WO2018056322A1

WO2018056322A1 - 鋼の連続鋳造方法

Info

Publication number: WO2018056322A1
Application number: PCT/JP2017/033955
Authority: WO
Inventors: 則親荒牧; 孝平古米; 三木　祐司
Original assignee: Ｊｆｅスチール株式会社
Priority date: 2016-09-21
Filing date: 2017-09-20
Publication date: 2018-03-29
Also published as: CN109689247A; CN109689247B

Abstract

連続鋳造用鋳型銅板（５ａ）の内壁面に、該鋳型銅板に対して熱伝導率差の比率が２０％以上である金属が充填された異熱伝導金属充填部（１９）を設ける技術に関し、該異熱伝導金属充填部の幅方向の間隔及び鋳造方向の間隔を、所定の数式により規定される値以下とすることにより、連続鋳造時の凝固初期の凝固シェルの不均一冷却による表面割れを防止し、鋳片の厚み中心部に発生する中心偏析を抑制する。

Description

鋼の連続鋳造方法

　本発明は、連続鋳造技術に関し、特に凝固の初期段階における鋳片の不均一凝固を抑制することにより、鋳片の表面割れ及び中心偏析の改善に好適な鋼の連続鋳造方法に関する。

　一般に連続鋳造によって鋼鋳片を製造する場合、まず鋳型内に注入された溶鋼が鋳型と接して冷却され、薄い凝固層（以下、「凝固シェル」という）を形成する。こうして溶鋼を鋳型内に注入しながら凝固シェルを下方へ引き抜く（以下、「定常鋳込み」という）ことによって、鋳片を製造する。

　鋳型による冷却が不均一になると、凝固シェルの厚さが不均一になり、その結果、凝固シェルの表面は平滑にならない。特に凝固の初期段階で凝固シェルの厚さが不均一に成長すると、凝固シェルの表面に応力集中が生じて微小な縦割れが発生する。この微小な縦割れは、鋳片が完全に凝固した後も残存し、鋳片表面の縦割れとなる。鋳片の表面に縦割れが発生すると、後工程（たとえば圧延工程等）へ鋳片を送給するに先立って、縦割れの除去（以下、手入れという）が必要となる。

　鋳型は鋳造方向に振動（以下、「オシレーション」ともいう）しており、この鋳型の振動によって凝固シェルの上端部は溶鋼側に曲げられ、曲げられた凝固シェルと鋳型内壁面との空隙に溶鋼が溢流することで、凝固シェルに溶鋼側に張り出した部分（以下、「つめ」という）が形成される。凝固シェルの表面が平滑でない場合は、曲げられた凝固シェルと鋳型内壁面とで形成される空隙が大きくなり、凝固シェルのつめが大きくなる。溶鋼側に張り出したつめが大きくなると、メニスカス（鋳型内溶鋼湯面）において、溶鋼中を浮上する非金属介在物や気泡が当該つめに捕捉される。捕捉された非金属介在物や気泡は、熱間圧延後の鋼板または冷間圧延後の鋼板で表面疵や膨れなどの表面欠陥の原因となる。

　このような縦割れや傷、膨れ等の表面欠陥の発生頻度は、鋳造速度の増加に伴って高まる傾向にある。今日では、一般的なスラブ連続鋳造機の鋳造速度は、１０年前と比較して約１．５～２倍に向上しており、それに伴って手入れ作業も増加している。近年、技術的に確立されつつある直送加熱（いわゆるホットチャージ）や直送圧延（いわゆるダイレクトチャージ）においても、鋳片の手入れ作業は操業の安定化を阻害する要因になっている。したがって、凝固の初期段階における不均一冷却に起因する凝固シェル厚の不均一な成長およびつめの発生を防止できれば、経済的に極めて有利となる。

　凝固の初期段階における不均一冷却を防止するには、凝固の初期段階で均一かつ緩やかな冷却を行ない、凝固シェルの厚さを均一に成長させることによって、つめの生成を阻止する必要がある。この点に関して、非特許文献１には、２８０×２８０ｍｍのビレットの連続鋳造において、鋳片の表面性状を改善するためには、鋳型内面に凹凸を付与することが有効であると記載されている。特許文献１には、直径もしくは幅が３～８０ｍｍかつ深さが０．１～１．０ｍｍの凹部を鋳型内面に設けることが記載されている。さらに、特許文献２には、幅が０．２～２ｍｍかつ深さが６ｍｍ以下の溝を鋳型内面に設けることが記載されている。

　これらの技術は、いずれもメニスカス部にモールドパウダーを投入して、鋳型と凝固シェルとの隙間に十分な厚さのモールドパウダー層を長時間安定して維持し、鋳型内面に設けられた凹凸部に空気層や溶融パウダー層を形成させ、その空気層や溶融パウダー層の断熱性を利用して緩やかな冷却（以下、緩冷却という）を実現しようとするものである。

　しかし、これらの技術を実際に連続鋳造に使用すると種々の問題が生じる。たとえば、幅変更が可能なスラブ連続鋳造機の鋳型は、長辺と短辺の組鋳型であるので、連続鋳造を開始する時に鋳型内面に設けた凹部と鋳型のコーナー部とが一致すると、鋳込みを開始する際の溶鋼のスプラッシュがコーナー部の凹部に差し込むという問題がある。

　浸漬ノズルを交換する時、あるいはタンディッシュを交換する時に、鋳型内の溶鋼の湯面が定常鋳込みの状態より低下するため、鋳型内面に固着したモールドパウダーが剥離、離脱しやすくなり、再度鋳込みを開始する時に溶鋼や溶鋼のスプラッシュがコーナー部の凹部に差し込むという問題がある。このような溶鋼が凹部に差し込む現象は、凝固シェルの拘束性ブレークアウトが発生する原因になる。

　鋳片の中心偏析の生成機構は、次のように考えられている。凝固が進むにつれて、凝固組織であるデンドライト樹間に偏析成分が濃化する。この偏析成分の濃化した溶鋼が、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ふくれなどにより、デンドライト樹間より流出する。流出した偏析成分の濃化した溶鋼が最終凝固部である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。この濃化帯が中心偏析である。鋳片の中心偏析の防止対策として、デンドライト樹間に存在する偏析成分が濃化した溶鋼の移動を防止することと、偏析成分の濃化した溶鋼の局所的な集積を防ぐことが効果的であり、これらの原理を利用したいくつかの方法が提案されている。

　その１つに、圧下ロール群による鋳片の軽圧下法があるが、凝固収縮量を若干上回る程度の軽圧下では、中心偏析の改善効果には限界がある。特許文献３では、鋳片の中心部の固相率が０．１以下の位置で鋳片をバルジングさせ、幅方向中央部の鋳片の厚みを鋳型内で生じる短辺部の鋳片の厚みより２０～１００ｍｍ厚くした後、凝固完了点直前に少なくとも１つの圧下ロール対により、１つの圧下ロール対当たりの圧下量を２０ｍｍ以上とする条件で、バルジング相当量を圧下する方法が提案されている。

　特許文献４では、鋳片の未凝固部の厚みが３０ｍｍになるまでの間に、幅方向中央部の鋳片の厚みを短辺部の鋳片の厚みの１０～５０％相当の厚みだけバルジングさせた後、凝固完了点までに少なくとも１つの圧下ロール対により、バルジング相当量を圧下する方法が提案されている。

　特許文献５では、バルジング開始時の鋳片の厚みの３％以上２５％以下バルジングさせた後、中心部の固相率が０．２以上０．７以下の鋳片の位置を、バルジング量の３０％以上７０％以下に相当する厚みだけ圧下する鋼の連続鋳造方法が提案されている。

特開平９－９４６３４号公報特開平１０－１９３０４１号公報特開平７－２１０３８２号公報特開平９－２０６９０３号公報特開平１１－９９２８５号公報

Ｐ．Ｐｅｒｍｉｎｏｖ　ｅｔ　ａｌ、Ｓｔｅｅｌ　ｉｎ　Ｅｎｇｌｉｓｈ、（１９６８）Ｎｏ．７．ｐ．５６０～５６２

　鋼の連続鋳造では、上下方向の振動を鋳型に与え、当該振動により凝固シェルが鋳型に焼き付くことを防止している。鋳型の振動によって、先端部が変形を受けた鋳片の表面には、オシレーションマークと呼ばれる周期的な凹凸が形成される。オシレーションマークの凹凸が大きくなると、凝固シェル表面と鋳型との接触が不均一になり、鋳型からの抜熱量も不均一になるので、凝固シェル内面の凹凸も大きくなる。初期の凝固シェル内面の凹凸が大きくなると、最終凝固部における凝固界面が平滑でなくなり、特許文献３～５に記載された方法で圧下してもその効果が十分に得られないことがある、という課題がある。

　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］連続鋳造用鋳型内に溶鋼を注入しつつ、前記連続鋳造用鋳型を鋳造方向に振動させながら前記溶鋼を引き抜いて、鋳片を製造する鋼の連続鋳造方法であって、連続鋳造用鋳型は、定常鋳込み状態のメニスカス位置より上方へ少なくとも２０ｍｍの位置から前記メニスカス位置より下方へ少なくとも５０ｍｍ以上、多くとも２００ｍｍ以下の位置までの鋳型銅板の内壁面に設けられた複数の凹溝を有し、前記複数の凹溝の内部には、前記鋳型銅板の熱伝導率に対して熱伝導率差の比率が２０％以上である金属もしくは金属合金が充填された複数の異熱伝導金属充填部が設けられ、前記複数の異熱伝導金属充填部が設けられた前記内壁面の面積に対する全ての異熱伝導金属充填部の面積の総和の比である面積率が１０％以上８０％以下であり、オシレーション振動数（ｆ）と鋳造速度（Ｖｃ）とで導かれるオシレーションマークピッチ（ＯＭＰ）及び距離（Ｄ１）が下記（１）式を満足し、距離（Ｄ２）が下記（２）式を満足する、鋼の連続鋳造方法。
Ｄ１≦ＯＭＰ＝Ｖｃ×１０００／ｆ・・・（１）
Ｄ２≦４ｒ　　　　　　　　　・・・（２）
但し、（１）式において、Ｖｃは、鋳造速度（ｍ／ｍｉｎ）であり、ｆは、オシレーション振動数（ｃｐｍ）であり、ＯＭＰは、オシレーションマークピッチ（ｍｍ）であり、Ｄ１は、複数のうちの１の異熱伝導金属充填部の重心と、前記鋳型銅板の幅方向に同じ位置に設けられた他の異熱伝導金属充填部であって、前記１の異熱伝導金属充填部に鋳造方向で隣り合う他の異熱伝導金属充填部と前記鋳型銅板との境界線から、前記１の異熱伝導金属充填部と前記鋳型銅板との境界線までの距離（ｍｍ）であり、（２）式において、ｒは、前記異熱伝導金属充填部の重心を中心とし、前記異熱伝導金属充填部の面積と同一の面積の円の半径（ｍｍ）であり、Ｄ２は、前記１の異熱伝導金属充填部の重心と鋳造方向に同じ位置に設けられた他の異熱伝導金属充填部であって、前記１の異熱伝導金属充填部に前記幅方向で隣り合う他の異熱伝導金属充填部の重心から、前記１の異熱伝導金属充填部の重心まで、の距離（ｍｍ）である。
［２］前記複数の異熱伝導金属充填部は、前記距離（Ｄ１）が下記の（３）式を満足するように設けられる、［１］に記載の鋼の連続鋳造方法。
Ｄ１≦２ｒ・・・（３）
［３］前記複数の凹溝の形状は全て同じである、［１］または［２］に記載の鋼の連続鋳造方法。
［４］前記複数の凹溝の形状は円形または角のない擬似円形である、［１］から［３］の何れか１つに記載の鋼の連続鋳造方法。
［５］前記複数の異熱伝導金属充填部は格子状に設けられる、［１］から［４］の何れか１つに記載の鋼の連続鋳造方法。
［６］前記複数の異熱伝導金属充填部は千鳥状に設けられる、［１］から［４］の何れか１つに記載の鋼の連続鋳造方法。
［７］連続鋳造機に設けられた複数対の鋳片支持ロールのロール開度を鋳造方向下流側に向かって段階的に増加させることで、内部に未凝固部を有する鋳片の長辺面を鋳型出口での鋳片厚み（鋳片長辺面間の厚み）に対して０ｍｍ超え２０ｍｍ以下の範囲の総バルジング量で拡大させ、その後、前記複数対の鋳片支持ロールのロール開度を鋳造方向下流側に向かって段階的に減少させた軽圧下帯で、前記鋳片の厚み中心部の固相率が少なくとも０．２の時点から０．９になる時点まで、圧下速度（ｍｍ／ｍｉｎ）と鋳造速度（ｍ／ｍｉｎ）との積（ｍｍ・ｍ／ｍｉｎ^２）が０．３０以上１．００以下に相当する圧下力を前記鋳片の長辺面に付与し、前記圧下力によって前記総バルジング量と同等の総圧下量または前記総バルジング量よりも小さい総圧下量で前記鋳片の長辺面を圧下する、［１］から［６］の何れか１つに記載の鋼の連続鋳造方法。
［８］前記鋳型銅板の外壁面には、鋳造方向に沿った複数のスリットが前記鋳型銅板の幅方向に単数または複数のピッチで設けられ、前記複数のスリットが単数のピッチで設けられている場合は、前記単数のピッチをＺ（ｍｍ）とし、前記複数のスリットが複数のピッチで設けられている場合は、前記複数のピッチのうち最も長いピッチをＺ（ｍｍ）としたとき、前記Ｚが下記（４）式を満足する、［１］から［７］の何れか１つに記載の鋼の連続鋳造方法。
Ｚ≧２．５×Ｄ２・・・（４）
ここで、前記異熱伝導金属充填部の重心とは、鋳型銅板の溶鋼側平面における異熱伝導金属充填部の断面形状の重心をいう。

　本発明によれば、複数の異熱伝導金属充填部を、メニスカス位置を含んでメニスカス近傍の連続鋳造用鋳型の幅方向及び鋳造方向に設置するので、メニスカス近傍の鋳型幅方向及び鋳造方向における連続鋳造用鋳型の熱抵抗が周期的に増減する。これによって、メニスカス近傍、つまり、凝固初期での凝固シェルから連続鋳造用鋳型への熱流束が周期的に増減する。この熱流束の周期的な増減により、δ鉄からγ鉄への変態による応力や熱応力が低減し、これらの応力によって生じる凝固シェルの変形が小さくなる。凝固シェルの変形が小さくなることで、凝固シェルの変形に起因する不均一な熱流束分布が均一化され、且つ、発生する応力が分散されて個々の歪量が小さくなる。その結果、凝固シェル表面の割れを防止できる。

　本発明によれば、オシレーションマークの１ピッチの間に少なくとも１回は熱流束が増減する部分を存在させることができるので、オシレーションマークの深さを浅くし、凝固シェルの表面を均一化させることができる。これにより、表面とともに成長する凝固シェル内面も均一化されて最終凝固部での凝固界面が平滑になり、偏析を形成するスポットが減少し、スラブ鋳片の内部品質を改善できる。

図１は、本実施形態に係る鋼の連続鋳造方法を適用できる垂直曲げ型のスラブ連続鋳造機の側面概要図である。図２は、ロール開度のプロファイルの一例を示す図である。図３は、スラブ連続鋳造用機に設置される鋳型の一部を構成する鋳型長辺銅板の概略側面図である。図４は、鋳型銅板よりも熱伝導率の低い金属が充填されて形成された異熱伝導金属充填部を有する鋳型長辺銅板の三箇所の位置における熱抵抗を、異熱伝導金属充填部の位置に対応して概念的に示す図である。図５は、凹溝の平面形状の例を示す図である。図６は、異熱伝導金属充填部が設けられた領域の部分拡大図である。図７は、鋳型長辺銅板の外壁面側を示す概略図である。図８は、鋳型長辺銅板の外壁面にバックアッププレートが設けられた状態の図７におけるＤ－Ｄ断面であり、さらにＤ－Ｄ断面の右側のボルト穴の一つにスタッドボルトが螺合した断面を重ねて示した断面模式図である。図９は、異熱伝導金属充填部の配置の他の例を示す図である。

　本発明の具体的な実施方法を、図面を参照して説明する。図１は、本実施形態に係る鋼の連続鋳造方法を適用できる垂直曲げ型のスラブ連続鋳造機の側面概要図である。

　スラブ連続鋳造機１には、溶鋼１１を注入して凝固させ、鋳片１２の外殻形状を形成させ、鋳片１２の鋳造方向に振動する連続鋳造用鋳型５（以下、単に「鋳型」という）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１１を鋳型５に中継供給するためのタンディッシュ２が設置されている。鋳型５の下方には、サポートロール６、ガイドロール７及びピンチロール８からなる複数対の鋳片支持ロールが設置されている。このうち、ピンチロール８は、鋳片１２を支持すると同時に鋳片１２を引抜くための駆動ロールでもある。鋳造方向に隣り合う鋳片支持ロールの間隙には、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（以下、「二次冷却水」ともいう）によって鋳片１２は引抜かれながら冷却されて内部の未凝固部１４が減少し、凝固シェル１３が成長するようにして鋳造を行う。タンディッシュ２の底部には、溶鋼１１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。

　鋳片支持ロールの下流側には、鋳造された鋳片１２を搬送するための複数の搬送ロール９が設置されており、この搬送ロール９の上方には、鋳造される鋳片１２から所定の長さのスラブ鋳片１２ａを切断するための鋳片切断機１０が配置されている。鋳片１２の凝固完了位置１５を挟んで鋳造方向の前後には、対向するガイドロール７のロール間隔を鋳造方向下流に向かって段階的に狭くなるように設定された、つまり、ロール勾配が施された、複数対のガイドロール群から構成される軽圧下帯１７が設置されている。

　軽圧下帯１７では、その全域または一部選択した領域で、鋳片１２に軽圧下を行うことができる。本実施形態では、鋳片１２の厚み中心部の固相率が少なくとも０．２から０．９になるまでの鋳片１２が、軽圧下帯１７の設置範囲内に入るように、軽圧下帯１７が設置されている。

　軽圧下帯１７における圧下勾配は、鋳造方向１ｍあたりのロール開度絞り込み量、つまり「ｍｍ／ｍ」で表示されており、軽圧下帯１７における鋳片１２の圧下速度（ｍｍ／ｍｉｎ）は、この圧下勾配（ｍｍ／ｍ）と鋳造速度（ｍ／ｍｉｎ）との積で求められる。軽圧下帯１７を構成する各鋳片支持ロール間にも鋳片１２を冷却するためのスプレーノズルが配置されている。図１には、軽圧下帯１７にはガイドロール７だけが配置された例を示しているが、軽圧下帯１７にピンチロール８を配置しても構わない。軽圧下帯１７に配置される鋳片支持ロールは「圧下ロール」ともいう。

　鋳型５の下端から鋳片１２の液相線クレータエンド位置との間に配置されるガイドロール７の開度は、鋳造方向下流側に向かってロール開度の拡大量が所定値となるまで、１ロール毎または数ロール毎に順次ロール開度が広くなっている。これらガイドロール７によって、内部に未凝固部１４を有する鋳片１２の長辺面を強制的にバルジングさせるための強制バルジング帯１６が構成される。強制バルジング帯１６の下流側の鋳片支持ロールは、ロール開度が一定値または鋳片１２の温度降下に伴う収縮量に見合う程度に狭められ、その後、軽圧下帯１７につながっている。

　図２は、ロール開度のプロファイルの一例を示す図である。図２に示すように、強制バルジング帯１６で鋳片長辺面を溶鋼静圧によって強制的にバルジングさせて鋳片長辺面の中央部の厚みを増大させ（領域ｂ）、強制バルジング帯１６を通りすぎた下流側では、ロール開度が一定値または鋳片１２の温度降下に伴う収縮量に見合う程度に狭められ（領域ｃ）、その後、軽圧下帯１７で鋳片長辺面を圧下する（領域ｄ）というプロファイルにしている。図２中のａ及びｅは、ロール開度が鋳片１２の温度降下に伴う収縮量に見合う程度に狭められる領域である。図２中のａ′は、鋳片１２の温度降下に伴う収縮量に見合う程度にロール開度を狭くした、軽圧下を実施しない鋳造方法（従来方法）におけるロール開度の例である。

　強制バルジング帯１６では、ガイドロール７のロール開度を鋳造方向下流側に向かって順次広くすることにより、鋳片１２の短辺近傍を除く長辺面は、未凝固部１４による溶鋼静圧によってガイドロール７のロール開度に倣って強制的にバルジングさせられる。鋳片長辺面の短辺近傍は、凝固の完了した鋳片短辺面に固持されることから、強制的なバルジングを開始した時点の厚みを維持しており、したがって、鋳片１２は、強制的なバルジングによって鋳片長辺面のバルジングした部分のみがガイドロール７に接触することになる。

　図３は、スラブ連続鋳造用機に設置される鋳型の一部を構成する鋳型長辺銅板の概略側面図である。図３に示す鋳型５は、スラブ鋳片を鋳造するための連続鋳造用鋳型の一例である。鋳型５は、一対の鋳型長辺銅板５ａ（以後、「鋳型銅板」ともいう）と一対の鋳型短辺銅板とを組み合わせて構成される。図３は、そのうちの鋳型長辺銅板５ａを示している。鋳型短辺銅板も鋳型長辺銅板５ａと同様に、その内壁面側に異熱伝導金属充填部１９が設けられるとして、ここでは、鋳型短辺銅板についての説明は省略する。但し、鋳片１２においては、スラブ厚みに対してスラブ幅が極めて大きいという形状に起因して、鋳片長辺面側の凝固シェル１３で応力集中が起こりやすく、鋳片長辺面側で表面割れが発生しやすい。したがって、スラブ鋳片用の鋳型５の鋳型短辺銅板には、異熱伝導金属充填部１９を設けなくてもよい。

　図３に示すように、鋳型長辺銅板５ａの定常鋳込み時のメニスカス位置１８より少なくとも２０ｍｍ離れた上方のＱ位置から、メニスカス位置１８より少なくとも５０ｍｍ以上、多くとも２００ｍｍ以下離れた下方のＲ位置まで、の内壁面の範囲には、鋳型長辺銅板５ａの熱伝導率に対してその熱伝導率差の比率が２０％以上である金属もしくは金属合金（以下、「異熱伝導金属」という）が充填された円形の異熱伝導金属充填部１９が、鋳造方向に垂直となる鋳型幅方向の長さＷの範囲に千鳥状に設けられている。「メニスカス」とは「鋳型内溶鋼湯面」を意味する。「定常鋳込み」とは、スラブ連続鋳造機１の鋳型５への溶鋼注入が開始された後、一定の鋳造速度を維持した巡航状態となった状態をいう。定常鋳込み時では、スライディングノズル３により鋳型５への溶鋼１１の注入速度が自動制御され、メニスカス位置１８が一定になるように制御される。

　異熱伝導金属充填部１９は、鋳型銅板の内壁面側にそれぞれ独立して加工された円形凹溝の内部に、鋳型銅板を構成する銅合金の熱伝導率とは異なる熱伝導率の異熱伝導金属が充填されて形成されたものである。

　円形凹溝の内部に、鋳型銅板を構成する銅合金の熱伝導率とは異なる異熱伝導金属を充填する手段としては、鍍金処理または溶射処理を適用することが好ましい。円形凹溝の形状に合わせて加工した異熱伝導金属を円形凹溝に嵌め込むなどして充填してもよいが、その場合には、異熱伝導金属と鋳型銅板との間に隙間や割れが生じることがある。異熱伝導金属と鋳型銅板との間に隙間や割れが生じた場合には、異熱伝導金属の亀裂や剥離が生じ、鋳型寿命の低下、鋳片の割れ、更には拘束性ブレークアウトの原因となるので好ましくない。異熱伝導金属を鍍金処理または溶射処理で充填することで、このような問題を未然に防止できる。

　本実施形態において、鋳型銅板として使用する銅合金としては、一般的に連続鋳造用鋳型として使用されるクロム（Ｃｒ）やジルコニウム（Ｚｒ）などを微量添加した銅合金を用いてよい。近年では、鋳型内の凝固の均一化または溶鋼中介在物の凝固シェルへの捕捉を防止するために、鋳型内の溶鋼を攪拌する電磁攪拌装置が設置されていることが一般的であり、電磁コイルから溶鋼への磁場強度の減衰を抑制するために導電率を低減した銅合金を用いてもよい。この場合、導電率の低下に応じて熱伝導率も低減するので、鋳型銅板の熱伝導率は、純銅（熱伝導率；約４００Ｗ／（ｍ×Ｋ））の１／２前後になる。鋳型銅板として使用される銅合金は、一般的に、純銅よりも熱伝導率が低い。

　図４は、鋳型銅板よりも熱伝導率の低い金属が充填されて形成された異熱伝導金属充填部を有する鋳型長辺銅板の三箇所の位置における熱抵抗を、異熱伝導金属充填部の位置に対応して概念的に示す図である。図４に示すように、異熱伝導金属充填部１９の設置位置では熱抵抗が相対的に高くなる。

　複数の異熱伝導金属充填部１９を、メニスカス位置１８を含んでメニスカス近傍の連続鋳造用鋳型の幅方向及び鋳造方向に設けることで、図４に示すように、メニスカス近傍の鋳型幅方向及び鋳造方向における連続鋳造用鋳型の熱抵抗が周期的に増減する分布が形成される。これによって、メニスカス近傍、つまり、凝固初期での凝固シェルから連続鋳造用鋳型への熱流束が周期的に増減する分布が形成される。

　鋳型銅板よりも熱伝導率の高い金属を充填して異熱伝導金属充填部１９を形成した場合には、図４とは異なり、異熱伝導金属充填部１９の設置位置で熱抵抗が相対的に低くなるが、この場合も、上記と同様に、メニスカス近傍の鋳型幅方向及び鋳造方向における連続鋳造用鋳型の熱抵抗が周期的に増減する分布が形成される。上述したような熱抵抗の周期的な分布を形成させるには、異熱伝導金属充填部１９どうしがそれぞれ独立していることが好ましい。

　この熱流束の周期的な増減により、凝固シェル１３の相変態（例えば、δ鉄からγ鉄への変態）による応力や熱応力が低減し、これらの応力によって生じる凝固シェル１３の変形が小さくなる。凝固シェル１３の変形が小さくなることで、凝固シェル１３の変形に起因する不均一な熱流束分布が均一化され、且つ、発生する応力が分散されて個々の歪量が小さくなる。その結果、凝固シェル表面における表面割れの発生が抑制される。

　凝固初期の熱流束の周期的な増減により、鋳型内における凝固シェル１３の厚みが、鋳片の幅方向のみならず鋳造方向でも均一化される。鋳型内における凝固シェル１３厚みが均一化することで、鋳型５から引き抜かれた後の鋳片１２の凝固シェル１３の凝固界面は、鋳片の最終凝固部においても鋳片の幅方向及び鋳造方向で平滑になる。

　但し、これらの効果を安定して得るためには、異熱伝導金属充填部１９を設置したことによる熱流束の周期的な増減が適正でなければならない。つまり、熱流束の周期的な増減の差が小さすぎれば、異熱伝導金属充填部１９を設置した効果が得られず、逆に、熱流束の周期的な増減の差が大きすぎれば、これに起因して発生する応力が大きくなり、この応力で表面割れが発生する。

　異熱伝導金属充填部１９を設置したことによる熱流束の増減の差は、鋳型銅板と異熱伝導金属との熱伝導率差と、異熱伝導金属充填部１９が配置された領域の鋳型銅板の内壁面の面積に対する全ての異熱伝導金属充填部１９の面積の総和の比である面積率と、に依存する。

　本実施形態に係る鋼の連続鋳造方法で使用する鋳型銅板では、円形凹溝に充填する異熱伝導金属の熱伝導率をλ_ｍとしたとき、鋳型銅板の熱伝導率（λ_ｃ）に対する異熱伝導金属の熱伝導率（λ_ｍ）の差の比率（（｜λ_ｃ－λ_ｍ｜／λ_ｃ）×１００）が２０％以上である金属もしくは金属合金を使用する。鋳型銅板を構成する銅合金の熱伝導率（λ_ｃ）に対する差の比率が２０％以上である金属もしくは金属合金を使用することで、異熱伝導金属充填部１９による熱流束の周期的な変動の効果が十分となり、鋳片表面割れの発生しやすい高速鋳造時や中炭素鋼の鋳造時においても、鋳片の表面割れ抑制効果が十分に得られる。鋳型銅板の熱伝導率および異熱伝導金属の熱伝導率は、常温（約２０℃）の熱伝導率である。熱伝導率は、一般的に、高温になるほど小さくなるが、常温での鋳型銅板の熱伝導率に対する異熱伝導金属の熱伝導率の差の比率が２０％以上であれば、連続鋳造鋳型としての使用温度（２００～３５０℃程度）であっても、異熱伝導金属充填部１９を設置した部位の熱抵抗と、異熱伝導金属充填部１９を設置していない部位の熱抵抗と、に差を生じさせることができる。

　本実施形態に係る鋼の連続鋳造方法で使用する鋳型銅板では、異熱伝導金属充填部１９が形成された範囲内の鋳型銅板内壁面の面積Ａ（Ａ＝（Ｑ＋Ｒ）×Ｗ、単位；ｍｍ^２）に対する、全ての異熱伝導金属充填部１９の面積の総和Ｂ（ｍｍ^２）の比である面積率ε（ε＝（Ｂ／Ａ）×１００）が１０％以上８０％以下になるように、異熱伝導金属充填部１９を設けている。この面積率εを１０％以上とすることで、熱流束の異なる異熱伝導金属充填部１９の占める面積が確保され、異熱伝導金属充填部１９と鋳型銅板とで熱流束差が得られ、鋳片の表面割れ抑制効果を得ることができる。一方、面積率εが８０％を超えると、異熱伝導金属充填部１９の部位が多くなりすぎて、熱流束の変動の周期が長くなるので、鋳片の表面割れ抑制効果が得られにくくなる。

　このため、面積率εが３０％以上６０％以下になるように異熱伝導金属充填部１９を設けることがより好ましく、面積率εが４０％以上５０％以下になるように異熱伝導金属充填部１９を設けることがさらに好ましい。

　異熱伝導金属は、鋳型銅板の熱伝導率（λ_ｃ）に対する充填金属の熱伝導率（λ_ｍ）の差の比率が２０％以上であれば、特に、その種類を特定しなくてよい。参考までに充填金属として使用可能な金属を挙げれば、純ニッケル（Ｎｉ、熱伝導率；９０Ｗ／（ｍ×Ｋ））、純クロム（Ｃｒ、熱伝導率；６７Ｗ／（ｍ×Ｋ））、純コバルト（Ｃｏ、熱伝導率；７０Ｗ／（ｍ×Ｋ））、及び、これらの金属を含有する合金などが好適である。これらの純金属や合金は、銅合金よりも熱伝導率が低く、鍍金処理や溶射処理によって容易に円形凹溝に充填することができる。銅合金よりも熱伝導率が高い純銅を、円形凹溝に充填使用する金属として使用してもよい。例えば、純銅を充填金属として使用した場合には、異熱伝導金属充填部１９を設置した部位の方が鋳型銅板の部位よりも熱抵抗が小さくなる。

　図５は、凹溝の平面形状の例を示す図である。図３及び図４では、凹溝の形状が図５（ａ）に示すような円形である例を示したが、凹溝は円形でなくてもよい。例えば、凹溝は、図５（ｂ）に示すような楕円であってもよく、図５（ｃ）に示すような角部を円とした正方形または長方形であってもよく、図５（ｄ）に示すようなドーナツ形であってもよい。図５（ｅ）に示すような三角形であってもよく、図５（ｆ）に示すような台形であってもよく、図５（ｇ）に示すような５角形であってもよく、図５（ｈ）に示すような金平糖形であってもよい。これら凹溝に、凹溝の形状に対応した形状の異熱伝導金属充填部が設置される。

　凹溝の形状は、図５（ａ）に示すような円形または（ｂ）～（ｄ）に示すような「角」を有していない形状であることが好ましいが、図５（ｅ）～（ｈ）に示すような「角」を有する形状であってもよい。凹溝の形状を「角」を有していない形状にすることで、異熱伝導金属と鋳型銅板との境界面が曲面になり、境界面で応力が集中しにくく、鋳型銅板表面に割れが発生しにくくなる。

　本実施形態においては、これらの凹溝の形状のうち、例えば、図５（ｂ）～（ｈ）に示す円形でない形状を擬似円形とする。凹溝の形状が擬似円形の場合には、鋳型銅板の内壁面に加工される凹溝を、「擬似円形凹溝」という。擬似円形における半径は、擬似円形の面積と同一の面積の円の半径である円相当半径ｒで評価する。擬似円形の円相当半径ｒは、下記の（５）式で算出される。

　円相当半径ｒ＝（Ｓ_ｍａ／π）^１／２・・・（５）
　但し、（５）式において、Ｓ_ｍａは擬似円形凹溝の面積（ｍｍ^２）である。

　図６は、異熱伝導金属充填部が設けられた領域の部分拡大図である。図６に示すように、本実施形態の鋳型銅板においては、円形の異熱伝導金属充填部１９が千鳥状に設けられている。ここで、千鳥状に設けるとは、異熱伝導金属充填部１９の半ピッチの位置に交互に異熱伝導金属充填部１９を設けることを意味する。

　図６において、１９ａを１の異熱伝導金属充填部とし、１９ｂを他の異熱伝導金属充填部とする。異熱伝導金属充填部１９ａと異熱伝導金属充填部１９ｂとは、その重心が鋳型銅板の幅方向に同じ位置に設けられ、鋳造方向に互いに隣り合う位置に設けられている。ここで、異熱伝導金属充填部１９の重心とは、鋳型銅板の溶鋼側平面における異熱伝導金属充填部１９の断面形状の重心である。

　鋳造方向における異熱伝導金属充填部１９ａの鋳型銅板との境界線から異熱伝導金属充填部１９ｂの鋳型銅板との境界線までの距離をＤ１（ｍｍ）とすると、異熱伝導金属充填部１９は、距離Ｄ１が下記（１）式を満足するように鋳型銅板の内壁面に設けられている。

　Ｄ１≦ＯＭＰ＝Ｖｃ×１０００／ｆ・・・（１）
　但し、（１）式において、Ｖｃは、鋳造速度（ｍ／ｍｉｎ）、ｆは、オシレーション振動数（ｃｐｍ）、ＯＭＰは、オシレーションマークピッチ（ｍｍ）である。

　このように、鋳造方向における異熱伝導金属充填部１９の鋳型銅板との境界線の間隔、すなわち、鋳造方向における異熱伝導金属充填部１９どうしの間隔がオシレーションマークの鋳造方向におけるピッチよりも小さい間隔になるように、異熱伝導金属充填部１９を鋳型銅板に設ける。これにより、オシレーションマークのピッチ１回分の間に少なくとも１回は、熱流束が増減する部分を存在させることができるので、オシレーションマークの形成時に生成する爪を意図的に短いピッチで緩冷却することで爪の変形に起因する不均一な熱流束が均一化され、個々の歪量が小さくなる。この結果、爪の倒れこみが抑制されてオシレーションマークの深さを浅くでき、鋳造方向の凝固シェル１３の厚みを均一にできる。初期の凝固シェル１３の厚みを均一にすることで、中心偏析を形成する最終凝固部での凝固界面が平滑化し、これにより、偏析を形成するスポットも減少するので内部品質が改善する。オシレーションマークの深さを浅くすることで、オシレーションマークを起点とした横割れも抑制できる。

　異熱伝導金属充填部１９は、距離Ｄ１が下記（３）式を満足するように鋳型長辺銅板５ａの内壁面に設けられている。

　Ｄ１≦２ｒ・・・（３）
　但し、（３）式において、ｒは、異熱伝導金属充填部１９の半径（ｍｍ）または円相当半径（ｍｍ）である。

　このように、鋳造方向における異熱伝導金属充填部１９の間隔が異熱伝導金属充填部１９の半径または円相当半径の２倍以下になるように、異熱伝導金属充填部１９を鋳型銅板に設ける。これにより、鋳造方向に満遍なく熱流束差を与えることができ、凝固初期での凝固シェルから連続鋳造用鋳型への熱流束を周期的に増減させることができ、個々の歪量を小さくできる。

　図６において、１９ａを１の異熱伝導金属充填部とし、１９ｃを他の異熱伝導金属充填部とする。異熱伝導金属充填部１９ａと異熱伝導金属充填部１９ｃとは、その重心が鋳造方向に対して同じ位置に設けられ、鋳型銅板の幅方向に互いに隣り合う位置に設けられている。ここで、異熱伝導金属充填部１９aの重心から異熱伝導金属充填部１９ｃの重心までの距離をＤ２（ｍｍ）とすると、異熱伝導金属充填部１９は、距離Ｄ２が、下記（２）式を満足するように、鋳型長辺銅板５ａの内壁面に設けられている。

　Ｄ２≦４ｒ・・・（２）
　但し、（２）式において、ｒは、異熱伝導金属充填部１９の半径（ｍｍ）または円相当半径（ｍｍ）である。

　このように、異熱伝導金属充填部１９ａの重心から異熱伝導金属充填部１９ｃの重心までの距離が、異熱伝導金属充填部１９の半径の４倍以下になるように異熱伝導金属充填部１９を鋳型銅板に設ける。これにより、異熱伝導金属充填部１９によって形成される熱流束が増減する部分を不均一に凝固する凝固シェル先端部の凝固揺らぎの空間周期よりも短いピッチで存在させることができ、凝固初期における凝固シェル１３の変形を小さくさせ、個々の歪み量も小さくなり、凝固シェル表面の割れを抑制できる。

　図７は、鋳型長辺銅板の外壁面側を示す概略図である。図８は、鋳型長辺銅板の外壁面にバックアッププレートが設けられた状態の図７におけるＤ－Ｄ断面であり、さらにＤ－Ｄ断面の右側のボルト穴の一つにスタッドボルトが螺合した断面を重ねて示した断面模式図である。鋳型長辺銅板５ａの外壁面には、冷却水４４が通るスリット３０と、バックアッププレート４０を固定するスタッドボルト４２と螺合するボルト穴３２が複数設けられている。スリット３０は、鋳造方向に沿って鋳型長辺銅板５ａの幅方向に、ボルト穴３２を避けて複数のピッチで設けられている。図７に示した例では、ボルト穴３２を避けた位置では、スリット３０はＬ２のピッチで設けられ、それ以外の位置では、スリット３０はＬ１のピッチで設けられている。ここで、Ｌ２＞Ｌ１であり、図７に示した例では、スリット３０の最も長いピッチはＬ２である。

　バックアッププレート４０は、スタッドボルト４２によって鋳型長辺銅板５ａの外壁面に固定される。冷却水４４は、バックアッププレート４０の下方から供給され、スリット３０を通り、バックアッププレート４０の上方から排出される。このように、鋳型長辺銅板５ａのスリット３０を冷却水４４が通ることで、冷却水４４により鋳型長辺銅板５ａが冷却される。

　スリット３０が設けられている部分は、異熱伝導金属充填部１９ほどではないものの鋳型幅方向に周期的な熱流束の変動を生じさせる。スリット３０が設けられた空間周期と、異熱伝導金属充填部１９の幅方向の距離Ｄ２が近くなると、両者の周期的な熱流束の周期的な変動にいわゆる「唸り」（以下、「ビート」という）が生じる。ビートが生じると、異熱伝導金属充填部１９による熱流束の周期的な変動が崩れることが懸念される。

　スリット３０は、ボルト穴３２を避けたＬ２のピッチで設けられる領域の熱流束の大きさと、他の領域の熱流束の大きさとが同じになるようにＬ１のピッチ、および、スリット３０の深さが調整される。このため、スリット３０の最も長いピッチをＺとすると、Ｚを基準として異熱伝導金属充填部１９の幅方向の距離Ｄ２が、下記（４）式を満足するように異熱伝導金属充填部１９を設けることが好ましい。

　Ｚ≧２．５×Ｄ２・・・（４）
　但し、（４）式において、Ｚは、鋳型長辺銅板５ａの幅方向におけるスリット３０の最も長いピッチ（ｍｍ）である。

　これにより、スリット３０が設けられた空間周期と、異熱伝導金属充填部１９の幅方向の距離Ｄ２とが近づくことが抑制され、異熱伝導金属充填部１９による熱流束の周期的な変動が崩れることを抑制できる。

　図７に示した例では、鋳型長辺銅板５ａの外壁面に複数のピッチでスリット３０が設けた例を示したが、これに限られない。スリット３０は、鋳型長辺銅板５ａの外壁面に単数のピッチで設けられてもよい。スリット３０が単数のピッチで設けられている場合は、単数のピッチをＺ（ｍｍ）とする。

　図９は、異熱伝導金属充填部の配置の他の例を示す図である。図９においては、円形の異熱伝導金属充填部２０が、格子状に鋳型銅板の内壁面に設けられている。ここで、異熱伝導金属充填部２０を格子状に設けるとは、鋳造方向の幅が一定であって鋳型幅方向に平行な平行線群と、鋳型幅方向の幅が一定であって鋳造方向に平行な平行線群の交点となる位置に異熱伝導金属充填部２０を設けることを意味する。

　図９において、２０ａを１の異熱伝導金属充填部とし、２０ｂ、２０ｃを他の異熱伝導金属充填部とする。異熱伝導金属充填部２０ａと異熱伝導金属充填部２０ｂとは、その重心が鋳型銅板の幅方向に対して同じ位置に設けられ、鋳造方向に互いに隣り合った位置に設けられている。異熱伝導金属充填部２０ａと異熱伝導金属充填部２０ｃとは、その重心が鋳造方向に対して同じ位置に設けられ、鋳型銅板の幅方向に互いに隣り合った位置に設けられている。

　図９において、距離Ｄ１は、鋳造方向に沿った距離であって、異熱伝導金属充填部２０ａと鋳型銅板との境界線から、異熱伝導金属充填部２０ｂと鋳型銅板との境界線までの距離であり、距離Ｄ２は、異熱伝導金属充填部２０ａの重心から異熱伝導金属充填部２０ｃの重心までの距離である。図９において、異熱伝導金属充填部２０は、上記（１）式、（２）式および（３）式を満足するように、鋳型長辺銅板５ａの内壁面に設けられる。

　このように、異熱伝導金属充填部を鋳型銅板に格子状に設けてもよく、格子状に異熱伝導金属充填部を設けた場合においても、上記（１）式を満足することで、爪の倒れこみが抑制されてオシレーションマークの深さを浅くでき、異熱伝導金属充填部を千鳥状に設けた場合と同様の効果が得られる。

　本実施形態では、鋳型銅板に設けられた凹溝の形状が全て同じ円形である例を示したが、これに限られない。少なくとも上述した面積率が１０％以上８０％以下であって（１）式、（２）式を満足すれば、凹溝の形状は全て同じでなくてもよい。

　異熱伝導金属充填部１９が設けられた鋳型と、意図的に鋳片を０ｍｍ超え２０ｍｍ以下バルジングさせ、さらに中心部の固相率が０．２以上０．９以下の鋳片を、圧下速度（ｍｍ／ｍｉｎ）と鋳造速度（ｍ／ｍｉｎ）の積（ｍ・ｍｍ／ｍｉｎ^２）が０．３０以上１．００以下に相当する圧下力で、意図的にバルジングさせたときの鋳片の膨らみ量と同等かそれよりも小さい量を軽圧下する方法と、を組み合わせると、さらに鋳片の内部品質を改善することができる。

　本実施形態では、強制バルジング帯１６の強制的なバルジングの総量（以後、「総バルジング量」という）を、鋳型出口での鋳片厚み（鋳片長辺面間の厚み）に対して０ｍｍ超え２０ｍｍ以下の範囲としている。本実施形態では、鋳型内における初期凝固を制御し、鋳片１２の最終凝固部においても凝固界面が鋳片の幅方向及び鋳造方向で平滑にできるので、軽圧下による圧下力が凝固界面に均等に作用し、これにより、総バルジング量が０ｍｍ超え２０ｍｍ以下であっても、中心偏析を軽減できる。

　軽圧下帯１７では、少なくとも鋳片の厚み中心部の固相率が０．２の時点から０．９になる時点まで、鋳片１２を圧下している。中心部の固相率が０．２未満の時期での圧下では、圧下直後の圧下位置での鋳片の未凝固部の厚みが厚いため、その後の凝固の進行とともに、再び中心偏析が発生する。中心部の固相率が０．９を超える時期に圧下する場合には、偏析成分の濃化した溶鋼が排出されにくく、中心偏析の改善効果が少なくなる。圧下時の鋳片の凝固シェル１３の厚みが厚く、圧下力が十分厚み中心部にまで達しないためである。さらに、中心部固相率が０．９を超え、圧下量が大きい場合には、前述するように、厚み中心部近傍に正偏析が発生する。したがって、中心部固相率が０．２以上０．９以下の鋳片の位置を圧下する。当然ではあるが、鋳片厚み中心部の固相率が０．２になる以前、及び、鋳片厚み中心部の固相率が０．９を超えた以降も、軽圧下帯１７で鋳片１２を圧下してもよい。

　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、鋼の液相線温度以上で固相率＝０、鋼の固相線温度以下で固相率＝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１５であり、当該凝固完了位置１５は、鋳片が下流側へ移動しながら鋳片厚み中心部の固相率が１となる最も下流側の位置に該当する。

　本実施形態において、軽圧下帯１７における鋳片１２の圧下量の総量（以後、「総圧下量」という）を、総バルジング量と同等または総バルジング量よりも小さくしている。総圧下量を総バルジング量と同等または総バルジング量よりも小さくすることで、鋳片１２の短辺側の厚み中心部までの凝固が完了した部分は圧下されず、軽圧下帯１７を構成するガイドロール７の負荷荷重が軽減され、ガイドロール７のベアリング破損や折損などの設備トラブルを抑制できる。

　本実施形態では、軽圧下帯１７で軽圧下する際の圧下速度と鋳造速度との積（ｍｍ・ｍ／ｍｉｎ^２）が０．３０以上１．００以下に相当する圧下力を鋳片の長辺面に付与している。０．３０よりも小さな圧下量による圧下では、圧下後の圧下位置での鋳片の未凝固部の厚みが厚く、偏析成分の濃化した溶鋼がデンドライト樹間から十分排出されないので、圧下後に再び中心偏析が発生する。１．００を超える圧下量を圧下する場合には、デンドライト樹間に存在する偏析成分の濃化した溶鋼のほとんど全てが、絞り出されて鋳造方向の上流側に排出されるが、未凝固部の厚みが薄いために、圧下位置より鋳造方向のやや上流側の鋳片の厚み方向の両側の凝固殻に捕捉され、これにより、鋳片の厚み中心部近傍に正偏析が発生する。

　鋳片の中心部の中心偏析および中心部近傍の正偏析の発生防止に対する軽圧下の効果には、鋳片の凝固組織の影響もあり、未凝固部に接する部分の凝固組織が等軸晶の場合には、等軸晶間にセミマクロ偏析の原因となる濃化溶鋼が存在し、圧下による効果が少ない。したがって、凝固組織を等軸晶ではなく、柱状晶組織とすることが望ましい。

　本実施形態では、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１３の厚み及び鋳片厚み中心部の固相率を求め、少なくとも、鋳片厚み中心部の固相率が０．２の時点から０．９になる時点まで、軽圧下帯１４で鋳片１０を圧下できるように、二次冷却水量、二次冷却の幅切り、鋳造速度のうちのいずれか１種または２種以上を調整する。ここで、「二次冷却の幅切り」とは、鋳片長辺面の両端部への冷却水の噴射を中止することである。二次冷却の幅切りを実施することで、二次冷却は弱冷化され、一般的に、凝固完了位置１３は鋳造方向下流側に延長される。

　以上説明したように、本実施形態に係る鋼の連続鋳造方法を実施することで、凝固初期の凝固シェルの不均一冷却による鋳片の表面割れを防止することができると同時に、オシレーションマークの深さも浅くすることができる。オシレーションマークを浅くして初期の凝固シェル１３の表面を均一にすることで最終凝固部での凝固界面も平滑化され、さらに意図的なバルジング及び軽圧下することで、当該圧下力を凝固界面に均等に作用させることができ、鋳片の厚み中心部に発生する中心偏析を抑制することができる。これにより、高品質の鋳片を安定して製造することが実現される。

　上記説明はスラブ鋳片の連続鋳造に関して行ったが、本実施形態に係る鋼の連続鋳造方法はスラブ鋳片の連続鋳造に限定されるものではなく、ブルーム鋳片やビレット鋳片の連続鋳造においても上記に沿って適用することができる。

　中炭素鋼（化学成分、Ｃ：０．０８～０．１７質量％、Ｓｉ：０．１０～０．３０質量％、Ｍｎ：０．５０～１．２０質量％、Ｐ：０．０１０～０．０３０質量％、Ｓ：０．００５～０．０１５質量％、Ａｌ：０．０２０～０．０４０質量％）を、内壁面に種々の条件で金属を配置した水冷銅鋳型を用い、且つ、強制バルジング帯における総バルジング量及び軽圧下帯における圧下速度と鋳造速度との積を種々変更して鋳造し、鋳造後の鋳片の表面割れおよび内部品質（中心偏析）を調査する試験を行った。

　軽圧下帯における圧下速度と鋳造速度との積は、０．２８～０．９０ｍｍ・ｍ／ｍｉｎ^２であり、いずれの試験も、軽圧下帯では、鋳片の厚み中心部の固相率が少なくとも０．２の時点から０．９になる時点まで鋳片を圧下した。鋳片を強制バルジング帯で強制的にバルジングさせた場合の総圧下量は、総バルジング量と同等または総バルジング量よりも小さくした。鋳片を強制バルジング帯でバルジングさせない試験では、軽圧下帯では鋳片短辺側の凝固完了位置も圧下した。

　使用した鋳型は、長辺長さが２．１ｍ、短辺長さが０．２６ｍの内面空間サイズを有する鋳型である。使用した水冷銅鋳型の上端から下端までの長さ（＝鋳型長）は９５０ｍｍであり、定常鋳造時のメニスカス（鋳型内溶鋼湯面）の位置を、鋳型上端から１００ｍｍ下方位置に設定した。本実施形態に係る鋼の連続鋳造方法の効果を把握するために以下の条件の鋳型を作成し比較試験を行なった。いずれの鋳型も異熱伝導金属として、鋳型銅板の熱伝導率よりも熱伝導率が低い金属を使用した。異熱伝導金属充填部１９の形状はφ６ｍｍの円形状である。当該鋳造条件において、オシレーションマークピッチは１３ｍｍであった。

　鋳型１：鋳型上端より８０ｍｍ下方の位置から鋳型上端より３００ｍｍ下方の位置までの範囲（範囲長さ＝２２０ｍｍ）に、銅の熱伝導率に対してその熱伝導率差の比率を２０％とする異熱伝導金属を千鳥状に充填して、異熱伝導金属充填部１９を設置した。異熱伝導金属充填部１９の面積率εは５０％である。鋳造方向における異熱伝導金属充填部１９どうしの距離Ｄ1は６ｍｍであり、鋳型幅方向における異熱伝導金属充填部１９の重心間の距離Ｄ２は１２ｍｍである。鋳型の外壁面に設けられたスリット３０の最も長いピッチは３３.０ｍｍである。

　鋳型２：鋳型上端より１９０ｍｍ下方の位置から鋳型上端より７５０ｍｍ下方の位置までの範囲（範囲長さ＝６７０ｍｍ）に、銅の熱伝導率に対してその熱伝導率差の比率を２０％とする異熱伝導金属を千鳥状に充填して、異熱伝導金属充填部１９を設置した。異熱伝導金属充填部１９の面積率εは５０％である。鋳造方向における異熱伝導金属充填部１９どうしの距離Ｄ１は６ｍｍであり、鋳型幅方向における異熱伝導金属充填部１９の重心間の距離Ｄ２は１２ｍｍである。鋳型の外壁面に設けられたスリット３０の最も長いピッチは３３．０ｍｍである。

　鋳型３：鋳型上端より８０ｍｍ下方の位置から鋳型上端より３００ｍｍ下方の位置までの範囲に、銅の熱伝導率に対してその熱伝導率差の比率を２０％とする異熱伝導金属を千鳥状に充填して、異熱伝導金属充填部１９を設置した。異熱伝導金属充填部１９の面積率εは５０％である。鋳造方向における異熱伝導金属充填部１９どうしの距離Ｄ１は１５ｍｍであり、鋳型幅方向における異熱伝導金属充填部１９の重心間の距離Ｄ２は１２ｍｍである。鋳型の外壁面に設けられたスリット３０の最も長いピッチは３３．０ｍｍである。

　鋳型４：鋳型上端より８０ｍｍ下方の位置から鋳型上端より３００ｍｍ下方の位置までの範囲に、銅の熱伝導率に対してその熱伝導率差の比率を２０％とする異熱伝導金属を千鳥状に充填して、異熱伝導金属充填部１９を設置した。異熱伝導金属充填部１９の面積率εは５０％である。鋳造方向における異熱伝導金属充填部１９どうしの距離Ｄ１は６ｍｍであり、鋳型幅方向における異熱伝導金属充填部１９の重心間の距離Ｄ２は１５ｍｍである。鋳型の外壁面に設けられたスリット３０の最も長いピッチは３８．０ｍｍである。

　鋳型５：鋳型上端より８０ｍｍ下方の位置から鋳型上端より３００ｍｍ下方の位置までの範囲に、銅の熱伝導率に対してその熱伝導率差の比率を１５％とする異熱伝導金属を千鳥状に充填して、異熱伝導金属充填部１９を設置した。異熱伝導金属充填部１９の面積率εは５０％である。鋳造方向における異熱伝導金属充填部１９どうしの距離Ｄ１は６ｍｍであり、鋳型幅方向における異熱伝導金属充填部１９の重心間の距離Ｄ２は１２ｍｍである。鋳型の外壁面に設けられたスリット３０の最も長いピッチは３３．０ｍｍである。

　鋳型６：鋳型上端より８０ｍｍ下方の位置から鋳型上端より３００ｍｍ下方の位置までの範囲に、銅の熱伝導率に対してその熱伝導率差の比率を２０％とする異熱伝導金属１９を千鳥状に充填して、異熱伝導金属充填部１９を設置した。異熱伝導金属充填部１９の面積率εは５％である。鋳造方向における異熱伝導金属充填部１９どうしの距離Ｄ１は６ｍｍであり、鋳型幅方向における異熱伝導金属充填部１９の重心間の距離Ｄ２は１２ｍｍである。鋳型の外壁面に設けられたスリット３０の最も長いピッチは３３．０ｍｍである。

　鋳型７：鋳型上端より８０ｍｍ下方の位置から鋳型上端より３００ｍｍ下方の位置までの範囲に、銅の熱伝導率に対してその熱伝導率差の比率を２０％とする異熱伝導金属を千鳥状に充填して、異熱伝導金属充填部１９を設置した。異熱伝導金属充填部１９の面積率εは８５％である。鋳造方向における異熱伝導金属充填部１９どうしの距離Ｄ１は６ｍｍであり、鋳型幅方向における異熱伝導金属充填部１９どうしの重心間の距離Ｄ２は１２ｍｍである。鋳型の外壁面に設けられたスリット３０の最も長いピッチは３３．０ｍｍである。

　鋳型８：鋳型上端より８０ｍｍ下方の位置から鋳型上端より３００ｍｍ下方の位置までの範囲に、銅の熱伝導率に対してその熱伝導率差の比率を２０％とする異熱伝導金属を格子状に充填して、異熱伝導金属充填部１９を設置した。異熱伝導金属充填部１９の面積率εは５０％である。鋳造方向における異熱伝導金属充填部１９どうしの距離Ｄ１は６ｍｍであり、鋳型幅方向における異熱伝導金属充填部１９どうしの重心間の距離Ｄ２は１２ｍｍである。鋳型の外壁面に設けられたスリット３０の最も長いピッチは３３．０ｍｍである。

　鋳型９：鋳型上端より８０ｍｍ下方の位置から鋳型上端より３００ｍｍ下方の位置までの範囲に、銅の熱伝導率に対してその熱伝導率差の比率を２０％とする異熱伝導金属を千鳥状に充填して、異熱伝導金属充填部１９を設置した。異熱伝導金属充填部１９の面積率εは５０％である。鋳造方向における異熱伝導金属充填部１９どうしの距離Ｄ１は９ｍｍであり、鋳型幅方向における異熱伝導金属充填部１９の重心間の距離Ｄ２は１２ｍｍである。鋳型の外壁面に設けられたスリット３０の最も長いピッチは３３.０ｍｍである。

　鋳型１０：鋳型上端より８０ｍｍ下方の位置から鋳型上端より３００ｍｍ下方の位置までの範囲に、銅の熱伝導率に対してその熱伝導率差の比率を２０％とする異熱伝導金属を千鳥状に充填して、異熱伝導金属充填部１９を設置した。異熱伝導金属充填部１９の面積率εは５０％である。鋳造方向における異熱伝導金属充填部１９どうしの距離Ｄ１は９ｍｍであり、鋳型幅方向における異熱伝導金属充填部１９の重心間の距離Ｄ２は１２ｍｍである。鋳型の外壁面に設けられたスリット３０の最も長いピッチは１６.５ｍｍである。

　鋳型１１：異熱伝導金属充填部１９を設けていない鋳型である。

　連続鋳造操業においては、モールドパウダーとして、塩基度（（質量％ＣａＯ）／（質量％ＳｉＯ_２））が１．１、凝固温度が１０９０℃、１３００℃における粘性率が０．１５Ｐａ・ｓのモールドパウダーを使用した。凝固温度とは、溶融モールドパウダーの冷却途上で、モールドパウダーの粘性率が急激な増加を示す温度である。定常鋳造時での鋳型内のメニスカス位置は、鋳型上端から１００ｍｍ下方位置であり、鋳造中、メニスカスが設置範囲内に存在するようにメニスカス位置を制御した。定常鋳造時の鋳造速度は１．７～２．２ｍ／ｍｉｎであり、鋳片の表面割れ及び内質を調査する鋳片は、全ての試験で、定常鋳造時の鋳造速度が２．０ｍ／ｍｉｎの鋳片を対象とした。タンディッシュ内の溶鋼過熱度は２５～３５℃である。鋳型の温度管理として、熱電対を鋳型のメニスカス下５０ｍｍの位置に表面（溶鋼側の面）から５ｍｍの深さ位置に背面から埋め込み、熱電対による銅板温度の測定値から鋳型の表面温度を推定した。

　連続鋳造が終了した後、鋳片長辺の表面を酸洗してスケールを除去し、表面割れの発生数を測定した。鋳片表面割れの発生状況は、検査対象の鋳片の鋳造方向長さを分母とし、表面割れが発生した部位の鋳片の鋳造方向長さを分子として算出した値を用いて評価した。鋳片内質（中心偏析）の評価については、鋳片の横断面サンプルを採取し、横断面サンプルの鏡面研磨面の鋳片中心部分±１０ｍｍの範囲で、ＥＰＭＡによりＭｎ濃度を１００μｍ毎に測定し、偏析度を評価した。具体的には、偏析が生じていないであろう端部のＭｎ濃度（Ｃ_０）と中心部分±１０ｍｍにおけるＭｎ濃度の平均値（Ｃ）との比（Ｃ／Ｃ_０）をＭｎ偏析度と定義して評価した。

　これらの検討とは別に、各試験水準での条件で、凝固シェル厚みの不均一度σ（ｍｍ）の測定を行なった。凝固シェル厚みの不均一度の測定は、鋳型内溶鋼にＦｅＳ（硫化鉄）粉を投入し、得られた鋳片の断面からサルファプリントをとることで凝固シェル厚みを測定した。凝固シェル厚みの測定は、鋳型の幅方向１／４の位置でメニスカス位置から２００ｍｍ下方の位置まで、５ｍｍピッチで４０点行なった。σの算出は、下記（６）式に従い算出した。

　但し、（６）式において、Ｄは、凝固シェル厚みの実測値（ｍｍ）であり、Ｄｉは、凝固シェル厚と凝固時間との関係を規定した近似式を用いて、凝固シェル厚みを測定した位置のメニスカスからの距離に対応する凝固時間を用いて算出された凝固シェル厚みの計算値（ｍｍ）である。Ｎは、測定数であり、本実施例においては４０である。

　表１に、試験水準１～１４の各試験の試験条件及び鋳片の表面および内部の品質の調査結果を示す。

　試験水準１、８、９、１０、１１、１３は、鋳型表面の異熱伝導金属充填部１９の設置条件が本発明の範囲内であり、スリット３０の最も長いピッチは（４）式を満足する。これらの試験水準は、いずれも表面割れ比率は大幅に改善された。凝固シェル厚みの不均一度も０．３０以下になり、凝固シェルの厚みを均一にできた。しかし、試験水準１については、圧下速度と鋳造速度との積が０．３０以上１．００以下の範囲内でないので、軽微であるが中心偏析が確認された。その他の水準については、中心偏析も改善される結果となった。

　試験水準２では、異熱伝導金属充填部１９を設置した範囲が下方にずれたものであり、かつ、圧下速度と鋳造速度との積が０．３０以上１．００以下の範囲内ではない。このため、試験水準２では、鋳片に微細な表面割れが発生し、従来と比較して表面割れの低減効果は確認できなかった。凝固シェル厚みの不均一度も０．３８ｍｍと大きくなり、中心偏析についても改善効果を確認できなかった。

　試験水準３では、鋳造方向における距離Ｄ１が長く、かつ、圧下速度と鋳造速度との積が０．３０以上１．００以下の範囲内ではない。試験水準３では、鋳片の表面割れは改善したが、凝固シェル厚みの不均一度が０．３７ｍｍと大きくなり、中心偏析についても改善効果を確認できなかった。

　試験水準４では、鋳型幅方向における距離Ｄ２が長く、かつ、圧下速度と鋳造速度との積が０．３０以上１．００以下の範囲内ではない。試験水準４では、鋳片の表面割れが確認され、表面割れの改善効果は確認されなかった。凝固シェル厚みの不均一度も０．３１ｍｍと若干大きくなり、中心偏析についても軽微ながら確認された。

　試験水準５は、異熱伝導金属の熱伝導率の差の比率が２０％より低く、試験水準６は、異熱伝導金属充填部１９の面積率が１０％よりも低く、試験水準７は、異熱伝導金属充填部１９の面積率が８０％よりも高い。このため、これら試験水準５～７では、鋳片の表面割れが確認され、表面割れの改善効果は確認されなかった。凝固シェル厚みの不均一度も０．３１～０．３３と若干大きくなり、中心偏析についても軽微ながら確認された。

　試験水準１２は、圧下速度と鋳造速度との積が０．３０以上１．００以下の範囲内であるが、鋳造方向における距離Ｄ１が長い。試験水準１２では、鋳片の表面割れおよび中心偏析は改善したが、凝固シェル厚みの不均一度が０．３７ｍｍと大きくなった。

　試験水準１４は、鋳型表面の異熱伝導金属充填部１９の設置条件が本発明の範囲内であり、スリット３０の最も長いピッチＺは（４）式を満足する。しかし、鋳造方向における距離Ｄ１が長く（１）式は満足するものの（３）式を満足しない。このため、表面割れ比率は試験水準２～７より良化したものの１．８％と若干大きくなり、軽微な中心偏析が確認され、凝固シェル厚みの不均一度も０．３１ｍｍと若干大きくなった。

　試験水準１５は、鋳型表面の異熱伝導金属充填部１９の設置条件が本発明の範囲内であるが、スリット３０の最も長いピッチＺは（４）式を満足しない。また、鋳造方向における距離Ｄ１が長く（１）式は満足するものの（３）式を満足しない。このため、表面割れ比率は試験水準２～７より良化したものの１．５％と若干大きくなり、軽微な中心偏析が確認され、凝固シェル厚みの不均一度も０．３３ｍｍと若干大きくなった。

　試験水準１６は、異熱伝導金属充填部１９を設けていないので、鋳片の表面割れが確認された。凝固シェル厚みの不均一度も０．３２ｍｍと若干大きくなり、中心偏析も確認された。

　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　　　連続鋳造用鋳型
　５ａ　　鋳型長辺銅板
　６　　　サポートロール
　７　　　ガイドロール
　８　　　ピンチロール
　９　　　搬送ロール
　１０　　鋳片切断機
　１１　　溶鋼
　１２　　鋳片
　１２ａ　スラブ鋳片
　１３　　凝固シェル
　１４　　未凝固部
　１５　　凝固完了位置
　１６　　強制バルジング帯
　１７　　軽圧下帯
　１８　　メニスカス位置
　１９　　異熱伝導金属充填部
　１９ａ　１の異熱伝導金属充填部
　１９ｂ　他の異熱伝導金属充填部
　１９ｃ　他の異熱伝導金属充填部
　２０　　異熱伝導金属充填部
　２０ａ　１の異熱伝導金属充填部
　２０ｂ　他の異熱伝導金属充填部
　２０ｃ　他の異熱伝導金属充填部
　３０　　スリット
　３２　　ボルト穴
　４０　　バックアッププレート
　４２　　スタッドボルト
　４４　　冷却水

Claims

　連続鋳造用鋳型内に溶鋼を注入しつつ、前記連続鋳造用鋳型を鋳造方向に振動させながら前記溶鋼を引き抜いて、鋳片を製造する鋼の連続鋳造方法であって、
　連続鋳造用鋳型は、定常鋳込み状態のメニスカス位置より上方へ少なくとも２０ｍｍの位置から前記メニスカス位置より下方へ少なくとも５０ｍｍ以上、多くとも２００ｍｍ以下の位置までの鋳型銅板の内壁面に設けられた複数の凹溝を有し、
　前記複数の凹溝の内部には、前記鋳型銅板の熱伝導率に対して熱伝導率差の比率が２０％以上である金属もしくは金属合金が充填された複数の異熱伝導金属充填部が設けられ、前記複数の異熱伝導金属充填部が設けられた前記内壁面の面積に対する全ての異熱伝導金属充填部の面積の総和の比である面積率が１０％以上８０％以下であり、
　オシレーション振動数（ｆ）と鋳造速度（Ｖｃ）とで導かれるオシレーションマークピッチ（ＯＭＰ）及び距離（Ｄ１）が下記（１）式を満足し、距離（Ｄ２）が下記（２）式を満足する、鋼の連続鋳造方法。
　Ｄ１≦ＯＭＰ＝Ｖｃ×１０００／ｆ・・・（１）
　Ｄ２≦４ｒ　　　　　　　　　・・・（２）
　但し、（１）式において、
　Ｖｃは、鋳造速度（ｍ／ｍｉｎ）であり、
　ｆは、オシレーション振動数（ｃｐｍ）であり、
　ＯＭＰは、オシレーションマークピッチ（ｍｍ）であり、
　Ｄ１は、複数のうちの１の異熱伝導金属充填部の重心と、前記鋳型銅板の幅方向に同じ位置に設けられた他の異熱伝導金属充填部であって、前記１の異熱伝導金属充填部に鋳造方向で隣り合う他の異熱伝導金属充填部と前記鋳型銅板との境界線から、前記１の異熱伝導金属充填部と前記鋳型銅板との境界線までの距離（ｍｍ）であり、
　（２）式において、
　ｒは、前記異熱伝導金属充填部の重心を中心とし、前記異熱伝導金属充填部の面積と同一の面積の円の半径（ｍｍ）であり、
　Ｄ２は、前記１の異熱伝導金属充填部の重心と鋳造方向に同じ位置に設けられた他の異熱伝導金属充填部であって、前記１の異熱伝導金属充填部に前記幅方向で隣り合う他の異熱伝導金属充填部の重心から、前記１の異熱伝導金属充填部の重心まで、の距離（ｍｍ）である。
　前記複数の異熱伝導金属充填部は、前記距離（Ｄ１）が下記の（３）式を満足するように設けられる、請求項１に記載の鋼の連続鋳造方法。
　Ｄ１≦２ｒ・・・（３）
　前記複数の凹溝の形状は全て同じである、請求項１または請求項２に記載の鋼の連続鋳造方法。
　前記複数の凹溝の形状は円形または角のない擬似円形である、請求項１から請求項３の何れか一項に記載の鋼の連続鋳造方法。
　前記複数の異熱伝導金属充填部は格子状に設けられる、請求項１から請求項４の何れか一項に記載の鋼の連続鋳造方法。
　前記複数の異熱伝導金属充填部は千鳥状に設けられる、請求項１から請求項４の何れか一項に記載の鋼の連続鋳造方法。
　連続鋳造機に設けられた複数対の鋳片支持ロールのロール開度を鋳造方向下流側に向かって段階的に増加させることで、内部に未凝固部を有する鋳片の長辺面を鋳型出口での鋳片厚み（鋳片長辺面間の厚み）に対して０ｍｍ超え２０ｍｍ以下の範囲の総バルジング量で拡大させ、
　その後、前記複数対の鋳片支持ロールのロール開度を鋳造方向下流側に向かって段階的に減少させた軽圧下帯で、前記鋳片の厚み中心部の固相率が少なくとも０．２の時点から０．９になる時点まで、圧下速度（ｍｍ／ｍｉｎ）と鋳造速度（ｍ／ｍｉｎ）との積（ｍｍ・ｍ／ｍｉｎ^２）が０．３０以上１．００以下に相当する圧下力を前記鋳片の長辺面に付与し、前記圧下力によって前記総バルジング量と同等の総圧下量または前記総バルジング量よりも小さい総圧下量で前記鋳片の長辺面を圧下する、請求項１から請求項６の何れか一項に記載の鋼の連続鋳造方法。
　前記鋳型銅板の外壁面には、鋳造方向に沿った複数のスリットが前記鋳型銅板の幅方向に単数または複数のピッチで設けられ、
　前記複数のスリットが単数のピッチで設けられている場合は、前記単数のピッチをＺ（ｍｍ）とし、前記複数のスリットが複数のピッチで設けられている場合は、前記複数のピッチのうち最も長いピッチをＺ（ｍｍ）としたとき、
　前記Ｚが下記（４）式を満足する、請求項１から請求項７の何れか一項に記載の鋼の連続鋳造方法。
　Ｚ≧２．５×Ｄ２・・・（４）