囲を除いた領域の鋳片の幅方向の表面温度差（＝最大温度−最小温度）３００℃以内を確保するため、曲げ戻し部１４付近で温度偏差（表面温度分布）を測定し、曲げ戻し部１４の温度偏差が目標値（３００℃）を上回ることが予兆される場合に、冷却条件を変更すると良い。
ここで、鋳片表面が復熱するための時間を確保する必要があるため、曲げ戻し部１４より上流側、即ち０．６５Ｄ以下となる位置に温度計を設置する。
また、前記した鋼種、即ちＳｉ：１．０質量％以上、又はＣｒ：１０質量％以上、又はＣ：０．５質量％以上を含有する鋼種は、割れ感受性が高く、バルジング起因の内部割れが発生し易い。
これら鋼種は、バルジング発生が顕著になり易い湾曲部（特に、鋳型直下から概ね０．４Ｄの位置にある湾曲部の前半、即ち溶鋼静圧が大きく凝固シェルが比較的薄い領域）で、鋳片の幅方向に温度偏差が発生する傾向にある。このため、温度偏差の発生場所以降、即ち０．４Ｄ以上となる位置に温度計を設置する。
以上から、温度計設置の位置を、０．４Ｄ以上０．６５Ｄ以下（好ましくは、下限を０．４５Ｄ、上限を０．６Ｄ）の範囲内にする。
これら鋼種は、バルジング発生が顕著になり易い湾曲部（特に、鋳型直下から概ね０．４Ｄの位置にある湾曲部の前半、即ち溶鋼静圧が大きく凝固シェルが比較的薄い領域）で、鋳片の幅方向に温度偏差が発生する傾向にある。このため、温度偏差の発生場所以降、即ち０．４Ｄ以上となる位置に温度計を設置する。
以上から、温度計設置の位置を、０．４Ｄ以上０．６５Ｄ以下（好ましくは、下限を０．４５Ｄ、上限を０．６Ｄ）の範囲内にする。
そして、上記した温度計で鋳片１３の表面温度を測定し、この鋳片１３の幅方向両端部を除く幅方向の表面温度差が３００℃を超えたことを条件として、冷却範囲Ｒ２より下流、かつ０．４Ｄの位置より上流の範囲の全部又は一部で冷却用ノズルから鋳片１３に吹き付けられる冷却水の水量密度を、現状の（現在吹き付けられている）水量密度よりも減少（例えば、現状の水量密度の０を超え２０％以下程度減少）させる。なお、水量密度の調整は、上記した範囲に配置された全部もしくは一部の冷却用ノズルで行う。
前記したように、鋳型直下から鋳造方向に１．２ｍまでの範囲（冷却範囲Ｒ１と冷却範囲Ｒ２）では、パウダーの剥離除去を目的として、スプレー水の水量密度を決定した。従って、上記した温度計により修正すべき温度偏差が検知された場合には、冷却範囲Ｒ２よりも下流側のスプレー水による冷却を調整する必要がある。
このため、鋳型直下から鋳造方向に１．２ｍより下流、かつ０．４Ｄの位置より上流の範囲の全部もしくは一部のスプレー水量密度を減少させると良い。
前記したように、鋳型直下から鋳造方向に１．２ｍまでの範囲（冷却範囲Ｒ１と冷却範囲Ｒ２）では、パウダーの剥離除去を目的として、スプレー水の水量密度を決定した。従って、上記した温度計により修正すべき温度偏差が検知された場合には、冷却範囲Ｒ２よりも下流側のスプレー水による冷却を調整する必要がある。
このため、鋳型直下から鋳造方向に１．２ｍより下流、かつ０．４Ｄの位置より上流の範囲の全部もしくは一部のスプレー水量密度を減少させると良い。
なお、一般の連続鋳造機（湾曲型連続鋳造機や垂直曲げ型連続鋳造機）は、距離Ｄが１０〜２０ｍ程度であるため、０．４Ｄとなる位置は、鋳型直下から４〜８ｍ程度である。このため、温度計は、鋳型直下から鋳造方向に、１．２ｍの位置から起算して２．８ｍ以上、下流側に設置されることになる。従って、スプレー水量密度の減少対象位置は、鋳型直下から、鋳造方向に１．２ｍまでの冷却範囲Ｒ１、Ｒ２とは重ならない。
ここでは、水量密度の減少によって鋳片の表面温度を復熱させ、鋳片の幅方向の温度偏差を抑制しているが、水量密度の減少によるバルジング発生を考慮する必要がある。
しかし、本発明者らの知見では、温度計の設置位置での温度偏差が顕著（３００℃超え）となるように冷却された場合、鋳片の幅方向の少なくとも一部は、凝固シェル厚さが厚くなるためバルジングは発生しにくく、水量密度の減少代の調整で、バルジング発生の顕著な発生を抑制して、復熱（水量密度の減少）させることが可能である。
ここでは、水量密度の減少によって鋳片の表面温度を復熱させ、鋳片の幅方向の温度偏差を抑制しているが、水量密度の減少によるバルジング発生を考慮する必要がある。
しかし、本発明者らの知見では、温度計の設置位置での温度偏差が顕著（３００℃超え）となるように冷却された場合、鋳片の幅方向の少なくとも一部は、凝固シェル厚さが厚くなるためバルジングは発生しにくく、水量密度の減少代の調整で、バルジング発生の顕著な発生を抑制して、復熱（水量密度の減少）させることが可能である。
以上に示したように、鋳型直下から、鋳造方向に０．６ｍまでの冷却範囲Ｒ１においては、パウダー付着の有無による冷却能指数差が小さく、しかもパウダーが積極的に剥離しない水量密度Ｐ１で冷却し、鋳型直下から鋳造方向に、０．６ｍから１．２ｍまでの冷却範囲Ｒ２においては、水量密度Ｐ２を水量密度Ｐ１よりも上昇させて、鋳型直下から鋳造方向に１．２ｍまでに、パウダーの剥離完了を実質的に実現する。
これにより、鋳片１３の幅方向の温度偏差と表面の過冷却とを抑制して、鋳片の内部割れ防止と表面割れ防止の両立を図り、良質の鋳片を製造できる。
これにより、鋳片１３の幅方向の温度偏差と表面の過冷却とを抑制して、鋳片の内部割れ防止と表面割れ防止の両立を図り、良質の鋳片を製造できる。
次に、本発明の作用効果を確認するために行った実施例について説明する。
ここでは、図３に示す連続鋳造機を使用し、鋳型の直下から、鋳造方向に０．６ｍまでの冷却範囲Ｒ１と、鋳型の直下から鋳造方向に、０．６ｍから１．２ｍまでの冷却範囲Ｒ２におけるスプレー水量密度Ｐ１、Ｐ２をそれぞれ変更させた場合について、鋳片の表面温度偏差と鋳片の割れ発生率への影響を調査した。
また、鋳片の表面を観察可能なカメラを、鋳型直下から鋳造方向に１．２ｍ位置に設置し、スプレー水量密度Ｐ１、Ｐ２を変更した場合のパウダーの付着状態（目視観察）と鋳片の温度偏差の関係についても調査した。なお、連続鋳造機には、温度計を、鋳型直下から鋳造方向に８ｍ（０．５Ｄ）位置に設置して、鋳片の表面温度を測定した。
ここでは、図３に示す連続鋳造機を使用し、鋳型の直下から、鋳造方向に０．６ｍまでの冷却範囲Ｒ１と、鋳型の直下から鋳造方向に、０．６ｍから１．２ｍまでの冷却範囲Ｒ２におけるスプレー水量密度Ｐ１、Ｐ２をそれぞれ変更させた場合について、鋳片の表面温度偏差と鋳片の割れ発生率への影響を調査した。
また、鋳片の表面を観察可能なカメラを、鋳型直下から鋳造方向に１．２ｍ位置に設置し、スプレー水量密度Ｐ１、Ｐ２を変更した場合のパウダーの付着状態（目視観察）と鋳片の温度偏差の関係についても調査した。なお、連続鋳造機には、温度計を、鋳型直下から鋳造方向に８ｍ（０．５Ｄ）位置に設置して、鋳片の表面温度を測定した。
ここで、実験条件を以下に示す。
＜連続鋳造機＞
ロールのタイプ：全てのロールを１本のサポートロール（分割ロールなし）で構成
ロールのピッチ：鋳型直下から、鋳造方向に１．２ｍまでは、２００ｍｍ
冷却用ノズルのタイプ：鋳型直下から、鋳造方向に１．２ｍまでは、気水ノズル
鋳型直下から曲げ戻し部までの距離Ｄ：１６ｍ
＜連続鋳造機＞
ロールのタイプ：全てのロールを１本のサポートロール（分割ロールなし）で構成
ロールのピッチ：鋳型直下から、鋳造方向に１．２ｍまでは、２００ｍｍ
冷却用ノズルのタイプ：鋳型直下から、鋳造方向に１．２ｍまでは、気水ノズル
鋳型直下から曲げ戻し部までの距離Ｄ：１６ｍ
＜鋳造条件＞
鋳造速度：１．３ｍ／分、鋳造幅：１０００〜１３００ｍｍ、鋳造厚み：２５０ｍｍ、鋼種：１．０〜３．５質量％Ｓｉ含有鋼
＜冷却条件＞
冷却範囲Ｒ１でのスプレー水量密度Ｐ１：１００Ｌ／ｍ２／分、１５０Ｌ／ｍ２／分、２８０Ｌ／ｍ２／分、３００Ｌ／ｍ２／分
冷却範囲Ｒ２でのスプレー水量密度Ｐ２：２５０Ｌ／ｍ２／分、３００Ｌ／ｍ２／分、７００Ｌ／ｍ２／分、７５０Ｌ／ｍ２／分
鋳造速度：１．３ｍ／分、鋳造幅：１０００〜１３００ｍｍ、鋳造厚み：２５０ｍｍ、鋼種：１．０〜３．５質量％Ｓｉ含有鋼
＜冷却条件＞
冷却範囲Ｒ１でのスプレー水量密度Ｐ１：１００Ｌ／ｍ２／分、１５０Ｌ／ｍ２／分、２８０Ｌ／ｍ２／分、３００Ｌ／ｍ２／分
冷却範囲Ｒ２でのスプレー水量密度Ｐ２：２５０Ｌ／ｍ２／分、３００Ｌ／ｍ２／分、７００Ｌ／ｍ２／分、７５０Ｌ／ｍ２／分
そして、鋳型内に供給するパウダーの消費量（供給量）は、０．１ｋｇ／ｍ２以上０．７ｋｇ／ｍ２以下とした。なお、パウダーには、例えば、１３５０℃で０．６〜１．０ｐｏｉｓｅ（ポアズ）のものを使用した。
このパウダーの消費量Ｐｗ（ｋｇ／ｍ２）は、以下のように定義している。
｛パウダーの消費量Ｐｗ（ｋｇ／ｍ２）｝
＝｛鋳造時間中にメニスカスへ投入したパウダーの量（ｋｇ）｝
／｛鋳造速度（ｍ／分）×｛鋳片の幅（ｍ）＋鋳片の厚み（ｍ）｝×２×鋳造時間（分）｝
ここで、鋳造時間とは、例えば、１５０〜３５０トン程度の１チャージの溶鋼を鋳造する時間や、複数チャージの溶鋼を鋳造する時間を意味する。
このパウダーの消費量Ｐｗ（ｋｇ／ｍ２）は、以下のように定義している。
｛パウダーの消費量Ｐｗ（ｋｇ／ｍ２）｝
＝｛鋳造時間中にメニスカスへ投入したパウダーの量（ｋｇ）｝
／｛鋳造速度（ｍ／分）×｛鋳片の幅（ｍ）＋鋳片の厚み（ｍ）｝×２×鋳造時間（分）｝
ここで、鋳造時間とは、例えば、１５０〜３５０トン程度の１チャージの溶鋼を鋳造する時間や、複数チャージの溶鋼を鋳造する時間を意味する。
また、鋳片の割れ発生率は、以下のように定義した。
（鋳片の割れ発生率）＝（割れが発生した鋳片の本数）／（鋳片の全本数）×１００（％）
（鋳片の全本数）＝｛鋳造全長（ｍ）｝／｛１０（ｍ／本）｝
鋳片の全本数は、鋳造後に１０ｍ間隔で切断した鋳片単位で、本数をカウントしているため、上記した式で表している。
割れが発生した鋳片の本数は、表面割れと内部割れの一方又は双方が１箇所でも発生した場合を、割れが発生した鋳片としてカウントした。
（鋳片の割れ発生率）＝（割れが発生した鋳片の本数）／（鋳片の全本数）×１００（％）
（鋳片の全本数）＝｛鋳造全長（ｍ）｝／｛１０（ｍ／本）｝
鋳片の全本数は、鋳造後に１０ｍ間隔で切断した鋳片単位で、本数をカウントしているため、上記した式で表している。
割れが発生した鋳片の本数は、表面割れと内部割れの一方又は双方が１箇所でも発生した場合を、割れが発生した鋳片としてカウントした。
この結果を表１に示す。なお、表１では、上段に鋳片の温度偏差を、下段に鋳片の割れ発生率を、それぞれ示している。
この温度偏差は、鋳片の幅方向両端部（鋳片の幅方向両端から中央部へ１００ｍｍの領域）を除く鋳片の幅方向の「最大温度（℃）」−「最小温度（℃）」で定義した。
また、鋳片の割れ発生率は、２％未満を最も良好（◎）、２％以上５％未満を良好（○）、５％以上２０％未満をやや不良品（△）、２０％以上を不良品（×）とした（以下に示す表２も同様）。
この温度偏差は、鋳片の幅方向両端部（鋳片の幅方向両端から中央部へ１００ｍｍの領域）を除く鋳片の幅方向の「最大温度（℃）」−「最小温度（℃）」で定義した。
また、鋳片の割れ発生率は、２％未満を最も良好（◎）、２％以上５％未満を良好（○）、５％以上２０％未満をやや不良品（△）、２０％以上を不良品（×）とした（以下に示す表２も同様）。
まず、スプレー水量密度Ｐ１を１００Ｌ／ｍ２／分に設定した結果について説明する。
スプレー水量密度Ｐ２が２５０Ｌ／ｍ２／分の場合、カメラによる観察では、鋳片の表面にパウダーが付着しており、３００℃を超える温度偏差が発生した（割れ発生率：２０％以上）。
スプレー水量密度Ｐ２が３００Ｌ／ｍ２／分、７００Ｌ／ｍ２／分の場合、平均的には、温度偏差が２００℃以下になるが、高温起因の内部割れが生じた（割れ発生率：２０％以上）。
スプレー水量密度Ｐ２が７５０Ｌ／ｍ２／分の場合、過冷却起因の割れや、高温起因の内部割れが生じた（割れ発生率：２０％以上）。
スプレー水量密度Ｐ２が２５０Ｌ／ｍ２／分の場合、カメラによる観察では、鋳片の表面にパウダーが付着しており、３００℃を超える温度偏差が発生した（割れ発生率：２０％以上）。
スプレー水量密度Ｐ２が３００Ｌ／ｍ２／分、７００Ｌ／ｍ２／分の場合、平均的には、温度偏差が２００℃以下になるが、高温起因の内部割れが生じた（割れ発生率：２０％以上）。
スプレー水量密度Ｐ２が７５０Ｌ／ｍ２／分の場合、過冷却起因の割れや、高温起因の内部割れが生じた（割れ発生率：２０％以上）。
次に、スプレー水量密度Ｐ１を１５０Ｌ／ｍ２／分に設定した結果について説明する。
スプレー水量密度Ｐ２が２５０Ｌ／ｍ２／分の場合、カメラによる観察では、鋳片の表面にパウダーが付着しており、３００℃を超える温度偏差が発生した（割れ発生率：２０％以上）。
スプレー水量密度Ｐ２が３００Ｌ／ｍ２／分、７００Ｌ／ｍ２／分の場合、良好なパウダーの剥離状況がカメラにより観察され、温度偏差も小さく、過冷却起因の割れや高温起因の割れの発生もなく、割れ発生率の低減が可能であった（割れ発生率：２％以上５％未満）。
スプレー水量密度Ｐ２が７５０Ｌ／ｍ２／分の場合、過冷却起因の割れが生じた（割れ発生率：２０％以上）。
スプレー水量密度Ｐ２が２５０Ｌ／ｍ２／分の場合、カメラによる観察では、鋳片の表面にパウダーが付着しており、３００℃を超える温度偏差が発生した（割れ発生率：２０％以上）。
スプレー水量密度Ｐ２が３００Ｌ／ｍ２／分、７００Ｌ／ｍ２／分の場合、良好なパウダーの剥離状況がカメラにより観察され、温度偏差も小さく、過冷却起因の割れや高温起因の割れの発生もなく、割れ発生率の低減が可能であった（割れ発生率：２％以上５％未満）。
スプレー水量密度Ｐ２が７５０Ｌ／ｍ２／分の場合、過冷却起因の割れが生じた（割れ発生率：２０％以上）。
そして、スプレー水量密度Ｐ１を２８０Ｌ／ｍ２／分に設定した結果について説明する。
スプレー水量密度Ｐ２が２５０Ｌ／ｍ２／分の場合、カメラによる観察では、鋳片の表面にパウダーが付着しており、３００℃を超える温度偏差が発生した（割れ発生率：２０％以上）。
スプレー水量密度Ｐ２が３００Ｌ／ｍ２／分、７００Ｌ／ｍ２／分の場合、良好なパウダーの剥離状況がカメラにより観察され、温度偏差も小さく、過冷却起因の割れや高温起因の割れの発生もなく、割れ発生率の低減が可能であった（割れ発生率：２％以上５％未満）。
スプレー水量密度Ｐ２が７５０Ｌ／ｍ２／分の場合、過冷却起因の割れが生じた（割れ発生率：２０％以上）。
スプレー水量密度Ｐ２が２５０Ｌ／ｍ２／分の場合、カメラによる観察では、鋳片の表面にパウダーが付着しており、３００℃を超える温度偏差が発生した（割れ発生率：２０％以上）。
スプレー水量密度Ｐ２が３００Ｌ／ｍ２／分、７００Ｌ／ｍ２／分の場合、良好なパウダーの剥離状況がカメラにより観察され、温度偏差も小さく、過冷却起因の割れや高温起因の割れの発生もなく、割れ発生率の低減が可能であった（割れ発生率：２％以上５％未満）。
スプレー水量密度Ｐ２が７５０Ｌ／ｍ２／分の場合、過冷却起因の割れが生じた（割れ発生率：２０％以上）。
最後に、スプレー水量密度Ｐ１を３００Ｌ／ｍ２／分に設定した結果について説明する。
スプレー水量密度Ｐ２が２５０Ｌ／ｍ２／分の場合、カメラによる観察では、鋳片の表面にパウダーが付着しており、３００℃を超える温度偏差が発生した（割れ発生率：２０％以上）。
スプレー水量密度Ｐ２が３００Ｌ／ｍ２／分、７００Ｌ／ｍ２／分の場合、平均的には、温度偏差が２００℃以下になって割れ発生率は改善するが、３００℃超えの温度偏差が散発した（割れ発生率：パウダーの消費量によって、５％以上２０％未満、又は２０％以上）。
スプレー水量密度Ｐ２が７５０Ｌ／ｍ２／分の場合、過冷却起因の割れが生じた（割れ発生率：２０％以上）。
スプレー水量密度Ｐ２が２５０Ｌ／ｍ２／分の場合、カメラによる観察では、鋳片の表面にパウダーが付着しており、３００℃を超える温度偏差が発生した（割れ発生率：２０％以上）。
スプレー水量密度Ｐ２が３００Ｌ／ｍ２／分、７００Ｌ／ｍ２／分の場合、平均的には、温度偏差が２００℃以下になって割れ発生率は改善するが、３００℃超えの温度偏差が散発した（割れ発生率：パウダーの消費量によって、５％以上２０％未満、又は２０％以上）。
スプレー水量密度Ｐ２が７５０Ｌ／ｍ２／分の場合、過冷却起因の割れが生じた（割れ発生率：２０％以上）。
以上より、パウダーに起因した温度低下や温度偏差を抑制するためには、冷却範囲Ｒ１での冷却水の水量密度Ｐ１を１５０Ｌ／ｍ２／分以上２８０Ｌ／ｍ２／分以下とし、冷却範囲Ｒ２での冷却水の水量密度Ｐ２を３００Ｌ／ｍ２／分以上７００Ｌ／ｍ２／分以下とする必要があり、これにより、鋳片の割れ発生率を２％以上５％未満にできることを確認できた。
更に、連続鋳造機に使用するロールとして、鋳型直下から、鋳造方向に少なくとも０．４Ｄの位置まで、分割ロールを適用した場合には、バルジング起因の内部割れが減少し、スプレー水量密度の低減による復熱の活用ができることから、表１中の「○」評価の割れ発生率（割れ発生率が２％以上５％未満）を、１〜２％程度低減できることが推定できた。なお、この結果は、温度偏差の減少効果と復熱活用の効果から推定した。
更に、連続鋳造機に使用するロールとして、鋳型直下から、鋳造方向に少なくとも０．４Ｄの位置まで、分割ロールを適用した場合には、バルジング起因の内部割れが減少し、スプレー水量密度の低減による復熱の活用ができることから、表１中の「○」評価の割れ発生率（割れ発生率が２％以上５％未満）を、１〜２％程度低減できることが推定できた。なお、この結果は、温度偏差の減少効果と復熱活用の効果から推定した。
次に、連続鋳造機への温度計設置の有無による鋳片の割れ発生率への影響と、温度計を設置した場合に水量密度を変更したときの鋳片の割れ発生率への影響を示した結果を、表２に示す。
なお、表２の実施例１は、連続鋳造機に温度計を設置することなく鋳造を行った場合の結果であり、実施例４は、温度計を、鋳型直下から鋳造方向に８ｍ位置に設置し、温度計で測定した鋳片の温度偏差が３００℃を超えた際に、０．４Ｄの位置より上流のスプレー水量密度を変更して鋳造した場合の結果を示している。
また、表２中の実施例２、３、５、６は、温度計を、鋳型直下から鋳造方向に、それぞれ５．６ｍ（０．３５Ｄ）、６．４ｍ（０．４０Ｄ）、１０．４ｍ（０．６５Ｄ）、１１．２ｍ（０．７０Ｄ）の位置に設置した場合の推定結果を示している。なお、鋳片割れ発生率の推定は、鋳造方向における鋳片の温度履歴と鋳片の幅方向の温度分布（温度偏差）を推定するモデルを、実施例４の実測データを用いて作成することで行った。
また、表２中の実施例２、３、５、６は、温度計を、鋳型直下から鋳造方向に、それぞれ５．６ｍ（０．３５Ｄ）、６．４ｍ（０．４０Ｄ）、１０．４ｍ（０．６５Ｄ）、１１．２ｍ（０．７０Ｄ）の位置に設置した場合の推定結果を示している。なお、鋳片割れ発生率の推定は、鋳造方向における鋳片の温度履歴と鋳片の幅方向の温度分布（温度偏差）を推定するモデルを、実施例４の実測データを用いて作成することで行った。
表２から、０．４Ｄ以上０．６５Ｄ以下の範囲内に温度計を設置して鋳片の表面温度を測定し、鋳片の幅方向の表面温度差が３００℃を超えたことを条件として、冷却範囲より下流、かつ０．４Ｄの位置より上流の範囲で、鋳片に吹き付けるスプレー水量密度を、上記条件時に鋳片に吹き付けられていた冷却水の水量密度よりも減少させることで、鋳片の割れ発生率を２％未満まで改善できることを確認できた（表２中の実施例３〜５）。
なお、鋼種については、１０質量％以上Ｃｒ含有鋼と、０．５質量％以上Ｃ含有鋼についても、Ｓｉ含有鋼と略同等の結果が得られた。
以上のことから、本発明の鋼の連続鋳造方法を使用することで、鋳片の幅方向の温度偏差と、鋳片の表面の過冷却とを抑制して、鋳片の内部割れ防止と表面割れ防止の両立を図り、良質の鋳片を製造できることを確認できた。
なお、鋼種については、１０質量％以上Ｃｒ含有鋼と、０．５質量％以上Ｃ含有鋼についても、Ｓｉ含有鋼と略同等の結果が得られた。
以上のことから、本発明の鋼の連続鋳造方法を使用することで、鋳片の幅方向の温度偏差と、鋳片の表面の過冷却とを抑制して、鋳片の内部割れ防止と表面割れ防止の両立を図り、良質の鋳片を製造できることを確認できた。
以上、本発明を、実施の形態を参照して説明してきたが、本発明は何ら上記した実施の形態に記載の構成に限定されるものではなく、特許請求の範囲に記載されている事項の範囲内で考えられるその他の実施の形態や変形例も含むものである。例えば、前記したそれぞれの実施の形態や変形例の一部又は全部を組合せて本発明の鋼の連続鋳造方法を構成する場合も本発明の権利範囲に含まれる。
１０：鋳型、１１：二次冷却帯、１２：連続鋳造機、１３：鋳片、１４：曲げ戻し部
Claims (4)
- 鋳型と、該鋳型の下流側に配置された二次冷却帯とを有する連続鋳造機を用い、前記鋳型から、Ｓｉを１．０質量％以上、又はＣｒを１０質量％以上、又はＣを０．５質量％以上含む鋳片を引き抜き、該鋳片を前記二次冷却帯に設けられた多数の冷却用ノズルで冷却する鋼の連続鋳造方法において、
前記二次冷却帯のうち、前記鋳型の直下から、鋳造方向に０．６ｍまでの冷却範囲Ｒ１と、前記鋳型の直下から鋳造方向に、０．６ｍから１．２ｍまでの冷却範囲Ｒ２とで、前記冷却用ノズルから前記鋳片にそれぞれ吹き付けられる冷却水の水量密度Ｐ１、Ｐ２が、以下の条件を満足することを特徴とする鋼の連続鋳造方法。
１５０リットル／ｍ２／分≦Ｐ１≦２８０リットル／ｍ２／分
３００リットル／ｍ２／分≦Ｐ２≦７００リットル／ｍ２／分 - 請求項１記載の鋼の連続鋳造方法において、少なくとも前記冷却範囲Ｒ２で冷却水を吹き付ける前記冷却用ノズルに、気水ノズルを用いることを特徴とする鋼の連続鋳造方法。
- 請求項１又は２記載の鋼の連続鋳造方法において、前記二次冷却帯には、前記鋳型から引き抜かれた前記鋳片を、厚み方向から挟み込んで鋳造方向に搬送する多数のロールが配置され、該多数のロールの一部又は全部に、前記鋳片の幅方向両端部を除く位置で分割された分割ロールを用いることを特徴とする鋼の連続鋳造方法。
- 請求項１〜３のいずれか１項に記載の鋼の連続鋳造方法において、前記鋳型の直下から前記連続鋳造機の曲げ戻し部までの距離をＤとして、前記鋳型の直下から０．４Ｄの位置から０．６５Ｄの位置までの範囲内に温度計を設置して前記鋳片の表面温度を測定し、前記鋳片の幅方向両端から中央部へ向けて１００ｍｍまでの範囲を除いた領域の前記鋳片の幅方向の表面温度差が３００℃を超えたことを条件として、前記冷却範囲Ｒ２より下流、かつ前記０．４Ｄの位置より上流の範囲の全部又は一部で前記冷却用ノズルから前記鋳片に吹き付けられる冷却水の水量密度を減少させることを特徴とする鋼の連続鋳造方法。
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP2009292942A JP5200264B2 (ja) | 2009-12-24 | 2009-12-24 | 鋼の連続鋳造方法 |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP2009292942A JP5200264B2 (ja) | 2009-12-24 | 2009-12-24 | 鋼の連続鋳造方法 |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JP2011131239A JP2011131239A (ja) | 2011-07-07 |
| JP5200264B2 true JP5200264B2 (ja) | 2013-06-05 |
Family
ID=44344542
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP2009292942A Active JP5200264B2 (ja) | 2009-12-24 | 2009-12-24 | 鋼の連続鋳造方法 |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JP5200264B2 (ja) |
Families Citing this family (2)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JP5397214B2 (ja) * | 2009-12-24 | 2014-01-22 | 新日鐵住金株式会社 | 鋼の連続鋳造方法 |
| CN103894574B (zh) * | 2014-03-28 | 2015-09-30 | 首钢总公司 | 一种降低特厚板坯头坯判废率的二冷水启动方法 |
Family Cites Families (5)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JPS635857A (ja) * | 1986-06-24 | 1988-01-11 | Nippon Steel Corp | 高Ｓｉ含有鋼の連続鋳造方法 |
| JP2001191158A (ja) * | 1999-12-28 | 2001-07-17 | Sumitomo Metal Ind Ltd | 鋼の連続鋳造方法 |
| JP3622687B2 (ja) * | 2001-04-09 | 2005-02-23 | 住友金属工業株式会社 | 鋼の連続鋳造方法 |
| JP4720640B2 (ja) * | 2006-06-15 | 2011-07-13 | 住友金属工業株式会社 | 連続鋳造方法 |
| JP4786473B2 (ja) * | 2006-08-30 | 2011-10-05 | 新日本製鐵株式会社 | 表内質に優れた鋳片の製造方法 |
-
2009
- 2009-12-24 JP JP2009292942A patent/JP5200264B2/ja active Active
Also Published As
| Publication number | Publication date |
|---|---|
| JP2011131239A (ja) | 2011-07-07 |
Similar Documents
| Publication | Publication Date | Title |
|---|---|---|
| JP5692451B2 (ja) | 連続鋳造用鋳型及び鋼の連続鋳造方法 | |
| JP5775879B2 (ja) | マルテンサイト系ステンレス鋼およびその製造方法 | |
| JP2010110813A (ja) | 連続鋳造鋳片の二次冷却方法及び装置 | |
| JP5397214B2 (ja) | 鋼の連続鋳造方法 | |
| JP5200264B2 (ja) | 鋼の連続鋳造方法 | |
| JP5423719B2 (ja) | 鋼の連続鋳造方法 | |
| JP6003851B2 (ja) | 連続鋳造用鋳型及び鋼の連続鋳造方法 | |
| JP6003850B2 (ja) | 連続鋳造用鋳型の製造方法及び鋼の連続鋳造方法 | |
| TWI630962B (zh) | Continuous casting mold and steel continuous casting method | |
| JP2003062647A (ja) | 連続鋳造鋳片の直送圧延方法 | |
| JP4924104B2 (ja) | 高Ｎｉ含有鋼鋳片の製造方法 | |
| JP5423714B2 (ja) | 鋼の連続鋳造方法 | |
| JP2008254062A (ja) | 連続鋳造機の二次冷却装置およびその二次冷却方法 | |
| JPWO2018056322A1 (ja) | 鋼の連続鋳造方法 | |
| CN109689247B (zh) | 钢的连续铸造方法 | |
| JP6428721B2 (ja) | 連続鋳造用鋳型及び鋼の連続鋳造方法 | |
| JP5825087B2 (ja) | 連続鋳造方法 | |
| CN110744021B (zh) | 一种非均匀冷却板坯结晶器 | |
| JP2009142876A (ja) | 鋼の連続鋳造方法 | |
| JP2019022911A (ja) | 鋼の連続鋳造方法 | |
| JP5626438B2 (ja) | 連続鋳造方法 | |
| JP5397213B2 (ja) | 連続鋳造方法 | |
| JP5423715B2 (ja) | 連続鋳造方法 | |
| JP2011251291A (ja) | 連続鋳造での２次冷却及び２次冷却設備 | |
| JP2011251290A (ja) | 連続鋳造での２次冷却方法 |
Legal Events
| Date | Code | Title | Description |
|---|---|---|---|
| A621 | Written request for application examination |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A621 Effective date: 20120209 |
|
| A977 | Report on retrieval |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A971007 Effective date: 20120629 |
|
| TRDD | Decision of grant or rejection written | ||
| A01 | Written decision to grant a patent or to grant a registration (utility model) |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A01 Effective date: 20130108 |
|
| A61 | First payment of annual fees (during grant procedure) |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A61 Effective date: 20130121 |
|
| R151 | Written notification of patent or utility model registration |
Ref document number: 5200264 Country of ref document: JP Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: R151 |
|
| FPAY | Renewal fee payment (event date is renewal date of database) |
Free format text: PAYMENT UNTIL: 20160222 Year of fee payment: 3 |
|
| S533 | Written request for registration of change of name |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: R313533 |
|
| R350 | Written notification of registration of transfer |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: R350 |