JP7226043B2

JP7226043B2 - 連続鋳造方法

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Publication number: JP7226043B2
Application number: JP2019074015A
Authority: JP
Inventors: 真二永井; 恵詞西田
Original assignee: Nippon Steel Corp
Current assignee: Nippon Steel Corp
Priority date: 2019-04-09
Filing date: 2019-04-09
Publication date: 2023-02-21
Anticipated expiration: 2039-04-09
Also published as: JP2020171932A

Description

本発明は、連続鋳造方法に関する。

連続鋳造では、タンディッシュに一旦貯留された溶鋼を、浸漬ノズルを介して鋳型内に上方から注入し、そこで外周面が冷却され凝固した鋳片を鋳型の下端から引き抜くことにより、連続的に鋳造が行われる。鋳片のうち外周面の凝固した部位は、凝固シェルと呼ばれる。

ところで、連続鋳造中に鋳片表面に何らかの疵が発生する場合がある。鋳片の表面に発生した疵は圧延工程後の製品に残存するため、製品の手入れまたは格落ちといった対処が必要となり、製品の歩留りが低下する。

鋳片の表面に生じる疵のうち、特に鋳型内で発生する再溶融性の疵は、上述した歩留り低下に加え、ブレイクアウトの発生要因ともなるため、生産性の著しい低下要因となる。ここで、再溶融性の疵とは、鋳型内で形成された凝固シェルが鋳型内で再溶融し、この部分から溶鋼が漏れ出すことで形成される疵である。

鋳型内で発生する再溶融性の疵の防止策として、一般的には鋳造速度を低下させ鋳型内における凝固シェル厚を増加させる方法、または鋳造時の溶鋼の過熱度（液相線温度からの温度差）を低下させ、凝固シェルを再溶融させにくくする方法が考えられる。

特開２００９－９０３０９号公報特開２００５－２１１９３６号公報

しかし、鋳造速度の低下は鋳片の生産性の低下につながる。さらに、本発明者が鋳造速度と再溶融性の疵の発生状況との相関について検討したところ、鋳造速度を単に低下させただけでは、必ずしも再溶融性の疵の発生を抑制できないことが明らかとなった。さらに、溶鋼の過熱度を低下させすぎるとノズル閉塞やメニスカスでの皮張り等、別の操業トラブルや品質トラブルが発生する可能性があるため、操業上困難を伴う。したがって、上記の方法では再溶融性の疵の発生を十分に抑制することができなかった。

一方、特許文献１、２には、鋳型をテーパ形状とする技術が開示されている。具体的には、特許文献１には、鋳型内に埋め込まれた熱電対で測定した熱流束に応じて鋳型短辺のテーパを増減させることで、鋳片割れやブレイクアウトを防止する技術が開示されている。特許文献２には、鋳型長辺のテーパと鋳型短辺のテーパとの比を適正化させることで鋳型内の縦割れを低減させる技術が開示されている。

しかし、特許文献１の技術では再溶融性の疵の発生を十分に抑制することができなかった。さらに、特許文献１の技術では、鋳型短辺のテーパを決定するために、熱流束を常に精度良くオンライン計測することが求められる。したがって、設備の保全コストが増大するという別の問題が生じる。特許文献２の技術では、鋳型長辺のテーパと鋳型短辺のテーパとの比を適正化させる。しかし、詳細は後述するが、本発明者が再溶融性の疵について種々の検討を行ったところ、鋳型内の凝固シェルの収縮量は鋳造速度に依存することがわかった。さらに、鋳型と凝固シェルとのエアギャップが再溶融性の疵の発生に大きく影響していることがわかった。当該エアギャップは凝固シェルの収縮量によって変動することを考慮すると、鋳造速度によってテーパ量を規定する必要があることになる。しかし、特許文献２には鋳造速度に応じたテーパ量が規定されていない。したがって、特許文献２の技術では再溶融性の疵の発生を十分に抑制することができなかった。

本発明は、上記問題に鑑みてなされたものであり、本発明の目的とするところは、再溶融性の疵の発生を抑制することが可能な、新規かつ改良された連続鋳造方法を提供することにある。

上記課題を解決するために、本発明のある観点によれば、溶鋼を連続鋳造する連続鋳造方法であって、以下の数式（１）で示される鋳型短辺と凝固シェルとのエアギャップを算出し、算出された前記エアギャップが以下の数式（２）を満たすように、鋳型短辺のテーパ量及び鋳造速度を決定することを特徴とする、連続鋳造方法が提供される。
ＧＶ≦０．０５・・・（２）
数式（２）において、Ｇ（ｍｍ）はエアギャップであり、Ｖ（ｔｏｎ／ｍｉｎ）は溶鋼スループットであり、
G=0.04048Vc^-12.15Tp^-7.128+0.009・・・（１）
数式（１）において、Ｖｃは鋳造速度（ｍ／ｍｉｎ）であり、Ｔｐは鋳型短辺のテーパ量（％／ｍ）であり、
溶鋼スループットは、鋳片の幅（ｍ）×鋳片の厚み（ｍ）×鋳造速度（ｍ／ｍｉｎ）×溶鋼密度（ｔｏｎ／ｍ^３）で算出される。

ここで、溶鋼は、Ｃ：０．０６～０．１５質量％を含んでいてもよい。

以上説明したように本発明によれば、再溶融性の疵の発生を抑制することが可能となる。

本実施形態に係る連続鋳造機の一構成例を概略的に示す側断面図である。鋳型短辺のテーパ形状について説明するための側断面図である。鋳型短辺と凝固シェルとのエアギャップを算出するために使用する熱応力解析モデルの概略を示す説明図である。エアギャップ及び溶鋼スループットと再溶融性の疵の発生の有無との相関を示すグラフである。

以下に添付図面を参照しながら、本発明の好適な実施の形態について詳細に説明する。なお、本明細書及び図面において、実質的に同一の機能構成を有する構成要素については、同一の符号を付することにより重複説明を省略する。

なお、本明細書に示す各図面では、説明のため、一部の構成部材の大きさを誇張して表現している場合がある。各図面において図示される各部材の相対的な大きさは、必ずしも実際の部材間における大小関係を正確に表現するものではない。

（１．連続鋳造機の構成）
まず、図１及び図２を参照して、本発明の好適な一実施形態に係る連続鋳造機の構成例について説明する。図１は、本実施形態に係る連続鋳造機の一構成例を概略的に示す側断面図である。図２は、鋳型短辺のテーパ形状について説明するための側断面図である。

図１に示すように、本実施形態に係る連続鋳造機１は、連続鋳造用の鋳型１１０を用いて溶鋼２を連続鋳造し、スラブ等の鋳片３を製造するための装置である。連続鋳造機１は、鋳型１１０と、取鍋４と、タンディッシュ５と、浸漬ノズル６と、二次冷却装置７と、鋳片切断機８と、を備える。

取鍋４は、溶鋼２を外部からタンディッシュ５まで搬送するための可動式の容器である。取鍋４は、タンディッシュ５の上方に配置され、取鍋４内の溶鋼２がタンディッシュ５に供給される。タンディッシュ５は、鋳型１１０の上方に配置され、溶鋼２を貯留して、当該溶鋼２中の介在物を除去する。浸漬ノズル６は、タンディッシュ５の下端から鋳型１１０に向けて下方に延び、その先端は鋳型１１０内の溶鋼２に浸漬されている。当該浸漬ノズル６は、タンディッシュ５にて介在物が除去された溶鋼２を鋳型１１０内に連続供給する。

鋳型１１０は、鋳片３の幅及び厚さに応じた四角筒状であり、例えば、一対の鋳型長辺１１１で一対の鋳型短辺１１２を両側から挟むように組み立てられる。鋳型長辺１１１及び鋳型短辺１１２は、例えば冷却水が流動する水路が設けられた水冷銅板である。鋳型１１０は、かかる鋳型長辺１１１及び鋳型短辺１１２と接触する溶鋼２を冷却して、鋳片３を製造する。鋳片３が鋳型１１０下方に向かって移動するにつれて、内部の未凝固部３ｂの凝固が進行し、外殻の凝固シェル３ａの厚さは、徐々に厚くなる。かかる凝固シェル３ａと未凝固部３ｂを含む鋳片３は、鋳型１１０の下端から引き抜かれる。

なお、本実施形態では、上下方向（すなわち、鋳型１１０から鋳片３が引き抜かれる方向）を、Ｚ軸方向とも呼称する。また、Ｚ軸方向と垂直な平面（水平面）内における互いに直交する２方向を、それぞれ、Ｘ軸方向及びＹ軸方向とも呼称する。また、Ｘ軸方向を、水平面内において鋳型長辺１１１と平行な方向として定義し、Ｙ軸方向を、水平面内において鋳型短辺１１２と平行な方向として定義する。また、以下の説明では、各部材の大きさを表現する際に、当該部材のＺ軸方向の長さのことを高さ（長さ）ともいい、当該部材のＸ軸方向の長さを幅ともいい、当該部材のＹ軸方向の長さを厚みともいうことがある。

ここで、詳細は後述するが、鋳型短辺１１２はテーパ形状となっており、鋳型短辺１１２の表面（鋳片３に対向する面）間の距離（すなわち、鋳型１１０の幅）Ｗが鋳型１１０の下方向に向かうほど狭くなっている。すなわち、鋳造方向に沿って鋳片３の幅が狭くなるように鋳型短辺１１２にテーパ形状が付与される。本実施形態では、鋳型短辺１１２をテーパ形状とし、さらに後述する数式（２）が満たされるように連続鋳造を行うことで、再溶融性の疵の発生を抑制している。

二次冷却装置７は、鋳型１１０の下方の二次冷却帯９に設けられ、鋳型１１０下端から引き抜かれた鋳片３を支持及び搬送しながら冷却する。この二次冷却装置７は、鋳片３の厚さ方向両側に配置される複数対の支持ロール（例えば、サポートロール１１、ピンチロール１２及びセグメントロール１３）と、鋳片３に対して冷却水を噴射する複数のスプレーノズル（図示せず）とを有する。

二次冷却装置７に設けられる支持ロールは、鋳片３の厚さ方向両側に対となって配置され、鋳片３を支持しながら搬送する支持搬送手段として機能する。当該支持ロールにより鋳片３を厚さ方向両側から支持することで、二次冷却帯９において凝固途中の鋳片３のブレイクアウトやバルジングを防止できる。

支持ロールであるサポートロール１１、ピンチロール１２及びセグメントロール１３は、二次冷却帯９における鋳片３の搬送経路（パスライン）を形成する。このパスラインは、図１に示すように、鋳型１１０の直下では垂直であり、次いで曲線状に湾曲して、最終的には水平になる。二次冷却帯９において、当該パスラインが垂直である部分を垂直部９Ａ、湾曲している部分を湾曲部９Ｂ、水平である部分を水平部９Ｃと称する。このようなパスラインを有する連続鋳造機１は、垂直曲げ型の連続鋳造機１と呼称される。なお、本発明は、図１に示すような垂直曲げ型の連続鋳造機１に限定されず、湾曲型又は垂直型など他の各種の連続鋳造機にも適用可能である。

サポートロール１１は、鋳型１１０の直下の垂直部９Ａに設けられる無駆動式ロールであり、鋳型１１０から引き抜かれた直後の鋳片３を支持する。鋳型１１０から引き抜かれた直後の鋳片３は、凝固シェル３ａが薄い状態であるため、ブレイクアウトやバルジングを防止するために比較的短い間隔（ロールピッチ）で支持する必要がある。そのため、サポートロール１１としては、ロールピッチを短縮することが可能な小径のロールが用いられることが望ましい。図１に示す例では、垂直部９Ａにおける鋳片３の両側に、小径のロールからなる３対のサポートロール１１が、比較的狭いロールピッチで設けられている。

ピンチロール１２は、モータ等の駆動手段により回転する駆動式ロールであり、鋳片３を鋳型１１０から引き抜く機能を有する。ピンチロール１２は、垂直部９Ａ、湾曲部９Ｂ及び水平部９Ｃにおいて適切な位置にそれぞれ配置される。鋳片３は、ピンチロール１２から伝達される力によって鋳型１１０から引き抜かれ、上記パスラインに沿って搬送される。なお、ピンチロール１２の配置は図１に示す例に限定されず、その配置位置は任意に設定されてよい。

セグメントロール１３（ガイドロールともいう）は、湾曲部９Ｂ及び水平部９Ｃに設けられる無駆動式ロールであり、上記パスラインに沿って鋳片３を支持及び案内する。セグメントロール１３は、パスライン上の位置によって、及び、鋳片３のＦ面（Ｆｉｘｅｄ面、図１では左下側の面）とＬ面（Ｌｏｏｓｅ面、図１では右上側の面）のいずれに設けられるかによって、それぞれ異なるロール径やロールピッチで配置されてよい。

鋳片切断機８は、上記パスラインの水平部９Ｃの終端に配置され、当該パスラインに沿って搬送された鋳片３を所定の長さに切断する。切断された厚板状の鋳片１４は、テーブルロール１５により次工程の設備に搬送される。

以上、図１を参照して、本実施形態に係る連続鋳造機１の全体構成について説明した。なお、本実施形態では、鋳型短辺１１２がテーパ形状を有し、かつ後述する数式（２）が満たされるように連続鋳造が行われればよく、この限りにおいて連続鋳造機１の構成は任意に変更が可能である。例えば、鋳型１１０内に電磁攪拌装置及び電磁ブレーキ装置のすくなくとも一方を設けてもよい。

（２．本発明者による検討）
本発明者は、上述した連続鋳造機１を用いた連続鋳造において、再溶融性の疵の発生を抑制するために必要な要件について種々の検討を行った。以下、図２～図４に基づいて、その検討内容について説明する。なお、図３は鋳型短辺１１２と凝固シェル３ａとのエアギャップを算出するために使用する熱応力解析モデルの概略を示す説明図である。図４はエアギャップ及び溶鋼スループットと再溶融性の疵の発生の有無との相関を示すグラフである。

再溶融性の疵は、鋳型１１０内において凝固シェル３ａからの抜熱量と凝固シェル３ａへの入熱量の差（入熱量－抜熱量）が凝固シェル３ａの融解熱を上回ると発生する。また、再溶融性の疵は浸漬ノズル６からの吐出流の影響が大きい鋳型短辺１１２側で生じやすい。そこで、本発明者は、鋳型短辺１１２の周囲における凝固シェル３ａの挙動について検討した。

凝固シェル３ａへの入熱量は溶鋼スループットに支配され、抜熱量は鋳型短辺１１２と凝固シェル３ａとのエアギャップに支配される。したがって、溶鋼スループットに対してエアギャップを適切に制御することで再溶融性の疵を防止することができることになる。そこで、本発明者は、エアギャップについてさらに詳細に検討することとした。

鋳型短辺１１２と凝固シェル３ａとのエアギャップは、鋳型短辺１１２の表面と凝固シェル３ａの表面との距離である。当該エアギャップを直接測定することは困難である。そこで、本発明者は、熱応力を考慮した有限要素法によりエアギャップを求めることとした。ここで、熱応力解析モデルは、鋳片３および鋳型１１０を含み、１／４対称の二次元平面ひずみ要素とした。図３に熱応力解析モデルの概略を示す。熱応力解析モデルは鋳片３の幅方向と厚み方向を含む二次元モデルである。つまり、熱応力解析モデルは、概略的には、鋳型１１０及び鋳型１１０内で鋳造される鋳片３の平断面の形状を示す。熱応力解析モデルは１／４対称であるため、図３では、熱応力解析モデルの１／４だけを示した。図３の断面Ａは鋳型１１０の幅方向（Ｘ軸方向）の中心を通り、かつ鋳型長辺１１１に垂直な断面であり、断面Ｂは、鋳型１１０の厚み方向（Ｙ軸方向）の中心を通り、かつ鋳型短辺１１２に垂直な断面である。方向記号Ｐは鋳造方向を示す。すなわち、図３の紙面手前側から奥側に向かう方向が鋳造方向となる。図３中の凝固シェル３ａには、溶鋼（未凝固部３ｂ）を含むメッシュも含まれる。熱応力解析モデルでは、主に熱応力による凝固シェル３ａの熱収縮を測定する。すなわち、凝固シェル３ａは、溶鋼（より具体的には浸漬ノズル６から吐出された溶鋼）からの入熱及び鋳型１１０への抜熱によって熱応力が生じ、この熱応力によって熱収縮する。この熱収縮に鋳型短辺１１２のテーパが追いついていればエアギャップが生じないことになり、追いついていない場合にはエアギャップが生じることになる。熱応力解析モデルにおいて考慮する具体的なパラメータは、非特許文献：連続鋳造における力学的挙動、鉄鋼基礎共同研究会連続鋳造における力学的挙動部会編、（１９８５）を参照して決定した。

そして、鋳片３のいずれかの断面（以下、「特定断面」とも称する）に着目し、上述した熱応力解析モデルを用いて、特定断面内における鋳片３の形状（特に凝固シェル３ａの形状）及び当該断面と同一平面内に存在する鋳型１１０の形状（特に鋳型短辺１１２に形成されたテーパ形状）を時間進展に従い逐次計算した。例えば、時刻ｔ＝０では、特定断面は鋳型１１０の上端面に存在するものとし、その後、特定断面内における鋳片３及び鋳型１１０の形状を時間進展に伴い逐次計算した。時間進展に伴い、特定断面は鋳型１１０の下方に移動することになる。図３は、時刻ｔ＝ｎ、ｎ＋１（ｓ）のそれぞれの時点における特定断面内の鋳片３及び鋳型１１０の形状を示す。なお、上述したように、鋳型短辺１１２には、鋳造方向に沿って鋳片３の幅が狭くなるようにテーパ形状が付与される。本熱応力解析モデル上では、時間進展ごとに鋳型短辺１１２を鋳片幅中央に向かってある速度で移動させることで鋳型短辺１１２にテーパ形状を付与することとした。したがって、鋳型短辺１１２のテーパ量が大きいほど、時間進展による鋳型短辺１１２の移動速度が大きくなる。鋳型短辺１１２のテーパ量は、鋳型１１０の上端幅Ｗ１と下端幅Ｗ２の差を鋳型１１０の下端幅Ｗ２で除して％表記し、さらに鋳型１１０の高さ（長さ）Ｈで除した値である。なお、鋳型短辺１１２のテーパ量の算出に必要な各パラメータは図２に示した。

そして、鋳片３の短辺厚み方向中央部Ｑでのエアギャップを算出した。なお、本熱応力解析モデルによれば、特定断面が鋳造方向上の何れの位置に存在する場合であっても（言い換えれば任意の時刻で）、厚み方向中央部Ｑでのエアギャップを算出することができる。しかし、実際の鋳片３において、凝固シェル３ａが最も再溶融しやすいのは、浸漬ノズル６からの吐出流が鋳型短辺１１２上の凝固シェル３ａに衝突する位置（すなわち、吐出流の衝突位置）であると考えられる。すなわち、吐出流の衝突位置におけるエアギャップが重要であると言える。吐出流の衝突位置は、鋳片短辺側のホワイトバンド位置を測定することで推定できる。つまり、熱応力解析モデルと同条件で実際に連続鋳造を行い、得られた鋳片（スラブ）の断面からホワイトバンド位置を特定する。そして、ホワイトバンド位置に基づいて、吐出流の衝突位置を推定することができる。

なお、ホワイトバンドは、以下の過程で鋳片内に形成されると考えられている。すなわち、凝固シェル３ａに衝突した吐出流によって凝固シェル３ａ前面（未凝固部３ｂ側の面）のデンドライト樹枝間に存在する偏析成分濃化溶鋼が洗い流される。この結果、デンドライト樹枝間の溶鋼が負偏析となる。その後、当該溶鋼が凝固することで、ホワイトバンドが形成される。つまり、凝固シェル３ａに吐出流が衝突した部分でホワイトバンドが形成されると言える。したがって、ホワイトバンド位置に基づいて吐出流の衝突位置を推定することができる。なお、鋳片の断面において、ホワイトバンドは、相対的に白色を有する帯状の模様として観測される。

そこで、本発明者は、上述した方法でホワイトバンド位置を測定し、ホワイトバンド位置に基づいて吐出流の衝突位置を推定した。そして、特定断面上の短辺厚み方向中央部Ｑが吐出流の衝突位置に到達した際に、短辺厚み方向中央部Ｑでのエアギャップを算出した。なお、特定断面上の短辺厚み方向中央部Ｑが吐出流の衝突位置に到達した際、短辺厚み方向中央部Ｑに存在する凝固シェル３ａに吐出流が衝突することになる。そして、鋳型短辺１１２のテーパ量および鋳造速度を変化させ、各々の条件下で短辺厚み方向中央部Ｑでのエアギャップ（吐出流の衝突位置におけるエアギャップ）を算出した。

本発明者は、算出されたエアギャップを詳細に検討したところ、エアギャップは鋳造速度及び鋳型短辺１１２のテーパ量の関数として以下の数式（１）で示されることを見出した。

数式（１）において、Ｇはエアギャップ（ｍｍ）であり、Ｖｃは鋳造速度（ｍ／ｍｉｎ）であり、Ｔｐは鋳型短辺１１２のテーパ量（％／ｍ）である。

そして、本発明者は、熱応力解析モデルと同条件で実際に連続鋳造を行い、得られた鋳片（スラブ）の表面を観察することで再溶融性の疵の有無を判定した。なお、判定の手法は実施例と同様とした。そして、本発明者は、エアギャップ及び溶鋼スループットと再溶融性の疵の発生の有無とを関連付けて記録し、その結果を図４に示す平面上にプロットした。図４の横軸はエアギャップ（ｍｍ）であり、縦軸は溶鋼スループット（ｔｏｎ／ｍｉｎ）である。溶鋼スループットは、鋳型を１分あたりに通過する溶鋼の量、すなわち溶鋼通過量であり、鋳片の幅（ｍ）×鋳片の厚み（ｍ）×鋳造速度（ｍ／ｍｉｎ）×溶鋼密度（ｔｏｎ／ｍ^３）（数式（３））で算出される。ここで、数式（３）における鋳片の幅（ｍ）は、図２に示すように、鋳型１１０の下端幅Ｗ２（ｍ）に相当する。鋳片の厚み（ｍ）は鋳型長辺１１１表面（鋳片３に対向する面）間の距離（すなわち、鋳型１１０の厚み）Ｔ（ｍ）に相当する。図３に鋳型１１０の厚みＴの半分の値０．５Ｔを示す。溶鋼密度は溶鋼の鋼種によって多少変動する場合があるが、概ね７．０ｔｏｎ／ｍ^３である。本実施形態及び後述する実施例では、溶鋼密度を７．０ｔｏｎ／ｍ^３とした。図４の点Ｐ１「×」は再溶融性の疵があったことを示し、点Ｐ２「○」は再溶融性の疵が無かったことを示す。

本発明者は、図４で示される結果を整理したところ、以下の数式（２）が満たされる場合に、再溶融性の疵が発生しないことを見出した。
ＧＶ≦０．０５・・・（２）
数式（２）において、Ｇ（ｍｍ）は上述したエアギャップであり、Ｖ（ｔｏｎ／ｍｉｎ）は上述した溶鋼スループットである。図４中のグラフＬはＧＶ＝０．０５を示す。エアギャップ及び溶鋼スループットの値がグラフＬよりも上側の領域Ｃ内に存在する場合には、再溶融性の疵が発生し、エアギャップ及び溶鋼スループットの値がグラフＬ上またはグラフＬよりも下方の領域Ｄに存在する場合には、再溶融性の疵は発生しない。したがって、数式（２）が満たされるように溶鋼スループット及びエアギャップを制御すれば（言い換えれば、溶鋼スループットに対してエアギャップを適切に制御すれば）、再溶融性の疵の発生を抑制することができる。ここで、数式（２）における各パラメータのうち、実質的に調整可能なパラメータは、例えば鋳型短辺１１２のテーパ量及び鋳造速度である。したがって、連続鋳造においては、数式（２）が満たされるように鋳型短辺１１２のテーパ量及び鋳造速度を調整すればよい。

数式（１）～（３）、及び図４から明らかな通り、単に鋳造速度を低下させただけでは再溶融性の疵の発生を必ずしも抑制することができない。具体的には、数式（１）、（３）によれば、鋳造速度を低下させた場合、溶鋼スループットは減少するものの、エアギャップは増加する。したがって、これらを乗じた値（＝ＧＶ）が０．０５以下になるとは必ずしも言い切れない。すなわち、単に鋳造速度を低下させただけでは再溶融性の疵の発生を必ずしも抑制することができない。

このように、本発明者は、鋳型と凝固シェルとのエアギャップが再溶融性の疵の発生に大きく影響していることを見出した。本実施形態では、数式（２）が満たされるように鋳造条件ごとにエアギャップを最適値に設定するという考えを基にし、鋳造速度に応じた鋳型短辺１１２のテーパ量を提示し、再溶融を防止する。

（３．連続鋳造方法）
つぎに、本実施形態における連続鋳造方法について説明する。本連続鋳造方法では、連続鋳造機１を用いて連続鋳造を行う。さらに、数式（２）が満たされるように、鋳型短辺１１２のテーパ量及び鋳造速度を決定し、決定されたテーパ量及び鋳造速度で連続鋳造を行う。なお、テーパ量を調整する方法としては、例えば鋳型短辺１１２に油圧シリンダを設けておき、この油圧シリンダを用いてテーパ量を調整する方法等が挙げられる。これ以外については従来の連続鋳造方法と同様の方法により連続鋳造を行えばよい。なお、連続鋳造の対象となる溶鋼の種類は特に問われないが、例えばＣ：０．０６～０．１５質量％を含んでいていてもよい。ここでの質量％は溶鋼の総質量に対する質量％である。溶鋼がＣ：０．０６～０．１５質量％を含んでいる場合、再溶融性の疵が特に発生しやすいため、本実施形態を好適に適用することができる。本実施形態によれば、数式（２）が満たされるように鋳型短辺１１２のテーパ量及び鋳造速度を調整するので、再溶融性の疵の発生を抑制することができる。これにより、ブレイクアウトの発生を抑制し、表面品質の良好な鋳片を作製することができる。

つぎに、本実施形態の実施例を説明する。本実施例では、本実施形態により再溶融性の疵の発生を抑制できるか否かについて確認する実機試験を行った。鋳型は銅製水冷式で長さが８００ｍｍであり、矩形の平断面を有する。鋳片厚みを２５０ｍｍ、鋳片幅を９５０～１６００ｍｍとし、鋳造速度を０．７～１．４ｍ／ｍｉｎとした。すなわち、鋳片幅及び鋳造速度は発明例及び比較例ごとに異なる値とした。連続鋳造機の形式は垂直曲げ式とした。また、Ｃが０．０７質量％、Ｓｉが０．０６質量％、Ｍｎが２．４質量％、Ｐが０．０１２質量％、Ｓが０．００５質量％、残部が鉄及び不可避的不純物となる組成の溶鋼を用い、二次冷却の比水量は１．０～２．０Ｌ／ｋｇ－ｓｔｅｅｌとした。すなわち、すべての発明例、比較例において比水量が上記範囲内の値となるように調整した。鋳造後の鋳片を冷間で目視観察し、鋳片の再溶融性の疵の有無を調査した。ここで、外見がかさぶた状であり、平面視のサイズが１０ｍｍ×１０ｍｍ以上、厚さが１ｍｍ以上となる疵を再溶融性の疵とした。再溶融性の疵が無ければ合格とした。

発明例１では、鋳片の幅を１０００ｍｍ、鋳造速度を０．９ｍ／ｍｉｎとし、鋳型短辺のテーパ量（短辺テーパ）を１．３８％／ｍに設定した。この時溶鋼スループットは１．５８ｔｏｎ／ｍｉｎ、エアギャップは０．０２４ｍｍとなり、数式（２）を満たす。再溶融性の疵は発生しなかった。

発明例２では、鋳片幅を発明例１と同様とし、鋳造速度を１．０ｍ／ｍｉｎまで上昇させた。この時、溶鋼スループットは１．７５ｔｏｎ／ｍｉｎ、エアギャップは０．０１３ｍｍとなり、数式（２）を満たす。再溶融性の疵は発生しなかった。

発明例３では、発明例２に対して鋳片幅を１５００ｍｍと拡大させた。この時、溶鋼スループットは２．６３ｔｏｎ／ｍｉｎ、エアギャップは０．０１３ｍｍとなり、数式（２）を満たす。再溶融性の疵は発生しなかった。

発明例４では、発明例３に対し鋳造速度を０．８ｍ／ｍｉｎまで低下させた。したがって、エアギャップが大きくなり再溶融性の疵が発生しやすくなる方向である。しかし、発明例４では、鋳型短辺のテーパ量を１．８％／ｍまで大きくした。このため、溶鋼スループットは２．１ｔｏｎ／ｍｉｎ、エアギャップは０．０１８ｍｍとなり、数式（２）を満たす。再溶融性の疵は発生しなかった。

発明例５では、発明例４に対し鋳片幅が小さくなり、さらに鋳造速度も０．７ｍ／ｍｉｎまで低下させた。したがって、エアギャップがさらに大きくなり、再溶融性の疵がより発生しやすい条件である。しかし、発明例５では、鋳型短辺のテーパ量を発明例４に対してさらに２．０％／ｍまで大きくした。さらに、鋳片幅が小さいので溶鋼スループットも小さくなる。この結果、溶鋼スループットは１．１６ｔｏｎ／ｍｉｎ、エアギャップは０．０３１ｍｍとなり、数式（２）を満たす。再溶融性の疵は発生しなかった。

発明例６では、鋳片幅を９５０ｍｍとし、鋳造速度を本実機試験において最も大きい１．４ｍ／ｍｉｎとした。発明例６では、溶鋼スループットが２．３３ｔｏｎ／ｍｉｎであった。一方、エアギャップは０．０１０ｍｍと鋳造速度の上昇に伴い小さくなっており、数式（２）を満たす。再溶融性の疵は発生しなかった。

発明例７では、鋳造幅を１６００ｍｍと大きくし、鋳造速度を１．０ｍ／ｍｉｎとした。発明例７では、溶鋼スループットが２．８ｔｏｎ／ｍｉｎと本実機試験の中で最も大きくなる。一方、エアギャップは０．０１３ｍｍとなるので、数式（２）を満たしており、再溶融性の疵は発生しなかった。

比較例１では、鋳片幅を１０００ｍｍ、鋳造速度を０．９ｍ／ｍｉｎとし、鋳型短辺のテーパ量を１．２％／ｍとした。比較例１では、エアギャップが大きいため、数式（２）を満たさず、再溶融性の疵が発生した。

比較例２では、比較例１に対し鋳造速度を０．８５ｍ／ｍｉｎとさらに小さくした。比較例２では、エアギャップがさらに拡大するため、数式（２）を満たさず、再溶融性の疵が発生した。

比較例３では、鋳造速度を１．２ｍ／ｍｉｎとした。したがって、エアギャップが小さくなると考えられるが、鋳型短辺のテーパ量を０．８％／ｍと小さく設定している。結果として、比較例３では、エアギャップが０．０３１ｍｍとなり、発明例５と同等になる。一方で、溶鋼スループットが２．１ｔｏｎ／ｍｉｎと大きいため、数式（２）を満たさず、再溶融性の疵が発生した。

比較例４では、発明例４に対し鋳型短辺のテーパ量を１．３８％／ｍと小さく設定した。比較例４では、エアギャップが０．０７０ｍｍと大きくなり、数式（２）を満たさず、再溶融性の疵が発生した。

結果を表１にまとめて示す。表１から明らかな通り、本実施形態の要件を満たす発明例１～７では再溶融性の疵が発生しなかったが、本実施形態の要件を満たさない比較例１～４では、再溶融性の疵が発生した。

（４．補足）
以上、添付図面を参照しながら本発明の好適な実施形態について詳細に説明したが、本発明はかかる例に限定されない。本発明の属する技術の分野における通常の知識を有する者であれば、特許請求の範囲に記載された技術的思想の範疇内において、各種の変更例または修正例に想到し得ることは明らかであり、これらについても、当然に本発明の技術的範囲に属するものと了解される。

１連続鋳造機
２溶鋼
３鋳片
３ａ凝固シェル
３ｂ未凝固部
４取鍋
５タンディッシュ
６浸漬ノズル
１０鋳型設備
１１０鋳型
１１１鋳型長辺
１１２鋳型短辺

Claims

溶鋼を連続鋳造する連続鋳造方法であって、
以下の数式（１）で示される鋳型短辺と凝固シェルとのエアギャップを算出し、
算出された前記エアギャップが以下の数式（２）を満たすように、前記鋳型短辺のテーパ量及び鋳造速度を決定することを特徴とする、連続鋳造方法。
ＧＶ≦０．０５・・・（２）
前記数式（２）において、Ｇ（ｍｍ）は前記エアギャップであり、Ｖ（ｔｏｎ／ｍｉｎ）は溶鋼スループットであり、
G=0.04048Vc^-12.15Tp^-7.128+0.009・・・（１）
前記数式（１）において、Ｖｃは前記鋳造速度（ｍ／ｍｉｎ）であり、Ｔｐは前記鋳型短辺のテーパ量（％／ｍ）であり、
前記溶鋼スループットは、鋳片の幅（ｍ）×前記鋳片の厚み（ｍ）×前記鋳造速度（ｍ／ｍｉｎ）×溶鋼密度（ｔｏｎ／ｍ^３）で算出される。
前記溶鋼は、Ｃ：０．０６～０．１５質量％を含むことを特徴とする、請求項１記載の連続鋳造方法。