(57)【要約】【課題】精度よく予測することが極めて困難な固相率に基づくのではなく、容易に把握可能な実際の鋳造条件に基づいて圧下条件を設定することにより、高い再現性で確実に中心偏析を抑制できるスラブ鋼の連続鋳造方法を提供する【解決手段】C含有量C[wt%]を0.08〜0.55とし、Si含有量Si[wt%]を0.02〜0.60とし、Mn含有量Mn[wt%]を0.3〜1.5とするスラブ鋼を対象とする。鋳型厚みD[mm]を230≦D≦250とし、鋳造速度Vc[m/min]を1.50≦Vc≦1.70とし、比水量Wt[L/kgSteel]を0.5≦Wt≦1.5とする。メニスカス距離M[m]が28〜37である区間としての第１区間Int1における圧下勾配Ak[mm/m]を0.20〜1.00とする。【選択図】図３
2008260056.tif 000002
【特許請求の範囲】
【請求項１】
C含有量C[wt%]を0.08〜0.55とし、Si含有量Si[wt%]を0.02〜0.60とし、Mn含有量Mn[wt%]を0.3〜1.5とするスラブ鋼の連続鋳造方法において、
鋳型厚みD[mm]を230≦D≦250とし、
鋳造速度Vc[m/min]を1.50≦Vc≦1.70とし、
比水量Wt[L/kgSteel]を0.5≦Wt≦1.5とし、
メニスカス距離M[m]が28〜37である区間としての第１区間Int1における圧下勾配Ak[mm/m]を0.20〜1.00とする、
ことを特徴とするスラブ鋼の連続鋳造方法
【請求項２】
メニスカス距離M[m]が20〜28である区間としての第２区間Int2における圧下勾配Ak[mm/m]を0.10〜1.00とする、
ことを特徴とする請求項１に記載のスラブ鋼の連続鋳造方法
【発明の詳細な説明】
【技術分野】
【０００１】
本発明は、中心偏析の少ないスラブ鋼の連続鋳造方法に関する。
【背景技術】
【０００２】
連続鋳造機により鋳造された鋳片の所謂中心偏析は、鋼の靭性の確保及び水素誘起割れの防止の観点から問題とされている。この中心偏析は、連続鋳造の凝固末期における溶鋼の凝固収縮に伴って、樹枝状晶(所謂デンドライト)の樹間に残された所謂濃化溶鋼(炭素・マンガン・珪素などの各成分が高濃度である溶鋼)が鋳片中心部にサクション流動して集積することにより生じる、と考えられている。上記の中心偏析を防止する方法として、前記凝固末期において溶鋼の凝固収縮を補償する程度に鋳片を外部から圧下し上述した濃化溶鋼のサクション流動を抑制する方法が一般的に知られている。
【０００３】
そして、上記の中心偏析を好適に改善するためには、鋳片の凝固状態に応じてその圧下量を適切に設定することが重要とされる。即ち、圧下量が過小の場合は、外部から加えられた圧下が鋳片の中心にまで十分には伝わらず、中心偏析が改善され難い。一方、圧下量が過大の場合は、デンドライトの樹間に残された前述の濃化溶鋼が鋳造方向とは逆の方向へ絞り出されて所謂逆V偏析（鋳片を狭面に平行な断面で切断した際に、鋳片厚み方向略中央近傍に視認し得る、鋳造方向下流側へ向かってV字状に開く、模様）が生じ、中心偏析の悪化につながる。
【０００４】
この種の技術として、例えば特許文献1には、鋳片内部の固相率に応じて圧下区間や圧下量といった圧下条件を設定しようとする圧下方法が開示される。
【０００５】
【特許文献１】特開2001-259810号公報
【発明の開示】
【発明が解決しようとする課題】
【０００６】
上記の特許文献1に開示される圧下方法では、鋳片内部の固相率に応じて圧下条件を設定するものだから、その前提として、当該鋳片内部の固相率を十分に精度よく把握する必要がある。この固相率は、実際の連続鋳造工程にて計測することは極めて困難であるから、一般的には凝固伝熱計算により求められる。この連続鋳造工程における凝固伝熱計算を精度よく実行するためには、少なくとも、鋼種の高温域における物性データ(例えば、凝固潜熱/熱伝導度/比熱など)及び外部からの抜熱条件(鋳型内部での抜熱/2次冷却帯におけるスプレー又はミスト冷却による熱伝達係数/ロール冷却による熱伝達係数など)などの計算条件を正確に把握する必要がある。上記の計算条件のうち特にその計算結果に大きく影響を与えるものとして、(1)(物性データ)凝固潜熱と、(2)(外部からの抜熱条件)2次冷却帯における熱伝達係数/ロール冷却による熱伝達係数と、が挙げられる。
【０００７】
前者(1)の凝固潜熱は、一般的に約55〜65[cal/g]の値が採用されているが、多くの元素を含む鋼の凝固潜熱を正確に求めるのは極めて困難である。後者(2)の2次冷却帯における熱伝達係数は、一般的に、鋼材を所定のスプレー流量で冷却させたときの温度変化を実験的に測定してみて、その測定結果に基づいて推定しているに過ぎない。しかし、当該2次冷却帯におけるスプレー/ミスト冷却の熱伝達係数は多種のパラメータが連関する複雑な関数として表されることが報告されている(三塚ら:鉄と鋼、69(1983)、262/三塚:鉄と鋼、91(2005)、1を参照)。当該パラメータは例えば、スプレー流量/水滴のサイズ及び運動量/エアーの量及び圧力/鋳片の表面温度などのことである。そして上記熱伝達係数は、これらのパラメータが適宜に決定されたとしても測定条件によって結局は大きくバラついているのが現状である。加えて、上記の実験では、(a)鋳片の上下面における冷却能の差異の、鋳片の移動に伴う変化や、(b)浸漬ノズルの詰まりによる影響、(c)ガイドロール間の溜り水による影響、(d)低温ロールからの冷却による影響、(e)鋳片の酸化具合(スケールの付着厚み)による影響、など実機において発生し得る種々の影響を見積もることが当然できない。
【０００８】
上述(1)(2)の如く、凝固伝熱計算の計算条件が不確定な要素を数多く含んでいる限り、個々の鋼種/鋳造条件に応じて鋳片内部の固相率を精度よく予測することは現状では極めて困難である。参考として、凝固伝熱計算の計算結果の一例を図7に示す。本図は、前述した三塚らの文献に記載された予測式を用い、上記凝固潜熱を55又は65[cal/g]として計算してみたものである。本図において、実線は当該凝固潜熱を65[cal/g]として計算したものであり、破線は55[cal/g]として計算したものである。本図から判る通り、前記凝固潜熱を略主観的に決定している現状では、結果として、当該固相率とメニスカス距離との関係に、例えば数[m]オーダにまで及ぶ大きなズレが生じてしまうのである。また、前述した三塚らの予測式が全ての鋳造条件に適合するとは考え難く、何れの予測式を採用するかによっても、同様に当該固相率とメニスカス距離との関係に大きなズレが生じることが容易に推測される。従って、上記の特許文献1に開示される圧下方法では、その圧下条件の設定基準たる固相率すら精度よく予測できないのであるから、中心偏析が本当に改善されるとは到底考え難い。
【０００９】
本発明は係る諸点に鑑みてなされたものであり、その主な目的は、精度よく予測することが極めて困難な固相率に基づくのではなく、容易に把握可能な実際の鋳造条件に基づいて圧下条件を設定することにより、高い再現性で確実に中心偏析を抑制できるスラブ鋼の連続鋳造方法を提供することにある。
【課題を解決するための手段及び効果】
【００１０】
本発明の解決しようとする課題は以上の如くであり、次にこの課題を解決するための手段とその効果を説明する。
【００１１】
本発明の第一の観点によれば、C含有量C[wt%]を0.08〜0.55とし、Si含有量Si[wt%]を0.02〜0.60とし、Mn含有量Mn[wt%]を0.3〜1.5とするスラブ鋼の連続鋳造は、以下のような方法で行われる。即ち、鋳型厚みD[mm]を230≦D≦250とし、鋳造速度Vc[m/min]を1.50≦Vc≦1.70とし、比水量Wt[L/kgSteel]を0.5≦Wt≦1.5とする。メニスカス距離M[m]が28〜37である区間としての第１区間Int1における圧下勾配Ak[mm/m]を0.20〜1.00とする。これによれば、溶鋼の成分・鋳型のサイズ・鋳造速度などの具体的な鋳造条件に基づいて、圧下勾配Ak[mm/m]と、圧下を開始し終了するメニスカス距離M[m]と、の関係が具体的に求められる。即ち、精度よく予測することが極めて困難な固相率に基づくのではなく、容易に把握可能な実際の鋳造条件に基づいて圧下条件を設定することにより、高い再現性で中心偏析を良好に抑制できる。また、この結果、製品のUT不良率を低減できる。これらの効果は、特に、圧延時圧下比10以下かつ最終製品厚みDf[mm]を20以上とする造船又は建設、橋梁向けの鋼材を製造するにあたり有益である。
【００１２】
上記のスラブ鋼の連続鋳造は、以下のような方法で行われるのが好ましい。即ち、メニスカス距離M[m]が20〜28である区間としての第２区間Int2における圧下勾配Ak[mm/m]を0.10〜1.00とする。これによれば、中心偏析を極めて良好に抑制できる。
【発明を実施するための最良の形態】
【００１３】
以下、図面を参照しつつ、本発明の第一実施形態を説明する。図１は、連続鋳造機の概略図である。先ず、本図に基づいて、本実施形態に係るスラブ鋼の連続鋳造に供される連続鋳造機100の構成と作動を一例として簡単に説明する。
【００１４】
連続鋳造機100は、注湯される溶鋼を冷却して所定形状の凝固シェルを形成するための鋳型1と、図略のタンディッシュに保持される溶鋼を鋳型1へ所定流量で滑らかに注湯するための浸漬ノズル2と、鋳型1の直下から鋳造経路Qに沿って複数で並設されるロール対3・3・・・と、を備える。本実施形態において前記の鋳造経路Qは、その上流側から順に、略鉛直方向に延びる垂直経路部と、この垂直経路部に接続され、円弧状に延びる円弧経路部と、更にその下流側に設けられ、水平方向に延びる水平経路部と、前記の円弧経路部及び水平経路部とを滑らかに接続するための矯正経路部と、から成る。
【００１５】
また、前記のロール対3・3・・・の夫々は、鋳造対象としての鋳片を、両広面でもって挟持する一対のロール3a・3aから構成される。この一対のロール3a・3aのロール面間の最短距離としてのロールギャップG[mm]（図２を併せて参照）は適宜の手段により調節可能に構成される。
【００１６】
また、前記の垂直経路部及び円弧経路部には、鋳型1内で形成され、該鋳型1から引き抜かれる凝固シェルに対して所定の流量で冷却水を噴霧する冷却スプレー4・4・・・が適宜に設けられる。一般に、前記の鋳型1が1次冷却帯と称されるのに対して、この意味で、冷却スプレー4・4・・・が配される経路部は2次冷却帯と称される。
【００１７】
鋳型1から引き抜かれ、鋳造経路Qに沿って搬送される凝固シェルは、自然放熱や、上記冷却スプレー4・4・・・などにより更に冷却されて収縮する。従って、上記のロール対3・3・・・のロールギャップG[mm]は、一般に、鋳造経路Qの下流側へ進むに連れて緩やかに狭くなるように設定される。
【００１８】
以上の構成で、スラブ鋼の連続鋳造を開始するときは、鋳型1へ溶鋼を注湯する前に予め図略のダミーバーを前記の鋳造経路Q内に挿入しておき、浸漬ノズル2を介して鋳型1へ溶鋼を所定流量で注湯し始めると共に上記ダミーバーを下流側へ所定速度で引き抜く。そして、このダミーバーは、所定のメニスカス距離に到達したときに、適宜の手段により回収する。これで、スラブ鋼が連続的に鋳造されるようになる。
【００１９】
次に、上記の連続鋳造機100の一般的な操業条件を簡単に紹介する。
・鋳型幅W[mm]は、800〜2100とする。
・鋳型厚みD[mm]は、220〜310とする。
・鋳型高さH[mm]は、例えば、900とする。
・鋳造速度Vc[m/min]は、0.8〜2.0とする。
・溶鋼過熱度ΔT[℃]は、10〜45とする。
・比水量Wt[L/kgSteel]は、0.4〜2.0とする。
・鋳型内電磁攪拌強度M-EMS[gauss]は、0〜800とする。
・圧下勾配Ak[mm/m]は、鋳片の熱収縮を考慮して、通常、0.05〜0.10とする。
・溶鋼成分は、規格協定に基づく。代表的な成分は、CやSi、Mnである。これに、CrやCuなどが適宜に添加される。P及びSは極力少なくなるように調整される。その他の不可避の不純物を含む。
【００２０】
ここで、各用語を簡単に説明する。
・鋳型幅W[mm]及び鋳型厚みD[mm]は、鋳型1の上端で観念される。
・鋳造速度Vc[m/min]は、鋳片の引抜速度であって、前記複数のロール対3・3・・・のうち最上流に配されるロール対3の周速度で観念される。
・溶鋼過熱度ΔT[℃]は、鋳型1内へ注湯される溶鋼の温度の指標である。詳細は、本明細書の末尾に記載する。
・メニスカス距離M[m]は、鋳型1内の溶鋼の湯面（メニスカス）を起点とし、鋳造経路Qに沿って観念する距離[m]を意味する。
・比水量Wt[L/kgSteel]は、鋼1kgに対して用いられる冷却水の容積を意味する。この冷却水は、1〜40のメニスカス距離[m]で観念される上記の2次冷却帯で鋳片に対して噴射/噴霧される。
・鋳型内電磁攪拌強度M-EMS[gauss]は、鋳型1内の溶鋼を攪拌するために作用される磁場の強度の指標である。詳細は、本明細書の末尾に記載する。
・圧下勾配Ak[mm/m]は、鋳造方向に対するロール対3・3・・・のロールギャップG[mm]の減少勾配[mm/m]を意味する。図２は、圧下勾配の説明図である。本図に示されるように、メニスカス距離M(x)[m]〜メニスカス距離M(x+1)[m]間の圧下勾配Ak(x,x+1)[mm/m]は、メニスカス距離M(x)[m]に配されるロール対3(x)のロールギャップG(x)[mm]と、メニスカス距離M(x+1)[m]に配されるロール対3(x+1)のロールギャップG(x+1)[mm]と、を用いると、下記式で定義される。
Ak(x,x+1)=(G(x)-G(x+1))/(M(x+1)-M(x))
【００２１】
次に、本実施形態に係る連続鋳造機100の具体的な操業条件を説明する。本実施形態に係る連続鋳造は、C含有量C[wt%]を0.08〜0.55とし、Si含有量Si[wt%]を0.02〜0.60とし、Mn含有量Mn[wt%]を0.3〜1.5とするスラブ鋼（主として厚板製品向け）を対象とするものである。
(1)鋳型厚みD[mm]は、230≦D≦250とする。
(2)鋳造速度Vc[m/min]は、1.50≦Vc≦1.70とする。
(3)比水量Wt[L/kgSteel]は、0.5≦Wt≦1.5とする。
(4)メニスカス距離M[m]が28〜37である区間としての第１区間Int1における圧下勾配Ak[mm/m]は、0.20〜1.00とする。この圧下勾配Ak[mm/m]の設定を図３に図解したので、適宜、参照されたい。図３は、本発明の第一実施形態に係る圧下勾配Ak[mm/m]の設定の説明図である。即ち、本実施形態において圧下勾配Ak[mm/m]は、上記第１区間Int1においては図に示される斜線の領域内となるように設定することとする。なお、この際、この第１区間Int1における圧下勾配Ak[mm/m]の態様は、必ずしも線形に限られない。また、上記第１区間Int1以外の区間における圧下勾配Ak[mm/m]は任意であるが、一般的な操業条件に倣うのがよいだろう。
【００２２】
本実施形態に係るスラブ鋼の連続鋳造が対象とする鋼種成分のうち、上述したようにC及びSi、Mnのみを数値を伴って具体的に特定したのは、これら3成分の中心偏析具合が、スラブ鋼を例えば圧延時圧下比10以下かつ最終製品厚みDf[mm]を20以上とする造船又は建設、橋梁向けの鋼材として使用する場合、その品質（例えばUT欠陥）に対して特に影響を及ぼすものとされるからである。その他の成分（添加元素）については、以下に簡単に例示する。
・Cu[wt%]：0〜0.50
・Al[wt%]：0〜0.08
・Ni[wt%]：0〜1.0
・Cr[wt%]：0〜1.0
・Mo[wt%]：0〜0.60
・V[wt%]：0〜0.10
・Nb[wt%]：0〜0.05
・Ti[wt%]：0〜0.10
・B[wt%]：0〜0.002
・Ca[wt%]：0〜0.002
【００２３】
更に、参考のために、本スラブ鋼が一般的に含有してしまう他の成分（不純物元素）についても以下に紹介する。
・P[wt%]：≦0.03
・S[wt%]：≦0.015
【００２４】
次に、上記の圧下勾配Ak[mm/m]の設定方法を説明する。図５を参照されたい。図５は、圧下勾配の一設定方法を例示する図である。
【００２５】
ここでは、前記複数のロール対3・3・・・が、所定対毎にロールスタンドに回転自在に支持されている場合における圧下勾配Ak[mm/m]の設定方法について説明する。なお、この場合、一のロールスタンドに支持されている複数のロール3a・3aのロールアライメントは可及的に均一であることが好ましい。
【００２６】
説明の都合上、上流側に配されるロールスタンドに支持される複数のロール対3・3・・・のうち最も下流側のロール対3をロール対3(i)と称すると共に、下流側に配されるロールスタンドに支持されるロール対3・3・・・の対の数をnとしてその最も下流側のロール対3をロール対3(i+j)と称する。即ち、(i+j)-(i-1)=nが成立する。
【００２７】
以下、メニスカス距離M[m]がM(i)〜M(i+j)である区間の圧下勾配Ak(i,i+j)[mm/m]を設定してみる。
【００２８】
＜STEP1：(1)〜(3)＞
(1)ロール対3(i)のロールギャップG(i)を測定する。
例：G(i)[mm]=240
(2)ロール対3(i+j)と、ロール対3(i)と、の間の距離M(i+j)-M(i)[m]を計算する。既知の場合は、その限りでない。
例：(M(i+j)−M(i))[m]=1.5
(3)下記式に示す如く、ロール対3(i+j)に適用すべきロールギャップG(i+j)を計算し、鋳片を挟むように一対で設けられる前記のロールスタンドのうち少なくとも一方を適宜の手段により移動操作することにより、計算で求めたロールギャップG(i+j)をロール対3(i+j)に対して適用する。
G(i+j)=G(i)−Ak(i,i+j)×(M(i+j)−M(i))
例：Ak(i,i+j)[mm/m]=0.6、G(i+j)[mm]=240−0.6×1.5＝239.1
【００２９】
＜STEP2：(4)〜(5)＞
(4)ロール対3(i+j)と、ロール対3(i+1)と、の間の距離M(i+1,i+j)[m]を求める。既知の場合は、その限りでない。
例：(M(i+j)−M(i+1))[m]=1.2
(5)下記式に示す如く、ロール対3(i+1)に適用すべきロールギャップG(i+1)を計算し、鋳片を挟むように一対で設けられる前記のロールスタンドのうち少なくとも一方を適宜の手段により移動操作することにより、計算で求めたロールギャップG(i+1)をロール対3(i+1)に対して適用する。
G(i+1)=G(i+j)+Ak(i,i+j)×(M(i+j)−M(i+1))
例：G(i+1)[mm]=239.1+0.6×1.2=239.8
【００３０】
以下、本実施形態に係るスラブ鋼の連続鋳造方法の技術的効果を確認するための試験に関して説明する。上述した各数値範囲などは、下記の確認試験により合理的に裏付けられている。
【００３１】
先ず、各確認試験における技術的効果の評価基準について説明する。各確認試験における技術的効果の評価は、中心偏析の程度を基準とする。中心偏析とは、鋳片の特定元素の平均含有量に対する、最終凝固部における特定元素の含有量の最大値の比率を意味する。例えば、特定元素としてC（炭素）に着目する場合は、鋳片のCの平均含有量をCoとし、最終凝固部におけるCの含有量の最大値をCmaxとすると、中心偏析はCmax/Coで表記される。この中心偏析は、以下のようにして測定することとする。なお、以下、特定元素としてCに着目する場合を説明するが、その他の元素に着目する場合も全く同様にして測定することができる。
【００３２】
(1)切断
図６を参照されたい。図６は、鋳造方向に対して垂直に切断した鋳片の斜視図である。本図に示されるように、鋳造方向に連続する鋳片のうち、中心偏析を測定したい鋳片の部位を鋳造方向に対して垂直に切断する。
(2)サンプル採取
上記の切断により得られる切断面には、適宜の腐食工程を経た上で、本図において破線で示されるように所謂濃化溶鋼が凝固することに起因する偏析痕が視認される。この偏析痕は、広面に沿って延びるものと、広面及び狭面に対して所定の角度を有して延びるものと、が存する。このうち、広面に沿って延びる偏析痕上で、鋳片を、φ5mmのドリル刃を用いて、鋳片幅方向に所定間隔p（p=10[mm]）で、切断面に対して垂直に所定深さdp（dp=20[mm]）で、穿孔し、合計で150〜170箇所（鋳片幅に応じてこの範囲内で適宜、増減する。）の切粉試料を採取する。
(3)サンプルの成分調査
上記穿孔により採取した全ての切粉試料のC含有量C[wt%]を燃焼赤外線吸収法により測定する。上記穿孔により採取した全ての切粉試料のうち最もC含有量C[wt%]の高い切粉試料の該C含有量C[wt%]をCmax[wt%]として記録する。一方、この中心偏析を測定したい鋳片の部位に対応する溶鋼を、該溶鋼がタンディッシュ内に存在していた時点で予め採取しておき、この溶鋼のC含有量C[wt%]をCo[wt%]として記録する。そして、Cmax[wt%]をCo[wt%]で除することで、特定元素をCとする中心偏析Cmax/Coを求める。
(4)数値の判断基準
(4.1)Cmax/Co≦1.1である確認試験を「◎（中心偏析極少）」と評価する。
(4.2)1.1＜Cmax/Co≦1.2である確認試験を「○（中心偏析少）」と評価する。
(4.3)1.2＜Cmax/Coである確認試験を「×（中心偏析顕著）」と評価する。
(5)その他の特定元素
特定元素としてSi（珪素）に着目した場合の中心偏析は、下記表１（及び表２）中、Simax/Sioで示される。特定元素としてMn（マンガン）に着目した場合の中心偏析は、下記表１（及び表２）中、Mnmax/Mnoで示される。これらの「数値の判断基準」は特定元素をCとする中心偏析についてのそれと同じとする。なお、C及びSi、Mnの3元素の中心偏析に着目するのは、これらがUT欠陥をはじめとする厚板製品の製品品質に強く影響を及ぼすからである。
(6)付記
上記の「数値の判断基準」は、以下の理由により設定することとした。即ち、スラブ鋼を母材とする圧延製品の中で、中心偏析に起因する欠陥が問題となるのは、特に、圧延時圧下比10以下かつ最終製品厚みDf[mm]を20以上とする造船又は建設、橋梁向けの鋼材を製造する場合である（この中心偏析は圧延する程、拡散して消失される。）。そして、中心偏析に起因する欠陥のうち代表的な欠陥は所謂UT欠陥とされ、このUT欠陥はJIS B0901で規定される超音波探傷試験により欠陥エコー高さとして検出される。このUT欠陥の欠陥エコー高さの最大値が5%を超えると、その圧延製品は溶接時に開孔したり、腐食が優先的に進行したりして不具合乃至故障の原因となる。このUT欠陥の欠陥エコー高さの最大値を5%以下となるようにするには、上記実施形態が対象とするスラブ鋼の圧延前厚みが他の操業条件（関連する特願2006-190470、特願2006-190471参照）と比較して若干小さいことを考慮して、特定元素をC及びSi、Mnとする上記各中心偏析を1.2以下、好ましくは1.1以下とすればよいことが本願発明者らの他の試験研究により明らかとなっている。以上の理由から、上記の「数値の判断基準」は設定することとした。なお、特定元素をC及びSi、Mnとする上記中心偏析が低減されると、圧延時圧下比10以下かつ最終製品厚みDf[mm]を20以上とする造船又は建設、橋梁向けの鋼材のUT欠陥が抑制されるのは、鋳片軸芯部におけるマンガン等量が低減され、その結果、ベイナイト組織が低減されることにより水素性欠陥が防止されるからだと考えられる。また、特定元素をC及びSi、Mnとする上記各中心偏析を1.1以下とすると、圧延製品のUT欠陥を極めて良好に抑制できると共に、均熱拡散処理やブレークダウン圧延などの工程を省略できるので、製造工期の短縮やエネルギー消費の低減などにおいて結実する。これらの効果は、極めて厳格な品質が求められる金型などについても認められる。
【００３３】
次に、各確認試験における試験条件とその試験結果を下記表１に示す。なお、連続鋳造機100が備えるロール対3・3・・・の各ロール3a・3aの径はφ280[mm]とし、鋳造方向に隣り合うロール3a・3aのピッチは300[mm]とした。
【００３４】
【表１】
2008260056.tif 000003
【００３５】
以上説明したように、上記第一実施形態において、C含有量C[wt%]を0.08〜0.55とし、Si含有量Si[wt%]を0.02〜0.60とし、Mn含有量Mn[wt%]を0.3〜1.5とするスラブ鋼の連続鋳造は、以下のような方法で行われる。即ち、鋳型厚みD[mm]を230≦D≦250とし、鋳造速度Vc[m/min]を1.50≦Vc≦1.70とし、比水量Wt[L/kgSteel]を0.5≦Wt≦1.5とする。メニスカス距離M[m]が28〜37である区間としての第１区間Int1における圧下勾配Ak[mm/m]を0.20〜1.00とする。これによれば、溶鋼の成分・鋳型のサイズ・鋳造速度などの具体的な鋳造条件に基づいて、圧下勾配Ak[mm/m]と、圧下を開始し終了するメニスカス距離M[m]と、の関係が具体的に求められる。即ち、精度よく予測することが極めて困難な固相率に基づくのではなく、容易に把握可能な実際の鋳造条件に基づいて圧下条件を設定するので、高い再現性で中心偏析を良好に抑制できる。また、この結果、製品のUT不良率を低減できる。これらの効果は、特に、圧延時圧下比10以下かつ最終製品厚みDf[mm]を20以上とする造船又は建設、橋梁向けの鋼材を製造するにあたり有益である。
【００３６】
次に、本発明の第二実施形態を説明する。第一実施形態についての上記の説明と重複する内容については適宜に割愛するので、必要に応じて、第一実施形態についての上記の説明を参照されたい。
【００３７】
本実施形態に係る連続鋳造機100の具体的な操業条件を説明する。即ち、上記第一実施形態においては、第１区間Int1における圧下勾配Ak[mm/m]は、0.20〜1.00とする。一方、その他の区間については特別な値とはせず任意であり、例えば一般的な操業条件とする。これに対し、本実施形態においては、上記第一実施形態に加え、メニスカス距離M[m]が20〜28である区間としての第２区間Int2における圧下勾配Ak[mm/m]を0.10〜1.00とする。この圧下勾配Ak[mm/m]の設定を図４に図解したので、適宜、参照されたい。図４は、本発明の第二実施形態に係る圧下勾配Ak[mm/m]の設定の説明図である。即ち、本実施形態において圧下勾配Ak[mm/m]は、上記第１区間Int1及び第２区間Int2においては図に示される斜線の領域内となるように設定することとする。なお、この際、この第２区間Int2における圧下勾配Ak[mm/m]の態様は、必ずしも線形に限られない。また、上記第１区間Int1及び第２区間Int2以外の区間における圧下勾配Ak[mm/m]は任意であるが、一般的な操業条件に倣うのがよいだろう。
【００３８】
以下、本実施形態に係るスラブ鋼の連続鋳造方法の技術的効果を確認するための試験に関して説明する。上述した各数値範囲などは、下記の確認試験により合理的に裏付けられている。
【００３９】
各確認試験における試験条件とその試験結果を下記表２に示す。
【００４０】
【表２】
2008260056.tif 000004
【００４１】
以上説明したように、上記第二実施形態において、C含有量C[wt%]を0.08〜0.55とし、Si含有量Si[wt%]を0.02〜0.60とし、Mn含有量Mn[wt%]を0.3〜1.5とするスラブ鋼の連続鋳造は、以下のような方法で行われる。即ち、メニスカス距離M[m]が20〜28である区間としての第２区間Int2における圧下勾配Ak[mm/m]を0.10〜1.00とする。これによれば、上記表２からも判る通り、中心偏析を極めて良好に抑制できる。
【００４２】
以下、添付資料である。
【００４３】
溶鋼過熱度ΔT[℃]
定義：鋳型内へ注湯される溶鋼の温度の指標である。
(1)『測定時刻』は、「タンディッシュ内の溶鋼の流動が定常状態に至った時刻、より詳しくは、転炉から該タンディッシュへ溶鋼を搬送するための取鍋内に収容されている溶鋼の1/4〜1/3程度が該タンディッシュへ注湯された時刻」とする。
(2)『測定地点』は、以下の通りとする。即ち、「水平位置」はタンディッシュの底面に備え付けられる浸漬ノズルの軸心とし、「鉛直位置」はタンディッシュ内に保持されている溶鋼の湯面を基準として深さ100mmとする。
(3)『測定器具』は、消耗型熱電対を用いる構成とする。上記の通り、深さ100mmの地点に消耗型熱電対を浸漬させることから、適宜に用意した棒の先端に消耗型熱電対を取着した構成が適する。
(4)上記の『測定時刻』及び『測定地点』、『測定器具』に準じて測定した溶鋼の温度から、溶鋼の溶鋼成分により唯一に求められる液相線温度と、を比較する。そして上述した溶鋼過熱度ΔT[℃]は、前者から後者を除いた（引いた）残りとして求めることとする。
(5)なお、種々の観点から、上記溶鋼過熱度ΔT[℃]は、10〜45が好ましい。
【００４４】
鋳型内電磁攪拌強度M-EMS[gauss]
定義：鋳型内の溶鋼を攪拌するために作用される磁場の強度の指標である。
(1)『測定時刻』は、任意である。
(2)『測定地点』は、以下の通りとする。即ち、「水平位置」は、(i)鋳型幅方向においては中央とし、(ii)鋳型厚み方向においては鋳型内壁面から中心へ向かって15[mm]とし、(iii)鋳型高さ方向においては鋳型に埋設される電磁コイルのコイル中心と揃えるものとする。
(3)『測定器具』は、適宜のガウスメータを用いる。
(4)上記の『測定時刻』及び『測定地点』、『測定器具』に準じて複数回測定する。そして上述した鋳型内電磁攪拌強度M-EMS[gauss]は、上記複数の測定値を平均化して求めることとする。
(5)なお、種々の観点から、上記鋳型内電磁攪拌強度M-EMS[gauss]は0〜1000が好ましいとされ、鋳型内の溶鋼に作用される磁場の周波数[Hz]（「磁場の周波数」とは、上記電磁コイルに導通される電流が1秒間に向きを変える回数を意味する。）は1〜5が好ましいとされ、一般に、この磁場の周波数[Hz]として2が採用される。
【図面の簡単な説明】
【００４５】
【図１】連続鋳造機の概略図
【図２】圧下勾配の説明図
【図３】本発明の第一実施形態に係る圧下勾配Ak[mm/m]の設定の説明図
【図４】本発明の第二実施形態に係る圧下勾配Ak[mm/m]の設定の説明図
【図５】圧下勾配の一設定方法を例示する図
【図６】鋳造方向に対して垂直に切断した鋳片の斜視図
【図７】固相率の計算困難性の説明図
【符号の説明】
【００４６】
1 鋳型
3 ロール対
Int1 第１区間
Int2 第２区間
G ロールギャップ
【図１】
2008260056.tif 000005
【図２】
2008260056.tif 000006
【図３】
2008260056.tif 000007
【図４】
2008260056.tif 000008
【図５】
2008260056.tif 000009
【図６】
2008260056.tif 000010
【図７】
2008260056.tif 000011