(57)【要約】【課題】鋳型で製造された鋳片を冷却するに際し、大規模な設備改造を行うことなく、鋳片の冷却能力を向上させ、鋳片温度を安定に制御でき、鋳片の表面割れを回避しながら鋳造速度の向上を図れる連続鋳造機の二次冷却装置およびその二次冷却方法を提供する。【解決手段】鋳片１４を搬送する複数のロール１７と、このロール１７間に配置された冷却用ノズル１８を有する連続鋳造機の二次冷却装置１０において、鋳片１４の表側１５と裏側１６に形成させた凝固シェル２１、２２の厚みｄ１、ｄ２の合計値ｄと、鋳片１４の厚みＤとの関係が、０．２５＜ｄ／Ｄ＜０．５５となる範囲内に強冷却範囲を設け、この範囲内のロール１７ａ、１７ｂに複数の通水部２３〜２６を設け、かつ冷却用ノズル１８からの冷却媒体の水量密度を５００Ｌ／ｍ２／分以上２０００Ｌ／ｍ２／分以下で制御し、冷却媒体をロール１７ａ、１７ｂの通水部２３〜２６を通過させて鋳片１４を冷却する。【選択図】図１
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【特許請求の範囲】
【請求項１】
連続鋳造用鋳型から引き抜かれた鋳片の表側および裏側に、それぞれ引き抜き方向に間隔を有して配置され、該鋳片を厚み方向から挟み込み搬送するロールと、前記表側のロール間および前記裏側のロール間にそれぞれ前記鋳片の幅方向に並べて配置され、該鋳片を冷却する多数の冷却用ノズルとを有する垂直曲げ型または湾曲曲げ型の連続鋳造機の二次冷却装置において、
前記鋳片の表側および裏側に形成された凝固シェルの厚みの合計値をｄとした場合、該合計値ｄが前記鋳片の厚みＤに対して、０．２５＜ｄ／Ｄ＜０．５５となる範囲の一部または全部を強冷却範囲とし、該強冷却範囲の前記鋳片の少なくとも表側に配置された前記ロールに対して前記鋳片の幅方向に１または複数の通水部を設け、しかも該強冷却範囲内に設置された前記冷却用ノズルから噴射される冷却媒体の水量密度が５００リットル／ｍ２／分以上２０００リットル／ｍ２／分以下の範囲内で制御可能となっており、該冷却用ノズルから噴射された該冷却媒体を、前記ロールの通水部を通過させて前記鋳片を冷却することを特徴とする連続鋳造機の二次冷却装置。
【請求項２】
請求項１記載の連続鋳造機の二次冷却装置において、前記強冷却範囲に配置された前記ロールの通水部と前記鋳片とが、該ロールの通水部のうち該鋳片の幅内に位置する幅方向の合計幅をＬｔとし、該鋳片の幅をｗとした場合、０．２５≦Ｌｔ／ｗ＜０．５の条件を満足し、しかも前記鋳片の引き抜き方向に隣り合う前記ロールの通水部の位置を、該鋳片の幅方向に渡って交互にずらしていることを特徴とする連続鋳造機の二次冷却装置。
【請求項３】
請求項２記載の連続鋳造機の二次冷却装置において、前記各ロールへの前記通水部の形成位置は、前記鋳片の引き抜き方向に隣り合う前記各ロールのうち、上流側に配置された前記ロールの通水部の幅をＬｓａとし、下流側に配置された前記ロールの通水部の幅をＬｓｂとし、更に最も近距離に位置する前記各通水部が、前記鋳片の幅方向における該各通水部の幅方向中心位置の間隔をＬとした場合、Ｌ／Ｌｓａ≧１かつＬ／Ｌｓｂ≧１の条件を満足することを特徴とする連続鋳造機の二次冷却装置。
【請求項４】
請求項１〜３のいずれか１項に記載の連続鋳造機の二次冷却装置において、前記冷却用ノズルから噴射される前記冷却媒体の噴出部における背圧が０．４９ＭＰａ未満で制御可能であることを特徴とする連続鋳造機の二次冷却装置。
【請求項５】
請求項１〜４のいずれか１項に記載の連続鋳造機の二次冷却装置を用いて前記鋳片を強冷却することを特徴とする連続鋳造機の二次冷却方法。
【発明の詳細な説明】
【技術分野】
【０００１】
本発明は、連続鋳造用鋳型で製造された鋳片を冷却するための連続鋳造機の二次冷却装置およびその二次冷却方法に関する。
【背景技術】
【０００２】
連続鋳造機は、水冷鋳型内で半凝固された鋳片を、鋳型に続く二次冷却帯（二次冷却装置）で、隣り合うロール間に配置されたスプレーノズルを用いて、連続的に冷却を行うものであり、二次冷却帯の終了点（以下、機端ともいう）までに鋳片の凝固を完了させる設備である。この機端までに、鋳片の凝固完了が収まらない場合、鋳片内部に作用する溶鋼の静圧により凝固シェルが押し上げられ、鋳片の内部に割れが生じる問題があり、二次冷却帯の冷却能力強化を行わないまま、鋳造速度を上げることはできなかった。ここで、二次冷却帯の冷却能力と鋳造速度の関係について説明をするが、二次冷却帯の冷却能力を強化することで、鋳片の厚み方向の抜熱量が増加し、凝固シェル厚の成長速度が速くなり、凝固完了点が従来より上流側（鋳型側）に移動することで、鋳造速度の上昇が可能となる。
そこで、鉄鋼業界では、高生産化に対応すべく、連続鋳造機の二次冷却帯における鋳片の冷却能力を強化する様々な研究が進められている。
この二次冷却帯に配置された複数のロール間の冷却能力の評価は、鋳片からの抜熱量をＱ（ｋｃａｌ／時間）とした場合、以下の式（１）〜式（３）で表すことができる。
Ｑ＝α×Ａ×ΔＴ  ・・・（１）
ここで、αは熱伝達係数（ｋｃａｌ／ｍ２／時間／℃）、Ａは冷却面積（ｍ２）、ΔＴは｛鋳片の表面温度（Ｔｓ：℃）｝−｛冷却水の温度（Ｔｗ：℃）｝をそれぞれ示す。
なお、αは、スプレー冷却能（冷却媒体による冷却能力）であるα１と、垂れ水冷却能（垂れ水による冷却能力）であるα２で表される。
α１（スプレー冷却能）∝ｆ（Ｔｓ，Ｗ１，Ｐｃ）  ・・・（２）
ここで、Ｗ１はスプレー（冷却媒体の）水量密度（Ｌ／ｍ２／分）、Ｐｃはスプレー（冷却媒体の噴出部における）背圧（ｋｇｆ／ｃｍ２）をそれぞれ示す。
α２（垂れ水冷却能）∝ｆ（Ｔｓ，Ｗ２）  ・・・（３）
ここで、Ｗ２は垂れ水水量密度（Ｌ／ｍ２／分）を示す。
【０００３】
上記した式（１）、（２）から分かるように、抜熱量Ｑを増加させるには、スプレー水量密度を増加させ、α１を増加させることが効果的だと考えられる。
しかし、６００℃以上の高温の鋳片表面に冷却水を噴霧（スプレー）した場合、鋳片表面に蒸気の膜が形成され、鋳片表面を冷却水で直接的に冷却できない問題があった。
そこで、抜熱量Ｑを増加させる方法として、以下に示す様々な二次冷却技術が提案されている。
例えば、特許文献１には、連続鋳造機の鋳型の下流で、鋳片のパスラインに沿って配列された複数基の冷却手段の少なくとも一基に、高圧ノズルを有する衝突圧可変冷却手段を使用し、高圧スプレー水を鋳片表面に衝突させて鋳片の冷却を行い、鋳造速度を向上させる装置および方法が開示されている。
また、特許文献２には、二次冷却帯を構成するロール間に配置した冷却用ノズルを用いて二次冷却を施すに際し、冷却水の水量分布の形状を規定することで、冷却能力を効率よく強化する方法が開示されている。
【０００４】
また、ロールそのものを利用した二次冷却方法も提案されている。
例えば、特許文献３には、複数のロールの表面側外周部に凹溝を形成することで、各ロール間に配置された冷却用ノズルから噴出される二次冷却水が、各ロールの凹溝内を流れてロールの冷却効率を向上させ、しかも、熱変形によるロールの回転不良の事故を防止する装置が開示されている。
また、特許文献４には、ロールの固定軸内に冷却水を流し、この冷却水をロールの回転スリーブに設けた冷却水噴出孔から噴出させて、鋳片のロール対向面側を冷却する装置および方法が開示されている。
【０００５】
【特許文献１】特開２００４−１６７５２１号公報
【特許文献２】特開２００３−１３６２０５号公報
【特許文献３】実開昭６２−１６９７５０号公報
【特許文献４】特開平２−２５５２５６号公報
【発明の開示】
【発明が解決しようとする課題】
【０００６】
しかしながら、前記従来の方法には、未だ解決すべき以下のような問題があった。
特許文献１のように、高温の鋳片表面に高圧スプレー水を衝突させると、冷却時に鋳片表面に発生する蒸気膜が、高圧スプレー水を使用しない場合よりも高温側で破壊される。これにより、水と鋳片表面とが直接接触して鋳片の冷却能力が向上するため、鋳片の鋳造速度を向上させることができる。
しかし、本発明者らによると、高圧スプレー水（スプレー背圧：５ｋｇｆ／ｃｍ２以上、即ち０．４９ＭＰａ以上）を鋳片表面に衝突させた場合、蒸気膜が破壊される鋳片の表面温度がばらつき（偏差が大きい）、図７に示すように、冷却能力が安定しないことがわかった。そのため、定常鋳造時に安定に冷却を行った場合でも、前記した冷却能力のばらつきにより非定常の過冷却が発生し、復熱不可な温度域まで鋳片温度が低下することが考えられる。従って、復熱の確保ができず連続鋳造機の曲げ戻し部で鋳片の表面割れが発生する恐れがある。
【０００７】
なお、上記した図７は、縦軸に熱伝達係数指数をとり、横軸にスプレー背圧をとった説明図である。この熱伝達係数指数とは、鋳片の表面温度が７００℃、スプレー背圧が０．１０ＭＰａ（１ｋｇｆ／ｃｍ２）のときの熱伝達係数を１としたときの比である。また、スプレー背圧とは、冷却用ノズルから噴霧（噴出）される冷却水の噴出部における圧力である。そして、各スプレー背圧での熱伝達係数の算出は、熱電対を埋め込んだ鋳片（ダミー）を１０００℃以上に加熱した後、この鋳片に冷却用ノズルから冷却水を噴霧することで４００℃程度まで冷却したときの７００℃付近における鋳片の冷却速度から求めている。ここで、冷却水の水量密度は、２０００リットル／ｍ２／分に固定し、スプレー背圧は、０．１０〜０．７９ＭＰａ（１〜８ｋｇｆ／ｃｍ２）の範囲で変化させている。
更に、特許文献１では、鋳片の鋳造条件に応じて冷却能力を調整することを目的として、プランジャーポンプのモータ回転数をインバータ制御することにより、冷却水の衝突圧の調整を行っているが、プランジャーポンプの導入または保守に多大のコストを必要とするため、経済的な問題もある。
【０００８】
また、特許文献２は、冷却水による冷却面積Ａを向上させて鋳片の冷却能力を向上させる技術であり（前記した式（１）参照）、この技術を用いた場合、鋳片の冷却能力をある程度向上させることはできる。しかし、冷却能力の更なる向上を指向し、冷却面積を拡大した場合、冷却水の一部がロールにかかるため、設備仕様を変更することなく冷却能力を向上させることには限界がある。
そして、特許文献３の方法は、ロールに形成された凹溝内に冷却水を流すことで、ロールの冷却効率を向上させているため、ロールの寿命を延ばすことはできると考えられるが、積極的に鋳片を冷却するものではなく、鋳片の冷却速度の更なる向上は期待できない。また、このため、鋳片の鋳造速度の更なる向上を図ることもできないものと考えられる。
【０００９】
また、特許文献４の方法は、ロールから冷却水を噴出することで、冷却用ノズルのみでは冷却水をかけることができない部位も冷却し、鋳片の内部割れの抑制と冷却効率の向上を図ることができる。しかし、連続鋳造機は、鋳造速度に応じて冷却水の水量を変更することで、過冷却による鋳片の表面割れと、冷却不足による鋳片の内部割れを抑制する必要があるが、この方法では、鋳造速度の変動に応じた冷却水の噴出量、即ち鋳片の表面温度の制御が考慮されておらず、実機導入した場合、上記した品質問題が発生すると考えられる。
更に、ロールの固定軸内に通水した冷却水を、同ロールの回転スリーブに設けた冷却水噴出孔より噴出させているが、固定軸内を冷却水で完全に満たさない限り、冷却水を噴出孔から均一に噴出させることができない。このため、冷却水の水力分布が鋳片の幅方向で不均一となるため、場合によっては、鋳片に対して部分的に過冷却を発生させる懸念も考えられる。また、仮に、固定軸内を冷却水で満たせたとしても、鋳造速度に応じて固定軸内の水圧を変更する必要があるため、この場合、コンプレッサー等を導入して水圧を高くする必要があり、この技術の導入には経済的な問題がある。
【００１０】
本発明はかかる事情に鑑みてなされたもので、鋳型で製造された鋳片を冷却するに際し、大規模な設備改造を行うことなく、鋳片の冷却能力を向上させ、しかも鋳片温度を安定に制御でき、鋳片の表面割れを回避しながら鋳造速度の向上を図れる連続鋳造機の二次冷却装置およびその二次冷却方法を提供することを目的とする。
【課題を解決するための手段】
【００１１】
前記目的に沿う第１の発明に係る連続鋳造機の二次冷却装置は、連続鋳造用鋳型から引き抜かれた鋳片の表側および裏側に、それぞれ引き抜き方向に間隔を有して配置され、該鋳片を厚み方向から挟み込み搬送するロールと、前記表側のロール間および前記裏側のロール間にそれぞれ前記鋳片の幅方向に並べて配置され、該鋳片を冷却する多数の冷却用ノズルとを有する垂直曲げ型または湾曲曲げ型の連続鋳造機の二次冷却装置において、
前記鋳片の表側および裏側に形成された凝固シェルの厚みの合計値をｄとした場合、該合計値ｄが前記鋳片の厚みＤに対して、０．２５＜ｄ／Ｄ＜０．５５となる範囲の一部または全部を強冷却範囲とし、該強冷却範囲の前記鋳片の少なくとも表側に配置された前記ロールに対して前記鋳片の幅方向に１または複数の通水部を設け、しかも該強冷却範囲内に設置された前記冷却用ノズルから噴射される冷却媒体の水量密度が５００リットル／ｍ２／分以上２０００リットル／ｍ２／分以下の範囲内で制御可能となっており、該冷却用ノズルから噴射された該冷却媒体を、前記ロールの通水部を通過させて前記鋳片を冷却する。
【００１２】
第１の発明に係る連続鋳造機の二次冷却装置において、前記強冷却範囲に配置された前記ロールの通水部と前記鋳片とが、該ロールの通水部のうち該鋳片の幅内に位置する幅方向の合計幅をＬｔとし、該鋳片の幅をｗとした場合、０．２５≦Ｌｔ／ｗ＜０．５の条件を満足し、しかも前記鋳片の引き抜き方向に隣り合う前記ロールの通水部の位置を、該鋳片の幅方向に渡って交互にずらしていることが好ましい。
第１の発明に係る連続鋳造機の二次冷却装置において、前記各ロールへの前記通水部の形成位置は、前記鋳片の引き抜き方向に隣り合う前記各ロールのうち、上流側に配置された前記ロールの通水部の幅をＬｓａとし、下流側に配置された前記ロールの通水部の幅をＬｓｂとし、更に最も近距離に位置する前記各通水部が、前記鋳片の幅方向における該各通水部の幅方向中心位置の間隔をＬとした場合、Ｌ／Ｌｓａ≧１かつＬ／Ｌｓｂ≧１の条件を満足することが好ましい。
第１の発明に係る連続鋳造機の二次冷却装置において、前記冷却用ノズルから噴射される冷却媒体の前記噴出部における背圧が０．４９ＭＰａ未満で制御可能であることが好ましい。
【００１３】
前記目的に沿う第２の発明に係る連続鋳造機の二次冷却方法は、第１の発明に係る連続鋳造機の二次冷却装置を用いて前記鋳片を強冷却する。
【発明の効果】
【００１４】
請求項１〜４記載の連続鋳造機の二次冷却装置、および請求項５記載の連続鋳造機の二次冷却方法は、強冷却範囲として、鋳片を曲げることなく、強冷却後に鋳片が復熱するための時間を確保でき、しかも形成される凝固シェルの厚みが比較的薄い範囲を規定しているので、冷却強化をする際に従来発生していた諸問題、即ち曲げ戻し部（更には曲げ部）における鋳片の表面割れの懸念がなく、冷却効率を高めることができ、しかも冷却可能な距離も十分にとることができ、鋳片の鋳造速度を向上できる。
また、強冷却範囲に、通水部が形成されたロールを使用しているため、従来ロールの軸方向両側からのみ流れ落ちていた冷却媒体（垂れ水）を、ロールの通水部を通過させて流れ落とすことができる。これにより、ロールと鋳片の接触部分より上方に、冷却媒体を一時的に蓄積させることができるので、鋳片の冷却面積を従来よりも広範囲にでき、冷却媒体による冷却能力を向上させることができる。なお、通水部が形成された部位、ならびにその周辺部においても、鋳片を幅方向にわたって均一に冷却できる。
そして、冷却用ノズルにより噴射する冷却媒体の水量密度を所定の範囲内で制御するので、冷却能力を高めながら鋳片の鋳造速度を向上させることができる。
従って、大規模な設備改造を行うことなく、鋳片の冷却能力を向上させ、しかも鋳片温度を安定に制御でき、鋳片の表面割れを回避しながら鋳造速度を向上させることができるので、品質が良好な製品を生産性よく製造できる。
【００１５】
特に、請求項２記載の連続鋳造機の二次冷却装置は、強冷却範囲に配置されたロールの通水部の幅と鋳片の幅との関係を規定するので、通水部に相当する部分での鋳片変形に起因した鋳片表面のでっぱりを抑制し、鋳片の品質低下を防止しながら、鋳片の冷却能力の向上効果を得ることができる。
請求項３記載の連続鋳造機の二次冷却装置は、各ロールに形成する通水部の位置を規定するので、鋳片の幅方向に渡って均一な冷却を行うことができ、鋳片の過冷却部分の発生を抑制できる。
請求項４記載の連続鋳造機の二次冷却装置は、冷却用ノズルから噴射される冷却媒体の背圧を規定するので、鋳片表面に形成される蒸気膜の破壊に起因する鋳片の冷却能力のばらつきを更に抑制できる。
【発明を実施するための最良の形態】
【００１６】
続いて、添付した図面を参照しつつ、本発明を具体化した実施の形態につき説明し、本発明の理解に供する。
ここで、図１は本発明の一実施の形態に係る連続鋳造機の二次冷却装置および二次冷却方法の説明図、図２は同連続鋳造機の説明図、図３は冷却用ノズルから噴霧される冷却水の水量密度と熱伝達係数指数との関係を示す説明図、図４（Ａ）は二次冷却装置のロールスパンの説明図、（Ｂ）は強冷却を行うロールスパンと平均抜熱量指数との関係を示す説明図、図５は本発明の一実施の形態に係る連続鋳造機の二次冷却装置に使用するロールの部分正面図、図６（Ａ）、（Ｂ）はそれぞれ同連続鋳造機の二次冷却装置の一部省略正面図、一部省略側面図である。
【００１７】
図１、図２に示すように、本発明の一実施の形態に係る連続鋳造機の二次冷却装置（以下、単に二次冷却装置ともいう）１０は、連続鋳造機１１に配置される装置であり、連続鋳造用鋳型（以下、単に鋳型ともいう）１３から引き抜かれた鋳片１４（例えば、スラブ）の表側１５および裏側１６に、それぞれ引き抜き方向（鋳造方向、または長手方向ともいう）に間隔を有して配置され、鋳片１４を厚み方向から挟み込み搬送（サポート）するロール（鋳造用ロールともいう）１７と、表側のロール１７間および裏側のロール１７間にそれぞれ鋳片１４の幅方向に並べて配置され、鋳片１４を冷却する多数の冷却用ノズル１８とを有する装置である。以下、詳しく説明する。
【００１８】
連続鋳造機１１は、スラブの垂直曲げ型連続鋳造機である。
この連続鋳造機１１は、溶鋼を貯留するタンディッシュ１９と、タンディッシュ１９から浸漬ノズル２０を介して供給される溶鋼を凝固させる連続鋳造用鋳型１３と、この鋳型１３により表側１５と裏側１６に凝固シェル２１、２２が形成された鋳片１４を連続的に下流側へ搬送しながら冷却する二次冷却装置（二次冷却帯ともいう）１０とを有している。この二次冷却装置１０では、鋳片１４を冷却し曲げながら下流側へ搬送しており、この二次冷却装置１０の下流側に配置された矯正装置（図示しない）によって、曲げられた鋳片１４を曲げ戻し直線状に伸ばして（即ち、矯正して）いる。なお、製造する鋳片１４は、例えば、幅が７００〜２２００ｍｍ程度、厚みが１５０〜３００ｍｍ程度のものである。
連続鋳造機としては、垂直曲げ型連続鋳造機よりも鋳片の曲げ量が小さい（曲率半径が大きい）湾曲曲げ型連続鋳造機を使用することもできる。
【００１９】
二次冷却装置１０のロール１７は、鋳片１４の幅方向で分割され、しかも鋳片１４に接触しないロール軸で繋いだ、いわゆる分割ロールであるが、この分割ロールよりも径が大きく、しかも鋳片の幅方向で分割されることなく一体となったロールを使用してもよい。
また、各冷却用ノズル１８は、鋳片１４に対し、冷却媒体として冷却水を吹き付けるものであるが、この冷却水に空気を混合した気水を吹き付けるものでもよく、多数の冷却用ノズルが全て同一の構成となっているが、異なる構成のものでもよい。
【００２０】
ここで、鋳片１４の引き抜き方向に隣り合う各冷却用ノズル１８の配置位置は、鋳片１４の幅方向の位置を、鋳片１４の幅方向に渡って交互にずらして（千鳥状に）配置しているが、部分的にまたは全体的に、鋳片１４の引き抜き方向に渡って同一としてもよい。
また、鋳片１４の引き抜き方向に配置する冷却用ノズル１８のピッチは、鋳造する鋳片１４の幅に応じて設定され、他の部位より冷え易い鋳片１４の幅方向端部の過冷却による鋳片１４の表面割れを防ぐため、例えば、２００ｍｍ以上４００ｍｍ以下の範囲内で設定することが好ましい。なお、本実施の形態では、鋳片１４の幅方向に隣り合う冷却用ノズル１８の間隔と、鋳片１４の引き抜き方向に隣り合う冷却用ノズル１８の間隔を同一にしているが、各間隔のいずれか一方または双方が異なっていてもよい。
そして、冷却用ノズル１８と鋳片１４表面との距離は、ロール１７の径に応じて変更することが、冷却水の一部がロール１７に接触することなく鋳片１４の冷却面積をより広い範囲で確保する意味で好ましく、例えば、ロール１７の半径程度の距離（例えば、８０〜２００ｍｍ程度）にするとよい。
【００２１】
前記したように、連続鋳造機には、大きく分けて、垂直曲げ型の連続鋳造機と湾曲曲げ型の連続鋳造機があり、鋳型で連続的に鋳造した鋳片を二次冷却装置で冷却しながら、曲げ戻し部で曲げ戻して製造している。このとき、垂直曲げ型の連続鋳造機では、曲げ部で曲げられた鋳片を、曲げ戻し部で曲げ戻している。
この連続鋳造プロセスにおいて、品質のよい鋳片を安定的に生産するためには、鋳片に歪みが生じる曲げ部と曲げ戻し部での鋳片の表面温度を、脆化温度域（上限：概ね６５０℃以上７００℃以下の範囲）を超える温度に確保し、鋳片の表面割れを回避する必要がある。そのため、鋳片に対する強冷却を曲げ部または曲げ戻し部で行うと、表面温度の低下により鋳片に表面割れが発生する懸念があり、強冷却を行うには好ましくないことがわかる。
【００２２】
そこで、鋳片の強冷却を行う領域として、以下に示す３つの範囲について検討した。
（i）鋳型下端から曲げ部まで（０．１０＜ｄ／Ｄ≦０．２５）
（ii）曲げ部直後から曲げ戻し部の手前まで（０．２５＜ｄ／Ｄ＜０．５５）
（iii）曲げ戻し部から連続鋳造機の下流端まで（ｄ／Ｄ≧０．７５）
なお、ｄ／Ｄとは、鋳片１４の表側１５および裏側１６に形成された凝固シェル２１、２２の厚みｄ１、ｄ２の合計値をｄとし、鋳片１４の厚みをＤとした場合の比である。
ここで、鋳片に形成される凝固シェルの厚みの成長推移は、後述する非定常凝固解析モデルにより推定した。
【００２３】
まず、（i）の範囲で鋳片の強冷却を行う場合、鋳片の表面割れ防止のために、鋳片の温度を、強冷却後の曲げ部までに脆化温度域を超える温度まで復熱させる必要がある。このため、強冷却が可能な距離が短くなり過ぎ、冷却不足により鋳片の鋳造速度の向上効果を期待できない。
また、（iii）の範囲で鋳片の強冷却を行う場合、他の（i）、（ii）と比較して凝固シェルが成長し厚くなり過ぎているため、強冷却により鋳片の表面温度を低下させた場合でも、凝固シェルの厚みに起因する熱抵抗により、冷却効率が低く、鋳片の鋳造速度の向上効果は期待できない。
一方、（ii）の範囲で鋳片の強冷却を行う場合は、曲げ部直後から鋳片の強冷却を行うため、鋳片の表面割れの懸念がなく、また形成される凝固シェルの厚みも比較的薄いことから、冷却効率を高めることができ、しかも冷却可能な距離も十分にとることができ、鋳片の鋳造速度の向上効果が期待できる。
以上のことから、鋳片の強冷却を行う範囲、即ち、強冷却範囲として、（ii）曲げ部直後から曲げ戻し部の手前まで（０．２５＜ｄ／Ｄ＜０．５５、好ましくは０．２６≦ｄ／Ｄ≦０．５４）の一部または全部の範囲とした。
なお、前記した（ii）と（iii）の間の領域、即ち、０．５５≦ｄ／Ｄ＜０．７５を、検討する領域から事前に外したのは、曲げ戻し部直前の領域ではあるが、当該領域で鋳片を強冷すると、鋳片の表面温度が脆化温度域で曲げ戻されるため、表面割れの原因となり好ましくないからである。
【００２４】
ここで、上記した強冷却範囲において、冷却用ノズルから噴霧する冷却水の水量密度について説明する。
前記した式（２）に示すように、冷却水の熱伝達係数は水量密度の関数で示されるが、冷却水の水量密度が高くなると、鋳片の冷却面における水同士の干渉により冷却能力の向上が阻害されるため、冷却能力の向上には限界があると推定される。
そこで、本研究者らが、水量密度と熱伝達係数α１の関係を調査したところ、図３に示すように、冷却水の水量密度が２０００Ｌ／ｍ２／分（リットル／ｍ２／分、以下同様）以上になると、熱伝達係数が殆ど変化しないことがわかった。そのため、冷却水による冷却効率を考慮すると、水量密度２０００Ｌ／ｍ２／分を上限にする必要があることがわかる。
また、図３に示すラボ冷却試験から得たデータと非定常凝固伝熱解析モデルを用い、水量密度が鋳片の表面温度に及ぼす影響を推定した。その結果、水量密度が５００Ｌ／ｍ２／分未満の場合、冷却能力を向上させて鋳造速度を向上できるまでの鋳片の表面温度域まで、表面温度が低下しないことがわかった。
【００２５】
以上のことから、冷却効率を向上させて鋳造速度を高速化することを考慮すれば、冷却水の水量密度を５００Ｌ／ｍ２／分以上２０００Ｌ／ｍ２／分以下（好ましくは、下限を８００Ｌ／ｍ２／分、更には１０００Ｌ／ｍ２／分）の範囲内で制御する必要がある（強冷却範囲以外での冷却水の水量密度は、通常、５０Ｌ／ｍ２／分以上７００Ｌ／ｍ２／分以下程度である）。
なお、前記した非定常凝固伝熱解析モデルは、例えば、鉄と鋼、第６０年（１９７４年）第７号、１０２３頁に示される一般的な手法を用いている。このとき、以下の事項を適用し、実機での鋳片の表面温度推移とモデル解析値とを一致させることで、各種操業と設備条件が変化した場合の鋳片の鋳造速度と表面温度の推移、ならびに品質への影響を推定できる。
（ａ）冷却能力に及ぼす冷却水の水量密度とスプレー背圧の影響、および垂れ水の冷却能力は、ラボ冷却試験で求めた冷却能力の回帰式を、非定常凝固伝熱解析モデルに組み入れる。
（ｂ）実機操業の鋳片に温度計を取付け、鋳片の表面温度を実際に測定した。
（ｃ）ラボ冷却試験で求めた冷却能力の回帰式に係数を乗じることで、実機操業での鋳片の表面温度とモデルの解析値とが一致するようにした。
【００２６】
前記した冷却能力の回帰式は、例えば、図３を得た以下に示す方法により得ている。
図３は、縦軸に熱伝達係数指数をとり、横軸に冷却水の水量密度をとった説明図である。この熱伝達係数指数とは、鋳片の表面温度が７００℃、冷却水の水量密度が１０００Ｌ／ｍ２／分のときの熱伝達係数を１としたときの比である。
この図３には、実験値（■）と回帰式（実線）とが記載されているが、この実験値とは、ラボ冷却試験から算出した熱伝達係数であり、回帰式とは、この実験値から求めた式であり、この回帰式を前記した非定常凝固伝熱解析モデルに組み入れ温度計算を行った。
なお、各水量密度での熱伝達係数の算出は、熱電対を埋め込んだ鋳片（ダミー）を１０００℃以上に加熱した後、この鋳片に冷却用ノズルから冷却水を噴出することで４００℃程度まで冷却したときの７００℃付近における鋳片の冷却速度から求めている。ここで、冷却水の水量密度は、１００〜３０００Ｌ／ｍ２／分の範囲で変化させている。
【００２７】
また、冷却用ノズル１８から噴射される冷却水の噴出部における背圧（以下、スプレー背圧ともいう）は、０．４９ＭＰａ（５ｋｇｆ／ｃｍ２）未満であることが好ましい（強冷却範囲以外での冷却水の背圧は、通常、０．０４ＭＰａ以上０．２５ＭＰａ以下程度である）。
鋳片を冷却する方法としては、スプレー（噴霧）方式の冷却用ノズルを使用することが一般的であるが、６００℃以上の高温の鋳片に冷却水を噴霧した場合、鋳片の表面に蒸気の膜が形成され、冷却水で鋳片表面を直接冷却できない問題があった。そこで、この蒸気膜を破壊し、冷却水による熱伝達係数α１を大きくする方法として、スプレー背圧（Ｐｃ）を上げて衝突エネルギーＥ（∝Ｐｃ）を大きくする方法がある（前記した式（２）参照）。これにより、鋳片の表面温度がより高い状態で蒸気膜が破壊され、冷却水が鋳片表面に直接接触するので、冷却能力を上昇させることができる。
【００２８】
しかし、本研究者らが、スプレー背圧が熱伝達係数α１に及ぼす影響を調査したところ、図７から明らかなように、スプレー背圧が高いほど冷却能力が向上するが、冷却能力がばらつくことがわかった。
冷却能力の向上は、前記したように衝突エネルギーＥを大きくし、より高温状態で蒸気膜を破壊することで達成できる。しかし、高温状態の鋳片表面はスケールが発生し易く（スケール発生の有無で蒸気膜の厚みが異なる）、冷却水で冷却をした際の冷却面の蒸気膜厚みが、冷却のタイミングごとに局部的に変わり、蒸気膜が破壊される温度が変わるため、冷却能力が大きくばらつくと考えられる。
なお、この冷却能力のばらつきは、スプレー背圧を下げ、衝突エネルギーＥを下げることで、小さくできることもわかっている。これは、衝突エネルギーが小さくなることで、より低温（蒸気膜が薄くなる温度）で蒸気膜が破壊されるため、スケールの発生状態と蒸気膜の厚みの変動影響を受け難くなることに起因するためだと考えられる。
【００２９】
そこで、図７に示すラボ冷却試験から得たデータと、前記した非定常伝熱解析モデルを用い、スプレー背圧が鋳片表面温度に及ぼす影響を推定した。
その結果、スプレー背圧を０．４９ＭＰａに設定した際のばらつきの範囲では、鋳片の表面温度が表面割れを発生する温度域まで低下する可能性があることがわかった。従って、スプレー冷却能の向上と冷却能の安定化を考慮し、スプレー背圧を０．４９ＭＰａ（好ましくは、０．４４ＭＰａ、更には０．４ＭＰａ）未満にすることが好ましい。
また、前記したモデルより、スプレー背圧が０．０１ＭＰａ（０．１ｋｇｆ／ｃｍ２）未満の場合、冷却能力を向上させて鋳造速度を向上できるまでの鋳片の表面温度域まで、表面温度が低下しないことがわかり、スプレー背圧の下限は０．０１ＭＰａ（好ましくは、０．２０ＭＰａ、更には０．２９ＭＰａ）にすることが好ましい。
【００３０】
次に、前記した強冷却範囲について、ロールスパン（あるロールの軸中心と鋳片の引き抜き方向に隣り合う下流側のロールの軸中心までの距離）の観点から、図４（Ａ）、（Ｂ）を参照しながら、更に詳しく説明する。
強冷却により鋳片の鋳造速度を向上させるためには、鋳片の表面温度を下げ、鋳片表面に形成される蒸気膜の膜厚を薄くして蒸気膜を破壊し、冷却水を鋳片表面に直接接触させる必要がある。しかし、連続鋳造プロセスにおいて、鋳片が冷却水で冷却される時間は短く（例えば、鋳造速度が１．３ｍ／分の場合で５秒）、１ロールスパンにおける鋳片の表面温度の低下代には限界があり、強冷却による鋳造速度の向上を目指した場合、強冷却を行うロールスパンをある程度確保する必要がある。
本研究者らは、図３、図７に示すラボ冷却試験から得たデータと、前記した非定常伝熱解析モデルとを用い、また実機操業において鋳片表面に熱電対を噛み込ませ鋳片温度推移を測定することで、冷却水による強冷却を行ったロールスパン数と、その間の平均抜熱量（Ａ・α・ΔＴ）との関係を調査した。
【００３１】
この結果と解析条件を図４（Ａ）、（Ｂ）に示す。なお、図４（Ｂ）は、縦軸に平均抜熱量指数をとり、横軸に強冷却を行うロールスパンの個数をとった説明図である。この平均抜熱量指数とは、図４（Ａ）に示すロールスパンを１とした場合に、隣り合うロールの間を冷却水により強冷却した場合の平均抜熱量を１としたときの比である。
なお、鋳造速度を１．３ｍ／分、鋳片の幅を１２００ｍｍ、鋳片の厚みを２５０ｍｍとし、冷却水の水量密度を２０００Ｌ／ｍ２／分、スプレー背圧を、０．３９ＭＰａ（４ｋｇｆ／ｃｍ２）に固定した。
また、平均抜熱量指数は、後述する通水部が形成されたロールを使用した結果についても示しており、通水部が形成されていないロール（スプレー冷却のみ）と、通水部が形成されたロール（スプレーと垂れ水による冷却）の両方の結果について、それぞれ示している。なお、鋳片の幅方向に複数形成された通水部は、その幅を２００ｍｍ、全通水部の合計幅を４００ｍｍ（２００ｍｍ×２箇所）、深さを５ｍｍにしている。
【００３２】
図４（Ｂ）から明らかなように、通水部が形成されていないロールを使用した場合、１〜３ロールスパンの範囲で強冷却を行うと、鋳片の表面温度を十分に下げることができず、平均抜熱量指数がほとんど変化しなかった。しかし、４ロールスパン以上の範囲を強冷却することで、平均抜熱量指数が急激に向上し、冷却能力が向上することが確認できた。
また、通水部が形成されたロールを使用した場合、図１に示すように、通水部が形成されていないロールを使用した場合よりも、ロール間の冷却面積を拡大することができる。このため、図４（Ｂ）に示すように、１〜３ロールスパンの範囲を強冷却すれば、平均抜熱量指数が僅かに増加する傾向がみられ、４ロールスパン以上の範囲を強冷却することで、更に高められることが確認できた（なお、通水部が形成されたロール使用時の垂れ水冷却能は、ラボ冷却試験より求め、前記した非定常凝固解析モデルを用いて、通水部が形成された場合の抜熱量を推定した）。
以上のことから、強冷却の範囲は、少なくとも４ロールスパン（距離にして、１０００ｍｍ以上１６００ｍｍ以下程度の範囲）の範囲（全範囲でもよい）で行うことが好ましいことがわかる。
【００３３】
前記したように、強冷却範囲に、通水部を形成したロールを使用することで、冷却能力を更に上昇できることがわかった。そこで、ロール間の冷却能力の評価について説明する。
このロール間の冷却能力の評価は、抜熱量Ｑ（ｋｃａｌ／時間）として、前記した式（１）〜式（３）で表すことができる。
ここで、図１に示すように、ロールに通水部を設けることで、冷却面積ＡがＡ１からＡ２へ拡大することがわかる。
また、前記した式（３）から、α２∝Ｗ２（垂れ水水量密度）の関係が明らかである。ここで、高水量でスプレー冷却を行っている０．２５＜ｄ／Ｄ＜０．５５の範囲の一部または全部に、通水部が形成されたロールを使用することで、上流側から落下する冷却水の垂れ水を通水部を通過させながら下流側へ流れ込ませることができるので、ロールと鋳片との接触部分より上方に垂れ水が一時的に蓄積され、Ｗ２が更に増加する。これにより、垂れ水冷却能α２が上昇し、鋳片の冷却能力が上昇することがわかる。
【００３４】
次に、複数のロール１７に含まれる通水部が形成されたロール１７ａ、１７ｂについて説明する。
図５、図６（Ａ）、（Ｂ）に示すように、ロール１７ａは、鋳片１４の幅方向に幅（ロール１７ａの軸方向の長さ）がＬｓａの２個（１個または３個以上でもよい）の通水部（スリットともいう）２３、２４が設けられたものである。また、ロール１７ｂは、鋳片１４の幅方向に幅（ロール１７ｂの軸方向の長さ）がＬｓｂの２個（１個または３個以上でもよい）の通水部（スリットともいう）２５、２６が設けられたものである。
この各ロール１７ａ、１７ｂを、強冷却範囲の鋳片１４の少なくとも表側に配置する。
なお、通水部は、例えば、ロールの外周部を掘って形成した溝（切れ込み）、または鋳片の内部割れの設備対策として一般的に採用されている小径分割ロールの軸受部分のように、鋳片と直接接触することなく、鋳片表面との間に隙間を有する部位を意味する。なお、小径分割ロールとしては、例えば、鋳片の幅方向に２分割（または３分割）したものがある。
【００３５】
なお、鋳片１４とロール１７ａ、１７ｂとが直接接触しない部分が発生する場合には、鋳片１４の品質悪化の懸念がある。そこで、本研究者らは、鋳片の幅内に形成された複数の通水部Ｌｓａ、Ｌｓｂの合計幅（スリットの総長）Ｌｔ（＝ΣＬｓａ、ΣＬｓｂ）を変更し、通水部の合計幅による鋳片品質への影響を実機調査した。なお、鋳片の幅をｗとする。
この結果、Ｌｔ／ｗ≧０．５にした場合に、製造した鋳片の表面観察を行ったところ、鋳片表面に通水部の切れ込み深さ相当の「でっぱり」が生じていることが確認された。このように、鋳片表面にでっぱりが形成された鋳片を後工程で圧延した場合、圧延後の板表面に疵を発生させる可能性があるため、実機操業での調査結果により鋳片品質を考慮し、Ｌｔ／ｗ＜０．５にする必要があることがわかった。
また、後述する通水部の配置条件下で、ロールに形成した通水部の合計幅をＬｔ／ｗ＜０．２５にした場合、通水部の合計幅が狭くなり過ぎ、鋳片の幅方向の一部分が垂れ水により冷却される頻度が少なくなり、冷却能力の向上効果が見込められない。
以上のことより、通水部の合計幅Ｌｔは、０．２５≦Ｌｔ／ｗ＜０．５（好ましくは、下限を０．３、更には０．３５、上限を０．４８）の範囲にすることが好ましい。
【００３６】
なお、一つのロールに形成する通水部の個数は、垂れ水を積極的に下流側に流し込むことで、垂れ水の増加により冷却能力が向上することから、２個以上とすることが好ましい。一方、上限値は特に設けていないが、以下に示す通水部の寸法範囲と配置位置の条件を満足する範囲で設定できる。
ここで、ロール１７ａ、１７ｂに形成する通水部２３〜２６の幅Ｌｓａ、Ｌｓｂは、その幅が狭過ぎる場合、収流圧損により垂れ水が流下しにくくなる。このため、垂れ水の流下を促進するため、通水部２３〜２６の幅Ｌｓａ、Ｌｓｂをそれぞれ１０ｍｍ以上にする必要があり、一方上限は、前記した鋳片の品質上の問題により、鋳片１４の幅ｗの半分未満にする必要がある。
また、通水部２３〜２６の深さＤｐは、ラボ試験による垂れ水冷却能調査結果により、２ｍｍ未満の場合、冷却能力を確保できないことがわかっており、２ｍｍ以上にする必要がある。一方、ロール１７ａ、１７ｂの強度を考慮すれば、通水部２３〜２６の深さＤｐを１０ｍｍ以下にする必要がある。
【００３７】
ロール１７ａ、１７ｂへの通水部２３〜２６の形成位置は、鋳片１４の引き抜き方向に隣り合うロール１７ａ、１７ｂの通水部２３〜２６の位置を、鋳片１４の幅方向に渡って交互にずらすことが好ましい。具体的には、鋳片１４の引き抜き方向に隣り合う各ロール１７ａ、１７ｂのうち、上流側に配置されたロール１７ａの通水部２３、２４の幅をＬｓａとし、下流側に配置されたロール１７ｂの通水部２５、２６の幅をＬｓｂとし、更に最も近距離に位置する各通水部（最も距離が近い通水部）２３、２６が、鋳片１４の幅方向における各通水部２３、２６の幅方向中心位置の間隔をＬとした場合、Ｌ／Ｌｓａ≧１かつＬ／Ｌｓｂ≧１の条件を満足することが好ましい。
前記したように、鋳片の品質を良好にするためには、Ｌｔ／ｗを０．５未満に抑える必要があり、そのため、各ロールスパンごとで垂れ水の冷却を実施できる範囲は、鋳片の幅ｗの半分未満（０．５ｗ未満）になってしまう。このため、鋳片の幅方向の通水部の形成位置を鋳造方向にわたって全て同じ位置とすると、通水部を形成した部分のみの冷却が進み、過冷却が発生して、鋳片の表面温度が復熱不可な温度域まで低下することが考えられる。
【００３８】
この対策として、図５、図６に示したＬ／Ｌｓａ≧１、Ｌ／Ｌｓｂ≧１となるように、ロールごとに通水部の形成位置をずらし、垂れ水で冷却される位置を変え、幅方向の均一冷却を行う必要がある。
なお、Ｌ／Ｌｓａ、Ｌ／Ｌｓｂの上限値は設けないが、鋳片を幅方向にわたって均一に冷却するためには、鋳片の幅内に通水部が配置できる値にすることが好ましい。
通常、連続鋳造機は、鋳片の鋳造速度に応じてスプレー水量を変更することで、過冷却による鋳片の表面割れ、または冷却不足による鋳片の内部割れの抑制を行っている。
前記したように、本発明は、鋳片の強冷却範囲に、冷却水の噴霧後に発生する垂れ水を利用するものであり、鋳造速度に応じてスプレー水量を変化させ、その結果、垂れ水の水量も変化させることで、過冷却または冷却不足を発生させることなく、安定な鋳造を可能とする。また、垂れ水による鋳片の冷却は、ロール間に滞留した水が自由落下により通水部を通過して下流側へ流れるものであり、通水部を導入した部位、並びにその周辺において、鋳片を幅方向にわたって均一に冷却できる。
【００３９】
続いて、本発明の一実施の形態に係る連続鋳造機の二次冷却方法について、前記した連続鋳造機の二次冷却装置１０を参照しながら説明する。
まず、鋳片１４の表側１５と裏側１６に形成された凝固シェル２１、２２の厚みｄ１、ｄ２の合計値ｄと鋳片１４の厚みＤとの比（ｄ／Ｄ）が、０．２５＜ｄ／Ｄ＜０．５５となる範囲の一部または全部、即ち４ロールスパン以上を強冷却範囲とし、この範囲に通水部２３〜２６が設けられたロール１７ａ、１７ｂを配置する。
また、この強冷却範囲に配置された冷却用ノズル１８は、冷却水の水量密度が５００Ｌ／ｍ２／分以上２０００Ｌ／ｍ２／分以下の範囲内で、かつスプレー背圧が０．４９ＭＰａ未満で制御可能となっている。
この二次冷却装置１０を使用して、鋳片１４を、例えば１．３ｍ／分以上１．６ｍ／分以下程度の鋳造速度で引き抜き、曲げ部直後から曲げ戻し部の手前までで鋳片１４の表面を強冷却した後、緩冷却化を行って鋳片の復熱を確保する。これにより、鋳片１４の冷却能力を向上させ、鋳片１４の表面温度を安定に制御でき、鋳片１４の表面割れを回避しながら鋳造速度の向上が図れる。
【実施例】
【００４０】
次に、本発明の作用効果を確認するために行った実施例について説明する。
この実施例において、本発明者らは、前記したように、鋳片の表面温度推移と凝固シェル厚の成長推移を推定する非定常凝固解析モデルを構築し、各種条件を変更した場合の鋳造速度と表面割れへの影響を、コンピュータ解析（シミュレーション）により推定した。以下に、コンピュータ解析で使用した連続鋳造機の設備条件と鋳造条件を示す。
＜連続鋳造機の設備条件＞
・連続鋳造機の機長（鋳型のメニスカス位置から連続鋳造機の下流端位置、即ち鋳造用ロールの下流端位置まで）：３０ｍ
・鋳片の引き抜き方向に配置される冷却用ノズルのピッチ：３００ｍｍ
・冷却用ノズルと鋳片表面との距離：１２５ｍｍ
＜鋳造条件＞
・鋳片の幅：１２５０ｍｍ
・鋳片の厚み：２５０ｍｍ
【００４１】
なお、前記したように、連続鋳造機の曲げ部および曲げ戻し部において、鋳片の表面温度が７００℃を超える温度を確保できなければ、鋳片に表面割れが発生するため、本実施例では、この温度条件下で表面割れの評価を行った。
この鋳片の表面割れは、鋳片が曲げ部または曲げ戻し部を通過する際の状況を示すもので、「×」は、鋳片の表面温度が定常的に７００℃以下となって表面割れが発生することを示し、「△」は、冷却能力のばらつきの範囲の中で非定常的な過冷却（７００℃以下）が発生し、鋳片に表面割れが散発する懸念があることを示し、「○」は、鋳片の表面温度が定常的に７００℃を上回り、表面割れの発生が無いことを示している。
【００４２】
また、鋳片の鋳造速度は、各条件下で鋳片の凝固完了点を連続鋳造機内におさめることができる最大の鋳造速度で評価を行った。この評価に際しては、鋳造速度が１．３ｍ／分を基準として、得られた最大鋳造速度の向上代が０％の場合を「×」、０％を超え１５％未満の場合を「△」、１５％以上の場合を「○」とした。
また、総合評価は、上記した表面割れと最大鋳造速度の２つの評価項目のいずれか１つに「×」がある場合は「×」とし、評価項目のいずれか１つに「△」がある場合は「△」とし、評価項目の両方が「○」である場合は「○」としている。また、総合評価において、本実施例の中で最大の鋳造速度の条件を得ることができた条件を「◎」としている。
ここで、総合評価が「○」とは、製品品質と生産性のいずれについても、勿論問題がない条件であることを意味しており、「△」とは、「○」と比較すれば劣るが、問題がない条件であることを意味している。
【００４３】
まず、鋳片の強冷却範囲を種々変更し、表面割れと最大鋳造速度の評価を行った結果について、表１を参照しながら説明する。
ここで、実施例１〜３は、強冷却範囲が本発明の適正範囲内（０．２５＜ｄ／Ｄ＜０．５５）の結果であり、比較例１〜５は強冷却範囲が適正範囲を外れた結果である。特に、比較例１は、通水部が形成されていないロールを使用し、鋳片の冷却を冷却用ノズルからの冷却水の噴霧のみで行った。これに対し、実施例１〜３、および比較例２〜５は、通水部が形成されたロールを使用し、鋳片の冷却を冷却水の噴霧と垂れ水により行った。なお、通水部は、深さＤｐを５ｍｍ、幅Ｌｓａ、Ｌｓｂをそれぞれ２００ｍｍ、合計幅Ｌｔを４００ｍｍ（２００ｍｍ×２箇所）とし、鋳片の引き抜き方向に隣り合うロールの通水部の位置を、鋳片の幅方向に渡って交互にずらしている（Ｌ／Ｌｓａ、Ｌ／Ｌｓｂ＝１）。また、冷却用ノズルの冷却水の水量密度を２０００Ｌ／ｍ２／分、スプレー背圧を０．３９ＭＰａ（４ｋｇｆ／ｃｍ２）に固定した。
【００４４】
【表１】
2008254062.tif 000003
【００４５】
表１に示す比較例１、２のように、曲げ部上流側、即ちメニスカス位置の下方１〜２．５ｍ（凝固シェルの厚みが１３〜３０ｍｍ）の範囲で鋳片を強冷却した場合、鋳造速度は上昇するが、曲げ部通過時の表面温度が７００℃を超える温度を確保できないため、鋳片に表面割れが発生すると考えられる。なお、比較例１、２では、最大鋳造速度が異なるが、これはロールに対する通水部の形成の有無による冷却面積の拡大が起因しているものである。
また、比較例３は、曲げ部付近で鋳片の強冷却を行った結果であり、鋳造速度は上昇するが曲げ部通過時の表面温度が７００℃を超える温度を確保できず、鋳片に表面割れが発生すると考えられる。
比較例４は、曲げ戻し部付近、即ちメニスカス位置の下方９〜１４．３ｍ（凝固シェルの厚みが７０〜８８ｍｍ）の範囲で強冷却を行った場合の結果であり、曲げ戻し部の通過時の表面温度が７００℃を超える温度を確保できないため表面割れが発生すると考えられる。
また、強冷却範囲の終了点を比較例４よりも僅かに上流側にした比較例５でも、強冷却後に鋳片が十分な復熱を確保できず、表面割れが発生すると考えられる。
【００４６】
以上のことから、表面割れを抑制しつつ、強冷却による鋳造速度の向上を指向した場合、曲げ部以降（メニスカス位置の下方２．５ｍ）から強冷却を開始し、曲げ戻し部（メニスカス位置の下方１４ｍ）の手前で緩冷却化を行い、曲げ戻し部で表面割れを回避できる温度まで、鋳片の表面温度を復熱させる必要があるとわかった。
一方、実施例１〜３に示すように、曲げ部を通過した後から鋳片の強冷却を行い、曲げ戻し部の手前から緩冷却化を行うことで、表面割れを抑制しつつ鋳造速度を上昇できることがわかった。また、強冷却の開始点と強冷却範囲で鋳造速度の向上効果は異なるが、前者は凝固シェルの厚みに起因する熱抵抗の差、後者は冷却範囲を長くすることで、鋳片内部の熱を奪ったことによる違いである。
【００４７】
次に、冷却水の水量密度を種々変更し、表面割れと最大鋳造速度の評価を行った結果について、表２を参照しながら説明する。
実施例３、４、および比較例６は、強冷却範囲を本発明の適正範囲内（０．２５＜ｄ／Ｄ＜０．５５）とし、ロールとして通水部が形成されたものを使用した結果である。ここで、実施例３、４は、冷却用ノズルの冷却水の水量密度を本発明の適正範囲内（５００Ｌ／ｍ２／分以上２０００Ｌ／ｍ２／分以下）とした結果であり、比較例６は、この適正範囲を下回った場合の結果である。なお、通水部の形状および配置位置と、冷却用ノズルのスプレー背圧は、表１と同様の条件とした。
【００４８】
【表２】
2008254062.tif 000004
【００４９】
表２に示す比較例６のように、水量密度が低い場合、鋳片の表面温度を低下させるための十分な冷却能力が得られず、鋳造速度が上昇しないことがわかった。
一方、実施例３、４は、それぞれ水量密度を２０００Ｌ／ｍ２／分、５００Ｌ／ｍ２／分にして鋳片を冷却した結果であるが、水量密度を適正化することで、鋳片の表面温度を安定に低下させ、曲げ戻し部の手前から緩冷却化を行い、鋳片の復熱を確保することで、表面割れを抑制しつつ鋳造速度を上昇できることがわかった。
【００５０】
続いて、ロールに形成する通水部の形状を種々変更し、表面割れと最大鋳造速度の評価を行った結果について、表３を参照しながら説明する。
実施例３、５〜８は、強冷却範囲と冷却用ノズルの冷却水の水量密度が、いずれも本発明の適正範囲内の結果であり、しかも通水部が形成されたロールを使用した結果である。また、冷却用ノズルのスプレー背圧を０．３９ＭＰａに固定した。
なお、通水部の深さＤｐを５ｍｍに固定して、通水部の個数と位置をそれぞれ変更した条件と結果を、表３に示す。
【００５１】
【表３】
2008254062.tif 000005
【００５２】
ロールに通水部を形成する場合、考慮すべきポイントは、鋳片表面に発生する「でっぱり」の抑制と、鋳片の幅方向の冷却の均一化である。
そのため、Ｌｔ／ｗを０．５未満にし、かつＬ／Ｌｓａ≧１、Ｌ／Ｌｓｂ≧１となるように、ロールごとに通水部の位置をずらし、幅方向の均一冷却を行う必要がある。
また、Ｌｔ／ｗ＜０．２５の場合、幅方向のある部位が垂れ水で冷却される頻度が少なく、冷却能力の向上効果が見込めないことが考えられ、０．２５≦Ｌｔ／ｗ＜０．５の範囲にすることが鋳造速度を上げるためには効果的である。
【００５３】
表３に示す実施例５のように、Ｌ／Ｌｓａ、Ｌ／Ｌｓｂ＝０．５にした場合、同じ部位が垂れ水により連続的に冷却され状況となるため、通水部の合計幅Ｌｔが同じである実施例３と比較して、鋳造速度の向上効果が低下していることがわかる。また、この配置の場合、鋳片が過冷却されるため、表面割れが散発する懸念がある。
また、実施例６、７に示すように、通水部の合計幅Ｌｔを３００ｍｍ（通水部を幅方向に３箇所形成）にした場合（Ｌｔ／ｗ＜０．２５）、通水部の合計幅が狭くなり過ぎ、鋳片の幅方向の一部分が垂れ水により冷却される頻度が少なくなるため、冷却能力の向上効果が小さいことがわかる。
そして、実施例８に示すように、通水部の幅と配置を最適化することで、鋳造速度を向上できることが確認された。
【００５４】
また、冷却水のスプレー背圧を種々変更し、表面割れと最大鋳造速度の評価を行った結果について、表４を参照しながら説明する。
実施例８〜１０は、強冷却範囲と冷却用ノズルの冷却水の水量密度が、いずれも本発明の適正範囲内の結果であり、しかも通水部が形成されたロールを使用した結果である。なお、通水部は、深さＤｐを５ｍｍ、幅Ｌｓａ、Ｌｓｂを３００ｍｍ、合計幅Ｌｔを６００ｍｍとし、鋳片の引き抜き方向に隣り合うロールの通水部の位置を、鋳片の幅方向に渡って交互にずらしている（Ｌ／Ｌｓａ、Ｌ／Ｌｓｂ＝１）。また、冷却用ノズルの冷却水の水量密度を２０００Ｌ／ｍ２／分に固定した。
【００５５】
【表４】
2008254062.tif 000006
【００５６】
表４に示す実施例１０のように、スプレー背圧を０．５９ＭＰａ（６ｋｇｆ／ｃｍ２）とした場、実施例８と比較して鋳造速度の向上効果は大きくなる。しかし、前記したように、このスプレー背圧域では、冷却能力のばらつきが大きくなることが、ラボ試験結果より確認されており、表面割れが散発する懸念があり好ましくない。
また、実施例９は、スプレー背圧を０．４９ＭＰａ（５ｋｇｆ／ｃｍ２）未満の０．１０ＭＰａ（１ｋｇｆ／ｃｍ２）にした結果であるが、スプレー背圧を適正化することで、安定的に鋳造速度を向上できることを確認できた。
【００５７】
以上、本発明を、実施の形態を参照して説明してきたが、本発明は何ら上記した実施の形態に記載の構成に限定されるものではなく、特許請求の範囲に記載されている事項の範囲内で考えられるその他の実施の形態や変形例も含むものである。例えば、前記したそれぞれの実施の形態や変形例の一部または全部を組合せて本発明の連続鋳造機の二次冷却装置およびその二次冷却方法を構成する場合も本発明の権利範囲に含まれる。
なお、前記した実施の形態においては、強冷却範囲の鋳片の表側に、通水部が形成されたロールを配置した場合について説明したが、この通水部が形成されたロールを鋳片の裏側に更に配置してもよい。
【図面の簡単な説明】
【００５８】
【図１】本発明の一実施の形態に係る連続鋳造機の二次冷却装置および二次冷却方法の説明図である。
【図２】同連続鋳造機の説明図である。
【図３】冷却用ノズルから噴霧される冷却水の水量密度と熱伝達係数指数との関係を示す説明図である。
【図４】（Ａ）は二次冷却装置のロールスパンの説明図、（Ｂ）は強冷却を行うロールスパンと平均抜熱量指数との関係を示す説明図である。
【図５】本発明の一実施の形態に係る連続鋳造機の二次冷却装置に使用するロールの部分正面図である。
【図６】（Ａ）、（Ｂ）はそれぞれ同連続鋳造機の二次冷却装置の一部省略正面図、一部省略側面図である。
【図７】冷却用ノズルの噴出部におけるスプレー背圧と熱伝達係数指数との関係を示す説明図である。
【符号の説明】
【００５９】
１０：連続鋳造機の二次冷却装置、１１：連続鋳造機、１３：連続鋳造用鋳型、１４：鋳片、１５：表側、１６：裏側、１７、１７ａ、１７ｂ：ロール、１８：冷却用ノズル、１９：タンディッシュ、２０：浸漬ノズル、２１、２２：凝固シェル、２３〜２６：通水部
【図１】
2008254062.tif 000007
【図２】
2008254062.tif 000008
【図３】
2008254062.tif 000009
【図４】
2008254062.tif 000010
【図５】
2008254062.tif 000011
【図６】
2008254062.tif 000012
【図７】
2008254062.tif 000013