WO2016103293A1 - 鋼の連続鋳造方法 - Google Patents

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WO2016103293A1
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width
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圭吾 外石
浩之 大野
則親 荒牧
三木　祐司
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Ｊｆｅスチール株式会社
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    • B21B—ROLLING OF METAL
    • B21B2201/00—Special rolling modes
    • B21B2201/14—Soft reduction

Definitions

  • the present invention relates to a method of continuous casting of steel that suppresses component segregation, that is, center segregation, occurring at the thickness center of a continuous cast slab.
  • unsolidified molten steel In continuous casting of steel, unsolidified molten steel (referred to as “unsolidified layer”) is sucked along with solidification shrinkage in the final process of solidification, and the flow of unsolidified molten steel in the drawing direction of the slab occurs.
  • solute elements such as carbon (C), phosphorus (P), sulfur (S), manganese (Mn) are concentrated, and this concentrated molten steel flows into the slab center.
  • center segregation occurs.
  • Factors causing the flow of concentrated molten steel at the end of solidification include bulging of slabs between rolls due to static pressure of molten steel and inconsistency in roll alignment of slab support rolls in addition to the above-described solidification shrinkage.
  • the “light reduction method at the end of solidification” in which a continuous cast slab having an unsolidified layer inside is reduced in a continuous casting machine is particularly effective in improving center segregation.
  • the “light reduction method at the end of solidification” means that a plurality of reduction rolls are arranged near the solidification completion position of the slab, and the reduction of the slab during continuous casting is reduced to a degree corresponding to the solidification shrinkage amount by this reduction roll. It is a method of gradually reducing the speed to suppress the generation of voids at the center of the slab and the flow of concentrated molten steel, thereby suppressing the center segregation of the slab.
  • Patent Document 1 in the continuous casting method in which light reduction is applied to the slab at the final solidified portion of the continuous casting slab, the reduction amount per unit time of the slab in the section where light reduction is applied.
  • a continuous casting method defined by the slab surface temperature at the start and the unsolidified layer thickness of the slab at the reduced position.
  • Patent Document 2 and Patent Document 3 from the time when the solid phase ratio at the central portion of the bloom slab reaches a temperature corresponding to 0.1 to 0.3 to the time corresponding to the flow limit solid phase ratio.
  • continuous casting in which continuous casting is performed while rolling down a plurality of roll pairs, a continuous casting method is proposed in which the reduction rate of the slab is increased toward the downstream side in the casting direction where the solid phase ratio at the center of the slab increases. Has been.
  • Patent Document 4 in continuous casting of steel continuously cast while applying a rolling force to a slab during casting, information on a cross-sectional shape perpendicular to the longitudinal direction of the slab and an unsolidified portion in the cross-section A continuous casting method for setting or adjusting a rolling condition based on shape information has been proposed.
  • JP-A-8-132203 Japanese Patent Laid-Open No. 3-90263 Japanese Patent Laid-Open No. 3-90259 JP 2003-71552 A
  • the present inventors should end the light reduction and the time point at which the light reduction should be started if the thickness of the cast slab is different.
  • the point in time is not affected by the slab thickness and does not change, but it is empirically found that the optimum reduction speed in the range where the rolling force is applied to the slab (referred to as “light reduction zone”) changes according to the slab thickness. Obtained as knowledge.
  • the thickness of the slab slab is determined by the thickness of the steel product after rolling and the rolling reduction ratio (slab thickness / steel product thickness) required for the specifications of this steel product. Therefore, when a new steel product specification is set, the slab thickness is set according to the specification. If the slab of the set thickness has not been cast before by applying the light reduction method at the end of solidification, a new reduction speed under the light reduction that is optimal for the slab thickness is set. There was a need. For this reason, the optimum rolling gradient is determined each time in a casting experiment using an actual machine in which the rolling gradient of the light rolling belt is set to several levels, and there is a problem that it takes a lot of time and cost. In other words, the realization of a method for easily obtaining the optimum light rolling gradient according to the thickness of the slab slab was an issue.
  • the “rolling gradient” is a state of the roll opening that is set so that the interval between the rolls of the opposing rolls (referred to as “roll opening”) is gradually narrowed toward the downstream side in the casting direction, Normally, it is displayed as a narrowing amount (mm / m) of the roll opening degree per 1 m.
  • a value obtained by multiplying the rolling gradient (mm / m) by the slab drawing speed (m / min) is the rolling speed (mm / min).
  • Patent Document 1 focuses on the thickness of an unsolidified layer of a slab as an index for effectively carrying out light reduction.
  • the ratio that the amount of reduction set by the reduction roll is transmitted to the solid-liquid interface of the slab as it is reduced on the downstream side of casting, that is, when the unsolidified layer thickness of the slab is smaller. (Hereinafter referred to as “rolling efficiency”) is based on the finding that the reduction is small.
  • the center segregation becomes apparent in the central portion of the slab where the unsolidified layer thickness is about 10 mm or less. According to the relationship between the unsolidified layer thickness D shown in FIG.
  • Patent Document 1 of Patent Document 1 and the required reduction speed per unit time, the difference in required reduction speed is at most 10 when the unsolidified layer thickness is 10 mm and 0 mm. %. Further, in [Example] of Patent Document 1, only a test result of one type of slab thickness (250 mm) is described, and when the optimum rolling reduction condition described in Patent Document 1 has different slab thicknesses. It is unclear whether it is effective.
  • the size of the slab used for the test is three types of thickness x width of 300 mm x 500 mm, 162 mm x 162 mm, and 380 mm x 560 mm. It relates to rolling casting.
  • the ratio of width to thickness (width / thickness) of the cross section perpendicular to the drawing direction of the slabs is smaller than that of slab slabs. Becomes smaller. Accordingly, the setting of the reduction amount increases as it approaches the end of solidification, and is about 2 to 3 times larger than the example of the slab cast of Patent Document 1. This reduction condition is not directly applicable to the light reduction of the slab slab.
  • Patent Documents 1 to 3 since the rolling gradient in the light rolling belt is changed along the drawing direction of casting, the setting of the roll opening of the slab support roll is complicated, and this is realized in an actual machine. The structure of equipment must be complicated.
  • Patent Document 4 is intended for a bloom slab, but sets light reduction conditions using information on a cross-sectional shape perpendicular to the longitudinal direction of the slab, that is, the width and thickness of the slab.
  • the ratio between the width and thickness of the slab is used as a reference value, and the light reduction condition is set based on the amount of change of the ratio between the width and thickness of the unsolidified portion of the slab with respect to the reference value.
  • the reduction condition is not set using the value of the thickness itself.
  • the shape of the unsolidified layer of the slab depends on the ratio of cooling on the upper and lower surfaces of the slab in the continuous casting machine or on the left and right sides of the slab. This is because both the case of flattening in the direction and the case of flattening in the up-and-down direction are intended to enable optimum light reduction according to either of these cases. is there.
  • Patent Documents 1 to 4 leads to the solution of the problems of the present inventors, and it is necessary to develop new means.
  • the present invention has been made in view of the above circumstances, and the object of the present invention is that it is possible to set a light reduction condition according to the thickness of the slab slab. It is an object of the present invention to provide a continuous casting method of steel that can prevent occurrence and occurrence of internal cracking of a slab due to excessive reduction.
  • a slab having a thickness of 160 to 350 mm, a width of 1600 to 2400 mm, and a ratio of width to thickness (width / thickness) of 4 to 15 has a solid phase ratio of 0 at the center of the slab thickness.
  • V a slab drawing speed (m / min)
  • ⁇ a thickness factor (dimensionless)
  • Z is a rolling gradient (mm / m)
  • D is a casting object to be cast.
  • Rt in the formula (3) is the total amount of slab reduction (mm)
  • D is the thickness of the cast slab directly under the mold (mm)
  • ⁇ is a thickness coefficient (non-dimensional).
  • the steel slab in order to reduce the center segregation of the slab slab, is continuously cast by applying a reduction amount corresponding to the solidification shrinkage amount in the light reduction zone to the slab during continuous casting.
  • the reduction conditions are set so that the thickness of the slab to be cast, the reduction gradient of the light reduction belt, and the drawing speed of the slab are within the ranges satisfying the relationship of the above expressions (1) and (2).
  • FIG. 1 is a schematic side view of a slab continuous casting machine used in carrying out the present invention.
  • FIG. 2 is a schematic view showing an example of a roll segment constituting a light pressure lower belt of a slab continuous casting machine, and is a schematic view seen from the side of the continuous casting machine.
  • FIG. 3 is a schematic view of the roll segment shown in FIG. 2 viewed from the casting direction of the slab, that is, a schematic view in a cross section orthogonal to the casting direction.
  • FIG. 1 is a schematic side view of a slab continuous casting machine used in carrying out the present invention.
  • the slab continuous casting machine 1 is provided with a mold 5 for injecting and solidifying molten steel 9 to form the outer shell shape of the slab 10.
  • a tundish 2 for relaying and supplying molten steel 9 supplied from a ladle (not shown) to the mold 5 is installed at a predetermined position above the mold 5, and at the bottom of the tundish 2,
  • a sliding nozzle 3 for adjusting the flow rate is installed, and an immersion nozzle 4 is installed on the lower surface of the sliding nozzle 3.
  • a plurality of pairs of slab support rolls 6 including a support roll, a guide roll, and a pinch roll are disposed below the mold 5.
  • a secondary cooling zone in which a spray nozzle (not shown) such as a water spray nozzle or an air mist spray nozzle is arranged is formed in the gap between the slab support rolls 6 adjacent in the casting direction.
  • the slab 10 is configured to be cooled while being drawn out by cooling water sprayed from the nozzle (also referred to as “secondary cooling water”).
  • a plurality of transport rolls 7 for transporting the cast slab 10 are installed on the downstream side of the final slab support roll 6 in the casting direction.
  • a slab cutting machine 8 for cutting a slab 10a having a predetermined length from the slab 10 is disposed.
  • an interval between the slab support rolls facing each other across the slab 10 (this interval is referred to as “roll opening”).
  • a light pressure lower belt 14 composed of a support roll group is provided. In the light reduction belt 14, it is possible to perform light reduction on the slab 10 in the entire region or a partially selected region.
  • a spray nozzle for cooling the slab 10 is also disposed between the slab support rolls of the light pressure lower belt 14.
  • the slab support roll 6 disposed in the light reduction belt 14 is also referred to as a reduction roll.
  • the rolling gradient is indicated by the amount of narrowing of the roll opening per 1 m in the casting direction, that is, “mm / m”, and accordingly, the rolling speed (mm / min) of the slab 10 in the light rolling belt 14. Is obtained by multiplying the rolling gradient (mm / m) by the slab drawing speed (m / min).
  • the light pressure lower belt 14 is configured by connecting three roll segments each including three pairs of slab support rolls 6 in the casting direction.
  • the light pressure lower belt 14 may have one roll segment or two roll segments.
  • four or more groups may be used.
  • each roll segment is composed of three pairs of slab support rolls 6, but there are two or more pairs of slab support rolls 6 constituting one roll segment. Any number can be used.
  • FIG. 2 and FIG. 3 show an example of a roll segment constituting the light pressure lower belt 14.
  • 2 and 3 are diagrams showing an example in which five pairs of slab support rolls 6 are arranged in one roll segment 15 as a rolling roll
  • FIG. 2 is a schematic view seen from the side of the continuous casting machine
  • FIG. 3 is a schematic view seen from the casting direction of the slab, that is, a schematic view in a cross section orthogonal to the casting direction.
  • the roll segment 15 includes a pair of frames 16 and 16 ′ holding five pairs of slab support rolls 6 via a roll chock 21.
  • a total of four tie rods 17 (both upstream side and downstream side) are arranged in a penetrating manner.
  • the worm jack 19 installed on the tie rod 17 is driven by the motor 20, the distance between the frame 16 and the frame 16 'is adjusted, that is, the rolling gradient in the roll segment 15 is adjusted. Yes.
  • the roll opening degree of the five pairs of slab support rolls 6 arranged in the roll segment 15 is adjusted at once.
  • the worm jack 19 is self-locked by the molten steel static pressure of the slab 10 having an unsolidified layer, and resists the bulging force of the slab 10, under the condition that the slab 10 does not exist, that is, the roll
  • the reduction gradient is adjusted under the condition that the load from the slab 10 does not act on the slab support roll 6 installed in the segment 15.
  • the amount of movement of the frame 16 ′ by the worm jack 19 is measured and controlled by the number of rotations of the worm jack 19 so that the rolling gradient of the roll segment 15 can be known.
  • the tie rod 17 is provided with a disc spring 18 between the frame 16 ′ and the worm jack 19.
  • the disc spring 18 is not configured by a single disc spring, but is configured by stacking a plurality of disc springs (the greater the number of disc springs, the higher the rigidity).
  • the disc spring 18 has a certain thickness without contracting when a load load greater than a predetermined load does not act on the disc spring 18, but contracts when a certain predetermined load load is applied. Then, after a certain predetermined load is exceeded, it is configured to contract in proportion to the load.
  • the disc spring 18 contracts to open the frame 16 ′, that is, the roll opening degree is expanded, so that an excessive load is not applied to the roll segment 15. It is configured.
  • the lower surface side frame 16 is fixed to the foundation of the continuous casting machine and is configured not to move during casting.
  • the slab support roll 6 other than the slab support roll disposed in the light pressure lower belt 14 also has a roll segment structure.
  • the roll opening degree of the three pairs of slab support rolls 6 arranged in each roll segment is adjusted in a lump.
  • the amount of movement of the upper frame (corresponding to the frame 16 ') by the worm jack is measured and controlled by the rotation speed of the worm jack, so that the rolling gradient of each roll segment can be known.
  • the slab continuous casting machine 1 having this configuration, the molten steel 9 injected from the tundish 2 through the immersion nozzle 4 into the mold 5 is cooled by the mold 5 to form a solidified shell 11, and an unsolidified layer 12 is formed inside.
  • the slab 10 having the above, the slab 10 is continuously pulled out below the mold 5 while being supported by the slab support roll 6 provided below the mold 5.
  • the slab 10 is cooled by the secondary cooling water in the secondary cooling zone while passing through the slab support roll 6 to increase the thickness of the solidified shell 11, and the solidification completion position while being reduced in the light pressure lower zone 14. 13 completes the solidification to the inside.
  • the slab 10 after completion of solidification is cut by the slab cutting machine 8 to become a slab 10a.
  • the solid fraction at the center of the slab thickness reaches the flow limit solid fraction at least when the solid fraction at the center of the slab thickness reaches a temperature corresponding to 0.1.
  • the slab 10 is rolled down until the corresponding temperature is reached.
  • the flow limit solid phase ratio is said to be 0.7 to 0.8. Therefore, the reduction is continued until the solid phase ratio at the center portion of the slab thickness becomes 0.7 to 0.8. Therefore, there is no problem if it is reduced until the solid phase ratio at the center of the slab thickness is 0.8 or more. Since the unsolidified layer 12 does not move after the solid phase rate at the center of the slab thickness exceeds the flow limit solid phase rate, there is no point in performing light reduction.
  • the solid phase ratio at the center of the slab thickness can be obtained by two-dimensional heat transfer solidification calculation.
  • the position that becomes 0 corresponds to the solidification completion position 13.
  • the center segregation of the slab 10 is reduced by lightly reducing the slab 10 at a predetermined reduction speed at the end of solidification of the molten steel 9.
  • the amount of reduction transmitted to the solidification interface of the slab 10 may be smaller than the amount of reduction applied to the surface of the slab 10 due to deformation of the solidified shell 11 due to the reduction. It may not be possible to control the reduction speed.
  • the ratio of the amount of reduction transmitted to the solidification interface of the slab 10 to the amount of reduction applied to the slab surface (the amount of reduction transmitted to the solidification interface / the amount of reduction applied to the slab surface) is referred to as reduction efficiency.
  • the contribution of the thickness of the solidified shell 11 is particularly large, and when the thickness of the solidified shell 11 is increased, the rolling efficiency is reduced. That is, since light reduction to the slab 10 is performed at the end of solidification, the thickness of the solidified shell 11 at the time of light reduction increases as the slab 10 having a large outer shape thickness reduces the reduction efficiency under light pressure.
  • the thickness of the outer shape of the slab 10 is determined by the thickness along the mold short side of the cavity (mold inner space) at the mold outlet.
  • the inventors of the present invention have performed a light reduction under the optimal reduction conditions at any slab thickness.
  • the optimum range of the rolling gradient in the light rolling belt 14 when continuously casting the slab 10 having a thickness of 200 mm was obtained by a casting experiment using an actual machine. As a result, it was found that the optimum rolling gradient in the slab 10 having a thickness of 200 mm was within the range of the following formula (4).
  • V is a slab drawing speed (m / min)
  • Z is a rolling gradient (mm / m).
  • D is the thickness (mm) immediately below the mold of the slab to be cast
  • Do is the thickness (mm) immediately below the mold of the standard slab.
  • the value of the thickness coefficient ⁇ decreases as the slab thickness D increases. This indicates that the rolling efficiency decreases as the slab thickness D increases.
  • the thickness Do immediately below the mold of the standard slab is a slab thickness at which the thickness coefficient ⁇ shown in Formula (5) is 1, and in the case of a slab slab having a width of 2100 mm, Do was 187 mm.
  • the rolling efficiency changes at a ratio expressed by the equation (5) due to the change in the slab thickness.
  • the change in reduction efficiency due to the change in slab thickness is compensated by adjusting the reduction gradient of the light reduction belt 14. Specifically, when the rolling efficiency is reduced, the rolling gradient is increased, and conversely, when the rolling efficiency is increased, the rolling gradient is decreased to compensate for the change in rolling efficiency. That is, the thickness coefficient ⁇ shown in the expression (5) was incorporated into the expression (4), and the following expression (1) was obtained as a relational expression of the slab drawing speed, the thickness coefficient ⁇ , and the rolling gradient.
  • the thickness coefficient ⁇ in the equation (5) is a value in the slab 10 having a constant slab width of 2100 mm, while the slab 10 cast by the slab continuous casting machine 1 has a wide range of 1600 to 2400 mm. . Therefore, the thickness coefficient ⁇ is determined over the entire range of the slab 10 in which the thickness of the slab 10 is 160 to 350 mm, the width is 1600 to 2400 mm, and the ratio of width to thickness (width / thickness) is 4 to 15.
  • the main component of the rolling resistance during light rolling in the light rolling belt 14 is a portion where solidification on the short side of the slab has been completed.
  • the absolute value of the length in the slab width direction of this part is substantially the same regardless of the width of the slab 10.
  • the range in which the unsolidified layer 12 is present is small because the unsolidified layer 12 is present, and the rolling resistance is small, and is negligibly small compared to the solidified portions at both ends of the slab short side.
  • the ratio of the solidified part on the short side of the slab is increased with respect to the slab width in comparison with the case of a slab having a width of 2100 mm.
  • the slab has a lower rolling resistance than a slab having a width of 2100 mm. Therefore, in the case where the rolling gradient of the light rolling belt 14 is the same for the 1600 mm width slab and the 2100 mm width slab, the reaction force due to the rolling resistance exceeds the set stress of the disc spring 18 in the 1600 mm width slab. It is possible that the roll opening increases and the actual rolling gradient becomes smaller than the set rolling gradient.
  • the thickness coefficient ⁇ is expressed by the following formula (2), in which ⁇ and ⁇ are coefficients determined by the width W (mm) of the slab to be cast.
  • the thickness Do immediately below the mold of the standard slab in the formula (2) is 1600 to 2400 mm wide slab slab, and any width slab slab is 2100 mm wide slab slab. Similarly, it was 187 mm.
  • the light reduction has an effect of preventing the flow of the concentrated molten steel in the final solidified portion, but on the other hand, the slab 10 is deformed by the reduction, so that an internal crack may occur at the solidification interface. It is known that the occurrence of internal cracks occurs when the cumulative value of strain applied to the solidification interface reaches a certain level.
  • the present inventors investigated the relationship between the total amount of reduction applied to the slab 10 by light reduction and the presence or absence of internal cracks by an actual machine test. As a result, in order to prevent internal cracking of the slab 10, it is confirmed that the total reduction amount of the slab 10 and the thickness of the slab to be cast preferably satisfy the relationship of the following formula (3). did.
  • Rt in the formula (3) is the total reduction amount (mm) of the slab.
  • the thickness of the cast slab 10 to be cast, the rolling gradient of the lightly-reduced belt 14, and the slab drawing speed are within the ranges satisfying the relationship of the above expressions (1) and (2).
  • the thickness of the solidified shell 11 and the solid phase ratio at the center of the slab thickness are obtained in advance using a two-dimensional heat transfer solidification calculation or the like. Two so that the solid phase rate at the center of the slab thickness is 0.1 or less and the solid phase rate at the center of the slab thickness at the time of exiting the light reduction zone 14 is equal to or greater than the flow limit solid phase rate. Adjust the next cooling water amount or slab drawing speed.
  • the range in which the thickness of the cast slab 10 to be cast, the rolling gradient of the light reduction belt 14, and the slab drawing speed satisfy the relationship of the above formulas (1) and (2). Since the rolling conditions are set so as to be within, even when the thickness of the slab 10 is different, the optimum rolling conditions can be easily determined, and the demand for manufacturing steel products with various specifications can be quickly dealt with. Is possible.
  • the continuous casting machine used for the test is the same as the continuous casting machine 1 shown in FIG. Using this continuous casting machine, low carbon aluminum killed steel was cast.
  • Table 1 in the continuous casting method according to the embodiment of the present invention, casting conditions at three types of slab thicknesses of 200 mm, 250 mm, and 300 mm, and the degree of central segregation in the cast slab, presence of porosity, The result of investigation on the presence or absence of internal cracks is shown.
  • Table 1 also shows the casting conditions and the investigation results in the test conducted as a comparative example under the conditions outside the scope of the present invention for each slab thickness.
  • the width of the slab is 2100 mm in all tests.
  • the center segregation degree of the slab used for the evaluation of the test was measured by the following method. That is, in the cross section perpendicular to the drawing direction of the slab, the carbon concentration is analyzed at equal intervals along the thickness direction of the slab, the maximum value of the analysis value in the thickness direction is C max, and the tundish during casting The carbon concentration analyzed with molten steel collected from the inside was C 0 , and C max / C 0 was the central segregation degree. Therefore, the closer the center segregation degree is to 1.0, the better the slab with less center segregation. In the present invention, it was determined that a slab having a center segregation degree of 1.10 or more has a poor degree of center segregation.
  • the porosity and internal crack of the slab were determined by observing under a microscope near the center of the slab thickness in a cross section perpendicular to the drawing direction of the slab.
  • the slab drawing speed for each slab thickness is such that at least the slab in the zone from the solid phase ratio at the center of the slab thickness to 0.1 to the flow limit solid phase ratio is located in the light pressure zone.
  • the rolling gradient was set so as to satisfy the above expressions (1) and (2).
  • the rolling gradient exceeding the optimal range upper limit of the rolling gradient defined by (1) Formula and (2) Formula was set.
  • a rolling gradient that is lower than the optimum range lower limit of the rolling gradient defined by the equations (1) and (2) is set.
  • the rolling gradient was set so that the total rolling amount was a value exceeding the upper limit value of the expression (3).
  • the center segregation degree is less than 1.10. There was good. Moreover, porosity and internal cracks were not observed in the slab.
  • Test No. 4 performed as a comparative example, the optimum rolling gradient obtained by the equations (1) and (2) was 0.2 to 1.1 mm / m, but the rolling gradient was excessively 1.5 mm / m. Therefore, the central segregation degree exceeded 1.10. Moreover, the total amount of rolling reduction was excessive, and internal cracks occurred in the slab. Similarly, in Test Nos. 9 and 14, the rolling gradient was excessive, the center segregation degree was high, and reverse V segregation was partially confirmed.

Abstract

　スラブ鋳片の厚みに応じて軽圧下条件を設定し、圧下量不足による鋳片中心偏析の発生や、過剰な圧下量による鋳片内部割れの発生を防止する。　本発明の連続鋳造方法は、厚みが１６０～３５０ｍｍ、幅が１６００～２４００ｍｍである鋳片１０の、厚み中心部の固相率が０．１に相当する時点から厚み中心部の固相率が流動限界固相率に相当する時点までの領域を、複数の鋳片支持ロール対の設置された軽圧下帯１４で圧下しながら連続鋳造する際に、鋳片の厚み（Ｄ）、軽圧下帯の圧下勾配（Ｚ）、鋳片引き抜き速度（Ｖ）を、下記の（１）式及び（２）式の関係を満足させる。但し、αは厚み係数（無次元）、Ｄｏは基準鋳片の鋳型直下での厚み（ｍｍ）、β及びγは鋳片の幅Ｗ（ｍｍ）によって定まる係数である。　０．３／(Ｖ×α)＜Ｚ＜１．５／(Ｖ×α)・・・（１）　α＝β×(Ｄ／Ｄｏ)＋γ・・・（２）

Description

鋼の連続鋳造方法
　本発明は、連続鋳造鋳片の厚み中心部に発生する成分偏析、つまり、中心偏析を抑制する鋼の連続鋳造方法に関する。
　鋼の連続鋳造では、凝固の最終過程で、凝固収縮に伴って未凝固溶鋼（「未凝固層」という）が吸引され、鋳片の引き抜き方向への未凝固溶鋼の流動が生じる。この未凝固層には、炭素（Ｃ）、燐（Ｐ）、硫黄（Ｓ）、マンガン（Ｍｎ）などの溶質元素が濃化しており、この濃化溶鋼が、鋳片中心部に流動してそこで凝固すると、いわゆる中心偏析が発生する。凝固末期の濃化溶鋼が流動する要因としては、上記の凝固収縮の他に、溶鋼静圧によるロール間での鋳片のバルジングや、鋳片支持ロールのロールアラインメントの不整合も挙げられる。
　この中心偏析は、鋼製品、特に厚鋼板の品質を劣化させる。例えば、石油輸送用や天然ガス輸送用のラインパイプ材においては、サワーガスの作用により中心偏析を起点として水素誘起割れが発生する。また、海洋構造物、貯槽、石油タンクなどにおいても、同様の問題が発生する。しかも近年、鋼材の使用環境は、より低温下、或いは、より強い腐食環境下といった厳しい環境での使用を求められることが多く、鋳片の中心偏析を低減することの重要性は益々高くなっている。
　従って、連続鋳造工程から圧延工程に至るまで、鋳片の中心偏析を低減する或いは無害化する対策が多数提案されている。そのなかで、内部に未凝固層を有する連続鋳造鋳片を連続鋳造機内で圧下する「凝固末期軽圧下方法」が、中心偏析を改善する上で、特に効果的であることが知られている。ここで、「凝固末期軽圧下方法」とは、鋳片の凝固完了位置付近に複数の圧下ロールを配し、この圧下ロールによって、連続鋳造中の鋳片を凝固収縮量に相当する程度の圧下速度で徐々に圧下し、鋳片中心部での空隙の発生や濃化溶鋼の流動を抑止し、これによって鋳片の中心偏析を抑制するという方法である。
　この凝固末期軽圧下方法によって中心偏析の発生を効果的に防止するためには、鋳片の最終凝固期間のうちで軽圧下を付与する期間の初めと終わりの時期、及び、そのときの圧下量を適切に設定することが肝要であり、さまざまな設定方法が提案されている。
　例えば、特許文献１には、連続鋳造鋳片の末期凝固部で鋳片に軽圧下を加える連続鋳造方法において、軽圧下を付与する区間内での鋳片の単位時間あたりの圧下量を、圧下開始時の鋳片表面温度と、圧下位置での鋳片の未凝固層厚みと、で規定する連続鋳造方法が提案されている。
　特許文献２及び特許文献３には、ブルーム鋳片の厚み中心部の固相率が０．１ないし０．３に相当する温度となる時点から流動限界固相率に相当する温度となる時点までの領域を、複数のロール対で圧下しつつ連続鋳造する連続鋳造において、鋳片の厚み中心部の固相率が大きくなる鋳造方向下流側ほど鋳片の圧下速度を大きくする連続鋳造方法が提案されている。
　また、特許文献４には、鋳造中の鋳片に対して圧下力を加えつつ連続鋳造する鋼の連続鋳造において、鋳片の長手方向に垂直な断面形状の情報と、該断面における未凝固部形状の情報に基づいて、圧下条件を設定または調整する連続鋳造方法が提案されている。
特開平８－１３２２０３号公報 特開平３－９０２６３号公報 特開平３－９０２５９号公報 特開２００３－７１５５２号公報
　ところで、本発明者らは、凝固末期軽圧下方法を適用したスラブ鋳片の連続鋳造において、鋳造する鋳片の厚みが異なる場合には、軽圧下を開始すべき時点及び軽圧下を終了すべき時点は鋳片厚みに影響されず変化しないが、鋳片に圧下力を付与する範囲（「軽圧下帯」という）における最適な圧下速度は鋳片厚みに応じて変化することを、経験的な知見として得ていた。
　スラブ鋳片の厚みは、圧延後の鋼製品の厚みと、この鋼製品の仕様上必要とされる圧延時の圧下比（鋳片厚み／鋼製品厚み）とで決定される。従って、新たな鋼製品の仕様が設定された場合には、その仕様に応じて鋳片の厚みを設定することになる。設定された厚みの鋳片が、それ以前に、凝固末期軽圧下方法を適用して鋳造されたことがない場合には、その鋳片厚みに最適な軽圧下での圧下速度を新たに設定する必要があった。そのために、軽圧下帯の圧下勾配を数水準設定した実機での鋳造実験で最適圧下勾配をその都度決定しており、多大な時間及び費用を要するという問題点があった。つまり、スラブ鋳片の厚みに応じた、最適な軽圧下の圧下勾配を簡便に求める方法の実現が課題であった。
　ここで、「圧下勾配」とは、相対するロールのロール間の間隔（「ロール開度」という）が鋳造方向下流側に向かって順次狭くなるように設定されたロール開度の状態であり、通常、１ｍあたりのロール開度の狭め量（ｍｍ／ｍ）で表示される。この圧下勾配（ｍｍ／ｍ）と鋳片引き抜き速度（ｍ／ｍｉｎ）とを乗算した値が圧下速度（ｍｍ／ｍｉｎ）となる。
　そこで、本発明者らが解決しようとする上述の課題の視点に立って、前述の先行技術文献の有用性を検証した。
　特許文献１は、軽圧下を効果的に実施するための指標として、鋳片の未凝固層厚みに着目している。これは、特許文献１によれば、鋳造下流側における圧下、即ち、鋳片の未凝固層厚みが小さい状態での圧下ほど、圧下ロールで設定した圧下量が鋳片の固液界面に伝わる割合（以下、「圧下効率」と呼ぶ）が小さくなるという知見に基づいている。しかし、本発明者らの経験では、中心偏析が顕在化するのは、未凝固層厚みがおよそ１０ｍｍ以下となる鋳片中心部の領域である。特許文献１の図１に示されている未凝固層厚みＤと単位時間あたりの必要圧下速度との関係によれば、未凝固層厚みが１０ｍｍと０ｍｍとで、必要圧下速度の差異は高々１０％程度である。また、特許文献１の［実施例］では１種類の鋳片厚み（２５０ｍｍ）の試験結果のみが記載されており、この特許文献１に記載された最適圧下条件が、異なる鋳片厚みの場合にも有効であるかは不明である。
　特許文献２、３では、試験に供した鋳片のサイズは、厚み×幅が、３００ｍｍ×５００ｍｍ、１６２ｍｍ×１６２ｍｍ、３８０ｍｍ×５６０ｍｍの３種類に及んでいるが、何れも、ブルーム鋳片の軽圧下鋳造に関するものである。ブルーム鋳片では、鋳片の引き抜き方向に直交した断面の幅と厚みとの比（幅／厚み）がスラブ鋳片に比較して小さいため、凝固末期の軽圧下の圧下効率はスラブ鋳片よりも小さくなる。その分、圧下量の設定は、凝固末期に近づくほど大きくなり、特許文献１のスラブ鋳片での例と比較すると約２～３倍程度大きくなっている。この圧下条件は、スラブ鋳片の軽圧下にそのまま適用できるものではない。
　また、特許文献１～３は、鋳造の引き抜き方向に沿って軽圧下帯における圧下勾配を変化させているので、鋳片支持ロールのロール開度の設定が複雑であり、実機で実現するためには設備の構造も複雑にならざるを得ない。
　特許文献４は、ブルーム鋳片が対象ではあるが、鋳片の長手方向に垂直な断面形状の情報、即ち、鋳片の幅と厚みとを利用して軽圧下条件を設定している。しかし、鋳片の幅と厚みとの比を基準値とし、鋳片の未凝固部分の幅と厚みとの比の前記基準値に対する変化量に基づいて軽圧下条件を設定しており、鋳片の厚みそのものの値を用いて圧下条件を設定しているのではない。これは、ブルーム鋳片の場合、連続鋳造機内での鋳片の上下面での冷却の比、或いは、鋳片の左右面での冷却の比によっては、鋳片の未凝固層の形状が左右方向に扁平になる場合や、上下方向に扁平になる場合の両方があり、特許文献４は、これらの両方の場合のどちらにも応じて最適な軽圧下を可能とすることを目的としたためである。
　本発明者らが課題としているスラブ鋳片の場合は、鋳片長辺が鋳片短辺に比較して格段に大きく、未凝固層の扁平方向が変化することは起こらず、常に、鋳片の左右方向に扁平である。従って、本発明者らの課題に対する特許文献４の有用性は小さい。
　このように、特許文献１～４の何れも、本発明者らの課題の解決につながるものではなく、新たな手段の開発が必要であった。
　本発明は上記事情に鑑みてなされたもので、その目的とするところは、スラブ鋳片の厚みに応じて軽圧下条件を設定することができ、これにより、圧下量不足による鋳片中心偏析の発生や、過剰な圧下量による鋳片内部割れの発生を防止することのできる、鋼の連続鋳造方法を提供することである。
　上記課題を解決するための本発明の要旨は以下のとおりである。
［１］鋳片の厚みが１６０～３５０ｍｍ、幅が１６００～２４００ｍｍで、厚みに対する幅の比（幅／厚み）が４～１５である鋳片の、鋳片厚み中心部の固相率が０．１に相当する温度となる時点から鋳片厚み中心部の固相率が流動限界固相率に相当する温度となる時点までの領域を、鋳片に圧下力を付与する複数の鋳片支持ロール対が配置された軽圧下帯で圧下しながら連続鋳造する鋼の連続鋳造方法であって、鋳造対象の鋳片の厚み、前記軽圧下帯の圧下勾配、鋳片引き抜き速度が、下記の（１）式及び下記の（２）式の関係を満足することを特徴とする、鋼の連続鋳造方法。
０．３／(Ｖ×α)＜Ｚ＜１．５／(Ｖ×α)・・・（１）
α＝β×(Ｄ／Ｄｏ)＋γ・・・（２）
　但し、（１）式及び（２）式において、Ｖは鋳片引き抜き速度（ｍ／ｍｉｎ）、αは厚み係数（無次元）、Ｚは圧下勾配（ｍｍ／ｍ）、Ｄは鋳造対象の鋳片の鋳型直下での厚み（ｍｍ）、Ｄｏは基準鋳片の鋳型直下での厚み（ｍｍ、Ｄｏ＝１８７ｍｍ）であり、β及びγは、鋳造対象の鋳片の幅Ｗ（ｍｍ）によって定まる係数であり、下記に鋳片の幅Ｗの範囲別に示す。
１６００≦Ｗ≦１８００では、β＝－０．６１、γ＝１．５４
１８００＜Ｗ≦２０００では、β＝－０．６０、γ＝１．５７
２０００＜Ｗ≦２２００では、β＝－０．５８、γ＝１．５８
２２００＜Ｗ≦２４００では、β＝－０．５３、γ＝１．５４
［２］鋳造対象の鋳片の厚み及び鋳片の総圧下量が、下記の（３）式の関係を満足することを特徴とする、上記［１］に記載の鋼の連続鋳造方法。
Ｒｔ＜(Ｄ／Ｄｏ)×(１０／α)・・・（３）
　但し、（３）式におけるＲｔは鋳片の総圧下量（ｍｍ）、Ｄは鋳造対象の鋳片の鋳型直下での厚み（ｍｍ）、Ｄｏは基準鋳片の鋳型直下での厚み（ｍｍ、Ｄｏ＝１８７ｍｍ）、αは厚み係数（無次元）である。
　本発明によれば、スラブ鋳片の中心偏析を軽減するべく、連続鋳造中の鋳片に軽圧下帯で凝固収縮量に相当する程度の圧下量を付与して鋼鋳片を連続鋳造するにあたり、鋳造対象の鋳片の厚み、軽圧下帯の圧下勾配、鋳片引き抜き速度が上記（１）式及び（２）式の関係を満足する範囲内となるように圧下条件を設定する。これにより、鋳片の厚みが異なる場合においても、複数の水準からなる実機実験を行うといった多大な時間と費用をかけることなく、最適な圧下条件を簡便に求めることができ、多様な仕様の鋼製品製造の要求に迅速に対処することが可能となり、工業上有益な効果がもたらされる。
図１は、本発明を実施する際に用いたスラブ連続鋳造機の側面概略図である。 図２は、スラブ連続鋳造機の軽圧下帯を構成するロールセグメントの１例を示す概略図であり、連続鋳造機の側方から見た概略図である。 図３は、図２に示すロールセグメントを鋳片の鋳造方向から見た概略図、つまり、鋳造方向と直交する断面での概略図である。
　以下、添付図面を参照して本発明を具体的に説明する。図１は、本発明を実施する際に用いたスラブ連続鋳造機の側面概略図である。
　図１に示すように、スラブ連続鋳造機１には、溶鋼９を注入して凝固させ、鋳片１０の外殻形状を形成するための鋳型５が設置されている。この鋳型５の上方所定位置には、取鍋（図示せず）から供給される溶鋼９を鋳型５に中継供給するためのタンディッシュ２が設置され、タンディッシュ２の底部には、溶鋼９の流量を調整するためのスライディングノズル３が設置され、このスライディングノズル３の下面には、浸漬ノズル４が設置されている。
　一方、鋳型５の下方には、サポートロール、ガイドロール及びピンチロールからなる複数対の鋳片支持ロール６が配置されている。鋳造方向に隣り合う鋳片支持ロール６の間隙には、水スプレーノズル或いはエアーミストスプレーノズルなどのスプレーノズル（図示せず）が配置された二次冷却帯が構成され、二次冷却帯のスプレーノズルから噴霧される冷却水（「二次冷却水」ともいう）によって鋳片１０は引き抜かれながら冷却されるように構成されている。また、鋳造方向最終の鋳片支持ロール６の下流側には、鋳造された鋳片１０を搬送するための複数の搬送ロール７が設置されており、この搬送ロール７の上方には、鋳造される鋳片１０から所定の長さの鋳片１０ａを切断するための鋳片切断機８が配置されている。
　鋳片１０の凝固完了位置１３を挟んで鋳造方向の上流側及び下流側には、鋳片１０を挟んで相対する鋳片支持ロール間の間隔（この間隔を「ロール開度」と呼ぶ）を鋳造方向下流側に向かって順次狭くなるように設定された、つまり圧下勾配（鋳造方向下流に向かって順次狭くなるように設定されたロール開度の状態）が設定された、複数対の鋳片支持ロール群から構成される軽圧下帯１４が設置されている。軽圧下帯１４では、その全域または一部選択した領域で、鋳片１０に軽圧下を行うことが可能である。また、軽圧下帯１４の各鋳片支持ロール間にも鋳片１０を冷却するためのスプレーノズルが配置されている。ここで、軽圧下帯１４に配置される鋳片支持ロール６は圧下ロールとも呼ばれる。
　尚、通常、圧下勾配は、鋳造方向１ｍあたりのロール開度の絞り込み量、つまり「ｍｍ／ｍ」で表示されており、従って、軽圧下帯１４における鋳片１０の圧下速度（ｍｍ／ｍｉｎ）は、この圧下勾配（ｍｍ／ｍ）に鋳片引き抜き速度（ｍ／ｍｉｎ）を乗算することで得られる。
　図１に示すスラブ連続鋳造機１においては、軽圧下帯１４は、３対の鋳片支持ロール６を１組とするロールセグメントが鋳造方向に３基つながって構成されている。但し、本発明において、軽圧下帯１４を３基のロールセグメントで構成する必要はなく、軽圧下帯１４を構成するロールセグメントは、１基であっても、また２基であっても構わず、更には４基以上であっても構わない。また、図１に示すスラブ連続鋳造機１では、それぞれのロールセグメントは３対の鋳片支持ロール６で構成されているが、１つのロールセグメントを構成する鋳片支持ロール６は、２対以上であれば幾つであっても構わない。
　図２、図３に、軽圧下帯１４を構成するロールセグメントの１例を示す。図２、図３は、圧下ロールとして５対の鋳片支持ロール６が１つのロールセグメント１５に配置された例を示す図であり、図２は、連続鋳造機の側方から見た概略図、図３は、鋳片の鋳造方向から見た概略図、つまり、鋳造方向と直交する断面での概略図である。
　図２及び図３に示すように、ロールセグメント１５は、ロールチョック２１を介して５対の鋳片支持ロール６を保持した１対のフレーム１６及びフレーム１６′からなり、フレーム１６及びフレーム１６′を貫通させて合計４本（上流側の両サイド及び下流側の両サイド）のタイロッド１７が配置されている。このタイロッド１７に設置されているウオームジャッキ１９をモーター２０にて駆動させることにより、フレーム１６とフレーム１６′との間隔の調整、つまり、ロールセグメント１５における圧下勾配の調整が行われるようになっている。この場合、ロールセグメント１５に配置される５対の鋳片支持ロール６のロール開度が一括して調整される。
　鋳造中は、ウオームジャッキ１９は未凝固層を有する鋳片１０の溶鋼静圧によってセルフロックされ、鋳片１０のバルジング力に対抗しており、鋳片１０が存在しない条件下で、つまり、ロールセグメント１５に設置される鋳片支持ロール６に鋳片１０からの負荷が作用しない条件下で、圧下勾配の調整が行われるように構成されている。ウオームジャッキ１９によるフレーム１６′の移動量は、ウオームジャッキ１９の回転数により測定・制御されており、ロールセグメント１５の圧下勾配がわかるようになっている。
　また、タイロッド１７には、フレーム１６′とウオームジャッキ１９との間に皿バネ１８が設置されている。皿バネ１８は、１個の皿バネで構成されるものではなく、複数個の皿バネを重ねて構成されるものである（多数個の皿バネを重ねるほど剛性が高くなる）。この皿バネ１８は、皿バネ１８に或る所定の荷重以上の負荷荷重が作用しない場合には収縮せずに一定の厚みを呈しているが、或る所定の負荷荷重が作用した場合に収縮し始め、或る所定の負荷荷重を超えた以降は負荷荷重に比例して収縮するように構成されている。
　例えば、鋳片１０がロールセグメント１５の範囲内で凝固完了した場合には、凝固完了した鋳片１０を圧下することによってロールセグメント１５に過大な荷重が負荷される。このような過大な荷重が負荷される場合には、皿バネ１８が収縮することで、フレーム１６′が開放し、つまり、ロール開度が拡大し、ロールセグメント１５に過大な荷重が負荷されないように構成されている。尚、下面側のフレーム１６は、連続鋳造機の基礎に固定されていて鋳造中には移動しないように構成されている。
　図示はしないが、軽圧下帯１４に配置される鋳片支持ロール以外の鋳片支持ロール６もロールセグメント構造となっている。
　図１に示す軽圧下帯１４は、このようなロールセグメント構造であるので、それぞれのロールセグメントに配置される３対の鋳片支持ロール６のロール開度が一括して調整される。この場合、ウオームジャッキによる上フレーム（フレーム１６′に相当）の移動量は、ウオームジャッキの回転数により測定・制御されており、それぞれのロールセグメントの圧下勾配がわかるようになっている。
　この構成のスラブ連続鋳造機１においては、タンディッシュ２から浸漬ノズル４を介して鋳型５に注入された溶鋼９は、鋳型５で冷却されて凝固シェル１１を形成し、内部に未凝固層１２を有する鋳片１０として、鋳型５の下方に設けた鋳片支持ロール６に支持されつつ、鋳型５の下方に連続的に引き抜かれる。鋳片１０は、鋳片支持ロール６を通過する間、二次冷却帯の二次冷却水で冷却され、凝固シェル１１の厚みを増大し、且つ、軽圧下帯１４では圧下されながら凝固完了位置１３で内部までの凝固を完了する。凝固完了後の鋳片１０は、鋳片切断機８によって切断されて鋳片１０ａとなる。
　本発明においては、軽圧下帯１４では、少なくとも、鋳片厚み中心部の固相率が０．１に相当する温度となる時点から鋳片厚み中心部の固相率が流動限界固相率に相当する温度となる時点まで、鋳片１０を圧下する。流動限界固相率は０．７ないし０．８といわれており、従って、鋳片厚み中心部の固相率が０．７ないし０．８となるまでは圧下する。従って、鋳片厚み中心部の固相率が０．８以上となるまで圧下すれば問題はない。鋳片厚み中心部の固相率が流動限界固相率を超えた以降は、未凝固層１２は移動しないので、軽圧下を行う意味がない。もちろん、軽圧下の効果は得られないが、流動限界固相率を超えた以降も軽圧下しても構わない。一方、鋳片厚み中心部の固相率が０．１を超えてから軽圧下を開始しても、それ以前に濃化溶鋼の流動が発生する可能性があり、これにより中心偏析が発生し、中心偏析軽減効果を十分に得ることができない。従って、鋳片厚み中心部の固相率が０．１となるまでに軽圧下を開始する。
　鋳片厚み中心部の固相率は、二次元伝熱凝固計算によって求めることができる。ここで、固相率とは、凝固開始前を固相率＝０、凝固完了時を固相率＝１．０と定義されるものであり、鋳片厚み中心部の固相率が１．０となる位置が凝固完了位置１３に該当する。
　溶鋼９の凝固末期において、所定の圧下速度で鋳片１０を軽圧下することによって鋳片１０の中心偏析が低減することは、一般的に良く知られている。しかし、軽圧下を行う際、圧下による凝固シェル１１の変形により、鋳片表面に加えた圧下量よりも、鋳片１０の凝固界面に伝わる圧下量の方が小さくなることがあるので、設定通りの圧下速度に制御できない場合がある。ここで、鋳片表面に加えた圧下量に対する、鋳片１０の凝固界面に伝わる圧下量の比率（凝固界面に伝わる圧下量／鋳片表面に加えた圧下量）を圧下効率という。
　この圧下効率の大小に影響を及ぼす要因として、特に、凝固シェル１１の厚みの寄与が大きく、凝固シェル１１の厚みが大きくなると、圧下効率は小さくなる。つまり、鋳片１０への軽圧下は凝固末期に行われるので、外形の厚みが大きい鋳片１０ほど軽圧下時での凝固シェル１１の厚みが大きくなり、軽圧下での圧下効率は小さくなる。鋳片１０の外形の厚みは、鋳型出口におけるキャビティ（鋳型内部空間）の鋳型短辺に沿った厚みで決まる。
　本発明者らは、鋳片幅が２１００ｍｍの一定で、鋳片厚みが１６０～３５０ｍｍである鋳片１０を連続鋳造する場合に、何れの鋳片厚みであっても最適圧下条件での軽圧下によって中心偏析を軽減することを目的として、先ず、厚みが２００ｍｍの鋳片１０を連続鋳造する際の軽圧下帯１４における圧下勾配の最適範囲を実機での鋳造実験によって求めた。その結果、厚みが２００ｍｍの鋳片１０での最適圧下勾配は、下記の（４）式の範囲であることがわかった。
　０．３／Ｖ＜Ｚ＜１．５／Ｖ・・・（４）
　但し、（４）式において、Ｖは鋳片引き抜き速度（ｍ／ｍｉｎ）、Ｚは圧下勾配（ｍｍ／ｍ）である。
　次に、圧下効率に及ぼす鋳片１０の厚みの影響による補正分を（４）式に組み込むために、鋳片厚みが１６０～３５０ｍｍの間で、軽圧下時の鋳片１０の変形に関する数値シミュレーションを行った。そして、そのシミュレーション結果から、鋳片１０の厚みと圧下効率との関係を求め、鋳片厚みの一次の近似式として、厚み係数α（無次元）を下記の（５）式として導出した。
　α＝－０．５８×(Ｄ／Ｄｏ)＋１．５８・・・（５）
　但し、（５）式において、Ｄは鋳造対象の鋳片の鋳型直下での厚み（ｍｍ）、Ｄｏは基準鋳片の鋳型直下での厚み（ｍｍ）である。
　厚み係数αの値は、鋳片厚みＤが大きいほど小さくなる。これは、鋳片厚みＤが大きくなるほど圧下効率が小さくなることを表している。尚、基準鋳片の鋳型直下での厚みＤｏは、（５）式に示す厚み係数αが１となる鋳片厚みであり、２１００ｍｍ幅のスラブ鋳片の場合にはＤｏは１８７ｍｍであった。
　鋳造対象の鋳片１０の厚みが基準厚みの１８７ｍｍと異なることで、この鋳片厚みの変化によって圧下効率が（５）式で表される割合で変化する。本発明では、この鋳片厚みの変化に伴う圧下効率の変化分を、軽圧下帯１４の圧下勾配を調整することによって補うこととした。具体的には、圧下効率が小さくなれば圧下勾配を大きくし、逆に、圧下効率が大きくなれば圧下勾配を小さくすることで、圧下効率の変化分を補うこととした。つまり、（５）式に示す厚み係数αを（４）式に組み込み、鋳片引き抜き速度、厚み係数α、圧下勾配の関係式として下記の（１）式を得た。
　０．３／(Ｖ×α)＜Ｚ＜１．５／(Ｖ×α)・・・（１）
　鋳片幅が２１００ｍｍで、鋳片厚みが１６０～３５０ｍｍである鋳片１０を連続鋳造する場合、上記のようにして求めた（１）式及び（５）式に準拠することで、鋳片厚みが増加または減少することに起因する圧下効率の変化が防止され、鋳片１０での中心偏析及びポロシティの発生を防止し、また、圧下過剰による鋳片１０での逆Ｖ偏析や内部割れの発生を防止することができる。
　但し、（５）式の厚み係数αは鋳片幅が２１００ｍｍ一定の鋳片１０における値であり、一方、スラブ連続鋳造機１で鋳造される鋳片１０の幅は１６００～２４００ｍｍと広範囲である。そこで、鋳片１０の厚みが１６０～３５０ｍｍ、幅が１６００～２４００ｍｍで、厚みに対する幅の比（幅／厚み）が４～１５である鋳片の全範囲において厚み係数αを求めることとした。
　軽圧下帯１４における軽圧下時の圧下抵抗の主体は、鋳片短辺側の凝固の完了した部位である。この部位の鋳片幅方向の長さの絶対値は、鋳片１０の厚みが同じ場合には、鋳片１０の幅の大小には関係せずにほぼ同等になる。尚、内部に未凝固層１２が存在する範囲は、未凝固層１２が存在することから圧下抵抗は小さく、鋳片短辺側両端部の凝固の完了した部位に比較して無視できるほど小さい。
　つまり、例えば、１６００ｍｍ幅の鋳片の場合には、２１００ｍｍ幅の鋳片の場合よりも、鋳片短辺側の凝固の完了した部位の鋳片幅に対する割合が大きくなり、これにより、１６００ｍｍ幅の鋳片の方が２１００ｍｍ幅の鋳片よりも圧下抵抗が大きくなる。従って、軽圧下帯１４の圧下勾配が１６００ｍｍ幅の鋳片と２１００ｍｍ幅の鋳片とで同一の場合には、１６００ｍｍ幅の鋳片では、圧下抵抗による反力が皿バネ１８の設定応力を上回り、ロール開度が拡大し、設定した圧下勾配よりも実際の圧下勾配が小さくなることが起こり得る。
　そこで、鋳片幅が１７００ｍｍ、１９００ｍｍ、２３００ｍｍの場合についても、２１００ｍｍ幅の鋳片で行った数値シミュレーションと同様の数値シミュレーションを行い、厚み係数αを求めた。厚み係数αは、β及びγを鋳造対象の鋳片の幅Ｗ（ｍｍ）によって定まる係数とする下記の（２）式で表示した。
　α＝β×(Ｄ／Ｄｏ)＋γ・・・（２）
　数値シミュレーションの結果、（２）式における係数β及び係数γは、鋳造対象の鋳片の幅Ｗ（ｍｍ）応じて以下のようになることがわかった。
　１６００≦Ｗ≦１８００では、β＝－０．６１、γ＝１．５４
　１８００＜Ｗ≦２０００では、β＝－０．６０、γ＝１．５７
　２２００＜Ｗ≦２４００では、β＝－０．５３、γ＝１．５４
　ここで、２０００＜Ｗ≦２２００では、（５）式に示すように、β＝－０．５８、γ＝１．５８である。
　尚、（２）式における基準鋳片の鋳型直下での厚みＤｏは、１６００～２４００ｍｍ幅のスラブ鋳片において、何れの幅のスラブ鋳片であっても、２１００ｍｍ幅のスラブ鋳片の場合と同様に１８７ｍｍとした。
　ところで、軽圧下は、最終凝固部の濃化溶鋼の流動を防止する効果があるが、一方、圧下によって鋳片１０を変形させるので、凝固界面での内部割れを発生させる場合がある。この内部割れの発生は、凝固界面に加えられた歪みの累積値が一定以上に達すると発生することが知られている。
　そこで、本発明者らは、軽圧下によって鋳片１０に加える総圧下量と、内部割れ発生有無との関係を実機試験によって調査した。その結果、鋳片１０の内部割れを防止するためには、鋳片１０の総圧下量及び鋳造対象の鋳片の厚みが、下記の（３）式の関係を満足することが好ましいことを確認した。
　Ｒｔ＜(Ｄ／Ｄｏ)×(１０／α)・・・（３）
　但し、（３）式におけるＲｔは鋳片の総圧下量（ｍｍ）である。
　即ち、本発明では、鋳造対象の鋳片１０の厚み、軽圧下帯１４の圧下勾配、鋳片引き抜き速度が、上記の（１）式及び（２）式の関係を満足する範囲内となるように、圧下条件を設定して連続鋳造することを必須とし、その際に、好ましくは鋳片１０の総圧下量及び鋳造対象の鋳片の厚みが上記の（３）式の関係を満足する範囲に設定する。
　また、連続鋳造操業の種々の鋳造条件において、予め二次元伝熱凝固計算などを用いて凝固シェル１１の厚み並びに鋳片厚み中心部の固相率を求め、軽圧下帯１４に入る時点での鋳片厚み中心部の固相率が０．１以下になり、且つ、軽圧下帯１４を出る時点での鋳片厚み中心部の固相率が流動限界固相率以上になるように、二次冷却水量または鋳片引き抜き速度を調整する。
　以上説明したように、本発明によれば、鋳造対象の鋳片１０の厚み、軽圧下帯１４の圧下勾配、鋳片引き抜き速度が上記（１）式及び（２）式の関係を満足する範囲内となるように圧下条件を設定するので、鋳片１０の厚みが異なる場合においても、最適な圧下条件を簡便に求めることができ、多様な仕様の鋼製品製造の要求に迅速に対処することが可能となる。
　以下、本発明を実施例に基づいて更に詳細に説明する。
　試験に用いた連続鋳造機は、図１に示す連続鋳造機１と同様である。この連続鋳造機を用いて、低炭素アルミキルド鋼の鋳造を行った。表１に、本発明の実施形態に係る連続鋳造方法での、２００ｍｍ、２５０ｍｍ、３００ｍｍの３種類の鋳片厚みでの鋳造条件、及び、鋳造された鋳片における中心偏析度、ポロシティの有無、内部割れの有無の調査結果を示す。また、表１には、それぞれの鋳片厚みで本発明の範囲外の条件で、比較例として行った試験での鋳造条件及び調査結果も併せて示す。鋳片の幅は全ての試験で２１００ｍｍである。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000001
　試験の評価に用いた鋳片の中心偏析度は、以下の方法によって測定した。即ち、鋳片の引き抜き方向に直交した断面において、鋳片の厚み方向に沿って等間隔で炭素濃度を分析し、その厚み方向での分析値の最大値をＣmaxとし、鋳造中にタンディッシュ内から採取した溶鋼で分析した炭素濃度をＣ0として、Ｃmax／Ｃ0を中心偏析度とした。従って、中心偏析度が１．０に近いほど中心偏析の少ない良好な鋳片であることを示す。本発明では、中心偏析度が１．１０以上の鋳片は中心偏析の程度が悪いという判定を行った。
　鋳片のポロシティ及び内部割れは、鋳片の引き抜き方向に直交した断面において、鋳片厚みの中央部付近の顕微鏡観察を行い、これらの有無を判定した。
　それぞれの鋳片厚みでの鋳片引き抜き速度は、少なくとも、鋳片の厚み中心部での固相率が０．１から流動限界固相率までの区間の鋳片が軽圧下帯に位置するように設定した上で、試験番号１～３、試験番号６～８、試験番号１１～１３では、上記の（１）式及び（２）式を満足するように圧下勾配を設定した。また、比較例として行った、試験番号４、９、１４では、（１）式及び（２）式で定められる圧下勾配の最適範囲上限を上回る圧下勾配を設定した。また、試験番号５、１０、１５では、（１）式及び（２）式で定められる圧下勾配の最適範囲下限を下回る圧下勾配を設定した。更に、試験番号４、９では、併せて、総圧下量が（３）式の上限値を上回る値となるように圧下勾配を設定した。
　表１に示す中心偏析度から明らかなように、本発明の範囲内である試験番号１～３、試験番号６～８、試験番号１１～１３では、中心偏析度は何れも１．１０未満であり良好であった。また、鋳片にポロシティ及び内部割れは観察されなかった。
　比較例として行った試験番号４では、（１）式及び（２）式で求められる最適圧下勾配は０．２～１．１ｍｍ／ｍであったが、圧下勾配を１．５ｍｍ／ｍと過大としたことから、中心偏析度は１．１０を超えた。また、総圧下量も過大であり、鋳片に内部割れが発生した。同様に試験番号９、１４も圧下勾配が過大であり、中心偏析度は高く、一部に逆Ｖ偏析も確認された。
　また、試験番号１５では、（１）式及び（２）式で求められる最適圧下勾配は０．６～３．１ｍｍ／ｍであったが、圧下勾配を０．５ｍｍ／ｍとしたことから、圧下勾配が不足し、中心偏析度は１．１０を超え、鋳片の内部にポロシティも観察された。同様に、試験番号５、１０においても圧下勾配が過小であり、中心偏析の程度は悪かった。
　１　スラブ連続鋳造機
　２　タンディッシュ
　３　スライディングノズル
　４　浸漬ノズル
　５　鋳型
　６　鋳片支持ロール
　７　搬送ロール
　８　鋳片切断機
　９　溶鋼
　１０　鋳片
　１１　凝固シェル
　１２　未凝固層
　１３　凝固完了位置
　１４　軽圧下帯
　１５　ロールセグメント
　１６　フレーム
　１７　タイロッド
　１８　皿バネ
　１９　ウオームジャッキ
　２０　モーター
　２１　ロールチョック

Claims (2)

  1. 　鋳片の厚みが１６０～３５０ｍｍ、幅が１６００～２４００ｍｍで、厚みに対する幅の比（幅／厚み）が４～１５である鋳片の、鋳片厚み中心部の固相率が０．１に相当する温度となる時点から鋳片厚み中心部の固相率が流動限界固相率に相当する温度となる時点までの領域を、鋳片に圧下力を付与する複数の鋳片支持ロール対が配置された軽圧下帯で圧下しながら連続鋳造する鋼の連続鋳造方法であって、
    　鋳造対象の鋳片の厚み、前記軽圧下帯の圧下勾配、鋳片引き抜き速度が、下記の（１）式及び下記の（２）式の関係を満足することを特徴とする、鋼の連続鋳造方法。
    　０．３／(Ｖ×α)＜Ｚ＜１．５／(Ｖ×α)・・・（１）
    　α＝β×(Ｄ／Ｄｏ)＋γ・・・（２）
    　但し、（１）式及び（２）式において、Ｖは鋳片引き抜き速度（ｍ／ｍｉｎ）、αは厚み係数（無次元）、Ｚは圧下勾配（ｍｍ／ｍ）、Ｄは鋳造対象の鋳片の鋳型直下での厚み（ｍｍ）、Ｄｏは基準鋳片の鋳型直下での厚み（ｍｍ、Ｄｏ＝１８７ｍｍ）であり、β及びγは、鋳造対象の鋳片の幅Ｗ（ｍｍ）によって定まる係数であり、下記に鋳片の幅Ｗの範囲別に示す。
    　１６００≦Ｗ≦１８００では、β＝－０．６１、γ＝１．５４
    　１８００＜Ｗ≦２０００では、β＝－０．６０、γ＝１．５７
    　２０００＜Ｗ≦２２００では、β＝－０．５８、γ＝１．５８
    　２２００＜Ｗ≦２４００では、β＝－０．５３、γ＝１．５４
  2. 　鋳造対象の鋳片の厚み及び鋳片の総圧下量が、下記の（３）式の関係を満足することを特徴とする、請求項１に記載の鋼の連続鋳造方法。
    　Ｒｔ＜(Ｄ／Ｄｏ)×(１０／α)・・・（３）
    　但し、（３）式におけるＲｔは鋳片の総圧下量（ｍｍ）、Ｄは鋳造対象の鋳片の鋳型直下での厚み（ｍｍ）、Ｄｏは基準鋳片の鋳型直下での厚み（ｍｍ、Ｄｏ＝１８７ｍｍ）、αは厚み係数（無次元）である。
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