WO2010073813A1 - 鋼の連続鋳造方法 - Google Patents

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平城　正
裕 野上
村上　敏彦
山中　章裕
幸司 高谷
佐藤　康弘
義起 伊藤
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住友金属工業株式会社
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    • B22D11/20—Controlling or regulating processes or operations for removing cast stock

Definitions

  • the present invention relates to a continuous casting method of steel in which a surface of a slab including an unsolidified portion is hit and cast while applying vibration to the slab.
  • central segregation Internal defects, which are macro segregation called central segregation, V segregation, and reverse V segregation, are likely to occur in the central portion in the thickness direction of the slab cast from continuous casting and in the vicinity thereof.
  • Center segregation is an internal defect in which solute components such as C, S, P, and Mn that are easily segregated (hereinafter also referred to as “segregation components”) appear in the final solidified portion of the slab.
  • Segregation is an internal defect in which these segregation components are concentrated in a V shape or an inverted V shape in the vicinity of the final solidified portion of the slab.
  • the generation mechanism of segregation in the slab is considered as follows. That is, as solidification progresses, segregation components concentrate between the columns of columnar crystals that are solidified structures.
  • the molten steel enriched in the segregation component (hereinafter also referred to as “concentrated molten steel”) flows out between the columns of columnar crystals due to shrinkage of the slab during solidification or swelling of the slab called bulging.
  • the concentrated molten steel that has flowed out flows toward the solidification completion point of the final solidified portion, and solidifies as it is to form a concentrated band of segregation components.
  • the concentration band of the segregation component thus formed is segregation.
  • the present inventors in the casting direction when the position of the casting direction including the unsolidified portion of the slab having a rectangular cross-sectional shape is reduced by a plurality of guide roll pairs for reduction.
  • a continuous casting method of steel was proposed in which at least one spot on the surface of the slab is continuously hit to cast the slab while applying vibration.
  • the columnar crystals in the middle of growth can be broken by the striking vibration of the slab, and the growth of the columnar crystals can be suppressed.
  • the generated equiaxed crystal bridges a space is formed, and segregation occurs in the space, but this space is destroyed by the impact. Therefore, equiaxed crystals can be packed at high density, and the concentrated molten steel can be finely dispersed between crystal grains, and the segregation such as center segregation, V segregation, and reverse V segregation is reduced, and the internal quality is good.
  • a slab can be obtained.
  • the center porosity is a small hole generated near the center in the thickness direction, which is the final solidification position, due to solidification shrinkage when the molten steel solidifies in continuous casting or heat shrinkage due to cooling after solidification.
  • it is required to reduce the center porosity as well as segregation. Further, it is required to investigate the detailed relationship between the vibration condition of the cast slab due to impact and the quality of the center part of the slab, to establish an appropriate vibration condition, and to improve the efficiency of continuous casting.
  • the present invention has been made in view of the above-mentioned problems, and the problem is that the slab is struck and vibrated under appropriate conditions, so that a slab having good internal quality without segregation or central porosity is efficiently produced.
  • An object of the present invention is to provide a continuous casting method of steel that can be obtained well.
  • the present inventors examined a continuous casting method of steel for efficiently obtaining a slab having good internal quality without segregation or central porosity, and obtained the following findings (A) and (B).
  • the present invention has been completed on the basis of the above findings, and the gist of the following (1) and (2) steel continuous casting methods.
  • ⁇ (x) exp [ ⁇ 1.5 ⁇ ⁇ ln (x / (200 ⁇ ( ⁇ R / ⁇ R 0 ) 0.587 )) ⁇ 2 ] ⁇ ⁇ max (1)
  • ⁇ max L 0 ⁇ (E / E 0 ) 0.5 ⁇ ( ⁇ R / ⁇ R 0 ) ⁇ (t / t 0 ) 0.446 (2)
  • each symbol in the above formulas (1) and (2) means the following quantities.
  • the displacement ⁇ (x) generated by striking on each of the left and right short side surfaces is made equal by making the phase of the time for periodically striking the opposing left and right short side surfaces of the slab to be equal to each other.
  • the vibration of the long side surface of the slab caused by striking the short side surface of the slab can be applied over a wide range of the slab, the segregation or The central porosity can be reduced, and a slab excellent in internal quality can be obtained.
  • FIG. 1 is a view showing the arrangement of a continuous casting machine and a striking vibration device to which the continuous casting method of the present invention can be applied.
  • FIG. 1 (a) shows a side view of the continuous casting machine, and FIG. The top view of the part which installed the vibration apparatus is shown.
  • FIG. 2 is a cross-sectional view of the slab showing the sampling position of the sample for calculating the central porosity ratio volume.
  • FIG. 3 is a graph showing the relationship between the impact energy per side of one segment and the amount of decrease in the central porosity ratio volume.
  • FIG. 4 is a schematic diagram of a vibration model by striking a slab having an unsolidified portion, where (a) shows a plan view and (b) shows a view as seen from the casting direction.
  • FIG. 1 (a) shows a side view of the continuous casting machine, and FIG. The top view of the part which installed the vibration apparatus is shown.
  • FIG. 2 is a cross-sectional view of the slab showing the sampling position of the sample for calculating
  • FIG. 5 is a graph showing the relationship between the distance from the short side impact position and the displacement in the slab thickness direction.
  • FIG. 6 is a graph showing the relationship between the maximum displacement ⁇ max in the slab thickness direction and the reduction amount ⁇ Vp of the center porosity ratio volume.
  • FIG. 7 is a graph showing the relationship between the impact energy per side of one segment and the vibration reach distance.
  • FIG. 8 is a graph showing the relationship between the impact energy per side of one segment and the vibration reach distance, and the influence of the inter-axial distance of the guide roll.
  • FIG. 9 is a graph showing the influence of impact from the short side surfaces at both ends in the width direction of the slab.
  • the inventors conducted a continuous casting test while applying vibration to the slab by striking and analyzed the effect of vibration, and as described below, the influence of vibration on the internal quality of the slab. investigated.
  • FIG. 1 is a view showing the arrangement of a continuous casting machine and a striking vibration device to which the continuous casting method of the present invention can be applied, (a) shows a side view of the continuous casting machine, and (b) shows a continuous state. The top view of the part which installed the impact vibration apparatus of the casting machine is shown.
  • the continuous casting machine shown in the figure is a vertical bending die and includes a slab striking vibration device.
  • the molten steel 4 injected into the mold 3 from the tundish (not shown) through the immersion nozzle 1 is cooled by spray water sprayed from the mold 3 and a group of secondary cooling spray nozzles (not shown) below it, A solidified shell 5 is formed to become a slab 7.
  • the slab 7 is pulled out while being supported by the group of guide rolls 6 while holding the unsolidified portion therein.
  • a meniscus which is the molten metal surface 2 of the molten steel 4 is shown.
  • the guide roll 6 is divided into a plurality of segments (not shown).
  • the striking vibration device 8 has a driving portion 10 and a striking die 9 attached to the tip portion thereof.
  • the casting speed was 0.58 to 0.61 m / min, and the amount of secondary cooling water was 0.62 to 0.73 L / kg-steel.
  • ⁇ T is the difference between the actual molten steel temperature and the liquidus temperature of the molten steel.
  • the two pairs of striking vibration devices 8 were arranged at a position of 22.5 m and a position of 24.0 m on the downstream side in the casting direction from the meniscus 2 in the mold 3 with reference to the center of the mold 9 in the casting direction.
  • the mold 9 of the striking vibration device 8 had a striking surface having a casting direction length of 1155 mm, a vertical direction height of 135 mm, and a mass of 500 kg.
  • An air cylinder device was used for the drive unit 10 of the impact vibration device 8.
  • the frequency of impact vibration on the short side surface of the slab 7 was 4 to 6 Hz, that is, the number of impacts per second was 4 to 6 times.
  • the columnar crystals in the middle of growth can be broken and the growth of columnar crystals can be suppressed. Further, when the generated equiaxed crystal bridges, a space is formed, and segregation occurs in the space, but this space is destroyed by hitting. Therefore, equiaxed crystals can be filled with a high density, the concentrated molten steel can be finely dispersed between crystal grains, and segregation and central porosity can be reduced.
  • the center solid phase ratio of the slab 7 is calculated by one-dimensional heat transfer calculation mainly using the casting speed and the amount of secondary cooling water as variables, and based on the result, a predetermined central solid ratio is obtained at the striking position.
  • the conditions were sought. And the continuous casting on the said conditions was performed, hitting the short side surface of a slab.
  • the occurrence of central porosity was evaluated by the following method.
  • the sample for calculating the specific volume of the center porosity collected from the slab is 50 mm in length (in the thickness direction of the slab), 100 mm in width (in the width direction of the slab), and the thickness (in casting) in consideration of the specific gravity measurement accuracy.
  • the casting direction of the piece was a 7 mm rectangular parallelepiped, and the surface processing accuracy was a finish according to JIS (triangle symbol ⁇ : maximum surface roughness 3.2 ⁇ m).
  • the center of the thickness based on the density at the position of 1/4 of the thickness in the thickness direction from the surface of the slab where the occurrence of the center porosity is considered to be little (hereinafter also referred to as “1/4 thickness position”)
  • the occurrence of central porosity was evaluated based on the specific volume of central porosity calculated from the density of.
  • the center porosity specific volume Vp was defined by the following formula (1) by the average density ⁇ 0 at the 1 ⁇ 4 thickness position and the average density ⁇ at the center in the thickness direction. Vp ⁇ 1 / ⁇ 1 / ⁇ 0 (1)
  • FIG. 2 is a cross-sectional view of a slab showing a sampling position of a sample for calculating the center porosity ratio volume.
  • the average density ⁇ 0 at the 1 ⁇ 4 thickness position of the slab was calculated by taking a total of two samples 7a, one each from both ends in the width direction of the slab, and averaging the respective densities.
  • the average density ⁇ at the center in the thickness direction was calculated by taking a total of six samples 7b, 7c, and 7d from three ends in the width direction of the slab and averaging the respective densities.
  • the positions at which the samples 7a to 7d were collected are based on the center of the sample, the samples 7a and 7b are 190 mm from the slab short side surface, the sample 7c is 320 mm from the slab short side surface, and the sample 7d is from the slab short side surface. 425 mm.
  • the central porosity ratio volume reduction amount ⁇ Vp was defined by the following equation (2). . - ⁇ Vp ⁇ Vp 0 -Vp 1 (2)
  • FIG. 3 is a graph showing the relationship between the impact energy per one side of a segment and the amount of decrease in the central porosity specific volume.
  • the reduction amount - ⁇ Vp of the center porosity ratio volume is calculated and arranged for each slab hit with different impact energies. From the relationship shown in the graph, it was confirmed that when the impact energy E per side of one segment exceeds 25 J, the center porosity ratio volume decreases at the end in the slab width direction.
  • the regression equation (3) is obtained.
  • - ⁇ Vp [cm 3 / g] 0.0049347 ⁇ E [J]-1.297487 (3)
  • FIG. 4 is a schematic diagram of a vibration model by striking a slab having an unsolidified portion, where (a) shows a plan view and (b) shows a view seen from the casting direction.
  • the solidified shell 5 of the slab 7 is in a state of being restrained by a guide roll 6. In this state, the short side surface of the slab 7 is hit by the hit vibration device 8.
  • the shape of the die 9 of the impact vibration device 8 was a rectangular parallelepiped having a length a in the casting direction of 1200 to 1600 mm, a thickness b of 140 mm, and a width c in the slab thickness direction of 200 mm.
  • the slab 7 had a width of 2300 mm and a thickness of 300 mm. Using such a three-dimensional model, numerical analysis was performed on the displacement of the surface (long side surface) due to vibration of the slab 7.
  • the influence on the displacement fluctuation range by the axial distance ⁇ R of the guide roll at the position where the short side surface is struck and the unsolidified thickness t of the slab at the position where the short side surface is struck can be arranged independently. It has been found that the displacement fluctuation width in the long side plate thickness direction at a position of 200 mm in the direction perpendicular to the short side surface from the strike position on the short side surface changes substantially in direct proportion to ⁇ R. Based on these findings, the following formula (b) was obtained by extending the formula (a) as an estimation formula for the displacement fluctuation width L.
  • E 0 , ⁇ R 0 and t 0 are the numerical values of the conditions where the central porosity reduction effect of E, ⁇ R and t was the greatest, and L 0 is the maximum in the slab thickness direction when the central porosity reduction effect was the largest. These are representative conditions for displacement, and are the following constant group (5). Hereinafter, this condition is also referred to as condition (5).
  • FIG. 5 is a graph showing the relationship between the distance from the short side impact position and the displacement in the slab thickness direction.
  • the horizontal axis of the graph is the distance x in the direction perpendicular to the short side surface from the striking position of the short side surface of the slab, and the vertical axis is the dimensionless displacement ( ⁇ (x) in the slab thickness direction of the slab surface. (Dimensionless value with the maximum displacement taken as 1 divided by ⁇ max ).
  • ⁇ indicates a value calculated by numerical analysis
  • ⁇ indicates a value approximated by a lognormal distribution. From the results shown in the graph, it can be seen that the values calculated by numerical analysis are approximated with a lognormal distribution with high accuracy.
  • FIG. 6 is a graph showing a relationship between the maximum displacement ⁇ max in the slab thickness direction and the decrease amount ⁇ Vp of the center porosity ratio volume.
  • the unsolidified thickness t of the slab at the striking position on the short side of the slab the unsolidified thickness at the entrance of the segment where the striking vibration device 8 is arranged by heat transfer solidification calculation at a casting speed of 0.7 m / min. The thickness was calculated and used.
  • the present inventors have found from the results shown in FIG. 6 that in the case of a slab having a thickness of 300 mm and a width of 2300 mm, the center porosity ratio volume decreases if ⁇ max is 0.10 mm or more.
  • the present inventors have further studied the relationship between the slab internal quality and the displacement of the slab due to impact, and the distance x from the short side surface at a position where ⁇ max is 0.10 mm or more and ⁇ max is If the distance x at a position where the distance x is 200 mm or more or ⁇ max is less than 200 mm and the displacement ⁇ (x) at a position where the distance x is 200 mm is 0.10 mm or more, segregation and center over a wide range inside the slab It has been found that the porosity can be reduced and the internal quality of the slab can be improved. In addition, this continuous casting test was carried out with two pairs of impact vibration devices installed, but even if the impact vibration devices are one pair or three pairs or more, the effect of improving the internal quality of the slab is the same as in the case of two pairs. It was confirmed that
  • FIG. 7 is a graph showing the relationship between the impact energy per side of one segment and the vibration reach distance.
  • the maximum value x * of the distance x in the direction perpendicular to the short side surface from the striking position of the short side surface of the slab in the region where the displacement ⁇ in the slab thickness direction by impact is 0.10 mm or more is defined as the vibration reach distance.
  • the curve in FIG. 7 was calculated from the above equation (7) and the conditions indicated by ⁇ .
  • the vibration reach distance x * can be increased by increasing the impact energy E.
  • the vibration reach distance x * is increased by 25% from 200 mm to 250 mm. That is, by increasing the impact energy E, it is possible to improve the quality of the central portion in the slab thickness direction in the vicinity of the end portion in the slab width direction where central porosity is likely to occur due to solidification delay.
  • FIG. 8 is a graph showing the relationship between the striking energy per one segment side and the vibration reaching distance when the distance between the shafts of the guide roll is changed. It is. FIG. 8 is a graph for a case where the guide roll is hit under the same conditions as in FIG. 7 except that the inter-axis distance ⁇ R is 245 mm or 400 mm. From the relationship shown in the graph, it can be seen that the vibration reach distance x * increases when the inter-axis distance ⁇ R of the guide roll is increased from 245 mm to 400 mm. That is, when the slab is a slab having a large ratio of the long side length to the short side length, the slab width is wide and bulging between the guide rolls is likely to occur. I can't take it big. On the other hand, when the slab is a bloom with a small ratio of the long side length to the short side length, the slab width is narrow and the bulging between the guide rolls is small. Therefore, it is advantageous in that the impact effect can be obtained in a wide range.
  • FIG. 9 is a graph showing the influence of impact from the short side surfaces at both ends in the width direction of the slab.
  • the horizontal axis is the distance y in the direction perpendicular to the short side surface from the center in the width direction of the slab
  • the vertical axis is the displacement ⁇ in the slab thickness direction.
  • the slab hit is a bloom having a width of about 400 mm
  • the guide roll axial distance ⁇ R is 400 mm
  • the impact energy E per segment piece side is 45 J
  • only the short side on the left side of the slab in the casting direction or the right short side The calculation result about the case where only a side surface is struck and the case where a short side surface on both sides is struck simultaneously is shown.
  • the displacement of the slab thickness direction in the region where the displacement ⁇ is 0.10 mm or more is about 300 mm, and the displacement ⁇ cannot be 0.10 mm or more over the entire width.
  • the displacement ⁇ can be made 0.10 mm or more over the entire width of the hitting position.
  • the maximum value of the displacement ⁇ reaches 0.40 mm at the center in the width direction of the slab, and the displacement ⁇ can be greatly increased. It is possible to further improve the internal quality of the slab.
  • the method of the present invention since the vibration of the long side surface of the slab caused by striking the short side surface of the slab can be applied over a wide range of the slab, the segregation or The central porosity can be reduced, and a slab excellent in internal quality can be obtained. Therefore, the method of the present invention can be widely applied as a continuous casting method of a slab having good internal quality.

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Abstract

　鋳片を最適な条件で打撃振動させることにより、偏析や中心ポロシティを低減することができる、鋼の連続鋳造方法を提供する。横断面が矩形の鋳片を鋳造する際に、未凝固部を含む鋳片の短辺面の両側に打撃振動装置を配置し、前記鋳片の短辺面を連続して打撃することにより、前記鋳片に振動を付与しつつ鋳造する鋼の連続鋳造方法であって、前記短辺面の打撃により発生する、下記(1)式および(2)式で定義される前記鋳片の長辺面の鋳片厚さ方向の変位曲線δ(x)と直線δ(x)=0.10mmの交点のうち、原点から遠いほうの交点の打撃位置からの距離が200mm以上となるように、振動エネルギー、ガイドロールの軸間距離および未凝固厚さを調整し、短辺面を打撃する鋼の連続鋳造方法である。δ(x)=exp[-1.5×{ln(x/(200×(ΔR/ΔR0)0.587))}2]×δmax…(1)、δmax=L0×(E/E0)0.5×(ΔR/ΔR0)×(t/t0)0.446…(2)

Description

鋼の連続鋳造方法
　本発明は、未凝固部を含む状態の鋳片の表面を打撃して、鋳片に振動を付与しつつ鋳造する鋼の連続鋳造方法に関する。
　連続鋳造より鋳造された鋳片の厚さ方向の中心部およびその近傍には、中心偏析やＶ偏析、逆Ｖ偏析と呼ばれるマクロ偏析である内部欠陥が発生しやすい。中心偏析は、鋳片の最終凝固部にＣ、Ｓ、Ｐ、Ｍｎなどの偏析しやすい溶質成分（以下、「偏析成分」ともいう）が濃化して現れる内部欠陥であり、Ｖ偏析および逆Ｖ偏析は、鋳片の最終凝固部の近傍に、これらの偏析成分がそれぞれＶ字状または逆Ｖ字状に濃化して現れる内部欠陥である。
　これらのマクロ偏析が発生した鋳片を素材として熱間加工を行った製品では、靭性の低下や水素誘起割れなどが発生しやすく、また、これらの製品を冷間で最終製品に加工する際に、割れが発生しやすくなる。
　鋳片における偏析の生成機構は、以下のように考えられている。すなわち、凝固が進行するにつれて、凝固組織である柱状晶の樹間に偏析成分が濃化する。その偏析成分の濃化した溶鋼（以下、「濃化溶鋼」ともいう）が、凝固時の鋳片の収縮、またはバルジングと呼ばれる鋳片の膨れなどにより、柱状晶の樹間から流出する。流出した濃化溶鋼は、最終凝固部の凝固完了点に向かって流動し、そのまま凝固して偏析成分の濃化帯が形成される。このようにして形成した偏析成分の濃化帯が偏析である。
　鋳片の偏析防止対策としては、柱状晶の樹間に残った濃化溶鋼の移動を防止すること、およびこれらの濃化溶鋼が局所的に集積するのを防止することなどが効果的であり、従来から種々の方法が提案されている。
　そして、本発明者らは、特許文献１において、横断面形状が矩形の鋳片を鋳造する際に、未凝固部を含む鋳片の短辺面側の少なくとも１箇所に配置した打撃振動装置により、中心固相率が０．１～０．９である未凝固部を含む鋳片の短辺面を連続して打撃することにより、鋳片に振動を付与しつつ鋳造する鋼の連続鋳造方法を提案した。
　また、本発明者らは、特許文献２において、矩形の横断面形状を有する鋳片の未凝固部を含む鋳造方向の位置を、複数の圧下用ガイドロール対により圧下する際に、鋳造方向における圧下領域の範囲内において、鋳片表面の少なくとも１箇所を連続して打撃することにより、鋳片に振動を付与しつつ鋳造する鋼の連続鋳造方法を提案した。
　これらの方法によれば、鋳片の打撃振動により、成長途中の柱状晶を破断させ、柱状晶の成長を抑制することができる。さらに、生成した等軸晶がブリッジングすると空間部が形成され、その空間部内で偏析が生じるが、この空間部は打撃により破壊される。そのため、等軸晶を高密度に充填させ、結晶粒間へ濃化溶鋼を微細に分散させることができ、中心偏析、Ｖ偏析、逆Ｖ偏析などの偏析の低減された、内部品質の良好な鋳片を得ることができる。
特許３８３５１８５号公報 特開２００３－３３４６４１号公報
　偏析とならぶ内部欠陥として、中心ポロシティがある。中心ポロシティは、連続鋳造において溶鋼が凝固する際の凝固収縮や凝固後の冷却による熱収縮によって、最終凝固位置である厚さ方向の中心付近に発生する小さな空孔である。鋳片の内部品質を向上させるため、偏析とともに中心ポロシティも、低減させることが求められている。また、打撃による鋳片の振動条件と鋳片中心部の品質との詳細な関係を究明して適正な振動条件を確立し、連続鋳造の効率を向上させることが求められている。
　本発明は、上記の問題に鑑みてなされたものであり、その課題は鋳片を適正な条件で打撃し、振動させることにより、偏析や中心ポロシティのない、内部品質の良好な鋳片を効率良く得ることができる鋼の連続鋳造方法を提供することにある。
　本発明者らは、偏析や中心ポロシティのない内部品質の良好な鋳片を効率良く得るための鋼の連続鋳造方法について検討し、下記の（Ａ）および（Ｂ）の知見を得た。
（Ａ）未凝固部を有する鋳片の一方の短辺面を打撃した際に生じる、鋳片の厚さ方向の変位が０．１０ｍｍ以上となる領域の、鋳片短辺面の打撃位置から短辺面に垂直な方向に距離の最大値を２００ｍｍ以上とすれば、鋳片内部における偏析を低減させることができる。
（Ｂ）打撃によって生じる鋳片の厚さ方向の変位は、ガイドロールの軸間距離、打撃エネルギーおよび鋳片の打撃位置における未凝固部の厚さによって変化する。
　本発明は、上記の知見に基づいて完成されたものであり、下記（１）および（２）の鋼の連続鋳造方法を要旨としている。
（１）横断面が矩形の鋳片を鋳造する際に、未凝固部を含む鋳片の短辺面の両側に、打撃振動装置を少なくとも一対配置し、前記鋳片の短辺面を連続して打撃することにより、前記鋳片に振動を付与しつつ鋳造する鋼の連続鋳造方法であって、前記短辺面の打撃により、下記（１）式および（２）式で定義される前記鋳片の長辺面の鋳片厚さ方向の変位曲線δ（ｘ）と直線δ（ｘ）＝０．１０ｍｍとの交点が２箇所発生し、前記交点のうち、原点から遠いほうの交点の前記鋳片短辺面の打撃位置から鋳片幅方向の距離が２００ｍｍ以上となるように、振動エネルギー、ガイドロールの軸間距離および未凝固厚さを調整して、短辺面を打撃することを特徴とする鋼の連続鋳造方法。
　　　δ（ｘ）＝ｅｘｐ［－１．５×｛ｌｎ（ｘ／（２００×（ΔＲ／ΔＲ０）０．５８７））｝２］×δｍａｘ　・・・（１）
　　　δｍａｘ＝Ｌ０×（Ｅ／Ｅ０）０．５×（ΔＲ／ΔＲ０）×（ｔ／ｔ０）０．４４６　・・・（２）
　ここで、上記（１）式および（２）式中の各記号は下記の諸量を意味する。
　　ｘ：鋳片短辺面の打撃位置を０とする、鋳片幅方向の距離（ｍｍ）、
　　δ（ｘ）：位置ｘにおける鋳片厚さ方向の変位（ｍｍ）、
　　δｍａｘ：鋳片厚さ方向の最大変位（ｍｍ）、
　　ΔＲ：短辺面を打撃する位置のガイドロールの軸間距離（ｍｍ）、
　　Ｅ：１セグメント片側当たりの打撃エネルギー（Ｊ）、
　　ｔ：鋳片短辺面の打撃位置における鋳片の未凝固厚さ（ｍｍ）、
　ただし、Ｅ０＝３９（Ｊ）、ΔＲ０＝２４５（ｍｍ）、ｔ０＝２６（ｍｍ）、Ｌ０＝０．１１４（ｍｍ）である。
（２）前記鋳片の相対する左右の短辺面を周期的に打撃する時間の位相を同一とすることにより、前記左右の短辺面それぞれにおける打撃によって発生する前記変位δ（ｘ）を互いに重畳させ、該重畳された変位δ（ｘ）を打撃位置の幅方向全体に亘って０．１０ｍｍ以上とすることを特徴とする上記（１）の鋼の連続鋳造方法。
　本発明の方法によれば、鋳片短辺面の打撃によって生じる、鋳片長辺面の変位が０．１０ｍｍ以上の振動を、鋳片の広い範囲に亘って付与することができるため、偏析や中心ポロシティを低減させ、内部品質に優れた鋳片を得ることができる。
図１は本発明の連続鋳造方法を適用可能な連続鋳造機と打撃振動装置の配置を示す図であり、（ａ）は連続鋳造機の側面図を示し、（ｂ）は連続鋳造機の打撃振動装置を設置した部分の平面図を示す。 図２は中心ポロシティ比体積算出用の試料の採取位置を示す鋳片の横断面図である。 図３は１セグメント片側当たりの打撃エネルギーと中心ポロシティ比体積の減少量との関係を示すグラフである。 図４は未凝固部分を有する鋳片の打撃による振動モデルの模式図であり、（ａ）は平面図を示し、（ｂ）は鋳造方向から見た図を示す。 図５は短辺面打撃位置からの距離と、鋳片厚さ方向の変位との関係を示すグラフである。 図６は鋳片厚さ方向の最大変位δｍａｘと中心ポロシティ比体積の減少量－ΔＶｐとの関係を示すグラフである。 図７は１セグメント片側当たりの打撃エネルギーと、振動到達距離との関係を示すグラフである。 図８は１セグメント片側当たりの打撃エネルギーと、振動到達距離との関係を示し、ガイドロールの軸間距離の影響を示すグラフである。 図９は鋳片の幅方向両端のそれぞれの短辺面からの打撃の影響を示すグラフである。
　以下に、本発明の方法を上述のとおり規定した理由および本発明の方法の好ましい態様について説明する。
　本発明者らは、鋳片に打撃による振動を付与しながらの連続鋳造試験を行って、振動の効果について解析を進め、以下に説明するように、鋳片の内部品質への振動の影響を調査した。
１．鋳片内部品質と打撃エネルギーの関係について
１－１．鋳造試験条件
　図１は、本発明の連続鋳造方法を適用可能な連続鋳造機と打撃振動装置の配置を示す図であり、（ａ）は連続鋳造機の側面図を示し、（ｂ）は連続鋳造機の打撃振動装置を設置した部分の平面図を示す。同図に示す連続鋳造機は、垂直曲げ型であり、鋳片の打撃振動装置を備える。
　タンディッシュ（図示せず）から浸漬ノズル１を経て鋳型３に注入された溶鋼４は、鋳型３およびその下方の二次冷却スプレーノズル群（図示せず）から噴射されるスプレー水によって冷却され、凝固シェル５が形成されて鋳片７となる。鋳片７は、その内部に未凝固部を保持したまま、ガイドロール６群に支持されながら引き抜かれる。図１の鋳型３内には、溶鋼４の湯面２であるメニスカスが示される。ガイドロール６は、複数のセグメント（図示せず）に分けて配置されている。
　そして、ガイドロール６群の鋳造方向下流部に二対の打撃振動装置８が、それぞれセグメントごとに設置され、鋳片７の短辺面を打撃する。打撃振動装置８は、駆動部１０およびその先端部に取り付けられた打撃用の金型９を有する。
　本連続鋳造試験では、鋳型３として厚さ３００ｍｍの鋳片用のものを用いた。打撃振動の幅方向への影響を調査するため、鋳片７として２３００ｍｍの広幅のスラブを用いた。
　鋳造試験には、厚鋼板用として用いられている下記の成分組成の鋼種を採用した。すなわち、Ｃ：０．０５～１．００質量％、Ｓｉ：０．０４～０．６０質量％、Ｍｎ：０．５０～２．００質量％、Ｐ：０．０２０質量％以下、Ｓ：０．００６質量％以下を含有し、残部がＦｅおよび不可避的不純物からなる鋼種である。
　鋳造速度は、０．５８～０．６１ｍ／ｍｉｎ、二次冷却水量は、０．６２～０．７３Ｌ／ｋｇ－ｓｔｅｅｌとした。タンディッシュ内の溶鋼の平均温度は、溶鋼過熱度ΔＴ＝３０～５０℃の範囲でほぼ一定とした。ΔＴは、実際の溶鋼温度と当該溶鋼の液相線温度との差である。
　二対の打撃振動装置８は、それぞれ金型９の鋳造方向中央を基準として、鋳型３内のメニスカス２から鋳造方向において下流側の２２．５ｍの位置および２４．０ｍの位置に配置した。打撃振動装置８の金型９は、打撃面の鋳造方向の長さが１１５５ｍｍ、鉛直方向の高さが１３５ｍｍであり、質量が５００ｋｇであった。打撃振動装置８の駆動部１０には、エアシリンダ装置を用いた。鋳片７の短辺面の打撃振動の周波数は４～６Ｈｚ、すなわち１秒当たりの打撃数は４～６回とした。
　鋳片短辺面の打撃により、成長途中の柱状晶を破断させ、柱状晶の成長を抑制することができる。さらに、生成した等軸晶がブリッジングすると、空間部が形成され、その空間部内で偏析が生じるが、この空間部は打撃により破壊される。そのため、等軸晶を高密度に充填させ、結晶粒間へ濃化溶鋼を微細に分散させることができ、偏析や中心ポロシティを低減させることができる。
　鋳片７の中心固相率は、主に鋳造速度と、二次冷却水量を変数として一次元の伝熱計算により算出し、その結果に基づいて、打撃位置における所定の中心固相率となる条件を求めた。そして、鋳片の短辺面を打撃しながら当該条件での連続鋳造を行った。
１－２．鋳片の内部品質の評価
　鋳片の短辺面を打撃しながら行った連続鋳造によって得られた鋳片の内部品質の評価を、中心ポロシティの発生状況を評価することにより行った。
１－２－１．中心ポロシティの発生状況の評価方法
　中心ポロシティの発生状況は下記の方法により評価した。鋳片から採取した中心ポロシティの比体積算出用の試料は、比重測定の精度を勘案し、長さ（鋳片の厚さ方向）５０ｍｍ、幅（鋳片の幅方向）１００ｍｍ、厚さ（鋳片の鋳造方向）７ｍｍの直方体とし、表面の加工精度はＪＩＳに基づく上仕上げ（三角記号▽▽▽：最大表面粗さ３．２μｍ）とした。中心ポロシティの発生がほとんどないとみられる鋳片の表面から厚さ方向に厚さの１／４の位置（以下、「１／４厚さ位置」ともいう）の密度を基準とし、厚さ中心部の密度から算出した中心ポロシティの比体積により中心ポロシティの発生状況を評価した。中心ポロシティ比体積Ｖｐは、１／４厚さ位置の平均密度ρ０と、厚さ方向の中心の平均密度ρにより、下記（１）式で定義した。
　Ｖｐ≡１／ρ－１／ρ０　・・・（１）
　図２は、中心ポロシティ比体積算出用の試料の採取位置を示す鋳片の横断面図である。図２には、鋳片の鋳造方向に垂直な断面の、幅方向の一端側の領域を示す。鋳片の１／４厚さ位置の平均密度ρ０は、鋳片の幅方向の両端からそれぞれ１箇所ずつ合計２個の試料７ａを採取し、それぞれの密度を平均して算出した。厚さ方向の中心の平均密度ρは、鋳片の幅方向の両端からそれぞれ３箇所ずつ合計６個の試料７ｂ、７ｃ、７ｄを採取し、それぞれの密度を平均して算出した。試料７ａ～７ｄを採取した位置は、試料の中心を基準として、試料７ａおよび７ｂは鋳片短辺面から１９０ｍｍ、試料７ｃは鋳片短辺面から３２０ｍｍ、試料７ｄは鋳片短辺面から４２５ｍｍとした。
　そして、打撃を行わなかった鋳片の中心ポロシティ比体積Ｖｐ０および打撃を行った鋳片の中心ポロシティ比体積Ｖｐ１に基づいて中心ポロシティ比体積減少量－ΔＶｐを下記（２）式で定義した。
　－ΔＶｐ≡Ｖｐ０－Ｖｐ１　・・・（２）
１－２－２．中心ポロシティ発生状況の評価結果
　図３は、１セグメント片側当たりの打撃エネルギーと中心ポロシティ比体積の減少量との関係を示すグラフである。同グラフは、異なる打撃エネルギーで打撃を行った各鋳片について、中心ポロシティ比体積の減少量－ΔＶｐを算出し、整理したものである。同グラフに示される関係から、１セグメント片側当たりの打撃エネルギーＥが２５Ｊを超えると、鋳片幅方向の端部において、中心ポロシティ比体積が減少する関係が確認された。同グラフにおける、１セグメント片側当たりの打撃エネルギーＥと中心ポロシティ比体積の減少量－ΔＶｐとの関係について回帰式を算出すると、下記（３）式となる。
　　－ΔＶｐ［ｃｍ３／ｇ］＝０．００４９３４７×Ｅ［Ｊ］－１．２９７４８７　・・・（３）
　そして、図３から、打撃エネルギーＥ＝３９Ｊのとき、中心ポロシティ比体積の減少量－ΔＶｐ＝０．５７×１０－４ｃｍ３／ｇ程度の中心ポロシティの低減効果が得られるとの知見を得た。また、マクロ観察の結果、打撃を行った鋳片の方が打撃を行わなかった鋳片よりも粒状偏析が少ない傾向が認められた。
２．鋳片内部品質と打撃エネルギーの関係の一般化
　上記の知見を基に、さらに本発明者らは、鋳片短辺の打撃に関する上記結果の一般化を検討した。
　図４は、未凝固部分を有する鋳片の打撃による振動モデルの模式図であり、（ａ）は平面図を示し、（ｂ）は鋳造方向から見た図を示す。同図において、鋳片７の凝固シェル５はガイドロール６により拘束された状態にある。この状態で、鋳片７の短辺面は打撃振動装置８により打撃される。
　打撃振動装置８の金型９の形状は、鋳造方向の長さａが１２００～１６００ｍｍ、厚さｂが１４０ｍｍ、鋳片厚さ方向の幅ｃが２００ｍｍの直方体とした。また鋳片７は幅２３００ｍｍ、厚さ３００ｍｍとした。このような３次元モデルを用いて、鋳片７の振動による表面（長辺面）の変位について数値解析を行った。
　本発明者らは、鋳片７における打撃振動による表面変位の数値解析結果から、鋳片厚さ方向の最大変位δｍａｘは、短辺面の打撃位置から短辺面に垂直な方向（鋳片幅方向）に２００ｍｍの位置における値δｘ＝２００ｍｍとほぼ等しいことを見出した。
　また、本発明者らは、固液界面位置における変位変動幅Ｌとそれに影響を及ぼす諸因子との関係についてのこれまでの検討により、振動領域内の変位変動幅Ｌは、打撃ヘッドの有する衝撃エネルギーＥで整理され、その関係は下記（ａ）式で記述できることを知見した。以下、下付きの０を付した各記号は代表条件を示す。
　　　Ｌ／Ｌ０＝（Ｅ／Ｅ０）０．５　・・・（ａ）
　さらに、短辺面を打撃する位置のガイドロールの軸間距離ΔＲ、および鋳片短辺面の打撃位置における鋳片の未凝固厚さｔが変位変動幅に及ぼす影響は独立して整理でき、短辺面の打撃位置から短辺面に垂直な方向に２００ｍｍの位置における長辺板厚方向の変位変動幅は、ΔＲに対してほぼ正比例で変化することを知見した。これらの知見を踏まえ、変位変動幅Ｌの推算式として式（ａ）を拡張した下記（ｂ）式が得られた。
　　　Ｌ／Ｌ０＝（Ｅ／Ｅ０）０．５×（ΔＲ／ΔＲ０）×ｆ（ｔ，ｔ０）　・・・（ｂ）
　ここで、ｆ（ｔ，ｔ０）は鋳片の未凝固厚さの影響項を表す。ｆ（ｔ，ｔ０）が無次元量ｔ／ｔ０の累乗に比例すると仮定すると、実験シミュレーション結果からｆの一例として下記（ｃ）式が得られた。
　　　ｆ（ｔ，ｔ０）＝（ｔ／ｔ０）０．４４６　・・・（ｃ）
　そして、式（ｃ）を式（ｂ）に代入し、最終的に変位変動幅Ｌ（＝δｍａｘ）の推算式として下記（４）式を得た。
　　　δｍａｘ≒δｘ＝２００ｍｍ＝Ｌ０×（Ｅ／Ｅ０）０．５×（ΔＲ／ΔＲ０）×（ｔ／ｔ０）０．４４６　・・・（４）
　ここで、上記（４）式中の各記号は下記の諸量を意味する。
　　Ｅ：１セグメント片側当たりの打撃エネルギー（Ｊ）、
　　ΔＲ：短辺面を打撃する位置のガイドロールの軸間距離（ｍｍ）、
　　ｔ：鋳片短辺面の打撃位置における鋳片の未凝固厚さ（ｍｍ）。
　　また、Ｅ０、ΔＲ０およびｔ０はそれぞれＥ、ΔＲおよびｔの中心ポロシティ低減効果がもっとも大きかった条件の数値、Ｌ０は中心ポロシティ低減効果がもっとも大きかった場合の鋳片厚さ方向の最大変位の代表条件であり、それぞれ下記の定数群（５）である。以下、この条件を条件（５）ともいう。
　　Ｅ０＝３９（Ｊ）、ΔＲ０＝２４５（ｍｍ）、ｔ０＝２６（ｍｍ）、Ｌ０＝０．１１４（ｍｍ）　・・・（５）
　本発明者らは、数値解析によって算出した、鋳片短辺面の打撃位置から短辺面に垂直な方向に距離ｘの位置における鋳片表面（長辺面）の鋳片厚さ方向の変位δ（ｘ）は、対数正規分布により近似すると、上記（４）式のδｍａｘを用いて下記（６）式のように一般化できることを知見した。
　　　δ（ｘ）＝ｅｘｐ［－１．５×｛ｌｎ（ｘ／（２００×（ΔＲ／ΔＲ０）０．５８７））｝２］×δｍａｘ　・・・（６）
　図５は、短辺面打撃位置からの距離と、鋳片厚さ方向の変位との関係を示すグラフである。同グラフの横軸は鋳片短辺面の打撃位置から短辺面に垂直な方向の距離ｘであり、縦軸は鋳片表面の鋳片厚さ方向の無次元変位（δ（ｘ）をδｍａｘにより除して最大変位を１とした無次元の値）である。同グラフにおいて、○印は数値解析により算出した値を示し、●印は対数正規分布により近似した値を示す。同グラフに示される結果から、数値解析により算出した値は対数正規分布により精度良く近似されていることがわかる。
３．鋳片内部品質と打撃による鋳片の変位との関係について
　図６は、鋳片厚さ方向の最大変位δｍａｘと中心ポロシティ比体積の減少量－ΔＶｐとの関係を示すグラフである。同グラフに示される関係は、前記（３）式と、前記条件（５）を適用してΔＲ＝２４５（ｍｍ）、ｔ＝２６（ｍｍ）とした前記（４）式とからδｍａｘと－ΔＶｐとの関係を求め、作成したものである。鋳片短辺面の打撃位置における鋳片の未凝固厚さｔについては、鋳造速度０．７ｍ／ｍｉｎの場合の伝熱凝固計算により打撃振動装置８が配置されたセグメントの入口における未凝固厚さを算出し、その値を用いた。
　本発明者らは、図６の結果から、厚さ３００ｍｍ、幅２３００ｍｍの鋳片の場合には、δｍａｘが０．１０ｍｍ以上であれば、中心ポロシティ比体積が減少することを知見した。
　また、本発明者らは、鋳片内部品質と打撃による鋳片の変位との関係についてさらに検討を進め、δｍａｘが０．１０ｍｍ以上且つδｍａｘとなる位置の短辺面からの距離ｘが２００ｍｍ以上、または、δｍａｘとなる位置の距離ｘが２００ｍｍ未満且つ距離ｘが２００ｍｍの位置における変位δ（ｘ）が０．１０ｍｍ以上であれば、鋳片内部の広い範囲に亘って偏析や中心ポロシティを低減させることができ、鋳片の内部品質を向上させることができることを知見した。また、本連続鋳造試験は、打撃振動装置を二対設置して行ったが、打撃振動装置は一対または三対以上であっても二対の場合と同様に鋳片の内部品質を向上させる効果を得られることを確認した。
４．打撃エネルギーと打撃による振動到達距離との関係について
　上記（６）式をｘについて解くと、鋳片厚さ方向の変位δおよび短辺面を打撃する位置におけるガイドロールの軸間距離ΔＲの関数として下記（７）式が得られる。
　　　ｘ＝２００×（ΔＲ／ΔＲ０）０．５８７×ｅｘｐ［｛－ｌｎ（δ／δｍａｘ）／１．５｝０．５］　・・・（７）
　図７は、１セグメント片側当たりの打撃エネルギーと、振動到達距離との関係を示すグラフである。打撃による鋳片厚さ方向の変位δが０．１０ｍｍ以上となる領域の、鋳片短辺面の打撃位置から短辺面に垂直な方向の距離ｘの最大値ｘ＊を振動到達距離と定義する。同グラフ中の●印は、前記条件（５）を適用し、鋳片の厚さを３００ｍｍ、鋳片の短辺面における１セグメント片側当たりの打撃エネルギーＥを４０Ｊとして打撃した場合の結果であり、ｘ＊＝２００ｍｍである。また、図７中の曲線は、上記（７）式と●印の条件から算出した。同グラフに示される関係から、打撃エネルギーＥを増加させることにより、振動到達距離ｘ＊を増加させることが可能となることがわかる。例えば、打撃エネルギーＥを４０Ｊから６５Ｊに増加させることにより、振動到達距離ｘ＊は２００ｍｍから２５０ｍｍへ、２５％増加する。つまり、打撃エネルギーＥを増加させることにより、凝固遅れに起因して中心ポロシティが発生しやすい鋳片幅方向の端部周辺における、鋳片厚さ方向中心部の品質改善が可能である。
５．ガイドロールの軸間距離と打撃による振動到達距離との関係について
　図８は、ガイドロールの軸間距離を変更した場合についての、１セグメント片側当たりの打撃エネルギーと振動到達距離との関係を示すグラフである。図８は、ガイドロールの軸間距離ΔＲが２４５ｍｍまたは４００ｍｍであること以外は、図７と同様の条件で打撃した場合についてのグラフである。同グラフに示される関係から、ガイドロールの軸間距離ΔＲを２４５ｍｍから４００ｍｍに広げると、振動到達距離ｘ＊が増大することがわかる。つまり、鋳片が、長辺長さと短辺長さの比が大きいスラブである場合には、鋳片幅が広く、ガイドロール間でのバルジングが生じやすいため、ガイドロールの軸間距離ΔＲを大きく取ることができない。一方、鋳片が、長辺長さと短辺長さの比が小さいブルームである場合には、鋳片幅が狭く、ガイドロール間でのバルジングは少ないため、ガイドロールの軸間距離ΔＲを大きく取ることができるので、打撃の効果を広い範囲で得ることができる点で有利である。
６．両側からの打撃の効果について
　図９は、鋳片の幅方向両端のそれぞれの短辺面からの打撃の影響を示すグラフである。同グラフは、横軸を鋳片の幅方向中央から短辺面に垂直な方向の距離ｙとし、縦軸を鋳片厚さ方向の変位δとしている。打撃した鋳片は幅約４００ｍｍのブルームとし、ガイドロールの軸間距離ΔＲを４００ｍｍ、１セグメント片側当たりの打撃エネルギーＥを４５Ｊとして、鋳片の鋳造方向左側の短辺面のみ、または右側の短辺面のみを打撃した場合と、両側の短辺面を同時に打撃した場合とについての計算結果を示す。同グラフに示される結果から、鋳片の鋳造方向左側の短辺面のみを打撃した場合の鋳片厚さ方向の変位δＬおよび右側の短辺面のみを打撃した場合の鋳片厚さ方向の変位δＲを重畳すると、鋳片の両側の短辺面を同時に打撃した場合の鋳片厚さ方向の変位δＤとなることがわかる。
　鋳片の鋳造方向左側の短辺面のみ、または右側の短辺面のみを打撃した場合には、鋳片厚さ方向の変位δが０．１０ｍｍ以上となる領域の、鋳片短辺面の打撃位置から短辺面に垂直な方向の距離は約３００ｍｍであり、全幅にわたって変位δを０．１０ｍｍ以上とすることはできない。しかし、両側の短辺面を同時に打撃することにより、打撃位置の全幅にわたって変位δを０．１０ｍｍ以上とすることができる。また、図９からわかるように、両側の短辺面を同時に打撃した場合には、鋳片の幅方向中央において変位δの最大値が０．４０ｍｍに達し、変位δを大幅に増加させることができ、鋳片の内部品質改善をさらに図ることができる。
　本発明の方法によれば、鋳片短辺面の打撃によって生じる、鋳片長辺面の変位が０．１０ｍｍ以上の振動を、鋳片の広い範囲に亘って付与することができるため、偏析や中心ポロシティを低減させ、内部品質に優れた鋳片を得ることができる。したがって、本発明の方法は、内質の良好な鋳片の連続鋳造方法として広範に適用できる。
１：浸漬ノズル、　２：溶鋼湯面（メニスカス）、　３：鋳型、　４：溶鋼、　５：凝固シェル、　６：ガイドロール、　７：鋳片、　７ａ、７ｂ、７ｃ、７ｄ：鋳片試料、　８：打撃振動装置、　９：金型、　１０：駆動部

Claims (2)

  1. 　横断面が矩形の鋳片を鋳造する際に、未凝固部を含む鋳片の短辺面の両側に、打撃振動装置を少なくとも一対配置し、前記鋳片の短辺面を連続して打撃することにより、前記鋳片に振動を付与しつつ鋳造する鋼の連続鋳造方法であって、
    　前記短辺面の打撃により、下記（１）式および（２）式で定義される前記鋳片の長辺面の鋳片厚さ方向の変位曲線δ（ｘ）と直線δ（ｘ）＝０．１０ｍｍとの交点が２箇所発生し、前記交点のうち、原点から遠いほうの交点の前記鋳片短辺面の打撃位置から鋳片幅方向の距離が２００ｍｍ以上となるように、振動エネルギー、ガイドロールの軸間距離および未凝固厚さを調整して、短辺面を打撃することを特徴とする鋼の連続鋳造方法。
    　　　δ（ｘ）＝ｅｘｐ［－１．５×｛ｌｎ（ｘ／（２００×（ΔＲ／ΔＲ０）０．５８７））｝２］×δｍａｘ　・・・（１）
    　　　δｍａｘ＝Ｌ０×（Ｅ／Ｅ０）０．５×（ΔＲ／ΔＲ０）×（ｔ／ｔ０）０．４４６　・・・（２）
    　ここで、上記（１）式および（２）式中の各記号は下記の諸量を意味する。
    　　ｘ：鋳片短辺面の打撃位置を０とする、鋳片幅方向の距離（ｍｍ）、
    　　δ（ｘ）：位置ｘにおける鋳片厚さ方向の変位（ｍｍ）、
    　　δｍａｘ：鋳片厚さ方向の最大変位（ｍｍ）、
    　　ΔＲ：短辺面を打撃する位置のガイドロールの軸間距離（ｍｍ）、
    　　Ｅ：１セグメント片側当たりの打撃エネルギー（Ｊ）、
    　　ｔ：鋳片短辺面の打撃位置における鋳片の未凝固厚さ（ｍｍ）、
    　ただし、Ｅ０＝３９（Ｊ）、ΔＲ０＝２４５（ｍｍ）、ｔ０＝２６（ｍｍ）、Ｌ０＝０．１１４（ｍｍ）である。
  2. 　前記鋳片の相対する左右の短辺面を周期的に打撃する時間の位相を同一とすることにより、前記左右の短辺面それぞれにおける打撃によって発生する前記変位δ（ｘ）を互いに重畳させ、該重畳された変位δ（ｘ）を打撃位置の幅方向全体に亘って０．１０ｍｍ以上とすることを特徴とする請求項１の鋼の連続鋳造方法。
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