(57)【要約】【課題】鋳片最トップ部に欠けが発生することを抑止する。【解決手段】炭素含有量が０．０７ｗｔ％以上１．００ｗｔ％以下であり、アズキャスト鋳片を用いたシャルピー試験で得られた延性脆性遷移温度が２５０℃以上である鋼を鋳造する。連続鋳造機には、鋳型直下からｎ個のロールが鋳造方向に並設されている。鋳型直下からｉ番目のロールとｉ＋１番目のロールとのロールピッチをＬｉ（ｍｍ）とし、最トップ部が鋳型直下からｉ番目のロール位置に達した時に、ｉ番目のロールとｉ＋１番目のロールとの間に存在する鋳片のＩＮ面における面央部の温度をＴｓｉ（℃）としたとき、連続鋳造機に並設された全てのロールにおいて（１）式を満足する。    Ｌｉ2・（８１４−Ｔｓｉ）≦４．５３×１０7 ・・・（１）  ここで、ｎは２以上の整数であり、ｉは１以上ｎ−１以下の整数である。【選択図】図４Ａ
2017177117.tif 000002
【特許請求の範囲】
【請求項１】
炭素含有量が０．０７ｗｔ％以上１．００ｗｔ％以下であり、アズキャスト鋳片を用いたシャルピー試験で得られた延性脆性遷移温度が２５０℃以上である鋼を連続鋳造機を用いて鋳造する連続鋳造方法であり、
前記連続鋳造機には、鋳型直下からｎ個のロールが鋳造方向に並設され、
鋳造方向について鋳型直下からｉ番目のロールとｉ＋１番目のロールとのロールピッチをＬｉ（ｍｍ）とし、
ここで、ｎは２以上の整数であり、ｉは１以上ｎ−１以下の整数であり、
鋳片の最トップ部が鋳型直下からｉ番目のロール位置に達した時に、ｉ番目のロールとｉ＋１番目のロールとの間に存在する鋳片のＩＮ面における面央部の温度をＴｓｉ（℃）としたときに、
連続鋳造機に並設された全てのロールにおいて（１）式を満足することを特徴とする連続鋳造方法。
Ｌｉ2・（８１４−Ｔｓｉ）≦４．５３×１０7 ・・・（１）
【発明の詳細な説明】
【技術分野】
【０００１】
本発明は、鋼の連続鋳造方法に関する。
【背景技術】
【０００２】
鋳造終了時の鋳型内では、鋳片最トップ部（最後端部）に、溶鋼供給に伴う熱供給が行われない。また、鋳造速度の減少により、最トップ部の鋳型内滞留時間が長くなる。これにより最トップ部は、定常部等に比べて温度が低下しやすい。そこで、従来より、最トップ部へ噴霧する二次冷却水量を調整することで、最トップ部の温度低下を抑える方法が提案されている（特許文献１参照）。
【先行技術文献】
【特許文献】
【０００３】
【特許文献１】特開２００８−８７０５５号公報
【発明の概要】
【発明が解決しようとする課題】
【０００４】
鋳造終了時の鋳型内には、鋳型に沿ってシェルｓが形成され、シェルｓの内側に空間部ｐが形成されることで、最トップ部が凹状となっている（図３参照）。最トップ部は鋳造方向に引き抜かれ、ロール上を通過していくが（図４Ａ参照）、本発明者らの研究から、最トップ部のシェルｓは外面側と内面側との温度差により熱収縮することで、隣り合うロール間で外側に撓むことがわかった。そして、この撓んだ部分が下流のロールに引っ掛かることで、シェルｓが欠けることがわかった。
【０００５】
特に、連続鋳造機の矯正部では、二次冷却水が滞留しやすいため、シェルｓの外面側温度が低下しやすい。これによりシェルｓの外面側と内面側との温度差が大きくなることで熱収縮量も大きくなり、シェルｓが大きく撓む。したがって矯正部では、シェルｓが欠けやすい。
【０００６】
欠けた鋳片はロールスタンドに残り、次の鋳造で鋳造された鋳片に接触して、鋳片表面に疵をつける。疵がついた鋳片には表面溶削やグラインダー等の手入れが必要となり、歩留まり低下や納期遅れをもたらす。また、次の鋳造で、欠けた鋳片がダミーバーに引っ掛かると、ダミーバーが動かなくなる。動かなくなったダミーバーを取り除くには、鋳造を休止する必要があるため、連続鋳造機の稼働率が低下する。
【０００７】
そこで、鋳造が終了すると、最トップ部に欠けが発生しているかを確認し、欠けが発生しているときは、欠けを取り除いてから次の鋳造を開始している。しかし、鋳造終了から次の鋳造を開始するまでの時間が長くなるため、やはり稼働率が低下している。
【０００８】
そこで、本発明の目的は、最トップ部において、シェルの撓みを抑止することで、欠けの発生を抑止できる連続鋳造方法を提供することである。
【課題を解決するための手段】
【０００９】
本発明の連続鋳造方法は、炭素含有量が０．０７ｗｔ％以上１．００ｗｔ％以下であり、アズキャスト（鋳造まま）鋳片を用いたシャルピー試験で得られた延性脆性遷移温度が２５０℃以上である鋼を連続鋳造機を用いて鋳造する方法である。
連続鋳造機には、鋳型直下からｎ個のロールが鋳造方向に並設されている。
鋳造方向について鋳型直下からｉ番目のロールとｉ＋１番目のロールとのロールピッチをＬｉ（ｍｍ）とし、鋳片の最トップ部が鋳型直下からｉ番目のロール位置に達した時に、ｉ番目のロールとｉ＋１番目のロールとの間に存在する鋳片のＩＮ面における面央部の温度をＴｓｉ（℃）としたとき、連続鋳造機に並設された全てのロールにおいて（１）式を満足する。ここで、ｎは２以上の整数であり、ｉは１以上ｎ−１以下の整数である。
Ｌｉ2・（８１４−Ｔｓｉ）≦４．５３×１０7 ・・・（１）
【発明の効果】
【００１０】
本発明では、ロールピッチＬｉとシェル外面温度Ｔｓｉが欠けが発生しない（１）式の関係を満たすようにしている。これにより、最トップ部において、撓み量が小さくなるため、欠けの発生を抑止することができる。したがって、欠けが発生することにより生じていた問題、例えば、連続鋳造機の稼働率の低下、歩留まり低下及び納期遅れを解決することができる。
【図面の簡単な説明】
【００１１】
【図１】連続鋳造機の構成を示す模式断面図である。
【図２】連続鋳造機の一部を示す拡大模式図である。
【図３】鋳造終了時の鋳型内の最トップ部を示す模式図である。
【図４Ａ】最トップ部がロール上を移動しているときを示す模式図である。
【図４Ｂ】最トップ部のＩＮ側の拡大模式図（図４ＡのIVB拡大図）である。
【図５】シャルピー試験におけるサンプル（シャルピー試験片）の採取方法を説明する図である。
【図６】温度Ｔｓｉを測定する領域（鋳片のＩＮ面における面央部）を説明する模式図である。
【図７】実験の評価方法を説明する図である。
【図８】最トップ部が欠けた状態を示す写真である。
【図９】実験結果（ＬｉとＴｓｉとの関係）を示す図である。
【図１０】実験結果（Ｔｓｉと１／Ｌｉ2との関係）を示す図である。
【発明を実施するための形態】
【００１２】
以下、本発明の好適な実施形態について説明する。
【００１３】
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り、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Ｑに沿って設けられた複数のロールスタンド４とを備えている。ロールスタンド４には、ＩＮ側ロール５及びＯＵＴ側ロール６が設けられている。鋳型直下、及び、鋳造方向に隣り合う２つのロール間には、冷却ノズル７が配置されている。冷却ノズル７が配置された領域を２次冷却帯と呼ぶ。本実施形態では、鋳造経路に沿って鋳型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。また、鋳造経路Ｑの一方側（反基準側）を「ＩＮ側」と呼び、鋳造経路の他方側（基準側）を「ＯＵＴ側」と呼ぶ。
【００１４】
鋳造経路ＱのＩＮ側（鋳片の上側に対応）には、ｎ個のＩＮ側ロール５が鋳造方向に並設されている。また、鋳造経路ＱのＯＵＴ側（鋳片の下側に対応）には、ｎ個のＯＵＴ側ロール６が並設されている。ｎは２以上の整数である。
【００１５】
鋳造経路Ｑは、垂直方向に延在した垂直部１１と、垂直部１１に連接し、曲率半径が下流側ほど徐々に小さくなる曲げ部１２と、曲げ部１２に連接し、曲率半径が一定の円弧部１３と、円弧部１３の下流に設けられ、曲率半径が徐々に拡大する矯正部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。
【００１６】
タンディッシュ１内の溶鋼８は浸漬ノズル２を介して鋳型３内に注入される。溶鋼は、鋳型３内で冷却され、凝固シェルを形成しつつ下方へ引き抜かれ、内部まで凝固する。これにより鋳片が鋳造される。
【００１７】
図２には、連続鋳造機の一部を示している。図２では、３つのＩＮ側ロールに符号５１,５２,５３を鋳造方向に順に付し、３つのＯＵＴ側ロールに符号６１,６２,６３を鋳造方向に順に付している。鋳片を挟んでＩＮ側ロール５１とＯＵＴ側ロール６１が対向し、ＩＮ側ロール５２とＯＵＴ側ロール６２が対向し、ＩＮ側ロール５３とＯＵＴ側ロール６３が対向している。
【００１８】
ＩＮ側ロール５１及びＯＵＴ側ロール６１がメニスカスからｉ番目のロールであり、ＩＮ側ロール５２及びＯＵＴ側ロール６２がメニスカスからｉ＋１番目のロールであるとき、ｉ番目のロールとｉ＋１番目のロールのロールピッチＬｉは以下の式で表される。
ロールピッチＬｉ＝Ｌk+1−Ｌk
ここで、Ｌkはｉ番目のロールのメニスカス距離（ＯＵＴ側ロール６１の中心のメニスカス距離であり、ＩＮ側ロール５１の中心のメニスカス距離）である。
また、Ｌk+1はｉ＋１番目のロールのメニスカス距離（ＯＵＴ側ロール６２の中心のメニスカス距離であり、ＩＮ側ロール５２の中心のメニスカス距離）である。
ｉは１以上ｎ−１以下の整数である。また、メニスカスは鋳型３内の溶鋼面である（図１参照）。
【００１９】
鋳造終了時の鋳型内には、図３に示すように、鋳型に沿ってシェルｓが形成され、シェルｓの内側に空間部ｐが形成されている。これにより最トップ部Ｔは凹状となっている。最トップ部Ｔは鋳造方向に引き抜かれ、ＩＮ側ロール５上及びＯＵＴ側ロール６上を通過していく（図４Ａ参照）。このとき、シェルｓは外面側と内面側から冷却されるが、外面側は二次冷却等の影響を受けるため、内面側よりも温度が低下しやすい。これによりシェルｓの内面側と外面側とで温度差が生じる。この温度差によりシェルｓは熱収縮することで、外側に撓む。シェルｓの先端部がロール上に存在する時は（図４Ａの実線参照）、先端部がロールに支持されているため、シェルｓは撓まないが、シェルｓの先端部がロール上に存在しないときは、先端部がロールに支持されないため、シェルｓがロール間で外側に撓む（図４Ａの二点鎖線参照）。撓んだ部分は鋳造方向に引き抜かれながら下流ロールに引っ掛かる。これが欠け発生につながる。
【００２０】
このようにシェルｓはロール間で撓むことから、ロール間距離（ロールピッチＬｉ）を小さくすると、撓みを小さくすることができると考えられる。シェルｓの撓みが小さいと、シェルｓが下流ロールに引っ掛からないため、欠けが発生しない。
【００２１】
また、シェルｓは内面側と外面側との温度差による熱収縮で撓むため、内面側と外面側との温度差を小さくすると、撓みを小さくすることができると考えられる。シェルｓの内面側は外気により冷却されるが、外面側は外気に加え二次冷却等の影響を受けるため温度低下しやすい。外面側の温度低下量が大きくなると、内面側と外面側の温度差が大きくなるため、外面側の温度低下を抑えることで温度差を小さくすることができると考えられる。
【００２２】
上記より、本発明者らは、ロールピッチＬｉとシェルｓの外面側温度により、シェルｓの撓みを小さくすることができるという知見を得た。そこで、シェル撓み（撓み量）とロールピッチＬｉ及びシェルｓの外面側温度との関係を調べた。
【００２３】
図４Ｂには、ＩＮ側のシェルｓの拡大図（図４ＡのIVBの拡大図）を示している。
シェルｓの内面側と外面側との温度差をΔＴとしたとき、長さＬのシェルｓが温度差Δ
Ｔにより熱収縮したときの熱収縮量は（Ａ）式で表される。
熱収縮量＝Ｌ×α×ΔＴ ・・・（Ａ）
ここで、αはシェルの線膨張係数（０．０００００２３）である。
【００２４】
また、シェル厚みをｔ（ｍｍ）としたとき、シェル内面とシェル外面との周長の差は（Ｂ）式で表される。
シェル内面とシェル外面との周長の差＝シェル内面の周長−シェル外面の周長
＝（Ｒ＋ｔ）×θ−Ｒ×θ ・・・（Ｂ）
ここで、Ｒはシェルの熱収縮による撓みの曲率半径である。
【００２５】
シェルｓの熱収縮量（（Ａ）式）がシェル内面とシェル外面との周長の差（（Ｂ）式）であると考えると、（Ａ）式及び（Ｂ）式から（Ｃ）式が得られる。
Ｌ×α×ΔＴ＝（Ｒ＋ｔ）×θ−Ｒ×θ
θ＝Ｌ×α×ΔＴ／ｔ ・・・（Ｃ）
【００２６】
Ｌ≒Ｌｉと近似できるため、（Ｃ）式は（Ｃ１）式で表される。
θ＝Ｌｉ×α×ΔＴ／ｔ ・・・（Ｃ１）
ここで、Ｌｉはｉ番目のロールとｉ＋１番目のロールのロールピッチである。
【００２７】
また、シェルの撓み量δは下記式で表される。
δ＝Ｒ−Ｒｃｏｓθ
＝Ｒ（１−ｃｏｓθ）
ｓｉｎθ＝Ｌ／Ｒであるため、シェルの撓み量δは（Ｄ）式で表される。
δ＝Ｌ（１−ｃｏｓθ）／ｓｉｎθ ・・・（Ｄ）
【００２８】
θは微小量であるため、ｓｉｎθとｃｏｓθを下記のように近似できる。
ｓｉｎθ≒θ、ｃｏｓθ≒１−θ2／２
これらを（Ｄ）式に代入すると、（Ｅ）式が得られる。
δ＝Ｌ（１−ｃｏｓθ）／ｓｉｎθ
δ＝Ｌ×θ／２ ・・・（Ｅ）
また、Ｌ≒Ｌｉと近似できるため、撓み量δは（Ｅ１）式で表される。
δ＝Ｌｉ×θ／２ ・・・（Ｅ１）
【００２９】
（Ｅ１）式に（Ｃ１）式のθを代入すると、撓み量δは（Ｆ）式で表される。
δ＝Ｌｉ×θ／２
＝Ｌｉ×（Ｌｉ×α×ΔＴ／ｔ）／２
＝Ｌｉ2×α×ΔＴ／２ｔ ・・・（Ｆ）
【００３０】
ΔＴはシェルの内面側と外面側の温度差であり、シェル内面温度Ｔとシェル外面温度Ｔ
ｓｉの差から算出される。
ΔＴ＝Ｔ−Ｔｓｉ ・・・（Ｇ）
【００３１】
（Ｆ）式に（Ｇ）式を代入すると、撓み量δは（Ｈ）式で表される。
δ＝Ｌｉ2×α×ΔＴ／２ｔ
δ＝Ｌｉ2×α×（Ｔ−Ｔｓｉ）／２ｔ ・・・（Ｈ）
【００３２】
欠けが発生しないときの最大撓み量がδ1（限界撓み量）であるとき、（Ｈ）式で表される撓み量δが限界撓み量δ1以下であるときに欠けが発生しない。撓み量δが限界撓み量δ1以下となるのは、（Ｉ）式が成立するときである。
δ1≧Ｌｉ2×α×（Ｔ−Ｔｓｉ）／２ｔ
Ｌｉ2・（Ｔ−Ｔｓｉ）≦２・ｔ・δ1／α ・・・（Ｉ）
（Ｉ）式においてＣ１＝Ｔ、Ｃ２＝２・ｔ・δ1／αとすると、（Ｉ）式は（Ｊ）式で表される。
Ｌｉ2・（Ｃ１−Ｔｓｉ）≦Ｃ２・・・（Ｊ）
【００３３】
上記より、欠けが発生しないロールピッチＬｉとシェル外面温度Ｔｓｉとの関係は、理論上、（Ｊ）式で表すことができるという知見を得た。ロールピッチＬｉとシェル外面温度（外面側温度）Ｔｓｉが（Ｊ）式の関係を満たすとき、撓み量δが限界撓み量δ1以下となるため、欠けが発生しないことがわかった。
ここで（Ｊ）式には定数Ｃ１及びＣ２が含まれていることから、Ｃ１及びＣ２を決定するために下記の実験を行った。
【００３４】
（実験）
ロールピッチＬｉが異なる垂直曲げ型連続鋳造機又は湾曲型連続鋳造機を用いて複数の鋼種の鋳片を鋳造し、鋳片温度Ｔｓｉを測定した。また、最トップ部に欠けが発生したかを調べた。表１、表２及び表３には、実験条件及び実験結果を示している。
【００３５】
【表１】
2017177117.tif 000003
【００３６】
【表２】
2017177117.tif 000004
【００３７】
【表３】
2017177117.tif 000005
【００３８】
表１、表２及び表３の実験条件及び他の実験条件について説明する。
・延性脆性遷移温度
ＪＩＳ Ｚ ２２４２の規定に準拠してシャルピー試験を実施し、延性破面率が５０％となる温度を延性脆性遷移温度とした。シャルピー試験では、アズキャスト（鋳造まま）鋳片の表面から１０ｍｍ深さ〜１/４ｔ（ｔ:鋳片厚み）の領域からサンプル（シャルピー試験片）を採取した。具体的には、図５に示すように、鋳片の幅方向中央部分の１００ｍｍ〜２００ｍｍ且つ厚さ方向では表面から１０ｍｍ深さ〜１/４ｔ（ｔ:鋳片厚み）の１００ｍｍ〜２００ｍｍの領域からサンプル（シャルピー試験片）を採取した。図５では、Ｖノッチのサンプルを図示しているが、Ｕノッチのサンプルを用いてもよい。
【００３９】
以下に、延性脆性遷移温度が２５０℃〜３００℃である鋼の成分を示す。各成分の測定には、タンディッシュ内の溶鋼を用いた。
<延性脆性遷移温度２５０℃>
Ｃ:０．１８ｗｔ%、Ｓｉ:０．８０ｗｔ%、Ｍｎ:２．５ｗｔ%、Ｐ:０．０１ｗｔ%、Ｓ:０．００１ｗｔ%
<延性脆性遷移温度２６０℃>
Ｃ:０．１０ｗｔ%、Ｓｉ:１．２０ｗｔ%、Ｍｎ:２．４ｗｔ%、Ｐ:０．０１ｗｔ%、Ｓ:０．００１ｗｔ%
<延性脆性遷移温度２７０℃>
Ｃ:０．１４ｗｔ%、Ｓｉ:０．４５ｗｔ%、Ｍｎ:１．９ｗｔ%、Ｐ:０．０１ｗｔ%、Ｓ:０．００１ｗｔ%
<延性脆性遷移温度２８０℃>
Ｃ:０．０７ｗｔ%、Ｓｉ:０．０２ｗｔ%、Ｍｎ:１．５ｗｔ%、Ｐ:０．０２ｗｔ%、Ｓ:０．００１ｗｔ%
<延性脆性遷移温度２９０℃>
Ｃ:１．００ｗｔ%、Ｓｉ:０．１８ｗｔ%、Ｍｎ:０．４ｗｔ%、Ｐ:０．０２ｗｔ%、Ｓ:０．００２ｗｔ%
<延性脆性遷移温度３００℃>
Ｃ:０．５９ｗｔ%、Ｓｉ:２．１０ｗｔ%、Ｍｎ:０．４ｗｔ%、Ｐ:０．０１ｗｔ%、Ｓ:０．００１ｗｔ%
【００４０】
・温度Ｔｓｉ
温度Ｔｓｉは、図６に示すように、最トップ部Ｔが鋳型直下からｉ番目のロール位置に達した時に、ｉ番目のロールとｉ＋１番目のロールとの間に存在する鋳片のＩＮ面における面央部（図６に示す領域Ｘ）の温度である。領域Ｘにおいてサーモビュアーを用いて鋳片表面温度を測定し、温度Ｔｓｉとした。得られた温度Ｔｓｉは、図４Ｂに示すシェルｓの外面温度に対応する。
ここで、『最トップ部Ｔが鋳型直下からｉ番目のロール位置に達した時』とは、最トップ部Ｔの凹状となった部分が鋳型直下からｉ番目のロール（図６のＩＮ側ロール５１、ＯＵＴ側ロール６１）の中心のメニスカス距離Ｌkに達した時である。
また、『ｉ番目のロールとｉ＋１番目のロールとの間に存在する鋳片』とは、鋳片を挟んで対向するｉ番目のＩＮ側ロール５１とｉ番目のＯＵＴ側ロール６１に挟まれた領域を「第１領域」とし、鋳片を挟んで対向するｉ＋１番目のＩＮ側ロール５２とｉ＋１番目のＯＵＴ側ロール６２に挟まれた領域を「第２領域」としたとき、第１領域と第２領域との間にある「第３領域」である。
『鋳片のＩＮ面における面央部』とは、鋳片のＩＮ面において、鋳片幅方向について、一端から１５％の範囲を「第１コーナー部」とし、他端から１５％の範囲を「第２コーナー部」としたとき、第１コーナー部と第２コーナー部とに挟まれた７０％の範囲の領域である。第１、第２コーナー部は、２方向から冷却されるために面央部はコーナー部より高温となるため、測定箇所を面央部内とした。
領域Ｘは、第３領域のＩＮ面における面央部である。
【００４１】
・その他の条件
鋳造速度を０．５〜０．９ｍ/ｍｉｎとし、比水量を０．２３〜０．５０ｌ/ｋｇ-ｓｔｅｅｌとした。
【００４２】
最トップ部における欠けの有無は、以下の方法で評価した。
欠けが発生していないときは、最トップ部がでこぼこであるが、欠けが発生したときは、シェル先端面が鋭利な面となるため（図７参照）、最トップ部の表面に鋭利な面が形成されることがわかっている（図８参照）。そこで、鋳造後に最トップ部の表面を確認し、表面がでこぼこし、鋭利な面が形成されていないときは、欠けが無いと評価し（「〇」）、鋭利な面が形成されているときは、欠けが有ると評価した（「×」）。
【００４３】
表１、表２及び表３には、所定のｉ番目のロールピッチＬｉと温度Ｔｓｉを示している。各実験において、３箇所の測定箇所で欠けが無かったとき（「〇」）は、全てのｉ（ｉ＝１〜ｎ−１）で欠けが無かった。
【００４４】
表１、表２及び表３から、以下の知見が得られた。
Ｎｏ.１〜Ｎｏ.１９では、延性脆性遷移温度が２５０℃未満である鋼を鋳造したが、このとき欠けが発生しなかった。
一方、Ｎｏ.２０〜Ｎｏ.５２では、延性脆性遷移温度が２５０℃以上である鋼を鋳造したが、欠けが発生したときと欠けが発生しなかったときがあった。
【００４５】
上記から、延性脆性遷移温度が２５０℃未満である鋼では、欠けの発生がロールピッチＬｉと温度Ｔｓｉに関係しないことがわかった。
一方、延性脆性遷移温度が２５０℃以上である鋼では、ロールピッチＬｉと温度Ｔｓｉが変わることで、欠けが発生するときと発生しないときがあることがわかった。
そこで、延性脆性遷移温度が２５０℃以上である鋼を対象に、ロールピッチＬｉと温度Ｔｓｉが欠け発生の有無にどのように影響しているかを調べた。
【００４６】
図９には、Ｎｏ.２０〜Ｎｏ.５２（延性脆性遷移温度が２５０℃以上である鋼を鋳造した実験）のロールピッチＬｉと表面温度Ｔｓｉとの関係を示している。曲線ａは欠けの有無の境界であり、曲線ａの下方では欠けが無いが、曲線ａの上方では欠けが有る。
【００４７】
ここで、欠けが発生しないロールピッチＬｉとシェル外面温度Ｔｓｉとの関係は、上記から、理論上、（Ｊ）式で表すことができるという知見が得られている。
Ｌｉ2・（Ｃ１−Ｔｓｉ）≦Ｃ２・・・（Ｊ）
（Ｊ）式において等号が成立するとき、つまり、Ｌｉ2・（Ｃ１−Ｔｓｉ）＝Ｃ２は欠けが発生するか否かの境界といえる。
【００４８】
そうすると、図９の曲線ａはＬｉ2・（Ｃ１−Ｔｓｉ）＝Ｃ２に対応することから、曲線ａから定数Ｃ１及びＣ２を求めることができる。そこで、曲線ａを通る（Ｌｉ,Ｔｓｉ）から、Ｌｉ2とＴｓｉの関係を調べた。
【００４９】
表４には曲線ａを通る実験データを示している。表４の実験データは、表２及び表３の実験データである。また、図１０には、表４に示すデータ（曲線ａを通る実験データ）のＬｉ2とＴｓｉとの関係を示している。
【表４】
2017177117.tif 000006
【００５０】
図１０から、近似線を引くことができ、下記の近似式が得られた。
Ｔｓｉ＝８１４−４．５３×１０7／Ｌｉ2 ・・・（Ｋ）
（Ｋ）式を変形すると、（Ｋ１）式が得られる。
Ｌｉ2・（８１４−Ｔｓｉ）＝４．５３×１０7 ・・・（Ｋ１）
【００５１】
（Ｋ１）式は上述したＬｉ2・（Ｃ１−Ｔｓｉ）＝Ｃ２であることから、定数Ｃ１及びＣ２はＣ１＝８１４、Ｃ２＝４．５３×１０7 であることがわかった。これらを（Ｊ）式に代入すると下記（１）式が得られた。
Ｌｉ2・（８１４−Ｔｓｉ）≦４．５３×１０7 ・・・（１）
そして、（１）式を満たすとき欠けが発生しないという知見が得られた。
【００５２】
上記知見は延性脆性遷移温度が２５０℃以上の鋼を鋳造したときに得られたものであるため、本発明では延性脆性遷移温度が２５０℃以上の鋼を対象とする。また、本実験では、延性脆性遷移温度が２５０℃以上の鋼として、炭素含有量が０．０７ｗｔ％以上１．００ｗｔ％以下であるものを用いたため、炭素含有量が０．０７ｗｔ％以上１．００ｗｔ％以下である鋼を対象とする。
【００５３】
以上の知見から、炭素含有量が０．０７ｗｔ％以上１．００ｗｔ％以下であり、アズキャスト（鋳造まま）鋳片を用いたシャルピー試験で得られた延性脆性遷移温度が２５０℃以上である鋼の鋳造において、連続鋳造機に並設された全てのロールにおいて、下記（１）式を満足するようにする。
Ｌｉ2・（８１４−Ｔｓｉ）≦４．５３×１０7 ・・・（１）
ここで、Ｌｉはロールピッチであり、Ｔｓｉは鋳片のＩＮ面における面央部の温度である。
これにより、最トップ部において、シェルの撓み量を欠けが発生しない最大撓み量（限界撓み量）以下にできるため、欠けの発生を抑止することができる。
【００５４】
最トップ部の温度低下を抑止する方法として、従来より、二次冷却水量を調整する方法が知られている。しかし、上述した実験を基に本発明者らが研究したところ、延性脆性遷移温度が２５０℃未満の鋼種では二次冷却水量を調整することで欠けの発生を抑止できるが、延性脆性遷移温度が２５０℃以上という欠けが発生しやすい鋼種では二次冷却水量を調整しても欠けの発生を抑止できないことがわかった。そこで、本発明者らは、欠けが発生しやすい鋼種において、二次冷却水量の調整以外の方法で欠けの発生を抑止できる方法として、最トップ部のシェルの撓みに着目し、欠けが発生しないロールピッチＬｉとシェル外面温度Ｔｓｉとの関係を見出した。
【００５５】
この関係から、本発明では、延性脆性遷移温度が２５０℃以上の鋼種において欠けの発生を抑止できる。これにより、従来は鋳造終了後に欠けの有無の確認を行っていたが、この確認を行わなくてよい。したがって前の鋳造が終了するとすぐに次の鋳造を開始できるため、連続鋳造機の稼働率を向上させることができる。
【００５６】
また、本発明では、鋳造後、ロールスタンドに欠けが残らないため、次の鋳造で鋳造した鋳片に残った欠けによる表面疵が発生しないようになる。これにより表面溶削やグラインダー等の手入れが不要となり、歩留まり向上及び納期短縮を実現できる。また、次の鋳造で、欠けた鋳片がダミーバーに引っ掛かることがないため、鋳造を休止しなくてよい。
【００５７】
上述した実施形態及び実験では、鋳片のＩＮ面を基に説明したが、鋳片のＯＵＴ面もＩＮ面と同様に考えることができる。ＩＮ面ではＯＵＴ面より二次冷却水が溜まりやすいため、通常、ＩＮ面の温度はＯＵＴ面の温度と同じか、ＯＵＴ面の温度よりも低い。したがって、ＩＮ面の温度Ｔｓｉが（１）式を満たすときは、ＯＵＴ面の温度Ｔｓｉも（１）式を満たしている。
【００５８】
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。
【００５９】
例えば、上述した実施形態では、垂直曲げ型連続鋳造機を用いて説明したが、曲げ型連続鋳造機を用いる場合にも本発明の鋳造方法を利用することができる。
【００６０】
また、上述した実験の説明で、延性脆性遷移温度が２５０℃〜３００℃である鋼の成分を説明したが、延性脆性遷移温度が２５０℃〜３００℃である鋼の成分は上述した実験で説明した鋼の成分に限定されない。
【産業上の利用可能性】
【００６１】
本発明は、鋼の鋳造に利用することができる。
【符号の説明】
【００６２】
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
５,５１,５２,５３           ＩＮ側ロール
６,６１,６２,６３           ＯＵＴ側ロール
７           冷却ノズル
８           溶鋼
１１         垂直部
１２         曲げ部
１３         円弧部
１４         矯正部
１５         水平部
１００       連続鋳造機
Ｔ           最トップ部
ｓ           シェル
ｐ           空間部
【図１】
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【図２】
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【図３】
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【図４Ａ】
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【図４Ｂ】
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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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