(57)【特許請求の範囲】
【請求項１】
炭素含有量が０．７０〜０．９０［ｗｔ％］、珪素含有量が０．１５〜０．２５［ｗｔ％］、マンガン含有量が０．４５〜０．５５［ｗｔ％］、リン含有量が０〜０．０３［ｗｔ％］、硫黄含有量が０〜０．０１［ｗｔ％］の範囲にある鋼線用溶鋼を、タンディッシュ内における溶鋼過熱度を１０〜４５［℃］として鋳型内に注入し、５００００〜５０００００［Ｇａｕｓｓ２／ｓｅｃ］の強度で鋳型内電磁攪拌し、２次冷却帯において、０．２５〜１．０［ｌ／ｋｇ］の比水量で冷却しながら、０．５０〜０．６５［ｍ／ｍｉｎ］の鋳造速度で連続鋳造して、厚みが３５０〜４１０［ｍｍ］の鋳片を製造する際に、前記鋳片を複数のロール対により軽圧下する方法であって、
溶鋼のメニスカスからの鋳造方向距離をＸ［ｍ］、前記複数のロール対のそれぞれの間隔を下流側に向かって狭める度合いを示す圧下速度をＲ［ｍｍ／ｍｉｎ］、並びに、基準距離をＳ［ｍ］としたときに、
０．６７×Ｓ≦Ｘ＜Ｓの第１区間において、０≦Ｒ≦１．０
Ｓ≦Ｘ＜１．１６×Ｓの第２区間において、１．２≦Ｒ≦１．８
１．１６×Ｓ≦Ｘ＜１．２３×Ｓの第３区間において、０．４≦Ｒ≦１．５
であることを特徴とする連続鋳造における鋳片の軽圧下方法。
但し、前記基準距離Ｓは、少なくとも前記タンディッシュ内における溶鋼過熱度ΔＴ、前記比水量Ｑ、前記鋳型内電磁攪拌強度Ｐ、前記鋳造速度Ｖｃ、前記鋳片の厚みＴ及び前記炭素含有量［％Ｃ］に基づいて算出され、下記Ｓ１と下記Ｓ２との間にある（Ｓ１及びＳ２を含む）。
Ｓ１＝（０．７１５＋０．０００７×ΔＴ＋０．０３×Ｑ＋６×１０−８×Ｐ）×Ｖｃ×（Ｔ／ｋ／２）２
ここで、ｋ＝２８−３．３×[％Ｃ]２ である
Ｓ２＝０．０２２×ΔＴ−０．９４×Ｑ−１．８７×１０−６×Ｐ＋３８．４×Ｖｃ＋０．１１８×Ｔ＋１．８３×［％Ｃ］−５２．０
【請求項２】
前記基準距離Ｓ［ｍ］は、
前記溶鋼過熱度の増加、前記比水量の減少、前記鋳型内電磁攪拌強度の減少、前記鋳造速度の増加、前記鋳片の厚みの増加、前記炭素含有量の増加に伴って、増加し、
前記溶鋼過熱度の減少、前記比水量の増加、前記鋳型内電磁攪拌強度の増加、前記鋳造速度の減少、前記鋳片の厚みの減少、前記炭素含有量の減少に伴って、減少することを特徴とする請求項１に記載の連続鋳造における鋳片の軽圧下方法。
【請求項３】
前記複数のロール対のそれぞれの間隔は、少なくとも３つのロール対からなるロールスタンド毎に変更可能であって、
前記圧下速度Ｒ［ｍｍ／ｍｉｎ］に基づいて、前記複数のロール対のそれぞれの間隔の目標値を設定した場合に、
当該複数のロール対は、前記ロールスタンド毎に、各ロール対の間隔と前記目標値との誤差の２乗和が最小となるように配置されることを特徴とする請求項１又は２に記載の連続鋳造における鋳片の軽圧下方法。
【発明の詳細な説明】
【技術分野】
【０００１】
本発明は、連続鋳造により鋳造される鋳片を、中心偏析の改善を目的として軽圧下する方法に関する。
【背景技術】
【０００２】
従来から、連続鋳造によりスラブやブルーム等の半製品（鋳片）を製造する場合に、鋳片の中心部に、溶鋼中に含まれていた炭素（Ｃ）、珪素（Ｓｉ）、マンガン（Ｍｎ）等の成分が偏析する、いわゆる中心偏析が問題となることがある。
【０００３】
この中心偏析は以下のようなメカニズムで発生することが知られている。即ち、溶鋼の凝固末期に、鋳片の表面側から中心部へ向けて凝固が進行したときに、鋳片の中心部において未凝固部が取り残される。そして、この取り残された未凝固部が凝固収縮する際に、前述したＣ、Ｓｉ、Ｍｎ等の成分を高い含有率で含む濃化溶鋼が流入し、その結果、鋳片の中心部にこれらの成分が偏析することになる。
【０００４】
このような中心偏析は、鋼の靭性の低下や水素誘起割れなどの原因となり、鋼線用鋼では伸線加工時の断線を引き起こすことが知られているため、可能な限り抑制されることが好ましい。そこで、溶鋼の凝固末期に、取り残された未凝固部の凝固収縮分を補う程度に鋳片を外部から圧下する（以下、軽圧下という）ことにより、濃化溶鋼の流動を極力防止して中心偏析を抑制する方法が近年では一般的に採用されている。
【０００５】
ところで、軽圧下時における圧下量が小さすぎると、その圧下が鋳片中心部に伝わらず、中心偏析が十分に改善されない。その一方で、圧下量が大きすぎると、半凝固領域におけるデンドライト間の濃化溶鋼が鋳片中心部へ絞り出されてしまい、中心偏析が逆に悪化してしまう。そのため、中心偏析を効果的に抑制するには、鋳片の凝固状態に応じて適切な圧下量で軽圧下を行う必要がある。そこで、従来の軽圧下方法においては、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決定している（例えば、特許文献１及び２参照）。
【０００６】
【特許文献１】特開平８−２３８５５０号公報
【特許文献２】特開平６−２６２３２５号公報
【発明の開示】
【発明が解決しようとする課題】
【０００７】
特許文献１及び２に開示された軽圧下方法においては、鋳片内部の固相率を正確に把握することが必要不可欠となる。ここで、鋳片内部の固相率を実際の連続鋳造工程において検出することはほとんど不可能であることから、固相率は計算により予測されるのが一般的である。
【０００８】
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。これら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。
【０００９】
前者（１）の凝固潜熱は、一般的に約５５〜６５ｃａｌ／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。
また、後者（２）の２次冷却帯における熱伝達係数は、一般的に、実験において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測定し、その測定結果に基づいて推定している。
【００１０】
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。
【００１１】
そして上記熱伝達係数は、これらのパラメータが適宜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、（ｆ）電磁攪拌の影響、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。
【００１２】
以上のように、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１２に示す。この図１２は、前述した三塚らの文献に記載された予測式を元に、凝固潜熱を５５ｃａｌ／ｇ、又は、６５ｃａｌ／ｇとして計算したものである。この図１２において、実線は潜熱が６５ｃａｌ／ｇのケース、破線は５５ｃａｌ／ｇのケースをそれぞれ示す。本図からわかるように、実際には正確に求められない凝固潜熱の違いにより、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ことがわかる。さらに、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限らず、用いる予測式によっては、同様に、当該固相率とメニスカス距離との関係にズレが生じることも容易に予測できる。
【００１３】
以上の理由から、前述した特許文献１及び２に示されているように、計算で求められる固相率に基づいて圧下条件（圧下区間や圧下量）を決定したとしても、実際には中心偏析を十分に抑制できないことも多い。
【００１４】
本発明の目的は、計算で求められる固相率ではなく、実際の鋳造条件に基づいて圧下条件を決定することにより、中心偏析を確実に抑制することのできる、鋳片の軽圧下方法を提供することである。
【課題を解決するための手段及び発明の効果】
【００１５】
上記目的を達成するために、第１の発明の連続鋳造における鋳片の軽圧下方法は、炭素含有量が０．７０〜０．９０［ｗｔ％］、珪素含有量が０．１５〜０．２５［ｗｔ％］、マンガン含有量が０．４５〜０．５５［ｗｔ％］、リン含有量が０〜０．０３［ｗｔ％］、硫黄含有量が０〜０．０１［ｗｔ％］の範囲にある鋼線用溶鋼を、タンディッシュ内における溶鋼過熱度を１０〜４５［℃］として鋳型内に注入し、５００００〜５０００００［Ｇａｕｓｓ２／ｓｅｃ］の強度で鋳型内電磁攪拌し、２次冷却帯において、０．２５〜１．０［ｌ／ｋｇ］の比水量で冷却しながら、０．５０〜０．６５［ｍ／ｍｉｎ］の鋳造速度で連続鋳造して、厚みが３５０〜４１０［ｍｍ］の鋳片を製造する際に、鋳片を複数のロール対により軽圧下する方法であって、溶鋼のメニスカスからの鋳造方向距離をＸ［ｍ］、複数のロール対のそれぞれの間隔を下流側に向かって狭める度合いを示す圧下速度をＲ［ｍｍ／ｍｉｎ］、並びに、基準距離をＳ［ｍ］としたときに、
０．６７×Ｓ≦Ｘ＜Ｓの第１区間において、０≦Ｒ≦１．０
Ｓ≦Ｘ＜１．１６×Ｓの第２区間において、１．２≦Ｒ≦１．８
１．１６×Ｓ≦Ｘ＜１．２３×Ｓの第３区間において、０．４≦Ｒ≦１．５であることを特徴とするものである。
但し、前記基準距離Ｓは、少なくともタンディッシュ内における溶鋼過熱度ΔＴ、比水量Ｑ、鋳型内電磁攪拌強度Ｐ、鋳造速度Ｖｃ、鋳片の厚みＴ及び炭素含有量[％Ｃ]に基づいて算出され、下記Ｓ１と下記Ｓ２との間にある（Ｓ１及びＳ２を含む）。
Ｓ１＝（０．７１５＋０．０００７×ΔＴ＋０．０３×Ｑ＋６×１０−８×Ｐ）×Ｖｃ×（Ｔ／ｋ／２）２
ここで、ｋ＝２８−３．３×[％Ｃ]２ である
Ｓ２＝０．０２２×ΔＴ−０．９４×Ｑ−１．８７×１０−６×Ｐ＋３８．４×Ｖｃ＋０．１１８×Ｔ＋１．８３×［％Ｃ］−５２．０
【００１６】
この第１の発明によれば、鋼の成分や鋳片のサイズ、鋳造速度等の鋳造条件が決定された上で、さらに、軽圧下を行うロール対による圧下速度Ｒが、少なくとも過熱度、比水量、鋳型内電磁攪拌強度、鋳造速度、鋳片の厚み及び炭素含有量から決定される基準距離Ｓに基づく区間ごとに具体的に決定される。つまり、実際に予測するのが困難な鋳片内部の固相率の代わりに、実際の鋳造条件に基づいて圧下条件を決定することから、鋳片の凝固末期の部分を適切な圧下条件で圧下することができ、鋳片の中心偏析をより効果的に抑制することができる。
【００１７】
第２の発明の連続鋳造における鋳片の軽圧下方法は、基準距離Ｓ［ｍ］は、溶鋼過熱度の増加、比水量の減少、鋳型内電磁攪拌強度の減少、鋳造速度の増加、鋳片の厚みの増加、炭素含有量の増加に伴って、増加し、溶鋼過熱度の減少、比水量の増加、鋳型内電磁攪拌強度の増加、鋳造速度の減少、鋳片の厚みの減少、炭素含有量の減少に伴って、減少することを特徴とするものである。
【００１８】
この第２の発明によれば、上記した各鋳造条件の変化に応じて基準距離Ｓを変化させることができる。これにより、鋳造条件の変化によって鋳片の凝固末期の部分が変化したとしても、その部分を適切な圧下条件で圧下することができ、鋳片の中心偏析をさらに効果的に抑制することができる。
【００１９】
第３の発明の連続鋳造における鋳片の軽圧下方法は、複数のロール対のそれぞれの間隔は、少なくとも３つのロール対からなるロールスタンド毎に変更可能であって、圧下速度Ｒ［ｍｍ／ｍｉｎ］に基づいて、複数のロール対のそれぞれの間隔の目標値を設定した場合に、当該複数のロール対は、ロールスタンド毎に、各ロール対の間隔と目標値との誤差の２乗和が最小となるように配置されることを特徴とするものである。
【００２０】
この第３の発明によれば、１つのロールスタンド内に設置されている各ロール対の間隔を個別に変更できない場合であっても、各ロール対の間隔が目標値に近づくので、その目標値に近い間隔のロール対で鋳片を軽圧下することができ、鋳片の中心偏析を効果的に抑制することができる。
【発明を実施するための最良の形態】
【００２１】
次に、本発明の実施の形態について説明する。まず、本実施形態の連続鋳造機（以下、連鋳機という）について、図１を参照して説明する。図１に示すように、連鋳機１００は、溶鋼を所定形状に凝固させる鋳型１と、この鋳型１内へ溶鋼を注湯するタンディッシュ２と、鋳型１の下流側に順に並設された複数のロール３とを備えている。
【００２２】
複数のロール３は、所定の鋳造経路に沿って経路の両側にそれぞれ配設されている。鋳造経路は、鋳型１の直下から鉛直下方に延び、その後、円弧状に曲がって最終的に水平方向に延びることが多いが、鉛直部を持たず、鋳型内から円弧上に配置されることもある。また、経路を挟むように配置された２つのロール３から１対のロール対８が構成されており、各ロール対８の２つのロール３は所定面間を空けて配設されている。また、ロール３間には、鋳片に対して水を噴射することにより鋳片を冷却する冷却水噴射装置（図示省略）が設けられている。
【００２３】
そして、鋳型１に注湯された溶鋼は、鋳型１と接する部分からシェル（凝固殻）を形成し、内部に未凝固部を有する鋳片となる。鋳型１内の溶鋼は、鋳型１内に作用される磁場により攪拌されている。そして、鋳片は、ロール３の間から噴射される水により冷却されながら、複数のロール対８により鋳造方向下流へ送られてシェルが成長していき、最終的に、内部まで完全に凝固した鋳片となる。
【００２４】
ここで、本実施形態の連鋳機１００による連続鋳造の鋳造条件は、以下の通りである。まず、対象となる鋼に含まれる元素の含有量は、炭素（Ｃ）の含有量が０．７０〜０．９０［ｗｔ％］、珪素（Ｓｉ）の含有量が０．１５〜０．２５［ｗｔ％］、マンガン（Ｍｎ）の含有量が０．４５〜０．５５［ｗｔ％］、リン（Ｐ）の含有率が０〜０．０３［ｗｔ％］、硫黄（Ｓ）の含有率が０〜０．０１［ｗｔ％］の範囲となっている。尚、Ｃ、Ｓｉ、Ｍｎ、Ｐ、Ｓ以外の他の元素の含有量については特に限定されるものではなく、一般的に使用される範囲内であればよい。
【００２５】
そして、本実施形態の連鋳機１００は、タンディッシュ内における過熱度（液相線温度に対する温度）が１０〜４５［℃］の溶鋼を、鋳型１内において５００００〜５０００００［Ｇａｕｓｓ２／ｓｅｃ］の鋳型内電磁攪拌強度Ｐで攪拌して、比水量（鋼１［ｋｇ］に対して与える水の量）０．２５〜１．０［ｌ／ｋｇ］で冷却しながら、０．５０〜０．６５［ｍ／ｍｉｎ］の鋳造速度で鋳造して、鋳片を製造する。なお、上記した鋳型内電磁攪拌強度Ｐは、以下の式により算出される。
Ｐ＝ｆ×Ｂ２・・・（１）
上記式（１）の周波数ｆ［Ｈｚ］は、鋳型１内の溶鋼に作用される磁場の周波数（「磁場の周波数」とは、交流の電流周波数であり、磁束密度Ｂ［ｇａｕｓｓ］は、鋳型１中心でメニスカスから３００ｍｍの位置における磁束密度実効値である。
【００２６】
さらに、連鋳機１００による連続鋳造によって得られる鋳片は、図２に示すように、断面がほぼ矩形状であり、幅をＷ、厚さをＴとしたときの、比Ｗ／Ｔが１〜２となる鋳片（ブルーム）である。さらに、この鋳片の厚さＴは、３８０±３０［ｍｍ］である。
【００２７】
ところで、前述したように、溶鋼の凝固末期には、鋳片内部の未凝固部分の凝固収縮に伴って、鋳片の中心部に、炭素、珪素、マンガン、リン、硫黄といった溶鋼に含まれる元素を高い含有率で含む、濃化溶鋼が流れ込む。そのため、図３に示すように、鋳片の中心部には中心偏析２０及びＶ偏析２１が生じやすい。尚、図３は、鋳片の幅方向中央を鉛直面で切断したときの断面を示している。
【００２８】
そこで、図１に示すように、連鋳機１００において、複数のロール対４が鋳造経路に沿って送られる鋳片を挟むように設けられている。各ロール対４を構成する２つのロール５は、所定の間隔を空けて経路の上下両側にそれぞれ配置されている。
【００２９】
これらの複数のロール対４は、鋳片に中心偏析が生じるのを抑制するために、溶鋼の凝固末期に、鋳片内部の未凝固部分の凝固収縮分を補う程度に鋳片を圧下（軽圧下）することができるようになっている。そして、複数のロール対４は、鋳造方向下流側に向かうほど面間が狭まるように配置されており、これらのロール対４の間を鋳片が鋳造方向下流側へ送られるにつれて、各ロール対４の上下２つのロール５により、鋳片が厚み方向両側から圧下されるようになっている。
【００３０】
ここで、図４に示すように、ある２対のロール対４を考えたときに、これら２つのロール対４のうちの鋳造方向上流側に位置するロール対４の間隔をＧ１［ｍｍ］、鋳造方向下流側に位置するロール対４の間隔をＧ２［ｍｍ］、２対のロール対４の鋳造方向に関する離間距離をＤ［ｍ］、２対のロール対４の間におけるロール間隔の減少勾配（鋳造方向に関する単位距離当たりの間隔減少量、以下、圧下勾配ともいう）をＹ［ｍｍ／ｍ］、ロール対４の間を移動する鋳片の鋳造速度をＶｃ［ｍ／ｍｉｎ］とすると、ロール対４の間隔を下流側に向かって狭める度合いを示す圧下速度Ｒ［ｍｍ／ｍｉｎ］は、以下の式（２）で表される。
Ｒ＝Ｖｃ×Ｙ・・・（２）
Ｙ＝（Ｇ１−Ｇ２）／Ｄ
【００３１】
そして、本実施形態では、鋳型１の溶鋼湯面であるメニスカスからの鋳造方向距離をＸ［ｍ］としたときに、
０．６７×Ｓ≦Ｘ＜Ｓの範囲（以下、第１区間とする）において、０≦Ｒ≦１．０
Ｓ≦Ｘ＜１．１６×Ｓの範囲（以下、第２区間とする）において、１．２≦Ｒ≦１．８
１．１６×Ｓ≦Ｘ＜１．２３×Ｓの範囲（以下、第３区間とする）において、０．４≦Ｒ≦１．５
となっている。なお、上記した基準距離Ｓ［ｍ］は、過熱度ΔＴ（１０〜４５［℃］）、比水量Ｑ（０．２５〜１．０［ｌ／ｋｇ］）、鋳型内電磁攪拌強度Ｐ（５００００〜５０００００［Ｇａｕｓｓ２／ｓｅｃ］）、鋳造速度Ｖｃ（０．５０〜０．６５［ｍ／ｍｉｎ］）、鋳片の厚みＴ（３８０±３０［ｍｍ］）及び炭素含有量％Ｃ［ｗｔ％］に基づいて算出される。
【００３２】
以下、基準距離Ｓの算出方法について具体的に説明する。
鋳片からの抜熱が鋳片凝固殻内の熱伝導に支配される条件下においては、鋳片厚みＴ［ｍｍ］の鋳片を鋳造速度Ｖｃ［ｍ／ｍｉｎ］で引き抜いて、中心まで凝固完了するまでに必要とされるメニスカスからの距離L［ｍ］は、凝固定数ｋ［ｍｍ／ｍｉｎ０．５］を用いて、
L＝Ｖｃ×（Ｔ／ｋ／２）２
と表現できる。凝固定数ｋは、鋼の成分に支配され、その中でも特に影響が大きい炭素含有量％Ｃ［ｗｔ％］を用いて、
ｋ＝２８−３．３×（％Ｃ）２
と近似される。しかしながら、実際の鋳造においては鋳片からの抜熱が鋳片凝固殻内の熱伝導だけによって完全に支配されるわけではないため、この距離Lは、タンディッシュ内の溶鋼過熱度ΔＴ、２次冷却水の比水量Ｑ、鋳型内電磁攪拌強度Ｐの影響を受ける。更に、中心偏析を抑制するためには、鋳片が中心まで完全に凝固する位置よりも上流側で軽圧下を行う必要があり、基準距離Ｓ［ｍ］は、上記Ｌよりも小さい値とする必要がある。Ｌに対するＳの比率を、定数α１〜α４を用いて、ΔＴ、Ｑ、Ｐの一次関数で近似することにより、Ｓは、
Ｓ＝（α１＋α２×ΔＴ+α３×Ｑ＋α４×Ｐ）×Ｖｃ×（Ｔ／ｋ／２）２
と表現され、Ｔ、Ｖｃ、［％Ｃ］、ΔＴ、Ｑ、Ｐを変化させて、中心偏析が良好な鋳片が得られる条件を調査することにより、定数α１〜α４を決定することができる。
本発明者らは、各定数を、α１＝０．７１５、α２＝０．０００７、α３＝０．０３、α４＝６×１０−８とし、Ｓを下記の（３）式で計算することにより、中心偏析が良好な鋳片が得れらる事を見出した。
Ｓ＝（０．７１５＋０．０００７×ΔＴ＋０．０３×Ｑ＋６×１０−８×Ｐ）×Ｖｃ×（Ｔ／ｋ／２）２・・・（３）
尚、（３）式では、Ｌとの関係からＳを導出したが、本発明の範囲内であれば、Ｓをより簡単に、Ｔ、Ｖｃ、［％Ｃ］、ΔＴ、Ｑ、Ｐの一次式の形で（４）式のように近似することも可能である。
（３）式で算出したＳと（４）式で算出したＳの差異は０．４以下となり、実用上、大きな違いはない。
Ｓ＝０．０２２×ΔＴ−０．９４×Ｑ−１．８７×１０−６×Ｐ＋３８．４×Ｖｃ＋０．１１８×Ｔ＋１．８３×［％Ｃ］−５２．０・・・（４）
（４）式より、中心偏析が良好な鋳片が得られるある軽圧下条件を把握できた場合には、その軽圧下条件をベースとして、溶鋼過熱度の増加、比水量の減少、鋳型内電磁攪拌強度の減少、鋳造速度の増加、鋳片厚みの増加、炭素含有量の増加にともなってＳを増加させ、逆に、溶鋼過熱度の減少、比水量の増加、鋳型内電磁攪拌強度の増加、鋳造速度の減少、鋳片厚みの減少、炭素含有量の減少にともなってＳを減少させれば良いことがわかる。
【００３３】
このように、鋳片サイズや鋳造速度等の鋳造条件が決定された上で、さらに、圧下速度Ｒが、過熱度ΔＴ、比水量Ｑ、鋳型内電磁攪拌強度Ｐ、鋳造速度Ｖｃ、鋳片の厚みＴ及び炭素含有量％Ｃから決定される基準距離Ｓに基づく区間ごとに決定されている。つまり、実際に予測するのが困難な鋳片の固相率の代わりに、実際の鋳造条件に基づいて圧下条件を決定することから、鋳片の凝固末期の部分を適切な圧下条件で確実に圧下することができ、鋳片の中心部に生じる中心偏析を効果的に抑制することができる。
【００３４】
［実施例］
以上説明した本実施形態の軽圧下方法について、より具体的な実施例と比較例により検証した。
【００３５】
［鋳造条件］
まず、本発明の実施例としては、鋳片の厚み、鋼に含まれる元素（炭素、珪素、マンガン、リン、及び、硫黄）の含有量、鋳造速度、溶鋼過熱度、比水量、鋳型内電磁攪拌強度の各条件については、下記の範囲内でそれぞれ決定して、鋳片を鋳造した。
鋳片の厚み（鋳型厚み）：３８０±３０［ｍｍ］
炭素含有量：０．７０〜０．９０［ｗｔ％］
珪素含有量：０．１５〜０．２５［ｗｔ％］
マンガン含有量：０．４５〜０．５５［ｗｔ％］
リン含有量：０〜０．０３［ｗｔ％］
硫黄含有量：０〜０．０１［ｗｔ％］
鋳造速度：０．５０〜０．６５［ｍ／ｍｉｎ］
溶鋼加熱度：１０〜４５［℃］
比水量：０．２５〜１．０［ｌ／ｋｇ］
鋳型内電磁攪拌強度：５００００〜５０００００［Ｇａｕｓｓ２／ｓｅｃ］
【００３６】
その一方で、少なくとも何れか１つの鋳造条件が前述の範囲から外れるように設定することにより、実施例に対する比較例の鋳片を鋳造した。尚、何れの実施例及び比較例においても鋳片の幅は６００ｍｍとなるように連続鋳造を行った。
【００３７】
［ロール対の具体的構成］
次に、ロール対４の実施例及び比較例における具体的構成について説明する。図５はロール対４の配置構成を示す概略図であり、図６（ａ）〜（ｃ）は、ロール対４の間隔を制御する方法を説明するための図である。図５に示すように、鋳片が送られる鋳造経路の両側において、鋳造方向に並ぶ４つのロール５は１つのロールスタンドに設けられている。ここで、鋳造経路の下側に位置するロールは、ロールスタンドの下側固定フレーム７に設置されている。一方、鋳造経路の上側に位置するロールは、その傾きと上下方向の位置を調整可能な可動フレーム６に設置されている。つまり、上側の可動フレーム６の傾き及び上下方向位置を調整することにより、ロール対４Ａ〜４Ｄの間隔を４対ごとにセットで設定することが可能となっている。
【００３８】
また、ロール５の径Ａは３７０ｍｍ、各フレーム６、７に設けられている４つのロール５は等間隔で並んでおり、その間隔Ｌｃ（ロール中心間距離）は４００ｍｍである。
【００３９】
そして、メニスカスからの鋳造方向距離に基づいて、可動フレーム６の傾き及び上下方向位置を適宜変更することにより、最上流のロール対４と最下流のロール対４の間隔をそれぞれ調整して、圧下速度［ｍｍ／ｍｉｎ］を適切な値に設定する。
【００４０】
一例として、上記式（３）により算出された基準距離Ｓが２２．３［ｍ］の場合には、第１区間の範囲が１４．９≦Ｘ＜２２．３となり、第２区間の範囲が２２．３≦Ｘ＜２５．９となり、第３区間の範囲が２５．９≦Ｘ＜２７．４となる。そして、ロールスタンドに設けられたロール対４の間隔をそれぞれ調整して、第１区間における圧下速度を０〜１．０［ｍｍ／ｍｉｎ］に設定し、第２区間における圧下速度を１．２〜１．８［ｍｍ／ｍｉｎ］に設定し、第３区間における圧下速度を０．４〜１．５［ｍｍ／ｍｉｎ］に設定する。
【００４１】
この際、図６（ａ）に示すように、各ロールスタンドが２つのロール対で構成されていて、各ロールスタンドでフレーム６及び７の間隔と傾きを調整できる場合には、全てのロール対で、ロールギャップの誤差（＝実際のロールギャップと目標とするロールギャップとの差異）がゼロとなるように、ロールギャップを調整することができる。即ち、各ロールスタンドで、先ず上流側のロール対について、ロールギャップの誤差がゼロとなるようにフレームの間隔を一致させた後、上流側ロール対のロールギャップが変化しないように維持しつつ、下流側ロール対のロールギャップの誤差がゼロとなるように可動フレーム６の傾きを変化させることにより、各ロール対の実際のロールギャップを目標とするロールギャップに一致させる事ができる。しかしながら、この場合には、ロール対の数と同じだけギャップ調整機構が必要となるため、ロールスタンドのメンテナンス性が極めて悪くなり、かつ、設備コストが嵩むという問題がある。
【００４２】
従って、各ロールスタンドのロール対の数を３対以上とし、各ロールスタンド内ではロール圧下勾配が一定となるようにロール対を配置することにより、必要とされるギャップ調整機構の数を少なくすることが望ましい。図６（ｂ）は、各ロールスタンドのロール対の数を４対とし、圧下区間の境界の全てがロールスタンド間（即ち、上流側ロールスタンドの最下流ロール対より下流で、下流側ロールスタンドの最上流ロール対より上流）に位置する場合を示した図である。各ロールスタンドの圧下勾配をそのロールスタンドが位置する圧下区間の目標圧下勾配に完全に一致させることが可能で、全てのロール対について、ロールギャップの誤差をゼロとすることができる（図６（ｂ）では、誤差Ａ＝誤差Ｂ＝誤差Ｃ＝誤差Ｄとする事が可能）。
【００４３】
しかしながら、同じく各ロールスタンドのロール対の数を４対とした場合でも、図６（ｃ）に示すように、少なくとも1つのロールスタンドで、圧下区間の境界がロールスタンド内部（即ち、１つのロールスタンド内の最上流ロール対より下流で、最下流ロール対より上流）に位置する場合には、そのロールスタド内の上流側と下流側で、（理想的な）目標とする圧下勾配が異なる事になる。通常、1つのロールスタンド内では圧下勾配が一定になるようにロールを配置するため、このようなケースにおいては、全てのロール対についてロールギャップの誤差を完全にゼロとすることはできない（図６（ｃ）では、誤差Ａ＝誤差Ｂ＝誤差Ｃ＝誤差Ｄ＝０とする事が不可能）。このようなケースにおいては、
ロールスタンド内のロールギャップ誤差の２乗和
＝（誤差Ａ）２+（誤差Ｂ）２+（誤差Ｃ）２+（誤差Ｄ）２
が最小となるように、最小２乗法によりフレーム６及び７の間隔及び傾きの調整量を算出して、最適な軽圧下を行うことができる。
【００４４】
このようにして、本発明の実施例は、鋳型１の溶鋼湯面であるメニスカスからの鋳造方向距離をＸ［ｍ］、式（３）により算出される基準距離をＳ［ｍ］としたときに、圧下速度Ｒ［ｍｍ／ｍｉｎ］を、
０．６７×Ｓ≦Ｘ≦Ｓの第１区間において、０≦Ｒ≦１．０
Ｓ≦Ｘ≦１．１６×Ｓの第２区間において、１．２≦Ｒ≦１．８
１．１６×Ｓ≦Ｘ≦１．２３×Ｓの第３区間において、０．４≦Ｒ≦１．５
の範囲内で設定し、且つ、第１〜第３区間の各ロール対の間隔と目標値との誤差の２乗和をそれぞれ最小とする。その一方で、この実施例に対する比較例として、少なくとも何れかの１つの区間において、Ｙの値が前述の範囲から外れている条件での軽圧下も行った。
【００４５】
［中心偏析評価］
次に、鋳造された鋳片に生じている中心偏析の程度を評価する手法について説明する。
中心偏析が問題となる代表的な鋼種に、タイヤの補強材等として用いられるスチールコード材がある。このスチールコード材は、例えば、以下のような工程で製造される。まず、鋳造された幅６００ｍｍ×厚さ３８０ｍｍの鋳片を加熱炉で３時間ほど加熱した後に、１５５ｍｍ角のビレットに形成する。そして、このビレットを圧延することにより、直径５．５ｍｍの線材を得る。
【００４６】
ここで、鋳片に中心偏析が生じている場合には、鋳片中心部における炭素、珪素、マンガン等の元素の含有量が高くなっている。そのため、このような鋳片を圧延して得られた線材ではその軸芯部が硬くなり、伸線時に断線しやすい。
【００４７】
例えば、溶鋼中に含まれる元素として炭素を例に挙げると、炭素の中心偏析の程度は、タンディッシュ内の溶鋼から取り出したサンプルの炭素含有量Ｃ０と、鋳造された鋳片の中心部における炭素含有量の最大値Ｃｍａｘとの比、Ｃｍａｘ／Ｃ０で評価できる。Ｃｍａｘ／Ｃ０が０である場合には中心偏析がない状態を示している。逆に、Ｃｍａｘ／Ｃ０が大きいほど、炭素の中心偏析の度合が大きいことになる。
【００４８】
そして、本願の発明者らが検討した結果、Ｃｍａｘ／Ｃ０と、その鋳片から製造される線材の伸線時における断線回数との間には、図７のような関係が見いだされた。この図７からわかるように、Ｃｍａｘ／Ｃ０の値が１．１以下である場合には、線材はほとんど断線することがないが、Ｃｍａｘ／Ｃ０が１．２以上となると断線が発生するようになる。つまり、炭素の中心偏析に起因する断線を防止するには、Ｃｍａｘ／Ｃ０≦１．１であることが必要である。
【００４９】
同様にして、珪素の中心偏析の程度は、溶鋼から取り出したサンプルの珪素含有量Ｓｉ０と、鋳片の中心部における珪素含有量の最大値Ｓｉｍａｘとの比、Ｓｉｍａｘ／Ｓｉ０で評価できる。また、マンガンの中心偏析の程度は、溶鋼から取り出したサンプルのマンガン含有量Ｍｎ０と、鋳片の中心部におけるマンガン含有量の最大値Ｍｎｍａｘとの比、Ｍｎｍａｘ／Ｍｎ０で評価できる。そして、Ｓｉｍａｘ／Ｓｉ０と断線回数との間、Ｍｎｍａｘ／Ｍｎ０と断線回数との間にも、炭素同様、ある関係が見いだされた。これらの関係を図８、図９にそれぞれ示す。そして、図８及び図９の関係から、断線を防止するためには、Ｓｉｍａｘ／Ｓｉ０≦１．２、且つ、Ｍｎｍａｘ／Ｍｎ０≦１．１であることが必要となる。
【００５０】
尚、Ｃｍａｘ、Ｓｉｍａｘ、Ｍｎｍａｘの測定は以下のようにして行った。まず、図１０に示すように、鋳片（例えば、幅６００ｍｍ×厚さ３８０ｍｍ）の、その幅方向中央を通る鉛直断面において、鋳造方向に所定長さ（例えば、２５０ｍｍ）を有する矩形状のサンプル片Ｓａを切り出す。さらに、図１１に示すように、このサンプル片Ｓａの厚さ方向中央部を５．０ｍｍφのドリルでくり抜くことにより採取した、切り屑中の炭素、珪素、及び、マンガンの含有量を測定する。また、このような切り屑は、鋳造方向にそれぞれ１０ｍｍのピッチで互いに離れた計２５カ所の位置で採取し、これら２５カ所から測定された炭素、珪素、及び、マンガンの含有量のうちの最も大きな値を、それぞれＣｍａｘ、Ｓｉｍａｘ、Ｍｎｍａｘとする。そして、Ｃｍａｘ／Ｃ０≦１．１、Ｓｉｍａｘ／Ｓｉ０≦１．２、Ｍｎｍａｘ／Ｍｎ０≦１．１の全ての条件が満たされているか否かにより、鋳片の中心偏析の評価を行う。
【００５１】
［評価結果］
そして、実施例及び比較例における、鋳型厚み（即ち、鋳片厚み）、成分元素の含有量、鋳造速度、溶鋼過熱度（ΔＴ）、比水量Ｑ、鋳型内電磁攪拌強度Ｐ、第１〜第３区間の圧下速度（Ｒ０〜Ｒ２）の諸条件と、鋳造により得られた鋳片における偏析状況を、表１〜表５に示す。
【００５２】
【表１】
0005214266.tif 000002
【００５３】
【表２】
0005214266.tif 000003
【００５４】
【表３】
0005214266.tif 000004
【００５５】
【表４】
0005214266.tif 000005
【００５６】
【表５】
0005214266.tif 000006
【００５７】
これら表１〜表５より、鋳造条件及び圧下速度Ｒ０〜Ｒ２が全て前述した範囲内にある（表中に○で示す）、実施例の鋳片においては、Ｃｍａｘ／Ｃ０≦１．１、Ｓｉｍａｘ／Ｓｉ０≦１．２、Ｍｎｍａｘ／Ｍｎ０≦１．１の３つの条件を満たしており（表中に○で示す）、炭素、珪素、及び、マンガンの中心偏析がそれぞれの抑制されていることがわかる。一方、鋳造条件と圧下速度Ｒ０〜Ｒ２の少なくとも何れか１つの条件が前述した範囲内にない（表中に×で示す）、比較例の鋳片においては、Ｃｍａｘ／Ｃ０≦１．１、Ｓｉｍａｘ／Ｓｉ０≦１．２、Ｍｎｍａｘ／Ｍｎ０≦１．１の３つの条件のうちの少なくとも何れか１つが満たされず（表中に×で示す）、中心偏析が十分に改善されていないことがわかる。
【図面の簡単な説明】
【００５８】
【図１】本発明の実施形態に係る連鋳機の概略構成図である。
【図２】鋳片の断面サイズを示す図である。
【図３】鋳片内に中心偏析及びＶ偏析が生じている状態を模式的に示す、鋳片の鉛直断面図である。
【図４】ロール間隔と圧下勾配の関係を説明する説明図である。
【図５】ロール対の配置構成を示す概略図である。
【図６】ロール対の間隔を制御する方法を説明するための図である。
【図７】炭素の中心偏析（Ｃｍａｘ／Ｃ０）と線材の断線回数との関係を示すグラフである。
【図８】珪素の中心偏析（Ｓｉｍａｘ／Ｓｉ０）と線材の断線回数との関係を示すグラフである。
【図９】マンガンの中心偏析（Ｍｎｍａｘ／Ｍｎ０）と線材の断線回数との関係を示すグラフである。
【図１０】鋳片からの中心偏析評価のためのサンプル片の切り出しに関する説明図である。
【図１１】ドリルにより切り屑を採取するときのサンプル片の表面を示す図である。
【図１２】凝固伝熱計算の計算結果を示すグラフである。
【符号の説明】
【００５９】
１  鋳型
４  ロール対
５  ロール
６，７  ロールスタンド
２０  中心偏析
２１  Ｖ偏析
１００  連鋳機
【図１】
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【図２】
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【図３】
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【図４】
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【図５】
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【図６】
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【図７】
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【図８】
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【図９】
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【図１０】
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【図１１】
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【図１２】
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