(57)【要約】【課題】Ｎｉ含有鋼の鋳片表面温度のばらつきを抑止する。また圧延後の製品に表面疵が発生することを抑止する。【解決手段】止水区間において、軸受箱率Ｒ＜０．２の幅方向位置では空気量Ｑ2（２０Ｎｍ3／(ｍ2・Ｈｒ)以上４０Ｎｍ3／(ｍ2・Ｈｒ)以下）で冷却する。Ｒ≧０．２の幅方向位置では、Ｒ＝０との鋳片表面温度差が大きくなる可能性があるため、予測鋳片表面温度差Ｔｅを算出する。Ｔｅ≦３５の場合、その位置を空気量Ｑ2で冷却する。Ｔｅ＞３５の場合、別の空気量Ｑ1で冷却する。空気量Ｑ1はＴｅ、Ｖｃ及びＲを基に算出した量である。止水区間は、曲げ完了位置から矯正完了位置までの区間において曲げ完了位置から矯正完了位置の上流側３ｍの位置までの範囲を少なくとも含む領域である。また搬送ロールを０．４Ｌ／(ｍ2・ｍｉｎ.)以上２０Ｌ／(ｍ2・ｍｉｎ.)以下の水量密度で外面冷却する。【選択図】図１
2016175085.tif 000002
【特許請求の範囲】
【請求項１】
鋳片を挟んで互いに反対側に配置されているとともに鋳造方向に並設された複数の支持ロールと、前記支持ロールより下流において、鋳片の基準側に鋳造方向に並設された複数の搬送ロールと、を備えた垂直曲げ型連続鋳造機を用いた連続鋳造方法であり、
前記支持ロールは、ロールスタンドに設置され、
前記支持ロールは、鋳片幅方向に２以上に分割されているとともに、各分割位置に配置された軸受箱を有しており、
Ｎｉ含有量が６〜１０ｍａｓｓ％のＮｉ含有鋼を、鋳造速度Ｖｃが０．７〜１．３ｍ／ｍｉｎ.で鋳造する際に、
鋳型直下から曲げ完了位置までの比水量を０．０９〜０．３３Ｌ／ｋｇとし、
曲げ完了位置から矯正完了位置までの区間において曲げ完了位置から矯正完了位置の上流側３ｍの位置までの範囲を少なくとも含む領域を、二次冷却水量がゼロであり且つ空気冷却する止水区間とし、
前記止水区間において、所定の幅方向位置における、鋳造方向に並設された支持ロールの全数に対する、軸受箱が存在する支持ロールの数の比率を軸受箱率Ｒとし、
鋳片の幅両端から幅中央に向かって１００ｍｍの範囲を除く鋳片幅方向領域において、
曲げ完了位置における、軸受箱率Ｒ＝０の幅方向位置での鋳片表面温度と軸受箱率Ｒ≧０．２の幅方向位置での鋳片表面温度とを測定し、これらの温度差Ｔｍを算出し、
矯正開始位置における、軸受箱率Ｒ＝０の幅方向位置での鋳片表面温度と軸受箱率Ｒ≧０．２の幅方向位置での鋳片表面温度との予測鋳片表面温度差Ｔｅを算出し、ここで、Ｔeは下記（１）式から算出できる
Ｔｅ＝Ｔｍ＋Ｌ1×Ｖｃ＋Ｌ2 ・・・（１）
ここで、Ｌ1＝−９７．６×Ｒ＋１６．９
Ｌ2＝１８１．５×Ｒ−２０．７  である
前記止水区間では、
軸受箱率Ｒ≧０．２の幅方向位置であり且つＴｅ＞３５を満たす幅方向位置で下記（２）式を満足する空気量Ｑ1の空気冷却を実施し、
［Ｋ×（α1×Ｔｅ2＋β1×Ｔｅ＋γ1）]≦Ｑ1≦［Ｋ×（α2×Ｔｅ2＋β2×Ｔｅ＋γ2）]・・・（２）
ここで、Ｑ1：空気量（Ｎｍ3／(ｍ2・Ｈｒ)）
Ｋ ：−１．８２×｛（ｄN-0.5×ｈ-1）／７９．１｝＋２．８２
ｄN ：冷却用ノズルの先端開口部の円相当径
ｈ ：ノズルから鋳片までの距離
Ｒ ：止水区間の軸受箱率
α1：（１．６５×Ｒ−０．１０）×Ｖｃ＋（−５．６０×Ｒ＋２．２４）
β1：（−９０．６５×Ｒ＋７．５１）×Ｖｃ＋（３５６．７６×Ｒ−１４２．０５）
γ1：（１１１２．２６×Ｒ−９４．２０）×Ｖｃ＋（−５６０７．５１×Ｒ＋２２２７．８９）
α2：（１．６４×Ｒ−０．１０）×Ｖｃ＋（−５．６０×Ｒ＋２．２３）
β2：（−７５．９１×Ｒ＋４．６７）×Ｖｃ＋（３１０．２１×Ｒ−１２１．９５）
γ2：（７７９．４７×Ｒ−７０．２９）×Ｖｃ＋（−４２５７．７７×Ｒ＋１６７８．９４）
軸受箱率Ｒ≧０．２の幅方向位置であり且つＴｅ≦３５を満たす幅方向位置、及び軸受箱率Ｒ＜０．２の幅方向位置で下記（３）式を満足する空気量Ｑ2の空気冷却を実施し、
２０Ｎｍ3／(ｍ2・Ｈｒ)≦Ｑ2≦４０Ｎｍ3／(ｍ2・Ｈｒ)・・・（３）
前記搬送ロールに、水量密度を０．４Ｌ／(ｍ2・ｍｉｎ.)以上２０Ｌ／(ｍ2・ｍｉｎ.)以下とする外面冷却を実施することを特徴とする連続鋳造方法。
【発明の詳細な説明】
【技術分野】
【０００１】
本発明は、Ｎｉ含有鋼の鋳造方法に関する。より詳しくは、Ｎｉ含有鋼を鋳造する際に、止水区間において所定の空気量で鋳片を冷却し、搬送ロールを所定の水量で冷却する方法に関する。
【背景技術】
【０００２】
Ｎｉ含有鋼は他の鋼種に比べて内部割れや表面割れ等が発生しやすい。そこで、従来よりＮｉ含有鋼の鋳造において割れの発生を防止する方法が提案されている（特許文献１,２参照）。特許文献１,２では鋳片の冷却方法を規定している。
【０００３】
また、Ｎｉ含有鋼では鋳片温度の低下を抑止するため、二次冷却帯に水量をゼロとする止水区間（空冷区間）を設けることがある。止水区間では鋳片を空気冷却することにより緩冷している。特許文献３はＮｉ含有鋼に限定するものではないが、二次冷却帯に水冷区間と空冷区間を設けた方法が記載されている。
【０００４】
ところで、連続鋳造機には、鋳片を基準側及び反基準側から支持する複数の支持ロールが鋳造方向に沿って並設され、その下流に、鋳片を搬送する搬送ロールが並設されている。搬送ロールは鋳片の基準側だけに設置されている。
【０００５】
支持ロールは鋳片幅方向に２以上に分割され、分割位置には軸受箱が配置されている。軸受箱が配置された部分（以下「軸受箱部」と称する）では鋳片にロールが接触しないため、抜熱量が少ない。このため、鋳片の軸受箱部とロール接触部とで温度差が生じる。
【０００６】
また、二次冷却水が鋳片表面に滞留し、鋳片と軸受箱との間を通過して下流に流れることがある。二次冷却水が流れた部分では過冷却されることにより、鋳片温度が低下する。これにより鋳片の軸受箱部とロール接触部とで温度差が生じる。
【０００７】
このように軸受箱に起因して、鋳片表面温度が鋳片幅方向にばらつく。これにより、内部割れや表面割れ等が発生する結果、Ｎｉ含有鋼の品質が低下する。
【０００８】
なお、軸受箱に起因するものではないが、鋳片表面温度がばらつくことは従来より問題とされている。この問題を解決する方法が特許文献４,５で提案されている。
【０００９】
特許文献４では「１００℃以上の温度の熱水を、絞り１１を設置した枝管１２を通すことによって、予め微細な水滴の熱水としてノズル７から噴射する」ことにより鋳片を均一に冷却している。
また、特許文献５では「放射温度計による鋳片幅方向温度差ΔT_width(℃)が150℃超える場合に、凝固シェル厚d(mm)とスラブ全厚D(mm)に対して少なくともd/D=0.1〜0.4を満たす冷却帯範囲で鋳片に対する冷却強度を調整し、前記鋳片幅方向温度差が150℃以内となる」ようにしている。
【００１０】
また、特許文献６,７には、軸受箱による鋳片表面温度のばらつきを防止する方法が記載されている。
特許文献６では二次冷却帯において「噴射した気体の少なくとも一部を、ロールチョックと鋳片との隙間を鋳造方向下流側から鋳造方向上流側に向かう気体流となし、該気体流によって、連続鋳造中の鋳片表面に溜まる、前記冷却水の残留水が、ロールチョックと鋳片との隙間を流下することを抑制しながら鋳片を二次冷却する」。
また、特許文献７では炭素濃度Ｃが０．０３〜０．６０[ｍａｓｓ％]の炭素鋼を対象とし、「鋳型直下から最下流ロールまでの比水量が、０．５〜１．５[Ｌ／ｋｇ-ｓｔｅｅｌ]であって、鋳型直下のロールスタンドからメニスカス距離が１５ｍの位置に配置されたロールスタンドまでの第２区間に鋳造方向に並設された複数のロールについて、鋳片幅方向位置において、前記ロールの全本数に対する、その幅方向位置に軸受箱が存在するロールの本数の比率を軸受箱率Ｒとし、前記第２区間の０≦Ｒ≦０．２である幅方向範囲における比水量をＷA[Ｌ／ｋｇ-ｓｔｅｅｌ]とし、前記第２区間の０．２＜Ｒ≦１である幅方向範囲における比水量をＷB[Ｌ／ｋｇ-ｓｔｅｅｌ]、軸受箱率ＲをＲBとすると、０．５≦ＷA≦１．５」であり、ＷB／ＷAが下記（１）式を満たすようにしている。
１．２１ＲB＋０．７６≦ＷB／ＷA≦２．６１ＲB＋１．１６ ・・・（１）
【００１１】
得られた鋳片は、搬送ロールによって下流へ搬送され、所定の長さに切断後、必要に応じて研削等の表面処理を実施した後、加熱及び圧延等の工程を経て製品として出荷される。鋳片は搬送ロールを通過するときも高温であるため、搬送ロールに水を噴霧する等してロールを冷却している。特許文献８には、搬送ロールの外面に水を噴霧する装置が記載されている。また、特許文献９,１０には、搬送ロールではないが、鋳片を支持する支持ロール（上述した基準側ロール及び反基準側ロール）に水を噴霧することが記載されている。
【先行技術文献】
【特許文献】
【００１２】
【特許文献１】特開平１０−１６６２１６号公報
【特許文献２】特開平８−１０９１９号公報
【特許文献３】特開昭５３−４２１３３号公報
【特許文献４】特開昭６１−４９７６０号公報
【特許文献５】特開２０１３−８６１０７号公報
【特許文献６】特開２０１１−２００８９３号公報
【特許文献７】特開２０１３−１１９０９９号公報
【特許文献８】特開２００３−２９０８９１号公報
【特許文献９】特開２０１３−３５０２５号公報
【特許文献１０】特許第３５１９６８２号
【発明の概要】
【発明が解決しようとする課題】
【００１３】
上述したように、鋳片を支持する支持ロールは分割され、分割位置に軸受箱が配置されているため、鋳片が支持ロールに支持されている間は、軸受箱に起因して鋳片表面温度が鋳片幅方向にばらつきやすい。しかし、特許文献４〜６には軸受箱との関係で冷却方法をどのように改善すべきかが考慮されていない。したがって、特許文献４〜６では、鋳片の軸受箱部とロール接触部を同じ冷却条件で冷却していると考えられる。しかしこれらを同じ条件で冷却すると、軸受箱部とロール接触部で鋳片表面温度にばらつきが生じる。
【００１４】
また、特許文献４〜６は主に水冷却の改善方法であるが、Ｎｉ含有鋼では上述したように空気冷却を行うことがある。水冷却と空気冷却とは異なるため、特許文献４〜６の水冷条件をＮｉ含有鋼の空気冷却に適用することはできない。
【００１５】
なお、特許文献７では軸受箱との関係で比水量比を規定しているが、水冷却と空気冷却とは異なるため、特許文献７の比水量比をＮｉ含有鋼の空気冷却に適用することはできない。
また、特許文献７では炭素鋼を対象としているが、炭素鋼とＮｉ含有鋼では性質が異なり、冷却条件が異なることは広く知られている。したがって、特許文献７の炭素鋼の冷却条件をＮｉ含有鋼の空気冷却に適用することはできない。
【００１６】
上記より特許文献４〜７の方法では、Ｎｉ含有鋼において軸受箱に起因する鋳片表面温度のばらつきを抑止することができない。
【００１７】
また、得られた鋳片は搬送ロールによって下流に搬送されるが、搬送ロールの冷却が適切でない場合、圧延後の製品に表面疵が発生し、製品の品質が低下する。あるいは、搬送ロールに表面亀裂やそれに起因する剥離及び磨耗が発生しやすくなり、ロールの交換を頻繁に行う必要がある。
【００１８】
特許文献８には搬送ロールを冷却する装置が記載されているが、具体的な冷却条件が記載されていない。また特許文献９,１０には、搬送ロールでなく、鋳片を支持する支持ロールの冷却条件が記載されているが、搬送ロールと支持ロールでは役割が異なるため、冷却条件が異なる。このため支持ロールの冷却条件を搬送ロールの冷却に適用することは行われない。
【００１９】
したがって、特許文献８〜１０の方法では、鋳片を搬送した際に起こる上記問題を解決することができない。
【００２０】
また、Ｎｉ含有鋼は止水区間（空冷区間）を設ける等して鋳片温度の低下を抑止する特殊な鋼種であるため、通常の鋼種で採用されている搬送ロールの冷却条件をＮｉ含有鋼の搬送ロールに適用しても、上記問題を解決することはできない。
【００２１】
そこで、本発明の目的は、Ｎｉ含有鋼において鋳片表面温度が鋳片幅方向にばらつくことを抑止するとともに、圧延後の製品に表面疵が発生すること及び搬送ロールに損傷が生じることを抑止可能な方法を提供することである。
【課題を解決するための手段】
【００２２】
本発明の連続鋳造方法は、鋳片を挟んで互いに反対側に配置されているとともに鋳造方向に並設された複数の支持ロールと、前記支持ロールより下流において、鋳片の基準側に鋳造方向に並設された複数の搬送ロールと、を備えた垂直曲げ型連続鋳造機を用いた連続鋳造方法であり、
前記支持ロールは、ロールスタンドに設置され、
前記支持ロールは、鋳片幅方向に２以上に分割されているとともに、各分割位置に配置された軸受箱を有しており、
Ｎｉ含有量が６〜１０ｍａｓｓ％のＮｉ含有鋼を、鋳造速度Ｖｃが０．７〜１．３ｍ／ｍｉｎ.で鋳造する際に、
鋳型直下から曲げ完了位置までの比水量を０．０９〜０．３３Ｌ／ｋｇとし、
曲げ完了位置から矯正完了位置までの区間において曲げ完了位置から矯正完了位置の上流側３ｍの位置までの範囲を少なくとも含む領域を、二次冷却水量がゼロであり且つ空気冷却する止水区間とし、
前記止水区間において、所定の幅方向位置における、鋳造方向に並設された支持ロールの全数に対する、軸受箱が存在する支持ロールの数の比率を軸受箱率Ｒとし、
鋳片の幅両端から幅中央に向かって１００ｍｍの範囲を除く鋳片幅方向領域において、
曲げ完了位置における、軸受箱率Ｒ＝０の幅方向位置での鋳片表面温度と軸受箱率Ｒ≧０．２の幅方向位置での鋳片表面温度とを測定し、これらの温度差Ｔｍを算出し、
矯正開始位置における、軸受箱率Ｒ＝０の幅方向位置での鋳片表面温度と軸受箱率Ｒ≧０．２の幅方向位置での鋳片表面温度との予測鋳片表面温度差Ｔｅを算出し、ここで、Ｔｅは下記（１）式から算出できる
Ｔｅ＝Ｔｍ＋Ｌ1×Ｖｃ＋Ｌ2 ・・・（１）
ここで、Ｌ1＝−９７．６×Ｒ＋１６．９
Ｌ2＝１８１．５×Ｒ−２０．７  である
前記止水区間では、
軸受箱率Ｒ≧０．２の幅方向位置であり且つＴｅ＞３５を満たす幅方向位置で下記（２）式を満足する空気量Ｑ1の空気冷却を実施し、
［Ｋ×（α1×Ｔｅ2＋β1×Ｔｅ＋γ1）]≦Ｑ1≦［Ｋ×（α2×Ｔｅ2＋β2×Ｔｅ＋γ2）]・・・（２）
ここで、Ｑ1：空気量（Ｎｍ3／(ｍ2・Ｈｒ)）
Ｋ ：−１．８２×｛（ｄN-0.5×ｈ-1）／７９．１｝＋２．８２
ｄN ：冷却用ノズルの先端開口部の円相当径
ｈ ：ノズルから鋳片までの距離
Ｒ ：止水区間の軸受箱率
α1：（１．６５×Ｒ−０．１０）×Ｖｃ＋（−５．６０×Ｒ＋２．２４）
β1：（−９０．６５×Ｒ＋７．５１）×Ｖｃ＋（３５６．７６×Ｒ−１４２．０５）
γ1：（１１１２．２６×Ｒ−９４．２０）×Ｖｃ＋（−５６０７．５１×Ｒ＋２２２７．８９）
α2：（１．６４×Ｒ−０．１０）×Ｖｃ＋（−５．６０×Ｒ＋２．２３）
β2：（−７５．９１×Ｒ＋４．６７）×Ｖｃ＋（３１０．２１×Ｒ−１２１．９５）
γ2：（７７９．４７×Ｒ−７０．２９）×Ｖｃ＋（−４２５７．７７×Ｒ＋１６７８．９４）
軸受箱率Ｒ≧０．２の幅方向位置であり且つＴｅ≦３５を満たす幅方向位置、及び軸受箱率Ｒ＜０．２の幅方向位置で下記（３）式を満足する空気量Ｑ2の空気冷却を実施する。
２０Ｎｍ3／(ｍ2・Ｈｒ)≦Ｑ2≦４０Ｎｍ3／(ｍ2・Ｈｒ)・・・（３）
また、前記搬送ロールに、水量密度を０．４Ｌ／(ｍ2・ｍｉｎ.)以上２０Ｌ／(ｍ2・ｍｉｎ.)以下とする外面冷却を実施する。
【発明の効果】
【００２３】
本発明では二次冷却帯に水冷区間と空冷区間（止水区間）とを設け、空冷区間（止水区間）の空気量Ｑ1,Ｑ2を「軸受箱率Ｒ」及び「予測鋳片表面温度差Ｔｅ」を基に各幅方向位置で変えている。
「予測鋳片表面温度差Ｔｅ」により鋳片表面温度がばらつくかを予測することができ、「予測鋳片表面温度差Ｔｅ」が大きい場合は、鋳片表面温度のばらつきを小さくする「空気量Ｑ2」で鋳片を空冷する。「空気量Ｑ2」は、「鋳造速度Ｖｃ」、「軸受箱率Ｒ」及び「予測鋳片表面温度差Ｔｅ」を基に算出したものである。
このような方法で鋳片を空気冷却することにより、Ｎｉ含有鋼において軸受箱に起因した鋳片表面温度のばらつきを抑止できる。これにより、表面割れや内部割れ等の発生を抑止できるため、鋳片を幅方向全体に亘って高品質にすることができる。
また、搬送ロールの外面に所定量の水を噴霧することにより、鋳片を搬送後、圧延して得られた製品の基準面（搬送ロールと接触した面）に表面疵が発生することを抑止できる。また、搬送ロールに損傷が生じることを抑止できるため、搬送ロールの寿命を長くすることができる。これによりロール交換回数を低減できる。
【図面の簡単な説明】
【００２４】
【図１】連続鋳造機の全体構成を示す模式断面図である。
【図２Ａ】連続鋳造機の上流側の構成を示す模式断面図である。
【図２Ｂ】連続鋳造機の下流側の構成を示す模式断面図である。
【図３Ａ】止水区間を説明する模式図である。
【図３Ｂ】止水区間及び止水区間後の冷却長さを説明する模式図である。
【図４】止水区間の一部（基準側）を示す模式図である。
【図５】止水区間の冷却方法のフローチャートである。
【図６】従来の鋳片表面温度と本発明の鋳片表面温度とを説明する図である。
【図７】鋳片表面温度の測定方法を説明する図である。
【図８】止水区間で空気冷却を実施する領域を説明する図である。
【図９】予測鋳片表面温度Ｔｅを求めるために行った実験結果を示す図である。
【図１０】空気量を説明する図である。
【図１１】ノズル詰り発生率と空気量との関係を示す図である。
【図１２】空気量Ｑ1を求めるために行った実験結果を示す図である。
【図１３】空気量Ｑ1の上限を求める実験結果を示す図である。
【図１４】空気量Ｑ1の上限を求める実験結果を示す図である。
【図１５】空気量Ｑ1の上限を求める実験結果を示す図である。
【図１６】空気量Ｑの比率とｄN-0.5×ｈ-1の比率との関係を示す図である。
【図１７】空気量Ｑ1の下限を求める実験結果を示す図である。
【図１８】空気量Ｑ1の下限を求める実験結果を示す図である。
【図１９】空気量Ｑ1の下限を求める実験結果を示す図である。
【図２０】止水区間（基準側）の一例を示す模式図である。
【図２１】搬送後の鋳片内部（基準面近傍）の一部を示す模式図である。
【図２２】連続鋳造機に設置された複数の搬送ロールの一部を示す模式図である。
【図２３Ａ】搬送ロール及びノズルの側面図である。
【図２３Ｂ】搬送ロール及びノズルの断面図であり、図２３ＡのＢ−Ｂ線に沿った図である。
【図２４】変形例の搬送ロール及びノズルの側面図である。
【図２５】空気量Ｑと予測鋳片表面温度Ｔｅとの関係を示す図（Ｖｃ＝０．７ｍ/ｍｉｎ.）である。
【図２６】空気量Ｑと予測鋳片表面温度Ｔｅとの関係を示す図（Ｖｃ＝１．０ｍ/ｍｉｎ.）である。
【図２７】空気量Ｑと予測鋳片表面温度Ｔｅとの関係を示す図（Ｖｃ＝１．３ｍ/ｍｉｎ.）である。
【図２８Ａ】ノズル直径ｄNの算出方法を説明する図である。
【図２８Ｂ】ノズルから鋳片までの距離ｈを示す図である。
【発明を実施するための形態】
【００２５】
以下、本発明の好適な実施形態について説明する。
【００２６】
連続鋳造機１００は、図１に示すように、垂直曲げ型連続鋳造機であって、タンディッシュ１と、タンディッシュ１の底部に取り付けられた浸漬ノズル２と、浸漬ノズル２の下部が配置された鋳型３と、鋳型３の直下から鋳造経路Ｐに沿って設けられた複数のロールスタンド４と、複数のロールスタンド４が設けられた領域より下流の領域に鋳造経路Ｐに沿って設けられた複数の搬送ロール５とを備えている。本実施形態では、鋳造経路Ｐに沿って鋳型３に近い側を上流側と呼び、鋳型３に遠い側を下流側と呼ぶ。
【００２７】
鋳型３には平面視において略矩形状の開口が形成されており、スラブ（例えば、厚み２３０〜２８０ｍｍ、幅１２３０〜２１００ｍｍの鋳片）を鋳造可能である。本実施形態では、Ｎｉ含有量が６〜１０ｍａｓｓ％であるＮｉ含有鋼を鋳造する。
【００２８】
ロールスタンド４には、複数の支持ロール対が設置されている。図１では、１つのロールスタンド４に３対の支持ロール対が設置された例を図示しているが、１つのロールスタンド４に設置される支持ロール対の数は３対に限られず、変更可能である。
【００２９】
タンディッシュ１内の溶鋼６を、浸漬ノズル２を介して鋳型３内に注入すると、溶鋼６は鋳型３内で冷却され（一次冷却）、その後、ロールスタンド４の支持ロール対に挟持されながら、凝固シェルを形成しつつ下方へ引き抜かれる。そして、内部まで凝固することにより鋳片が鋳造される。その後、鋳片は搬送ロール５によって下流へ搬送され、所定の長さに切断後、必要に応じて研削等の表面処理を実施した後、加熱及び圧延等の工程を経て、製品として出荷される。
【００３０】
図２Ａには、連続鋳造機１００の上流側（ロールスタンド４が設置された部分）を示している。また、図２Ｂには、連続鋳造機１００の下流側（搬送ロール５が設置された部分）を示している。
【００３１】
図２Ａに示すように、鋳造経路Ｐは、垂直方向に延在した垂直部１１と、垂直部１１から緩やかに湾曲した曲げ部１２と、曲げ部１２に連接した円弧部１３と、円弧部１３の下流に設けられた矯正部１４と、矯正部１４から水平方向に延在した水平部１５とを有している。ロールスタンド４は、鋳型直下から水平部１５の終端（最下流位置）まで設置されている（図２Ｂ参照）。水平部１５より下流には、搬送ロール５が設置されている。搬送ロール５は鋳片搬送用に設置され、鋳片の引き抜き時や矯正時に生じる応力を受けない。搬送ロール５の外面にはノズル５０から水が噴霧されている。本実施形態では、鋳造経路Ｐの一方側（鋳片の下側に対応）を「基準側」と呼び、鋳造経路Ｐの他方側（鋳片の上側に対応）を「反基準側」と呼ぶ。
【００３２】
図２Ａに示すように、ロールスタンド４に設置された支持ロール対１６は、鋳造方向に沿って並設されている。支持ロール対１６は、鋳片を挟んで互いに反対側に配置された基準側ロール１７と反基準側ロール１８とを有している。基準側ロール１７は鋳造経路Ｐの一方側（鋳片の下側に対応）に配置され、反基準側ロール１８は鋳造経路Ｐの他方側（鋳片の上側に対応）に配置されている。基準側ロール１７及び反基準側ロール１８は、それぞれ鋳片を基準側及び反基準側から支持している。
【００３３】
鋳造方向に隣り合う基準側ロール１７,１７の間には冷却用ノズル７が配置されている（図１参照）。また、鋳造方向に隣り合う反基準側ロール１８,１８の間にもノズル７が配置されている。本実施形態ではノズル７が配置された区間を「二次冷却帯」と呼び、ノズル７から噴霧される冷却水を「二次冷却水」と呼ぶ。
【００３４】
鋳造速度Ｖｃは０．７〜１．３ｍ／ｍｉｎ.である。鋳造速度Ｖｃが０．７ｍ／ｍｉｎ.未満と遅い場合、冷却時間が長くなるため、鋳片に負荷がかかる矯正部１４通過時に鋳片表面温度が大きく低下し、表面割れが発生する。一方、鋳造速度が１．３ｍ／ｍｉｎ.を超える場合、凝固シェル厚みが薄いため、鋳片がバルジングしやすい。これにより内部割れが発生する。
【００３５】
ところで、鋳片に曲げや矯正等の負荷がかかると表面割れや内部割れ等が発生しやすい。特に鋳片温度が脆化温度域にあるときに鋳片に負荷がかかると、割れがより発生しやすい。そこで鋳片に負荷がかかる区間では、鋳片温度を脆化温度域から外す必要がある。Ｎｉ含有鋼では脆化温度域が低温側に拡大するため、脆化温度域を回避するには鋳片温度を高温側にするとよい。また、二次冷却水を噴霧している場合、二次冷却水が鋳片で溜まり水や垂れ水となって、鋳片表面温度を低下させる。そこで、本実施形態では、二次冷却帯に二次冷却水をゼロとする「止水区間」を設ける（図２Ａ参照）。この区間で鋳片を緩冷することにより、鋳片温度の低下を抑えて脆化温度域を回避する。また、溜まり水や垂れ水が生じるのを抑止する。
【００３６】
本実施形態では二次冷却水をゼロとする区間を「止水区間」と呼ぶのに対し、鋳片に二次冷却水を噴霧する区間を「水冷区間」と呼ぶ（図２Ａ参照）。以下に「水冷区間」及び「止水区間」について説明する。
【００３７】
〈水冷区間〉
鋳型３直下から曲げ部１２完了位置までを「水冷区間」とする。この区間では比水量（二次冷却水量）を０．０９〜０．３３Ｌ／ｋｇ（Ｌ／ｋｇ―ｓｔｅｅｌ）とする。「比水量」は鋳片単位重量当たりに使用する冷却水量であり、下記式で表される。
2016175085.tif 000003
比水量が０．０９Ｌ／ｋｇ未満では、冷却不足からバルジングが起こりやすい。これにより内部割れが発生する。また、凝固シェルが薄いためブレークアウト（シェルの破断）が発生しやすい。一方、比水量が０．３３Ｌ／ｋｇを超えると、曲げ部１２で鋳片表面温度が大きく低下し、表面割れが発生する。
【００３８】
〈止水区間〉
本実施形態では、曲げ部１２完了位置から矯正部１４完了位置まで（円弧部１３及び矯正部１４）を「止水区間」とする。ここで、「曲げ部１２完了位置」は「円弧部１３開始位置」でもある。この区間では二次冷却水量をゼロとし、鋳片に空気を噴霧する。
【００３９】
なお、水平部１５は水冷区間としてもよく、止水区間としてもよい。水平部１５では鋳片に負荷がかからないとともに鋳片内部がほぼ凝固しているため、割れが発生しにくいからである。また、止水区間には、垂直部１１及び曲げ部１２を含めないようにする。垂直部１１及び曲げ部１２を止水区間とすると、冷却不足からバルジングによる内部割れやブレークアウトが発生しやすいためである。
【００４０】
本実施形態では「止水区間」を「曲げ部１２完了位置から矯正部１４完了位置まで」としているが、「止水区間」は、『曲げ部１２完了位置から矯正部１４完了位置において「曲げ部１２完了位置から矯正部１４完了位置の上流側３ｍの位置Ｇまでの範囲Ｓ」を少なくとも含む領域』であるとよい（図３Ａ参照）。「止水区間」として少なくとも範囲Ｓを確保できれば、鋳片を十分に緩冷することが可能であり、また、鋳片への溜まり水や上流側からの垂れ水による表面温度の低下を抑制できる。
【００４１】
上記から「止水区間の終点」は「矯正部１４完了位置から上流に向かって３ｍの位置Ｇまでの範囲Ｒ1」内であればどの位置でもよい。「止水区間の終点」を矯正部１４完了位置より上流にした場合（図３Ｂ参照）、止水区間の下流、つまり「止水区間の終点から矯正部１４完了位置までの範囲Ｔ」では鋳片に二次冷却水を噴霧する。
【００４２】
本発明では「範囲Ｔの鋳造方向長さ」を「止水区間後の冷却長さ」と呼ぶ。「止水区間後の冷却長さ」は３ｍ以内である。「止水区間後の冷却長さ」が矯正部１４完了位置から上流側３ｍを超えると、二次冷却水を噴霧する区間が長くなるため、鋳片温度が低下しやすい。これにより表面割れが発生する。
【００４３】
図２Ａに示すように「止水区間の終点」が「矯正部１４完了位置」である場合、「止水区間後の冷却長さ」がゼロである。
【００４４】
ところで、止水区間には、図２Ａに示すように基準側ロール１７及び反基準側ロール１８が鋳造方向に並設されている。基準側ロール１７及び反基準側ロール１８は鋳片幅方向に２以上に分割され、分割位置に軸受箱が配置されている。図４には、本実施形態の止水区間の一部（基準側）を示し、上流から下流に向かって基準側ロール３１,３２,・・・３６,４１,４２,・・・４６と付している。なお、各基準側ロールの両端にも軸受箱が配置されているが、図４ではこれらを省略している。また、鋳造方向に隣り合う２本の基準側ロール間にはノズルが配置されているが、図４ではノズルを省略している。
【００４５】
図４に示すように、基準側ロール群２０は、ロール群３０及びロール群４０を有している。ロール群３０は２分割された６本の基準側ロール３１,３２,３３,３４,３５,３６から構成されている。ロール群４０は３分割された６本の基準側ロール４１,４２,４３,４４,４５,４６から構成されている。
【００４６】
〈ロール群３０〉
ロール３１は、鋳片幅方向に並んだ２つのロール部３１Ａ,３１Ｂを有している。２つのロール部３１Ａ,３１Ｂの間には軸受箱が配置されている。軸受箱はロール部３１Ａ,３１Ｂを回転自在に支持している。本実施形態では、軸受箱が配置された部分を軸受箱部３１ａと呼ぶ。
ロール３２は２つのロール部３２Ａ,３２Ｂを有し、２つのロール部３２Ａ，３２Ｂの間には軸受箱が配置された軸受箱部３２ａが存在する。
軸受箱部３１ａと軸受箱部３２ａとは異なる幅方向範囲に配置され、いずれも鋳片幅方向に重複しない。
ロール３３,３５はロール３１と同様な構成であり、ロール３４,３６はロール３２と同様な構成である。
ロール群３０では、軸受箱部３１ａ,３３ａ,３５ａが同じ幅方向範囲に配置され、軸受箱部３２ａ,３４ａ,３６ａが同じ幅方向範囲に配置され、これらの軸受箱部が千鳥状に配置されている。
【００４７】
〈ロール群４０〉
ロール４１は、３つのロール部４１Ａ,４１Ｂ,４１Ｃを有している。ロール部４１Ａとロール部４１Ｂの間には軸受箱が配置された軸受箱部４１ａが存在し、ロール部４１Ｂとロール部４１Ｃの間には軸受箱が配置された軸受箱部４１ｂが存在する。
ロール４２は、３つのロール部４２Ａ,４２Ｂ,４２Ｃを有している。隣り合う２つのロール部４２Ａとロール部４２Ｂの間には軸受箱部４２ａが存在し、隣り合う２つのロール部４２Ｂとロール部４２Ｃの間には軸受箱部４２ｂが存在する。
軸受箱部４１ａ,４１ｂ,４２ａ,４２ｂはそれぞれ異なる幅方向範囲に配置され、鋳片幅方向に重複しない。
ロール４３,４５はロール４１と同様な構成であり、ロール４４,４６はロール４２と同様な構成である。
ロール群４０では、軸受箱部４１ａ,４３ａ,４５ａが同じ幅方向範囲に配置され、軸受箱部４２ａ,４４ａ,４６ａが同じ幅方向範囲に配置され、軸受箱部４１ｂ,４３ｂ,４５ｂが同じ幅方向範囲に配置され、軸受箱部４２ｂ,４４ｂ,４６ｂが同じ幅方向範囲に配置されている。
【００４８】
また、ロール群３０の軸受箱部３１ａ,３３ａ,３５ａとロール群４０の軸受箱部４１ｂ,４３ｂ,４５ｂとが同じ幅方向範囲に配置され、ロール群３０の軸受箱部３２ａ,３４ａ,３６ａとロール群４０の軸受箱部４２ａ,４４ａ,４６ａとが同じ幅方向範囲に配置されている。
【００４９】
本実施形態では、鋳片の所定の幅方向位置において、鋳造方向に並設された全ロール数に対する、その幅方向位置に軸受箱が存在するロールの数の比率を「軸受箱率Ｒ」とする。所定の幅方向位置において軸受箱部が存在しない場合、その幅方向位置ではＲ＝０である。一方、所定の幅方向位置において軸受箱だけが存在する場合、その幅方向位置ではＲ＝１である。
【００５０】
図４では、
・軸受箱部４１ａ,４３ａ,４５ａに対応する鋳片幅方向範囲を「ｗA」とし、
・軸受箱部に対応する鋳片幅方向範囲３２ａ,３４ａ,３６ａ,４２ａ,４４ａ,４６ａを「ｗB」とし、
・軸受箱部に対応する鋳片幅方向範囲３１ａ,３３ａ,３５ａ,４１ｂ,４３ｂ,４５ｂを「ｗC」とし、
・軸受箱部４２ｂ,４４ｂ,４６ｂに対応する鋳片幅方向範囲を「ｗD」としている。
【００５１】
図４に示す基準側ロール群２０では
１)幅方向範囲ｗAの軸受箱率Ｒが（３／１２）＝０.２５であり、
２)幅方向範囲ｗBの軸受箱率Ｒが（６／１２）＝０．５であり、
３)幅方向範囲ｗCの軸受箱率Ｒが（６／１２）＝０．５であり、
４)幅方向範囲ｗDの軸受箱率Ｒが（３／１２）＝０．２５であり、
５)幅方向範囲ｗA，ｗB，ｗC，ｗDを除く幅方向範囲では、軸受箱率Ｒが０である。
【００５２】
鋳片の軸受箱部ではロールと接触しないため、抜熱量が少ない。したがって、鋳片の軸受箱部はロール接触部（ロール部と接触する部分）より高温となる。その一方で、鋳片の軸受箱部は鋳片表面に滞留した二次冷却水の通り道となり、二次冷却水が通過した部分では過冷却され低温となる。このような理由から鋳片の「軸受箱部」と「ロール接触部」とで温度差が生じる結果、鋳片表面温度が鋳片幅方向にばらつく。これにより表面割れ、内部割れ、皮下割れ等の欠陥が生じ、Ｎｉ含有鋼の品質が低下する。
【００５３】
軸受箱率Ｒが大きくなるにつれて鋳片表面温度のばらつきは大きくなる傾向があるため、本発明者らは「止水区間の軸受箱率Ｒ」と「鋳片表面温度のばらつき」と「割れ発生」との関係を調べた。その結果、軸受箱率Ｒ＜０．２では鋳片表面温度のばらつきが小さいため、割れが発生しにくいが、軸受箱率Ｒ≧０．２では鋳片表面温度のばらつきが大きいため、割れが発生しやすいという知見を得た。また、軸受箱率Ｒ≧０．２で割れが発生するかは、「矯正部１４開始位置での鋳片表面温度差」が３５℃を超えるかで判断できるという知見を得た。ここで「鋳片表面温度差」とはＲ≧０．２とＲ＝０との鋳片表面温度差である。
【００５４】
そこで、本発明では、「止水区間の軸受箱率Ｒ」と「矯正部１４開始位置での鋳片表面温度差」を基に各幅方向位置で空気量を変える。これにより鋳片表面温度が鋳片幅方向にばらつくことを抑止し、割れの発生を抑える。
【００５５】
具体的には、止水区間の各幅方向位置の軸受箱率Ｒを調べ、Ｒ＜０．２の幅方向位置では（図５のＳ１：ＹＥＳ）、Ｒ＝０（軸受箱が存在しない位置）との温度差が小さいと考えられるため、その位置をＲ＝０と同じ空気量Ｑ2（２０Ｎｍ3／(ｍ2・Ｈｒ)≦空気量Ｑ2≦４０Ｎｍ3／(ｍ2・Ｈｒ)）で冷却する（Ｓ２）。
【００５６】
一方、Ｒ≧０．２の幅方向位置では（Ｓ１：ＮＯ）、Ｒ＝０との鋳片表面温度差が大きくなる可能性がある。そこで、鋳片表面温度差が大きくなるかを予測する。
【００５７】
先ず、止水区間の始点である曲げ部１２完了位置において「Ｒ≧０．２の位置の鋳片表面温度ＴR≧0.2」と「Ｒ＝０の位置の鋳片表面温度ＴR=0」とを測定し（Ｓ３）、これらの温度差Ｔｍ＝|ＴR≧0.2−ＴR=0｜を算出する（Ｓ４）。得られた「温度差Ｔｍ」から「鋳造速度Ｖｃ」及び「軸受箱率Ｒ」を用いて「矯正部１４開始位置での予測鋳片表面温度差Ｔｅ」を算出する（Ｓ５）。これが鋳片表面温度差の予測値である。
【００５８】
予測鋳片表面温度差Ｔｅ≦３５℃である場合（Ｓ６：ＹＥＳ）、その位置とＲ＝０との温度差は小さくなると考えられるため、その位置をＲ＝０と同じ空気量Ｑ2（２０Ｎｍ3／(ｍ2・Ｈｒ)≦空気量Ｑ2≦４０Ｎｍ3／(ｍ2・Ｈｒ)）で冷却する（Ｓ２）。一方、予測鋳片表面温度差Ｔｅ＞３５℃である場合（Ｓ６：ＮＯ）、その位置とＲ＝０との温度差が大きくなると考えられるため、別の空気量Ｑ1で冷却する（Ｓ７）。空気量Ｑ1は、「予測鋳片表面温度差Ｔｅ」と、鋳片の冷却に影響する「鋳造速度Ｖｃ」及び「軸受箱率Ｒ」とを用いて算出した空気量であり、Ｒ＝０との温度差を小さくすることができる空気量である。上記方法を止水区間の全ての幅方向位置で実施する。
【００５９】
従来は「軸受箱率Ｒ」及び「予測鋳片表面温度差Ｔｅ」を考慮することなく鋳片を幅方向に均一に冷却していたため、図６の左図に示すように鋳片表面温度が鋳片幅方向に大きくばらついた。しかし、上記方法を実施すると、鋳片表面温度のばらつきを小さくすることができた（図６の右図参照）。これにより表面割れ及び皮下割れの発生を抑止でき、鋳片を幅方向全体にわたって高品質にすることができる。
【００６０】
なお、図４に示すように、鋳片幅方向には、軸受箱率Ｒが異なる幅方向範囲ｗA,ｗB,ｗC,ｗD及びＲ＝０の範囲が並んでいる。幅方向範囲ｗA内では、どの幅方向位置でも、鋳造条件及び冷却条件が同様であるため鋳片表面温度が略同じと考えられる。そこで、幅方向範囲ｗAの任意の幅方向位置で空気量を決定すれば、その空気量を幅方向範囲ｗAの全体に実施するとよい。これにより、幅方向範囲ｗAの全ての幅方向位置で上記効果が得られる。幅方向範囲ｗB,ｗC,ｗD及びＲ＝０の範囲でも同様である。
【００６１】
また、曲げ部１２完了位置での鋳片表面温度の測定には放射温度計等を用いることができる（図７参照）。
【００６２】
さらに、曲げ部１２完了位置での鋳片表面温度差Ｔｍの算出には、鋳片幅方向に隣接する２つの幅方向範囲の温度を用いることが好ましく、特に鋳片幅方向に隣接する２つの位置の温度を用いるとより好ましい。表面割れ、内部割れ、皮下割れ等は隣り合う部位との温度差によって生じるためである。
【００６３】
例えば、図４の幅方向範囲ｗC（Ｒ＝０．５）を冷却する場合、図７に示すように、曲げ部１２完了位置において、「幅方向範囲ｗCの任意の幅方向位置ｍ1」及び「幅方向範囲ｗCに隣接する幅方向範囲ｗE（Ｒ＝０）の任意の幅方向位置ｍ2」で鋳片表面温度を測定し（図５のＳ３）、これらの温度差Ｔｍを算出する（図５のＳ４）。そして、温度差Ｔｍから「予測鋳片表面温度差Ｔｅ」を算出する（図５のＳ５）。「予測鋳片表面温度差Ｔｅ」は、図７に示すように、矯正部１４開始位置において幅方向位置ｍ1,ｍ2に対応する位置ｅ1と位置ｅ2との予測温度差である。「予測鋳片表面温度差Ｔｅ」から空気量を決定し、幅方向範囲ｗCを冷却する。
【００６４】
また、図８に示すように、鋳片の幅方向両端から１００ｍｍの領域Ｕ1,Ｕ2は鋳片の広面側（長辺側）及び狭面側（短辺側）から冷却されるのに対し、領域Ｕ1,Ｕ2より中央側の領域（鋳片幅方向領域）Ｕ3は主に鋳片の広面側（長辺側）だけから冷却される。このため領域Ｕ1,Ｕ2では領域Ｕ3より鋳片温度が大きく低下しやすい。そこで、領域Ｕ1,Ｕ2には上記方法を実施せず、空気量をゼロとすることが好ましい。
【００６５】
なお、上記では止水区間の基準側（鋳片の下側に対応）について説明したが、反基準側についても同様な方法を実施する。本実施形態では、基準側ロールと反基準側ロールの構成が同一であるため、反基準側でも基準側と同様な冷却方法を実施する。
【００６６】
次に、図５に示す「予測鋳片表面温度差Ｔｅ」の算出方法と、「空気量Ｑ1」及び「空気量Ｑ2」について説明する。
【００６７】
（予測鋳片表面温度差Ｔｅ）
曲げ部１２完了位置から矯正部１４開始位置までの区間において（図２Ａ参照）、二次冷却量及び空気量をゼロとした場合でも「鋳造速度Ｖｃ」及び「軸受箱率Ｒ」の影響により「鋳片表面温度差」が変化することがある。そこで、「鋳片表面温度差」が「鋳造速度Ｖｃ」及び「軸受箱率Ｒ」によって受ける影響を調べるため、以下の実験を行った。ここで、「鋳片表面温度差」とは、「軸受箱率Ｒ≧０．２の鋳片表面温度」と「軸受箱率Ｒ＝０の鋳片表面温度」との差である。
【００６８】
曲げ部完了位置から矯正部開始位置までの区間において、二次冷却水量及び空気量をゼロとした。本実験では、曲げ部完了位置から矯正部開始位置までの区間の軸受箱率Ｒが０．４３,０．３２，０．２３の３つ幅方向位置を対象とした。鋳造速度Ｖｃは０．７ｍ／ｍｉｎ.,１．０ｍ／ｍｉｎ.,１．３ｍ／ｍｉｎ.の３つの条件とした。
【００６９】
曲げ完了位置において、Ｒ＝０．４３,Ｒ＝０．３２，Ｒ＝０．２３の位置の「鋳片表面温度（ＴR=0.43,ＴR=0.32,ＴR=0.23）」と、各位置に隣接するＲ＝０の「鋳片表面温度（ＴR=0）」とを測定し、これらの温度差（「曲げ出側温度差Ｔｍ」）を算出した。
また、矯正部開始位置において、Ｒ＝０．４３,Ｒ＝０．３２，Ｒ＝０．２３の位置の「鋳片表面温度（ＴR=0.43,ＴR=0.32,ＴR=0.23）」と、各位置に隣接するＲ＝０の「鋳片表面温度（ＴR=0）」とを測定し、これらの温度差（「矯正入側温度差Ｔ」）を算出した。
ここで、曲げ完了位置での測定位置と矯正部開始位置での測定位置とは鋳片幅方向について同じ位置である。
上記２つの温度差（矯正入側温度差Ｔ−曲げ出側温度差Ｔｍ）を算出し、「矯正入側温度差Ｔ−曲げ出側温度差Ｔｍ」と「鋳造速度Ｖｃ」との関係を図９（上図）に示す。
【００７０】
図９に示すように各軸受箱率で一次近似線を引くことができた。各近似線は軸受箱率Ｒによって異なることから、各近似線の近似式を求め（Ｔ−Ｔｍ＝ａ×Ｖｃ＋ｂ、ここでａは傾き、ｂは切片である）、（１）「近似式の傾きａ」と「軸受箱率Ｒ」との関係と、（２）「近似式の切片ｂ」と「軸受箱率Ｒ」との関係を調べた。図９の中央図及び下図にはこれらを示している。（１）及び（２）のそれぞれで近似線を引くと、下記の近似式が得られた。
（１）傾きａ＝−９７．６×軸受箱率Ｒ＋１６．９
（２）切片ｂ＝１８１．５×軸受箱率Ｒ−２０．７
【００７１】
「傾きａ」及び「切片ｂ」を上記近似式「Ｔ−Ｔｍ＝ａ×Ｖｃ＋ｂ」に代入すると、下記式が得られた。
Ｔ−Ｔｍ＝（−９７．６×Ｒ＋１６．９）×Ｖｃ＋（１８１．５×Ｒ−２０．７）
この式から「矯正入側温度差Ｔ」は以下の式で表される。
Ｔ＝Ｔｍ＋（−９７．６×Ｒ＋１６．９）×Ｖｃ＋（１８１．５×Ｒ−２０．７）
上記式から「曲げ出側温度差Ｔｍ」（曲げ部完了位置での温度差）、「軸受箱率Ｒ」及び「鋳造速度Ｖｃ」がわかると、「矯正入側温度差Ｔ」（矯正部開始位置での温度差）を算出できる。そうすると、「矯正部開始位置での予測鋳片表面温度差Ｔｅ」は以下の式で算出される。
Ｔｅ＝Ｔｍ＋（−９７．６×Ｒ＋１６．９）×Ｖｃ＋（１８１．５×Ｒ−２０．７）
Ｔｅ＝Ｔｍ＋Ｌ1×Ｖｃ＋Ｌ2 ・・・（１）
ここで、Ｔｅ：矯正部開始位置での予測鋳片表面温度差
Ｔｍ：曲げ部完了位置での鋳片表面温度差
Ｌ1＝−９７．６×Ｒ＋１６．９
Ｌ2＝１８１．５×Ｒ−２０．７  である。
また、「鋳片表面温度差」とは『「軸受箱率Ｒ≧０．２の鋳片表面温度」と「軸受箱率Ｒ＝０の鋳片表面温度」との差』である。
（１）式の「軸受箱率Ｒ」は「曲げ部完了位置から矯正部開始位置までの区間の軸受箱率」であるが、この区間の二次冷却水量は０であるため、（１）式のＲを「止水区間の軸受箱率Ｒ」とする。
【００７２】
次に、空気量について説明する。
【００７３】
（空気量Ｑ2 (図５のＳ２)）
「Ｒ＜０．２の幅方向位置」及び「Ｒ≧０．２の幅方向位置であり且つ予測鋳片表面温度差Ｔｅ≦３５の位置」では、空気量Ｑ2を２０Ｎｍ3／(ｍ2・Ｈｒ)≦空気量Ｑ2≦４０Ｎｍ3／(ｍ2・Ｈｒ)とする。これはＲ＝０の空気量と同じ空気量である。「空気量」は以下の式で表される。
2016175085.tif 000004
例えば、図１０に示すように、区間Ｚにおいて幅方向領域Ｙに２つのノズル１５１,１５２が配置されている場合、区間Ｚにおける幅方向領域Ｙの空気量ＱYは以下の式で表される。
2016175085.tif 000005
ここで、Ｗ：幅方向領域Ｙの鋳片幅方向長さ（ｍ）
ＬZ：区間Ｚの鋳造方向長さ（ｍ）
Ａ：ノズル１５１から噴霧される単位時間当たりの平均空気量（Ｎｍ3／Ｈｒ）
Ｂ：ノズル１５２から噴霧される単位時間当たりの平均空気量（Ｎｍ3／Ｈｒ）
である。
【００７４】
空気量Ｑ2が４０Ｎｍ3／(ｍ2・Ｈｒ)を超えると、鋳片温度（ロール接触部の温度）が低下するため、軸受箱部との温度差を十分に小さくすることができない。これにより表面割れが発生する。一方、空気量が少ない場合、空気中の不純物によってノズルが詰りやすい。空気量とノズル詰り発生率との関係を調べたところ、図１１に示すように空気量が２０Ｎｍ3／(ｍ2・Ｈｒ)以上ではノズル詰り発生率がゼロに近いが、２０Ｎｍ3／(ｍ2・Ｈｒ)未満ではノズル詰り発生率が急激に増加した。そこで、空気量Ｑ2の下限を２０Ｎｍ3／(ｍ2・Ｈｒ)とする。
【００７５】
（空気量Ｑ1(図５のＳ７)）
「Ｒ≧０．２の幅方向位置であり且つ予測鋳片表面温度差Ｔｅ＞３５である位置」では「Ｒ＝０の位置」との鋳片表面温度差が大きくなるため、割れが発生しやすい。そこで、上記位置でも割れの発生を抑止できる空気量Ｑを調べるため、以下の実験を行った。
【００７６】
曲げ部完了位置から矯正部完了位置までを止水区間とし、「予測鋳片表面温度差Ｔｅ」と「空気量」を変えたときの割れの発生を調べた。ここでは、Ｔｅ＞３５℃を対象としている。また、本実験では、曲げ部完了位置から矯正部完了位置までの区間の軸受箱率Ｒが０．４３,０．３２，０．２３の３つ幅方向位置を対象とした。鋳造速度Ｖｃは０．７ｍ／ｍｉｎ.,１．０ｍ／ｍｉｎ.,１．３ｍ／ｍｉｎ.の３つの条件とした。
【００７７】
図１２には「空気量Ｑと予測鋳片表面温度差Ｔｅとの関係」を示している。「〇」は割れ無しであり、「×」は割れ有りであり、各図で『「割れ無し」の上限となる近似線（上限近似線）』と『「割れ無し」の下限となる近似線（下限近似線）』を引いた。図１２に示す実験は後述する表２〜表７の実験に対応している。
【００７８】
〈空気量Ｑの上限〉
図１３には、「割れ無し」の上限近似線を各軸受箱率Ｒ（Ｒ＝０．４３,Ｒ＝０．３２，Ｒ＝０．２３）に分けて図示している。３つの各図（Ｒ＝０．４３,Ｒ＝０．３２，Ｒ＝０．２３）には３種類の鋳造速度Ｖｃ（Ｖｃ＝０．７ｍ／ｍｉｎ.,Ｖｃ＝１．０ｍ／ｍｉｎ.,Ｖｃ＝１．３ｍ／ｍｉｎ.）の上限近似線を示している。
【００７９】
上限近似線は鋳造速度Ｖｃによって異なるため、各近似線の２次近似式（Ｑ＝α2×Ｔｅ2＋β2×Ｔｅ＋γ2）を算出し、２次近似式の各係数（α2,β2,γ2）と鋳造速度Ｖｃとの関係を調べた。図１４には「(I)係数α2と鋳造速度Ｖｃとの関係」、「(II)係数β2と鋳造速度Ｖｃとの関係」及び「(III)係数γ2と鋳造速度Ｖｃとの関係」を示している。各軸受箱率（Ｒ＝０．４３,Ｒ＝０．３２，Ｒ＝０．２３）で一次近似線を引くことができ、下記の一次近似式が得られた。
(I)α2＝ａ×Ｖｃ＋ｂ
(II)β2＝ｃ×Ｖｃ＋ｄ
(III)γ2＝ｅ×Ｖｃ＋ｆ
【００８０】
上記(I)〜(III)式は各軸受箱率（Ｒ＝０．４３,Ｒ＝０．３２，Ｒ＝０．２３）によって異なるため、(I)〜(III)式の各係数（ａ,ｂ,ｃ,ｄ,ｅ,ｆ）と軸受箱率Ｒとの関係を調べた。図１５には「(i)係数ａと軸受箱率Ｒとの関係」、「(ii)係数ｂと軸受箱率Ｒとの関係」、「(iii)係数ｃと軸受箱率Ｒとの関係」、「(iv)係数ｄと軸受箱率Ｒとの関係」、「(v)係数ｅと軸受箱率Ｒとの関係」及び「(vi)係数ｆと軸受箱率Ｒとの関係」を示している。図１５において各図で近似線を引くと、以下の一次近似式が得られた。
(i)ａ＝ｈ×Ｒ＋ｉ＝１．６４×Ｒ−０．１０
(ii)ｂ＝ｊ×Ｒ＋ｋ＝−５．６０×Ｒ＋２．２３
(iii)ｃ＝ｌ×Ｒ＋ｍ＝−７５．９１×Ｒ＋４．６７
(iv)ｄ＝ｎ×Ｒ＋ｏ＝３１０．２１×Ｒ−１２１．９５
(v)ｅ＝ｐ×Ｒ＋ｑ＝７７９．４７×Ｒ−７０．２９
(vi)ｆ＝ｒ×Ｒ＋ｓ＝−４２５７．７７×Ｒ＋１６７８．９４
【００８１】
上記(i)〜(vi)式を(I)〜(III)式へ代入し、 (I)〜(III)式を「割れ無し」の上限近似式Ｑ＝α2×Ｔｅ2＋β2×Ｔｅ＋γ2に代入すると、以下の式が得られた。
Ｑ＝α2×Ｔｅ2＋β2×Ｔｅ＋γ2  ・・・（Ａ１）
ここで、α2：（１．６４×Ｒ−０．１０）×Ｖｃ＋（−５．６０×Ｒ＋２．２３）
β2：（−７５．９１×Ｒ＋４．６７）×Ｖｃ＋（３１０．２１×Ｒ−１２１．９５）
γ2：（７７９．４７×Ｒ−７０．２９）×Ｖｃ＋（−４２５７．７７×Ｒ＋１６７８．９４）  である。
（Ａ１）式の「軸受箱率Ｒ」は「曲げ部完了位置から矯正部完了位置までの区間の軸受箱率」であるが、この区間の二次冷却水量は０であるため、（Ａ１）式のＲを「止水区間の軸受箱率Ｒ」とする。
【００８２】
上記から空気量Ｑ≦α2×Ｔｅ2＋β2×Ｔｅ＋γ2のとき、割れが発生しないと考えられる。しかし、上記実験はある１種類のノズルで行ったものであり、異なる種類のノズルを用いた場合、「ノズル直径ｄN」及び「ノズルから鋳片表面までの距離ｈ」が変わることにより、割れが発生しない空気量Ｑも変わる。そこで、「ノズル直径ｄN」及び「ノズルから鋳片表面までの距離ｈ」が「空気量Ｑ」（割れが発生しない空気量Ｑ）にどのような影響を与えるかを調べた。
【００８３】
「ノズル直径ｄN」及び「ノズルから鋳片表面までの距離ｈ」を変化させた場合、一般的に熱伝達係数が変化することが知られている。円状噴流の場合に用いられる熱伝達係数の算出式は以下の通りである。（出典：鋼材の強制冷却  日本鉄鋼協会（１９７８年発行））
α＝１３×（λν-0.5）×（ｄN-0.5×ｈ-1）×（ｖｅ0.5）・・・（ａ）
ここで、α：熱伝達係数
λ：気体の熱伝導率
ν：気体の動粘性係数
ｄN：ノズル径
ｈ：冷却体とノズルの距離
ｖｅ：出口流速  である。
Ａ＝１３×（λν-0.5）×（ｖｅ0.5）とすると、（ａ）式は以下の式で表される。
α＝Ａ×（ｄN-0.5×ｈ-1）・・・（ｂ）
（ｂ）式から熱伝達係数αは（ｄN-0.5×ｈ-1）に比例することがわかった。
【００８４】
そこで、下記表１に示す実験において「ｄN-0.5×ｈ-1」を算出した。表１のＮｏ．１〜Ｎｏ．３は、異なる３種類のノズルで空気冷却を実施し、割れが発生しなかったものである。Ｎｏ．１〜Ｎｏ．３では予測鋳片表面温度差Ｔｅが同じであるが、空気量Ｑが異なっている。
【表１】
2016175085.tif 000006
【００８５】
Ｎｏ．１を基準とし、
Ｎｏ．１のｄN-0.5×ｈ-1＝７９．１→「１」と定義し、
Ｎｏ．１のＱ＝４０６→「１」と定義して、
Ｎｏ.２及びＮｏ．３のＮｏ.１に対する比率「(ｄN-0.5×ｈ-1)／７９．１）」及び「Ｑ／４０６」を算出した。表１では上記比率を「ｄN-0.5×ｈ-1の比率」及び「Ｑの比率」とし、これらの関係を図１６に示している。
【００８６】
「ｄN-0.5×ｈ-1の比率」及び「Ｑの比率」はほぼ直線近似でき、下記の近似式が得られた。
Ｑの比率＝−１．８２×（ｄN-0.5×ｈ-1の比率）＋２．８２
Ｑの比率＝Ｑ／４０６であるため、上記式は下記式で表される。
Ｑ／４０６＝−１．８２×（ｄN-0.5×ｈ-1／７９．１）＋２．８２
Ｑ＝[−１．８２×（ｄN-0.5×ｈ-1／７９．１）＋２．８２] ×４０６
Ｑ＝Ｋ×４０６・・・（ｃ）
ここで、Ｋ＝−１．８２×｛（ｄN-0.5×ｈ-1）／７９．１｝+２．８２である。
（ｃ）式から基準となる流量（Ｎｏ.１の流量＝４０６Ｎｍ3／(ｍ2・Ｈｒ)）にＫを掛け合わせることで、「ノズル直径ｄN」及び「ノズルから鋳片表面までの距離ｈ」が異なる空気量Ｑを求めることができる。そうすると、Ｋは「ノズル直径ｄN」及び「ノズルから鋳片表面までの距離ｈ」を補正する流量補正係数であり、上記（Ａ１）式にも流量補正係数Ｋを掛け合わせれば、「ノズル直径ｄN」及び「ノズルから鋳片表面までの距離ｈ」を補正した空気量の上限が得られる。
【００８７】
以上から、空気量の上限は下記式で表される。
Ｑ＝Ｋ×（α2×Ｔｅ2＋β2×Ｔｅ＋γ2） ・・・（Ａ）
ここで、Ｋ：−１．８２×｛（ｄN-0.5×ｈ-1）／７９．１｝+２．８２
α2：（１．６４×Ｒ−０．１０）×Ｖｃ＋（−５．６０×Ｒ＋２．２３）
β2：（−７５．９１×Ｒ＋４．６７）×Ｖｃ＋（３１０．２１×Ｒ−１２１．９５）
γ2：（７７９．４７×Ｒ−７０．２９）×Ｖｃ＋（−４２５７．７７×Ｒ＋１６７８．９４）
Ｒ ：止水区間の軸受箱率  である。
【００８８】
空気量Ｑが「Ｋ×（α2×Ｔｅ2＋β2×Ｔｅ＋γ2）Ｎｍ3／(ｍ2・Ｈｒ)」を超えると、鋳片の熱振幅が鋳造方向に大きくなるため皮下割れが発生する。
【００８９】
〈空気量Ｑの下限〉
空気量Ｑの上限と同様な方法で空気量Ｑの下限を求める。図１７には、図１２の「割れ無し」の下限近似線を示している。図１７では各軸受箱率Ｒ（Ｒ＝０．４３,Ｒ＝０．３２，Ｒ＝０．２３）に分けて図示している。３つの各図（Ｒ＝０．４３,Ｒ＝０．３２，Ｒ＝０．２３）には３種類の鋳造速度Ｖｃ（Ｖｃ＝０．７ｍ／ｍｉｎ.,Ｖｃ＝１．０ｍ／ｍｉｎ.,Ｖｃ＝１．３ｍ／ｍｉｎ.）の下限近似線を示している。
【００９０】
下限近似線は鋳造速度Ｖｃによって異なるため、各近似線の２次近似式（Ｑ＝α1×Ｔｅ2＋β1×Ｔｅ＋γ1）を算出し、各係数（α1,β1,γ1）と鋳造速度Ｖｃとの関係を調べた。図１８には「(VI)係数α1と鋳造速度Ｖｃとの関係」、「(V)係数β1と鋳造速度Ｖｃとの関係」及び「(IV)係数γ1と鋳造速度Ｖｃとの関係」を示している。各軸受箱率（Ｒ＝０．４３,Ｒ＝０．３２，Ｒ＝０．２３）で一次近似線を引くことができた。これらの一次近似式を下記に示す。
(VI)α1＝ａ×Ｖｃ＋ｂ
(V)β1＝ｃ×Ｖｃ＋ｄ
(IV)γ1＝ｅ×Ｖｃ＋ｆ
【００９１】
上記(VI)〜(IV)式は各軸受箱率（Ｒ＝０．４３,Ｒ＝０．３２，Ｒ＝０．２３）によって異なるため、(VI)〜(IV)式の各係数（ａ,ｂ,ｃ,ｄ,ｅ,ｆ）と軸受箱率Ｒとの関係を調べた。図１９には「(vii)係数ａと軸受箱率Ｒとの関係」、「(viii)係数ｂと軸受箱率Ｒとの関係」、「(ix)係数ｃと軸受箱率Ｒとの関係」、「(x)係数ｄと軸受箱率Ｒとの関係」、「(xi)係数ｅと軸受箱率Ｒとの関係」及び「(xii)係数ｆと軸受箱率Ｒとの関係」を示している。図１９において各図で近似線を引くと、以下の一次近似式が得られた。
(vii)ａ＝ｈ×Ｒ＋ｉ＝１．６５×Ｒ−０．１０
(viii)ｂ＝ｊ×Ｒ＋ｋ＝−５．６０×Ｒ＋２．２４
(ix)ｃ＝ｌ×Ｒ＋ｍ＝−９０．６５×Ｒ＋７．５１
(x)ｄ＝ｎ×Ｒ＋ｏ＝３５６．７６×Ｒ−１４２．０５
(xi)ｅ＝ｐ×Ｒ＋ｑ＝１１１２．２６×Ｒ−９４．２０
(xii)ｆ＝ｒ×Ｒ＋ｓ＝−５６０７．５１×Ｒ＋２２２７．８９
【００９２】
上記(vii)〜(xii)式を(VI)〜(IV)式へ代入し、(VI)〜(IV)式を「割れ無し」の下限近似式Ｑ＝α1×Ｔｅ2＋β1×Ｔｅ＋γ1に代入すると、以下の式が得られた。
Ｑ＝α1×Ｔｅ2＋β1×Ｔｅ＋γ1  ・・・（Ｂ１）
ここで、α1：（１．６５×Ｒ−０．１０）×Ｖｃ＋（−５．６０×Ｒ＋２．２４）
β1：（−９０．６５×Ｒ＋７．５１）×Ｖｃ＋（３５６．７６×Ｒ−１４２．０５）
γ1：（１１１２．２６×Ｒ−９４．２０）×Ｖｃ＋（−５６０７．５１×Ｒ＋２２２７．８９）  である。
（Ｂ１）式の「軸受箱率Ｒ」は「曲げ部完了位置から矯正部完了位置までの区間の軸受箱率」であるが、この区間の二次冷却水量は０であるため、（Ｂ１）式では「止水区間の軸受箱率Ｒ」とする。
【００９３】
なお、図１２に示す実験は１種類のノズルで行ったものであるため、上記（Ｂ１）式にも流量補正係数Ｋを掛け合わせることで、「ノズル直径ｄN」及び「ノズルから鋳片表面までの距離ｈ」を補正した空気量の下限が得られる（下記(Ｂ)式参照）。
Ｑ＝Ｋ×（α1×Ｔｅ2＋β1×Ｔｅ＋γ1）・・・（Ｂ）
ここで、Ｋ＝−１．８２×｛（ｄN-0.5×ｈ-1）/７９．１｝+２．８２
α1：（１．６５×Ｒ−０．１０）×Ｖｃ＋（−５．６０×Ｒ＋２．２４）
β1：（−９０．６５×Ｒ＋７．５１）×Ｖｃ＋（３５６．７６×Ｒ−１４２．０５）
γ1：（１１１２．２６×Ｒ−９４．２０）×Ｖｃ＋（−５６０７．５１×Ｒ＋２２２７．８９）
Ｒ ：止水区間の軸受箱率  である。
【００９４】
空気量Ｑが「Ｋ×（α1×Ｔｅ2＋β1×Ｔｅ＋γ1）Ｎｍ3／(ｍ2・Ｈｒ)」未満であると、Ｒ＝０との鋳片表面温度差を十分に小さくすることができないため表面割れ等が発生する。
【００９５】
以上から、Ｒ≧０．２の幅方向位置であり且つ予測鋳片表面温度差Ｔｅ＞３５の位置では、下記の空気量Ｑ1で空気冷却する。
［Ｋ×（α1×Ｔｅ2＋β1×Ｔｅ＋γ1）]≦Ｑ1≦［Ｋ×（α2×Ｔｅ2＋β2×Ｔｅ＋γ2）]・・・（２）
ここで、Ｑ1：空気量（Ｎｍ3／(ｍ2・Ｈｒ)）
Ｋ：−１．８２×｛（ｄN-0.5×ｈ-1）／７９．１｝＋２．８２
ｄN：冷却用ノズルの先端開口部の円相当径
ｈ：ノズルから鋳片までの距離
Ｒ：止水区間の軸受箱率
α1：（１．６５×Ｒ−０．１０）×Ｖｃ＋（−５．６０×Ｒ＋２．２４）
β1：（−９０．６５×Ｒ＋７．５１）×Ｖｃ＋（３５６．７６×Ｒ−１４２．０５）
γ1：（１１１２．２６×Ｒ−９４．２０）×Ｖｃ＋（−５６０７．５１×Ｒ＋２２２７．８９）
α2：（１．６４×Ｒ−０．１０）×Ｖｃ＋（−５．６０×Ｒ＋２．２３）
β2：（−７５．９１×Ｒ＋４．６７）×Ｖｃ＋（３１０．２１×Ｒ−１２１．９５）
γ2：（７７９．４７×Ｒ−７０．２９）×Ｖｃ＋（−４２５７．７７×Ｒ＋１６７８．９４）
【００９６】
上記空気量Ｑ1で冷却することにより、Ｒ＝０との鋳片表面温度差を小さくすることできる。これにより割れの発生を抑止できる。
【００９７】
次に、図２０に示す止水区間（基準側）で本発明を実施する場合を説明する。図２０は止水区間の一例である。
【００９８】
幅方向範囲ｗ1〜ｗ9において、
幅方向範囲ｗ1,ｗ3,ｗ5,ｗ7,ｗ9では軸受箱率Ｒ＝０であり、
幅方向範囲ｗ2では軸受箱率Ｒ＝０.２３であり、
幅方向範囲ｗ4,ｗ6では軸受箱率Ｒ＝０.４３であり、
幅方向範囲ｗ8では軸受箱率Ｒ＝０.３２  である。
なお、鋳片の幅両端から１００ｍｍの「領域Ｕ1」及び「領域Ｕ2」には本発明の方法を実施しないため、これらの領域を除いた「領域Ｕ3」の軸受箱率Ｒを示している。
【００９９】
鋳造方向に隣り合う２本の基準側ロール間には複数のノズルが所定の間隔で配置されている。図２０では、鋳造方向に軸受箱部と隣合うノズルに色を付している。例えば、基準側ロール１４１と基準側ロール１４２との間には、７個のノズル６１,６２,６３,６４,６５,６６,６７が鋳片幅方向に並んでいる。このうちノズル６３は、基準側ロール１４２の軸受箱部１４２ａと隣り合うため色を付している。また、ノズル６５は、基準側ロール１４１の軸受箱部１４１ａと隣り合うため色を付している。
【０１００】
軸受箱部と鋳造方向に隣合うノズル（ノズル６３,６５,７２,８３,９２等）には強冷却ノズルを用いている。強冷却ノズルは他のノズルと独立した配管系統であり、流量制御を単独で調整することができる。
【０１０１】
（Ｒ＜０．２の幅方向範囲）
幅方向範囲ｗ1,ｗ3,ｗ5,ｗ7,ｗ9では軸受箱率Ｒ＝０（＜０．２）であるため（図５のＳ１：ＹＥＳ）、空気量を２０Ｎｍ3／(ｍ2・Ｈｒ)≦空気量Ｑ1≦４０Ｎｍ3／(ｍ2・Ｈｒ)で冷却する（図５のＳ２）。空気量の調整は、幅方向範囲ｗ1,ｗ3,ｗ5,ｗ7,ｗ9に配置されたノズルの噴霧量等を調整することにより行う。例えば、幅方向範囲ｗ1の場合、幅方向範囲ｗ1に配置されたノズル６１,８１,１１１等の噴霧量を調整する。また、幅方向範囲ｗ3の場合、幅方向範囲ｗ3に配置されたノズル６２,８２,１１２等の噴霧量を調整する。
【０１０２】
（Ｒ≧０．２の幅方向範囲）
幅方向範囲ｗ2,ｗ4,ｗ6,ｗ8では軸受箱率Ｒ≧０．２であるため、Ｒ＝０の位置との鋳片表面温度差が大きくなる可能性がある。そこでＲ＝０との鋳片表面温度差を予測する。
【０１０３】
先ず、幅方向範囲ｗ2について調べる。
曲げ部完了位置において、「幅方向範囲ｗ2」内の任意の位置ｐ2で「鋳片表面温度Ｔp2:R≧0.2」を測定する。また、曲げ部完了位置において、「幅方向範囲ｗ2に隣接する軸受箱率Ｒ＝０の幅方向範囲」（例えば、幅方向範囲ｗ3）の任意の位置（ｐ3）で「鋳片表面温度Ｔp3:R=0」を測定する（図５のＳ３）。そして、これらの温度差Ｔｍ2を算出する（図５のＳ４）。鋳片表面温度差Ｔｍ2は以下の式で表される。
曲げ部完了位置での鋳片表面温度差Ｔｍ2＝|Ｔp2:R≧0.2−Ｔp3:R=0|
なお、「幅方向範囲ｗ2に隣接する軸受箱率Ｒ＝０の幅方向範囲」は、「幅方向範囲ｗ1」でもよい。
【０１０４】
そして、鋳片表面温度差Ｔｍ2を用いて上記（１）式から「矯正部開始位置での予測鋳片表面温度差Ｔｅ2」を算出する（図５のＳ５）。予測鋳片表面温度差Ｔｅ2は以下の式で表される。
Ｔｅ2＝Ｔｍ2＋Ｌ1×Ｖｃ＋Ｌ2
ここで、Ｌ1＝−９７．６×Ｒ＋１６．９
Ｌ2＝１８１．５×Ｒ−２０．７
Ｒは止水区間の軸受箱率（Ｒ≧０．２）  である。
「予測鋳片表面温度差Ｔｅ2」は、矯正部開始位置において、曲げ部完了位置での測定位置（ｐ2,ｐ3）と鋳片幅方向に対応する位置ｐ12と位置ｐ13の予測温度差である。
【０１０５】
予測鋳片表面温度差Ｔｅ2≦３５℃である場合、「幅方向範囲ｗ2」と「軸受箱率Ｒ＝０の幅方向範囲」との温度差が小さくなると考えられるため、「幅方向範囲ｗ2」を空気量Ｑ2（２０Ｎｍ3／(ｍ2・Ｈｒ)≦空気量Ｑ2≦４０Ｎｍ3／(ｍ2・Ｈｒ)）で冷却する（図５のＳ２）。空気量の調整は幅方向範囲ｗ2に配置されたノズル５１,７１,９１等の噴霧量を調整することによって行う。
【０１０６】
一方、予測鋳片表面温度差Ｔｅ2＞３５℃である場合、「軸受箱率Ｒ＝０の幅方向範囲」との温度差が大きくなり、割れが発生すると考えられる。そこで、「幅方向範囲ｗ2」を上記（２）式を満たす空気量Ｑ1で冷却する（図５のＳ７）。
【０１０７】
幅方向範囲ｗ2の冷却方法が決定すると、残りの幅方向範囲ｗ4,ｗ6,ｗ8についても幅方向範囲ｗ2と同様な方法を実施して冷却する。
【０１０８】
なお、上記では止水区間の基準側（鋳片の下側に対応）について説明したが、反基準側についても基準側と同様な方法で冷却する。
【０１０９】
このように、本実施形態では二次冷却帯に水冷区間と空冷区間（止水区間）とを設け、止水区間の空気量を各幅方向位置の「軸受箱率Ｒ」によって変えている。また、「軸受箱率Ｒ」が大きいときは、「予測鋳片表面温度差Ｔｅ」を算出し、「予測鋳片表面温度差Ｔｅ」によって空気量を変えている。
さらに、「予測鋳片表面温度差Ｔｅ」が大きい場合は、割れが発生する可能性があるため、鋳片の冷却に影響する「鋳造速度Ｖｃ」及び「軸受箱率Ｒ」と「予測鋳片表面温度差Ｔｅ」とを基に「空気量Ｑ2」を算出し、「空気量Ｑ2」でその幅方向位置を冷却する。
このような方法で鋳片を空気冷却することにより、Ｎｉ含有鋼において軸受箱に起因する鋳片表面温度のばらつきを抑止できる。これにより、割れが発生することを抑止できるため、鋳片を幅方向全体にわたって高品質にすることができる。
【０１１０】
得られた鋳片は、搬送ロール５によって下流へ搬送される（図１及び図２Ｂ参照）。ここで、鋳片が水平部１５の終端を通過した時点では、上記冷却方法によって鋳片に割れが発生しておらず、幅方向全体にわたって高品質な鋳片が得られている。しかし、鋳片を搬送ロール５によって搬送し、圧延すると、製品の基準面側だけに表面疵が発生することがわかった。
【０１１１】
そこで、この原因について調査したところ、搬送ロール５の表面保護用の外面冷却に問題があることがわかった。搬送ロール５の外面には、図２Ｂに示すように冷却水が噴霧されているが、この水量が適切でないと考えられる。
【０１１２】
Ｎｉ含有鋼では、止水区間を設けて鋳片表面温度の低下を抑えているため、鋳片が水平部１５の終点を通過した時点では、鋳片表面温度が比較的高いが、搬送ロール５の表面が非常に低下していると、鋳片の基準側表層が急冷され、その後、復熱するという熱振幅が生じる。このときに生じた熱応力が、鋳片表皮下３ｍｍ以下の深さに存在する旧γ粒界に微細な割れを発生させることがわかった（図２１参照）。この割れは幅が２０μｍ未満であり、磁粉探傷試験では検知されないため、搬送後に磁粉探傷試験を行っても割れを発見することができない。しかし、表面処理で鋳片表面を１．５ｍｍ研削する場合、鋳片表皮下から１．５〜３ｍｍの深さに割れが存在すると、圧延後にこの割れが開孔し、製品表面欠陥となる。製品表面欠陥を完全に防止しようとすると、スラブ表面を３ｍｍ以上研削する必要があるが、歩留まりが低下する。
【０１１３】
上記知見を基に、本発明者らは、搬送ロール５に、２０Ｌ／(ｍ2・ｍｉｎ.)以下とする外面冷却を実施すると、圧延後の製品に表面欠陥が発生しないことを見出した。
【０１１４】
水量密度が２０Ｌ／(ｍ2・ｍｉｎ.)を超える場合、搬送ロール５の表面温度が大きく低下することで、鋳片の基準側表面が急冷される。これにより、上述した現象が起こり（図２１参照）、製品表面欠陥が発生する。
【０１１５】
なお、水量密度が０．４Ｌ／(ｍ2・ｍｉｎ.)未満である場合、搬送ロール５の表面を十分に冷却出来ないため、搬送ロール５に表面亀裂やそれに起因する剥離及び磨耗が発生する。剥離範囲が広がると、ロール断面形状が真円でなくなるため、鋳片を搬送する際、搬送ロールの回転時の繰り返し衝撃で亀裂や剥離部を起点としたロール折損が発生する。これにより搬送ロール５の使用寿命が短くなり、ロール交換を頻繁に行う必要がある。
【０１１６】
図２２には、搬送ロール５の一例を図示している。図２２では、鋳片搬送方向に上流から下流に向かって搬送ロール２５１,２５２,２５３,２５４と付している。
【０１１７】
搬送ロール２５１には、鋳片幅方向に凹凸が交互に形成されている。搬送ロール２５１の凸部２５１ａ,２５１ｂ,２５１ｃ,２５１ｄ,２５１ｅ,２５１ｆ,２５１ｇは全て同じ形状である。鋳片（基準面）は、搬送ロール２５１の凸部２５１ａ,２５１ｂ,２５１ｃ,２５１ｄ,２５１ｅ,２５１ｆ,２５１ｇだけに接触する（図２３Ａ参照）。
【０１１８】
搬送ロール２５２にも、鋳片幅方向に凹凸が形成されている。搬送ロール２５２の凸部２５２ａ,２５２ｂ,２５２ｃ,２５２ｄ,２５２ｅ,２５２ｆは全て同じ形状である。鋳片（基準面）は、搬送ロール２５２の凸部２５２ａ,２５２ｂ,２５２ｃ,２５２ｄ,２５２ｅ,２５２ｆだけに接触する。
【０１１９】
搬送ロール２５１の凸部２５１ａ,２５１ｂ,２５１ｃ,２５１ｄ,２５１ｅ,２５１ｆ,２５１ｇと、搬送ロール２５２の凸部２５２ａ,２５２ｂ,２５２ｃ,２５２ｄ,２５２ｅ,２５２ｆは、鋳片搬送方向に重ならないように配置されている。
【０１２０】
搬送ロール２５３は搬送ロール２５１と同じ構成であり、凸部２５３ａ,２５３ｂ,２５３ｃ,２５３ｄ,２５３ｅ,２５３ｆ,２５３ｇが形成されている。また、搬送ロール２５４は搬送ロール２５２と同じ構成であり、凸部２５４ａ,２５４ｂ,２５４ｃ,２５４ｄ,２５４ｅ,２５４ｆが形成されている。
【０１２１】
連続鋳造機１００には、搬送ロール２５１と搬送ロール２５２が鋳片搬送方向に交互に並設されている。搬送ロール２５１,２５２,２５３,２５４の凸部は千鳥状に配置されている。
【０１２２】
図２３Ａ及び図２３Ｂに示すように、搬送ロール２５１の凸部２５１ａ,２５１ｂ,２５１ｃ,２５１ｄ,２５１ｅ,２５１ｆ,２５１ｇの下には、それぞれノズル３５１,３５２,３５３,３５４,３５５,３５６,３５７が配置されている。ノズル３５１,３５２,３５３,３５４,３５５,３５６,３５７から凸部２５１ａ,２５１ｂ,２５１ｃ,２５１ｄ,２５１ｅ,２５１ｆ,２５１ｇの外面に向かって水が噴霧される。水は、主に、凸部２５１ａ,２５１ｂ,２５１ｃ,２５１ｄ,２５１ｅ,２５１ｆ,２５１ｇの下側半面（下面）に噴霧される。
【０１２３】
搬送ロール２５１,２５２,２５３,２５４の凸部の下にも、上記と同様にノズルが配置され、凸部の外面に水が噴霧されている。
【０１２４】
ノズル３５１,３５２,３５３,３５４,３５５,３５６,３５７は、水スプレーノズルでもよく、水とエアーを混合した気液混合ミストを噴霧するノズルでもよい。
【０１２５】
ノズルから噴霧される水は、上述したように、主に搬送ロール５の外面のうち下側半面（下面）に噴霧される（図２３Ｂ参照）。そこで、搬送ロールの外面に噴霧される冷却水量密度は、下記式から算出される。
搬送ロールの外面に噴霧される冷却水量密度＝搬送ロールへの噴霧水量÷搬送ロールの下面の表面積
【０１２６】
搬送ロールに複数の凹凸が形成されている場合、ロールの凸部だけが鋳片に接触するため、「搬送ロールの下面の表面積」は複数の凸部の下面表面積の合計である。
【０１２７】
例えば、搬送ロール２５１の場合、搬送ロール２５１の冷却水量密度は下記式から算出される。
搬送ロール２５１の冷却水量密度＝Ｑt÷（πＤ1Ｋ／２）
＝２Ｑt／πＤ1Ｋ
ここで、Ｑt＝Ｑ1＋Ｑ2＋Ｑ3＋Ｑ4＋Ｑ5＋Ｑ6＋Ｑ7であり、
Ｑ1,Ｑ2,Ｑ3,Ｑ4,Ｑ5,Ｑ6,Ｑ7は、それぞれノズル３５１,３５２,３５３,３５４,３５５,３５６,３５７から噴霧される水量である（図２３Ａ参照）。
Ｄ1は、凹部の外径（直径）がある（図２３Ｂ参照）。
また、Ｋ＝Ｋ1＋Ｋ2＋Ｋ3＋Ｋ4＋Ｋ5＋Ｋ6＋Ｋ7であり、
Ｋ1,Ｋ2,Ｋ3,Ｋ4,Ｋ5,Ｋ6,Ｋ7は、それぞれ凸部２５１ａ,２５１ｂ,２５１ｃ,２５１ｄ,２５１ｅ,２５１ｆ,２５１ｇの鋳片幅方向長さである（図２３Ａ参照）。
搬送ロール２５１の冷却水量密度（２Ｑt／πＤ1Ｋ）を、水量密度を０．４Ｌ／(ｍ2・ｍｉｎ.)以上２０Ｌ／(ｍ2・ｍｉｎ.)以下とする。
【０１２８】
搬送ロール２５２,２５３,２５４の水量密度も、搬送ロール２５１と同様な方法で算出される。搬送ロール２５２,２５３,２５４を含むすべての搬送ロールに、冷却水量密度（２Ｑt／πＤ1Ｋ）が０．４Ｌ／(ｍ2・ｍｉｎ.)以上２０Ｌ／(ｍ2・ｍｉｎ.)以下の外面冷却を実施する。
【０１２９】
このように、本実施形態では、各搬送ロール５の外面に０．４Ｌ／(ｍ2・ｍｉｎ.)以上２０Ｌ／(ｍ2・ｍｉｎ.)以下の水を噴霧する。これにより、圧延後に鋳片基準面側に表面疵が発生することを抑止できるため、製品の品質を向上させることができる。また、搬送ロール５に表面亀裂やそれに起因する剥離及び磨耗等の損傷が生じることを抑止できるため、搬送ロール５の使用寿命を長くすることができる。これにより搬送ロール５の交換回数を低減できる。
【０１３０】
また、本実施形態では、凹凸が形成された軽重量の搬送ロール２５１,２５２,２５３,２５４を用いているため、ロールコストを低減することができる。凹凸が形成されたロールとして、例えばディスクロールを用いることができる。
【０１３１】
また、搬送ロール２５１,２５２,２５３,２５４の凸部は鋳片と接触するが、凹部は鋳片と接触しないため、凸部と凹部が鋳片幅方向に交互に並んでいると、鋳片表面温度が鋳片幅方向にばらつき、鋳片幅方向に熱振幅が起こりやすい。しかし、本実施形態のように凸部が千鳥状に配置されていると、鋳片幅方向に熱振幅が起こりにくい。
【０１３２】
なお、本実施形態では、搬送ロール５として凹凸が形成されたロールを用いたが、図２４に示すように、フラットロール４５１を用いてもよい。フラットロール４５１の下方に、７つのノズル５５１,５５２,５５３,５５４,５５５,５５６,５５７を鋳片幅方向に所定の間隔で配置した場合、フラットロール４５１の冷却水量密度は下記式から算出される。
フラットロール４５１の冷却水量密度＝Ｑt÷（πＤ2Ｋ11／２）
＝２Ｑt／πＤ2Ｋ11
ここで、Ｑt＝Ｑ1＋Ｑ2＋Ｑ3＋Ｑ4＋Ｑ5＋Ｑ6＋Ｑ7であり、
Ｑ1,Ｑ2,Ｑ3,Ｑ4,Ｑ5,Ｑ6,Ｑ7はそれぞれノズル５５１,５５２,５５３,５５４,５５５,５５６,５５７の水量である。
Ｄ2はフラットロール４５１の直径である。
Ｋ11はフラットロール４５１の軸方向長さである。
【０１３３】
フラットロール４５１の冷却水量密度（２Ｑt／πＤ2Ｋ11）を０．４Ｌ／(ｍ2・ｍｉｎ.)以上２０Ｌ／(ｍ2・ｍｉｎ.)以下にすると、圧延後に鋳片基準面側に表面疵が発生することを抑止できるとともに、搬送ロール５に使用寿命を長くすることができる。
【０１３４】
次に、上記知見を得るために行った実験を説明する。
【０１３５】
鋳造条件及び止水区間の冷却条件を変えたときの割れの有無を調べた。また、搬送ロールの冷却水量密度を変えたときの表面疵の有無及び搬送ロール表面の剥離の有無を調べた。
【０１３６】
表２〜表７には、実験条件及び実験結果を示している。また、図２５〜２７には「空気量Ｑと予測鋳片表面温度差Ｔｅとの関係」を示している。本実験では、垂直曲げ型連続鋳造機として、機長が４０．６[ｍ]であり、円弧部の曲率半径が１０．７[ｍ]である連続鋳造機を用いた。また、鋳片サイズが厚み２８０[ｍｍ]×幅２１００[ｍｍ]であるスラブを鋳造した。
【０１３７】
下記に実験条件を示す。
・溶鋼の含有成分
Ｃ：０．４〜０．６ｍａｓｓ％
Ｍｎ：０．６〜０．９ｍａｓｓ％
Ｓi：０〜０．３ｍａｓｓ％
Ｐ：０．００５ｍａｓｓ％以下
Ｓ：０．００２ｍａｓｓ％以下
Ｎi：６〜１０ｍａｓｓ％
・止水区間（二次冷却水量＝０とする区間）の軸受箱率Ｒを０〜０．４とした。
・止水区間に配置されたロール：ロール直径が２３０〜２９０ｍｍの基準側ロール及び反基準側ロールを用いた。
・止水区間に配置されたノズルの直径ｄN：空冷用ノズル先端部の開口面積を求め（図２８Ａ参照）、開口面積から算出した円相当径をノズル直径ｄN（ｍ）とした。
・止水区間においてノズルから鋳片表面までの距離ｈ：ノズル先端から鋳片表面までの距離ｈ（ｍ）を測定した（図２８Ｂ参照）。
・止水区間において鋳造方向に軸受箱と隣り合うノズルに強冷却ノズルを用いた。強冷却ノズルを他のノズルと独立した配管系統とし、流量制御を単独で調整できるようにした。
・搬送ロール：ロール直径が４００〜５００ｍｍの搬送ロールを用いた。ディスクロールを用いた場合は、ディスクロールの最大直径（凸部が形成された部分の外径）を４００〜５００ｍｍとした。
・搬送ロールを冷却するノズル：スプレーノズルを使用した。１本の搬送ロールへ７本のスプレーノズルから水を噴霧することにより、鋳片幅方向に温度ムラが生じないようにした。
【０１３８】
表２〜表７の「矯正入側の温度差」は、矯正部開始位置における鋳片表面温度差であり、実測値から算出したものである。「鋳片表面温度差」とは、「軸受箱率Ｒ≧０．２での鋳片表面温度」と「軸受箱率Ｒ＝０での鋳片表面温度」との差である。軸受箱率Ｒ≧０．２が存在しない実験（Ｎｏ.９６,９７,２００,２０１,３０３,３０４）では、『「軸受箱率Ｒがゼロでない位置の鋳片表面温度」と「軸受箱率Ｒ＝０での鋳片表面温度」との差』を「矯正入側の温度差」とした。
【０１３９】
次に、実験結果の評価方法を説明する。
【０１４０】
（鋳片品質）
スラブ（搬送前）の内部割れの有無、表面割れの有無及び皮下割れの有無を評価した。
<内部割れ 有無>
特許第４３９７８２５号と同様に、過硫酸アンモニウムを用いた断面マクロ試験を実施した。鋳造後にスラブの一部（試料）を採取し、試料を所定の平面度まで研磨した後、研磨面に過硫酸アンモニウム（(ＮＨ4)2Ｓ2Ｏ8）を塗布し、腐食させた（腐食処理）。そして、研磨面を肉眼や顕微鏡を用いて目視により確認した。金属組織上の欠陥が存在する部分と存在しない部分とでは腐食の進行が異なり、欠陥が存在する部分には腐食斑が生じる。そこで、腐食斑が１つでも発生した場合は、内部割れが発生したと評価して表１に「有」と示した。一方、腐食斑が発生しなかった場合は、内部割れが発生しなかったと評価して「無」と示した。
<表面割れ 有無>
鋳造後のスラブを徐冷するもしくはスラブにカバーをかけて徐冷した後、スラブ表面をグラインダにより１．５ｍｍ研削し、磁粉探傷試験を実施した。本試験で表面割れが発生した場合を「有」とし、発生しなかった場合を「無」とした。
<皮下割れ 有無>
鋳片断面を塩酸によって腐食させ、表層から５〜２０ｍｍの範囲に割れが発生しているか確認した。割れが発生した場合を「有」とし、割れが発生しなかった場合を「無」とした。
【０１４１】
またスラブを搬送ロールで搬送し、所定の長さに切断後、必要に応じて研削等の表面処理を実施した後、圧延し、得られた製品の基準面（搬送ロールと接触する面）に表面疵が発生しているかを評価した。さらに使用後の搬送ロールに表面剥離が発生しているかを評価した。
<圧延製品品質 表面疵>
圧延後の製品に磁粉探傷試験を実施し、表面疵の有無を確認した。疵が大きい場合、目視で疵を確認した。目視で疵を確認できた場合は磁粉探傷試験を省略した。疵が発生していた場合を「有」とし、疵が発生しなかった場合を「無」とした。
<搬送ロール表面の剥離>
搬送ロールを６〜１０ヶ月の使用後、ロール表面を目視点検した。ロール表面に最大径で５ｍｍ以上の剥離があった場合を剥離「有」とし、それ以外を剥離「無」とした。なお、ロール表面に熱応力による微細な亀裂が発生している場合が認められたが、亀裂のみであれば、鋳片搬送に直ちに影響はないため、この場合も剥離「無」としている。
<総合評価>
スラブ搬送前に内部割れ、表面割れ、及び皮下割れが全て「無」であり、且つ、圧延後の製品の表面疵が「無」及び搬送ロール表面の剥離が「無」である場合は総合評価を「〇」とし、１つでも「有」が存在する場合は総合評価を「×」とした。
【０１４２】
（表２,表３）
鋳造速度Ｖｃ＝０．７ｍ／ｍｉｎ.に関する実験条件及び実験結果を示している。
【０１４３】
【表２】
2016175085.tif 000007
【０１４４】
【表３】
2016175085.tif 000008
【０１４５】
（表４,表５）
鋳造速度Ｖｃ＝１．０ｍ／ｍｉｎ.に関する実験条件及び実験結果を示している。
【０１４６】
【表４】
2016175085.tif 000009
【０１４７】
【表５】
2016175085.tif 000010
【０１４８】
（表６,表７）
鋳造速度Ｖｃ＝１．３ｍ／ｍｉｎ.に関する実験条件及び実験結果を示している。
【０１４９】
【表６】
2016175085.tif 000011
【０１５０】
【表７】
2016175085.tif 000012
【０１５１】
表２〜表７から下記の結果が得られた。
<鋳造速度Ｖｃ>
鋳造速度Ｖｃ＝０．７ｍ／ｍｉｎ.,１．０ｍ／ｍｉｎ.,１．３ｍ／ｍｉｎ.では割れが発生しなかったが、Ｖｃ＝０．６ｍ／ｍｉｎ.（Ｎｏ.８８）及びＶｃ＝１．４ｍ／ｍｉｎ.では（Ｎｏ.８９）では割れが発生した。
Ｎｏ.８８では、鋳造速度Ｖｃが遅く、矯正部で鋳片表面温度が大きく低下したため、表面割れが発生した。
一方、Ｎｏ．８９では、鋳造速度Ｖｃが速かったため、冷却不足によるバルジングが発生し、内部割れが発生した。
これらの結果から、鋳造速度Ｖｃを０．７〜１．３ｍ／ｍｉｎ.とすると割れの発生を抑止できることがわかった。
【０１５２】
<二次冷却水量>
二次冷却水量が０．０９〜０．３３Ｌ／ｋｇでは割れが発生しなかったが、二次冷却水量が０．０７Ｌ／ｋｇ（Ｎｏ.２０６）及び０．４０Ｌ／ｋｇ（Ｎｏ.２０７）では割れが発生した。
Ｎｏ.２０６では、冷却不足からバルジングよる内部割れが発生した。
一方、Ｎｏ.２０７では、曲げ部で鋳片表面温度が大きく低下したため、表面割れが発生した。
これらの結果から、二次冷却水量を０．０９〜０．３３Ｌ／ｋｇとすると割れの発生を抑止できることがわかった。
【０１５３】
<止水区間後の冷却長さ>
「止水区間後の冷却長さ」が３ｍ以下では割れが発生しなかったが、「止水区間後の冷却長さ」が５ｍ及び７ｍ（Ｎｏ.９０〜Ｎｏ．９５,Ｎｏ.１９４〜１９９）では割れが発生した。
Ｎｏ.９０〜Ｎｏ．９５,Ｎｏ.１９４〜１９９では、矯正通過時の鋳片温度を脆化温度より高温側にできなかったため、表面割れが発生したと考えられる。
これらから、「止水区間後の冷却長さ」を３ｍ以下とすると割れの発生を抑止できることがわかった。
【０１５４】
また、Ｎｏ.９６,９７,２００,２０１,３０３,３０４のように、軸受箱率Ｒが０．１４と小さい位置では、Ｒ＝０と同じ空気量でも鋳片表面温度差を十分に小さくできることがわかった。
【０１５５】
<搬送ロールの外面冷却の水量密度>
水量密度が０．４Ｌ／(ｍ2・ｍｉｎ.)以上２０Ｌ／(ｍ2・ｍｉｎ.)以下では製品の基準面に表面疵が発生しなかった。また、搬送ロール表面に剥離が発生しなかった。
一方、水量密度が２１Ｌ／(ｍ2・ｍｉｎ.)以上では、表面疵が発生した。これは、搬送ロールによってスラブの基準面側が急冷された後、復熱したことにより、割れが発生したと考えられる。
また、搬送前のスラブに内部割れ、表面割れ、及び皮下割れが発生しなかった場合でも、搬送ロールの水量密度が２１Ｌ／(ｍ2・ｍｉｎ.)以上であると圧延後の製品に表面疵が発生したことがわかった。
さらに、水量密度が０．３Ｌ／(ｍ2・ｍｉｎ.)以下では、搬送ロールの冷却不足からロール表面に剥離が生じたと考えられる。
これらから「搬送ロールの外面冷却の水量密度」を０．４Ｌ／(ｍ2・ｍｉｎ.)以上２０Ｌ／(ｍ2・ｍｉｎ.)以下にすると、製品に表面疵が発生することを抑止できるとともに、ロール表面が剥離することを抑止できることがわかった。
【０１５６】
以上、本発明の実施形態について図面に基づいて説明したが、具体的な構成は、これらの実施形態に限定されるものでないと考えられるべきである。本発明の範囲は上記した説明ではなくて特許請求の範囲によって示され、特許請求の範囲と均等の意味及び範囲内でのすべての変更が含まれる。
【０１５７】
例えば、基準側ロールの構成と反基準側ロールの構成は同じでもよく、異なっていてもよい。また、基準側ロール及び反基準側ロールの構成やノズルの位置は図４及び図２０に示すものに限られず、変更可能である。
【０１５８】
また、上述した実施形態では「曲げ部１２完了位置での鋳片表面温度差Ｔｍ」を求めるときに、隣り合う２つの幅方向領域の鋳片表面温度を用いたが（図７及び図２０参照）、隣り合わない領域の鋳片表面温度を用いてもよい。
【０１５９】
さらに、上述した実施形態では１つの幅方向範囲の空気量を１つの幅方向位置から決定したが（図７及び図２０参照）、１つの幅方向範囲において２つ以上の幅方向位置から空気量を決定してもよい。
【０１６０】
また、上述した実施形態では、搬送ロール２５１の凸部２５１ａ,２５１ｂ,２５１ｃ,２５１ｄ,２５１ｅ,２５１ｆ,２５１ｇの下方に、それぞれノズル３５１,３５２,３５３,３５４,３５５,３５６,３５７が配置されているが、凸部とノズルの位置関係は変更可能である。また、凸部とノズルは１:１の比率で配置されていなくてもよい。
【０１６１】
さらに、上述した実施形態では、搬送ロール５（搬送ロール２５１,２５２,２５３,２５４・・・）において、凸部が千鳥状に配置されているが、凸部は千鳥状に配置されていなくてもよい。
【産業上の利用可能性】
【０１６２】
本発明は、Ｎｉ含有鋼の鋳造に利用することができる。
【符号の説明】
【０１６３】
１        タンディッシュ
２        浸漬ノズル
３        鋳型
４        ロールスタンド
５,２５１,２５２,２５３,２５４        搬送ロール
６        溶鋼
７,５１,６１,６２,６３,６４,６５,６６,６７,７１,７２,８１,８２,８３,９１,９２,９５,１５１,１５２,３５１,３５２,３５３,３５４,３５５,３５６,３５７,５５１,５５２,５５３,５５４,５５５,５５６,５５７        ノズル
１１      垂直部
１２      曲げ部
１３      円弧部
１４      矯正部
１５      水平部
１６      支持ロール対
１７,３１,３２,３３,３４,３５,３６,４１,４２,４３,４４,４５,４６,１４１,１４２        基準側ロール
１８      反基準側ロール
３１Ａ,３１Ｂ,３２Ａ,３２Ｂ,４１Ａ,４１Ｂ,４１Ｃ,４２Ａ,４２Ｂ,４２Ｃ      ロール部
３１ａ,３２ａ,４１ａ,４１ｂ,４２ａ,４２ｂ,１４１ａ,１４２ａ      軸受箱部
１００           連続鋳造機
Ｓ,Ｒ,Ｕ1,Ｕ2    領域
Ｕ3              領域（鋳片幅方向領域）
【図１】
2016175085.tif 000013
【図２Ａ】
2016175085.tif 000014
【図２Ｂ】
2016175085.tif 000015
【図３Ａ】
2016175085.tif 000016
【図３Ｂ】
2016175085.tif 000017
【図２１】
2016175085.tif 000018
【図２２】
2016175085.tif 000019
【図２３Ａ】
2016175085.tif 000020
【図２３Ｂ】
2016175085.tif 000021
【図２４】
2016175085.tif 000022
【図２８Ａ】
2016175085.tif 000023
【図２８Ｂ】
2016175085.tif 000024
【図４】
2016175085.tif 000025
【図５】
2016175085.tif 000026
【図６】
2016175085.tif 000027
【図７】
2016175085.tif 000028
【図８】
2016175085.tif 000029
【図９】
2016175085.tif 000030
【図１０】
2016175085.tif 000031
【図１１】
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【図１２】
2016175085.tif 000033
【図１３】
2016175085.tif 000034
【図１４】
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【図１５】
2016175085.tif 000036
【図１６】
2016175085.tif 000037
【図１７】
2016175085.tif 000038
【図１８】
2016175085.tif 000039
【図１９】
2016175085.tif 000040
【図２０】
2016175085.tif 000041
【図２５】
2016175085.tif 000042
【図２６】
2016175085.tif 000043
【図２７】
2016175085.tif 000044