(57)【要約】【課題】高炭素鋼の鋳造において中心偏析を改善する。【解決手段】炭素含有量が０．７０ｗｔ％以上０．９０ｗｔ％以下である高炭素鋼を鋳造する。鋳型への溶鋼注入終了前に鋳造速度の減速を開始し、鋳造速度Ｂになるまで減速する。定常状態の鋳造速度Ａを０．５５≦Ａ≦０．６０とする。鋳造速度の減速率α（＝鋳造速度Ｂ/鋳造速度Ａ）を０.７６≦α≦０．８５とする。減速開始から鋳造速度Ｂとなるまでの時間をＴとし、下記式を満たすようにする。      Ｆ（α,Ｔ）＝−５５α＋０．６７Ｔ＋３５≦０【選択図】図９
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【特許請求の範囲】
【請求項１】
炭素含有量が０．７０ｗｔ％以上０．９０ｗｔ％以下、珪素含有量が０．１５ｗｔ％以上０．２５ｗｔ％以下、マンガン含有量が０．４５ｗｔ％以上０．５５ｗｔ％以下であり、タンディッシュ内の溶鋼過熱度が１０〜４５℃である溶鋼を、０．２５ｌ/ｋｇ以上１．０ｌ/ｋｇ以下の比水量で冷却しながら連続鋳造し、
定常状態の鋳造速度Ａ(ｍ/ｍｉｎ)が下記（１）式の範囲であり、
０．５５≦Ａ≦０．６０・・・（１）
鋳型への溶鋼注入終了前に減速を開始し、鋳造速度Ｂとなるまで減速し、
鋳造速度Ｂ/鋳造速度Ａ＝αとしたときにαが下記（２）式の範囲であり、
０.７６≦α≦０．８５・・・（２）
減速開始から鋳造速度Ｂとなるまでの時間をＴとし、
下記（３）式を満たすことを特徴とする鋳造終了時の鋳造速度の減速方法。
Ｆ（α,Ｔ）＝−５５α＋０．６７Ｔ＋３５≦０・・・（３）
【発明の詳細な説明】
【技術分野】
【０００１】
本発明は、中心偏析を低減させる方法に関する。
【背景技術】
【０００２】
連続鋳造において、鋳片の凝固末期には、溶鋼の凝固収縮に伴って溶鋼が流動する。溶鋼流動に際して固液界面近傍の濃化溶鋼が流され、鋳片の厚み中心部に集積すると、中心偏析が生じ、製品の品質が低下する。
【０００３】
また中心偏析度が高い場合は、鋳片を製品として使用できないことがある。中心偏析度は鋼種成分、特に炭素濃度に強く影響を受ける。例えば、炭素濃度が高くなると、初相σ相の量が減少し、等軸晶が形成されにくくなり、固液共存相が長くなるため、中心偏析度が高くなる。
【０００４】
炭素濃度が高い高炭素鋼では、凝固収縮量が大きく、溶鋼流動が起こりやすいため、中心偏析が発生しやすい。高炭素鋼ではデンドライト間の濃化溶鋼が中心部に集積し、鋳片縦断面においてＶ偏析が発生する。
【０００５】
そこで、凝固末期に連続鋳造機に並設されたロールの勾配を小さくすることにより中心偏析を低減する方法が知られている。ロール勾配を小さくすると、鋳片に力（Ｐ1）が作用する。鋳片内部には溶鋼静圧による反力（Ｐ2）が作用しているため、鋳片にはＰ1−Ｐ2の力が負荷されている（図３の左図参照）。
【０００６】
タンディッシュから鋳型へ溶鋼を注入している間は溶鋼高さが変化しないため、溶鋼静圧は変化しないが、鋳造末期に鋳型への溶鋼注入が終了すると、溶鋼高さが低下し、溶鋼静圧が低下する。これにより溶鋼静圧による反力（Ｐ2）が小さくなり、力（Ｐ1）が鋳片にかかりやすくなることで、鋳片内部の濃化溶鋼が鋳造方向と反対方向に押し出され、溶鋼が流動する。その結果、偏析が悪化する。
【０００７】
そこで、特許文献１では、鋳型への溶鋼注入終了以降に、定常状態に比べ溶鋼静圧の低下による鋳造方向と逆方向の溶鋼流動を防止する分だけ鋳片冷却水量を増加することにより、溶鋼流動を抑止している。また、特許文献２では、鋳型への溶鋼注入終了以降に、定常状態に比べ溶鋼静圧の低下による鋳造方向と逆方向の溶鋼流動を防止する分だけ鋳片引き抜き速度を下げている。
【０００８】
特許文献３では、特許文献２とは異なる目的で鋳造末期に減速しているが、減速によりクレーターエンド位置が上流側へ移動するため、移動後のクレーターエンド位置に対応する位置で圧下している。
【先行技術文献】
【特許文献】
【０００９】
【特許文献１】特開平６−３４４１０１号公報
【特許文献２】特開平６−３３５７５９号公報
【特許文献３】特開平４−３３７５７号公報
【発明の概要】
【発明が解決しようとする課題】
【００１０】
特許文献１では冷却水量を増加しているが、溶鋼流動を防止するためには多量の冷却水が必要であり、現実的でない。また、冷却水を多量に噴霧すると、冷却水量がばらつくことにより冷却むらが生じ、中心偏析が悪化することがある。
【００１１】
特許文献２では、鋳型への溶鋼注入終了以降に鋳片引き抜き速度を下げているが、本発明者の研究から、後述するように、鋳型への溶鋼注入終了以降に減速しても、溶鋼流動を十分に抑止できないことがわかった。したがって、特許文献１と特許文献２の方法では中心偏析を十分に改善することができない。
【００１２】
なお、特許文献３ではクレーターエンド位置が移動する度に圧下する位置を変える必要があるが、圧下位置を変えるには大掛かりな設備変更を要する。
【００１３】
そこで、本発明の目的は、中心偏析が生じやすい高炭素鋼の鋳造において、設備変更を行うことなく、中心偏析を改善できる方法を提供することである。
【課題を解決するための手段】
【００１４】
本発明者は、上記問題を解決するため研究を進めたところ、鋳型への溶鋼注入終了以降は、溶鋼静圧の低下に伴い最適なロール勾配量が低下すること、また最適なロール勾配の低下に伴いそのロール勾配による力がかかる位置（最適ロール勾配終了位置）が下流へ移動することがわかった。そして、最適なロール勾配にするためには、クレーターエンド位置（凝固完了位置）を最適ロール勾配終了位置に近付けることによりこれを実現できるという知見を得た。
【００１５】
また上記を実現できる方法として、下記の方法を見出した。
具体的には、炭素含有量が０．７０ｗｔ％以上０．９０ｗｔ％以下、珪素含有量が０．１５ｗｔ％以上０．２５ｗｔ％以下、マンガン含有量が０．４５ｗｔ％以上０．５５ｗｔ％以下であり、タンディッシュ内の溶鋼過熱度が１０〜４５℃である溶鋼を、０．２５ｌ/ｋｇ以上１．０ｌ/ｋｇ以下の比水量で冷却しながら連続鋳造し、
定常状態の鋳造速度Ａ(ｍ/ｍｉｎ)を下記（１）式の範囲とし、
０．５５≦Ａ≦０．６０・・・（１）
鋳型への溶鋼注入終了前に減速を開始した後、鋳造速度Ｂとなるまで減速し、
鋳造速度Ｂ/鋳造速度Ａ＝αとしたときにαを下記（２）式の範囲とする。
０.７６≦α≦０．８５・・・（２）
また、減速開始から鋳造速度がＢとなるまでの時間をＴとし、下記（３）式を満たすようにする。
Ｆ（α,Ｔ）＝−５５α＋０．６７Ｔ＋３５≦０・・・（３）
【発明の効果】
【００１６】
本発明では、鋳型への溶鋼注入終了前に減速を開始することで、クレーターエンド位置を最適ロール勾配終了位置に近付けることができる。これにより鋳型への溶鋼注入終了後に溶鋼静圧が低下し、最適なロール勾配が低下しても、その最適なロール勾配で鋳片に力をかけることができるため、溶鋼流動が起こらない。したがって中心偏析を低減することができる。よって中心偏析度が高くなりやすい高炭素鋼の鋳造において、連続鋳造機の設備変更を行うことなく、中心偏析を大幅に改善することができる。
【図面の簡単な説明】
【００１７】
【図１】連続鋳造機の構成を示す模式断面図である。
【図２】ロール勾配変形区間の一部を示す模式図である。
【図３】ロール勾配変形区間における鋳片の模式断面図である。
【図４Ａ】定常状態の鋳片の模式断面図である。
【図４Ｂ】定常状態のロール勾配量とメニスカス距離との関係を示す図である。
【図５Ａ】鋳型への溶鋼注入終了後の鋳片の模式断面図である。
【図５Ｂ】鋳型への溶鋼注入終了後のロール勾配量とメニスカス距離との関係を示す図である。
【図６Ａ】最適ロール勾配終了位置の変化を示す図である。
【図６Ｂ】クレーターエンド位置の変化を示す図である。
【図７】最適ロール勾配終了位置の変化とクレーターエンド位置の変化を示す図である。
【図８Ａ】従来の鋳造末期の減速方法を示す図である。
【図８Ｂ】従来の減速方法を実施したときの最適ロール勾配終了位置の変化とクレーターエンド位置の変化を示す図である。
【図９】本実施形態の鋳造末期の減速方法の一例を示す図である。
【図１０】実験結果を示す図である。
【発明を実施するための形態】
【００１８】
以下、本発明の好適な実施形態について説明する。
【００１９】
図１には連続鋳造機の模式断面図を示している。連続鋳造機は、図１に示すように、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４とを備えている。ロール４は図示しないロールスタンドに設置されている。複数のロール４には、鋳片を引き抜くピンチロール４１,４２が含まれている。鋳造方向に隣り合う２つのロール４,４間には冷却ノズル５が配置されている。本実施形態では、冷却ノズル５が配置された領域を２次冷却帯と呼ぶ。また、鋳造経路Ｑ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。なお、図１では、冷却ノズル５が鋳型３の直下から連続鋳造機１００の機端までに配置されているが、冷却ノズル５は連続鋳造機１００の機端まで配置されていなくてもよい。
【００２０】
タンディッシュ１内の溶鋼６は浸漬ノズル２を介して鋳型３内に注入され、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。
【００２１】
本実施形態では、炭素含有量が０．７０ｗｔ％以上０．９０ｗｔ％以下である高炭素鋼を鋳造する。鋼には、珪素が０．１５ｗｔ％以上０．２５ｗｔ％以下、マンガンが０．４５ｗｔ％以上０．５５ｗｔ％以下含有されている。タンディッシュ内の溶鋼過熱度は１０〜４５℃である。
【００２２】
また、鋳片を０．２５ｌ/ｋｇ以上１．０ｌ/ｋｇ以下の比水量で冷却する。比水量は以下の式で表される。
2017148842.tif 000003
【００２３】
鋳造経路Ｑには、溶鋼の凝固末期にロール勾配量が小さくなっていくロール勾配変形区間が設けられている（図１参照）。図２にはロール勾配変形区間の一部を示している。ロール勾配変形区間では、ロールスタンドがテーパ状に配置され、対向するロール間距離が鋳造方向に狭くなっている。図２では、３つの基準側ロールに符号５１,５２,５３を鋳造方向に順に付し、３つの反基準側ロールに符号６１,６２,６３を鋳造方向に順に付している。鋳片を挟んでロール５１とロール６１が対向し、ロール５２とロール６２が対向し、ロール５３とロール６３が対向している。
【００２４】
ロール勾配変形区間のロール勾配（ロール勾配量）は、例えば以下の式から算出することができる。
ロール５１（ロール６１）の中心のメニスカス距離をＬi、ロール５２（ロール６２）の中心のメニスカス距離をＬi+1、ロール５１とロール６１の間の距離をＧi、ロール５２とロール６２の間の距離をＧi+1としたとき
2017148842.tif 000004
である。
【００２５】
ロール勾配変形区間では、図３の左図に示すように、ロール勾配による力（Ｐ1）と溶鋼静圧による反力（Ｐ2）とが鋳片に作用し、Ｐ1−Ｐ2の荷重が鋳片にかかる。ロール勾配による力（Ｐ1）によって、鋳片表面部が変形する（図３の右図参照）。また溶鋼静圧による反力（Ｐ2）によって、鋳片内部が変形する。これらの変形量から、ロール勾配効率は以下の式で表される。
2017148842.tif 000005
なお、図３の右図では、鋳片表面部の変形及び鋳片内部の変形を上部にまとめて模式的に示している。
【００２６】
反力Ｐ2となる溶鋼静圧は、溶鋼高さに比例して増減する。タンディッシュから鋳型へ溶鋼注入を行っているとき（定常状態）は、図４Ａに示すように、溶鋼高さＨ0が変化しない。したがって溶鋼静圧も変化しない。
【００２７】
ここで、「定常状態」とは、鋳造開始後、鋳造速度を徐々に増加させ、溶鋼温度および溶鋼成分に応じて任意に決定した目標鋳造速度（本実施形態では鋳造速度Ａ）に達してから速度を変化させることなく、一定速度で鋳片を引き抜いている状態であり、かつ溶鋼静圧も変化していない状態である。一方、後述する「非定常状態」とは、目標鋳造速度以外の鋳造速度で鋳片を引き抜いている状態及び溶鋼静圧が変化している状態の少なくとも一方を満たす状態である。
【００２８】
図４Ａでは、定常状態において、クレーターエンド位置とロール勾配変形区間の最終端とが一致している。クレーターエンド位置（最終凝固位置）のメニスカス距離はＬであり、ロール勾配変形区間の長さはｌ0である。
【００２９】
ロール勾配変形区間では、上述したように対向するロール間距離が鋳造方向に狭くなっているため（図２参照）、下流に進むにつれてロール勾配量が増加している（図４Ｂ参照）。定常状態の最適ロール勾配量は、Ａ0である。ここで「最適ロール勾配量」とは、鋳片内部で溶鋼流動が起こらないときのクレーターエンド位置における最適なロール勾配量である。
【００３０】
鋳型への溶鋼注入終了後（非定常状態）は、溶鋼高さが低下する（図５Ａ参照）。これに伴い溶鋼静圧が減少し、溶鋼静圧による反力Ｐ2が低下するため（図３の左図参照）、ロール勾配による力が鋳片にかかりやすい。言い換えると、図３の右図に示すロール勾配効率が小さくなる。
【００３１】
クレーターエンド位置が定常状態と同じメニスカス距離Ｌにあると（図５Ａ参照）、クレーターエンド位置のロール勾配量は定常状態と同じロール勾配量Ａ0である（図５Ｂ参照）。しかし、鋳型への溶鋼注入終了後は、上述したようにロール勾配による力が鋳片にかかりやすいため、定常状態と同じロール勾配量Ａ0であると、鋳片に力がかかりすぎる。これでは鋳片内部の溶鋼が流動し、偏析が悪化する。そこで、鋳型への溶鋼注入終了以降は、定常状態のときよりもロール勾配を小さくすることが好ましい。
【００３２】
例えば、鋳型への溶鋼注入終了後、時刻ｔ1における溶鋼高さがｈ0（ｈ0＜Ｈ0）であり、溶鋼高さｈ0のときの最適ロール勾配量がαＡ0（α＜１）である場合、時刻ｔ1における最適ロール勾配量はαＡ0であることが好ましい。最適ロール勾配量がαＡ0となるロール勾配終了位置（最適ロール勾配終了位置）は、図５Ｂからメニスカス距離がＬ1（Ｌ1＜Ｌ）の位置であるため、時刻ｔ1にクレーターエンド位置がメニスカス距離Ｌ1の位置にあると（図５Ａ参照）、ロール勾配（αＡ0）による最適な力が鋳片（クレーターエンド位置）にかかるので、溶鋼流動が殆ど起こらない。
【００３３】
上記より、鋳型３への溶鋼注入終了後は最適なロール勾配（最適ロール勾配量）が低下し、これに伴いそのロール勾配による力がかかる位置（最適ロール勾配終了位置）が下流へ移動することがわかった。そして、最適なロール勾配にするためには、クレーターエンド位置（凝固完了位置）を最適ロール勾配終了位置に近付けるとよいという知見を得た。最適なロール勾配にすることができると、そのロール勾配による最適な力が鋳片（クレーターエンド位置）にかかるため、溶鋼流動が起こりにくい。したがって偏析の発生を抑止できる。
【００３４】
そこで、本発明者は、鋳型３への溶鋼注入終了後に、クレーターエンド位置を最適ロール勾配終了位置に近付ける方法を研究した。
【００３５】
最適ロール勾配量の低下に伴い最適ロール勾配終了位置は上流へ移動するため（図５Ｂ参照）、クレーターエンド位置も上流へ移動させる必要がある。そこで鋳造速度を減速させることで、クレーターエンド位置を上流へ移動させる。以下では、鋳造速度を減速させる場合の方法を説明する。
【００３６】
先ず、以下の方法で最適ロール勾配終了位置を決定した。
ある減速パターンについて、注入終了からの時間を基に、その時間における溶鋼静圧を算出した。溶鋼静圧からロール勾配により鋳片にかかる力の効率を推定し、この効率から最適ロール勾配量を推定し、最適ロール勾配量から最適ロール勾配終了位置を決定した。その結果、図６Ａに示す曲線Ａが得られた。
【００３７】
図６Ａでは、横軸を「時間」とし、縦軸を「メニスカス距離」としている。横軸は、注入終了時を「０」とし、注入終了前を「−」、注入終了後を「＋」としている。例えば、注入終了から時間ｔ1（ｔ1＞０）経過後の最適ロール勾配終了位置はＬ1である。
【００３８】
次に、クレーターエンド位置を決定する。
クレーターエンド位置は、鋳造速度の減速によって変化する。ある減速パターンについてクレーターエンド位置を（−ｔ0,Ｌ）を通る傾き「−ａ」の直線で近似すると、クレーターエンド位置は以下の式で表される（図６Ｂ参照）。ここでｔ0＞０であり、傾き「−ａ」は減速パターンによって変化する。
クレーターエンド位置＝−ａ×注入終了からの時間＋Ｌ−ａ×ｔ0 ・・・（Ｂ）
（−ｔ0,Ｌ）を通ることは、鋳型３への溶鋼注入終了時から時間ｔ0前に減速を開始したことを意味する。
【００３９】
本発明者は、上記（Ｂ）式と曲線Ａとのずれを小さくすることにより、クレーターエンド位置を最適ロール勾配終了位置に近付けることができるという知見を得た（図７参照）。このずれの指標として、例えばΣ(偏差)2 や（Ｂ）式と曲線Ａとに囲まれた面積Ｓを用いることができる。
【００４０】
ところで、鋳造速度を減速させる方法は従来より知られていたが、本発明者の研究から、従来法では（Ｂ）式と曲線Ａのずれを小さくできないことがわかった。
【００４１】
例えば、上述した特許文献２等では、鋳型への溶鋼注入終了以降に鋳造速度を減速させている。溶鋼注入終了時に減速を開始した場合（図８Ａ参照）、クレーターエンド位置は（０,Ｌ）を通る傾き「−ａ」の直線で近似でき、下記（Ｃ）式で表される（図８Ｂ参照）。
クレーターエンド位置＝−ａ×注入終了からの時間＋Ｌ ・・・（Ｃ）
【００４２】
図８Ｂに示すように、（Ｃ）式は常に曲線Ａより上方にあり、（Ｃ）式と曲線Ａのずれは非常に大きい。これは、クレーターエンド位置が最適ロール勾配終了位置より常に下流にあり、クレーターエンド位置が最適ロール勾配終了位置から遠いことを示している。
【００４３】
なお、上記では鋳型への溶鋼注入終了時に減速を開始した場合を説明したが、鋳型への溶鋼注入終了後に減速を開始した場合は、クレーターエンド位置が図中の（Ｃ）式より上方（下流）になるため、クレーターエンド位置が最適ロール勾配終了位置からさらに遠ざかる。したがって従来法では、クレーターエンド位置を最適ロール勾配終了位置に近付けることができない。
【００４４】
この理由について、本発明者は以下の知見を得た。
鋳造速度を減速してもクレーターエンド位置はすぐに移動せず、クレーターエンド位置が上流へ移動するには相当な時間がかかる。その一方で、最適ロール勾配終了位置は溶鋼高さに比例して急速に上流へ移動するため、クレーターエンド位置の移動が最適ロール勾配終了位置の移動に追いつかない。したがって、鋳型３への溶鋼注入終了以降に鋳造速度を減速しても、クレーターエンド位置を最適ロール勾配終了位置に近付けることができなかった。その結果、ロール勾配による力が鋳片にかかり過ぎ、溶鋼流動が起こったため、中心偏析を低減できなかった。
【００４５】
そこで、本実施形態では、鋳型３への溶鋼注入終了前に減速を開始する。具体的には、図９に示すように、定常状態の鋳造速度Ａ（ｍ/ｍｉｎ）から、鋳型への溶鋼注入終了前に減速を開始し、鋳造速度Ｂ（ｍ/ｍｉｎ）となるまで減速する。
【００４６】
図９では、時刻ｘ1に減速を開始し、時刻ｘ2に鋳型への溶鋼注入を終了し、時刻ｘ3に鋳造速度Ｂとなっている（ｘ1＜ｘ2＜ｘ3）。減速開始から鋳造速度Ｂとなるまでに要する時間Ｔ（ｍｉｎ）は、以下の式で表される。
Ｔ＝ｘ3−ｘ1
【００４７】
このように鋳型３への溶鋼注入終了前に減速を開始することにより、図７に示すように、（Ｂ）式と曲線Ａのずれ量を従来よりも大幅に小さくすることができる。これにより、クレーターエンド位置を最適ロール勾配終了位置に近付けることができる
【００４８】
クレーターエンド位置が最適ロール勾配終了位置に近いほど、最適ロール勾配量に近いロール勾配量で鋳造できるため、中心偏析を低減できる。そこで（Ｂ）式と曲線Ａのずれ量をどの範囲にすれば中心偏析を改善できるかを調べた。
【００４９】
なお、（Ｂ）式と曲線Ａは減速パターンによって変わり、（Ｂ）式と曲線Ａのずれ量も減速パターンによって変わる。図６及び図９はある減速パターンを示したものであり、減速パターンは鋳造速度Ａ、鋳造速度Ｂ、鋳造速度の減速率α（＝鋳造速度Ｂ／鋳造速度Ａ）、時間Ｔ、及び減速開始時刻ｘ1等によって変化する。
【００５０】
そこで、減速パターンを変えて、（Ｂ）式と曲線Ａのずれ量と中心偏析の関係を調べた。表１及び表２には、実験条件及び実験結果を示している。表１及び表２では、（ｂ）式と曲線Ａのずれ量の指標として「Σ(偏差)2」を用いている。
【００５１】
【表１】
2017148842.tif 000006
【００５２】
【表２】
2017148842.tif 000007
【００５３】
表１及び表２の実験条件及び他の実験条件について説明する。
・炭素含有量、珪素含有量及びマンガン含有量の測定には、タンディッシュ内の溶鋼を用いた。
・溶鋼過熱度は下記の方法で測定した。
取鍋からタンディッシュに溶鋼を注入する際、注入開始から、取鍋１チャージの溶鋼をタンディッシュへ注入完了する時間の１／３程度の時間が経過したタイミングで、タンディッシュ内溶鋼の溶鋼過熱度を測定した。測定には測温プローブを用いた。
・減速開始タイミングは、タンディッシュから鋳型への溶鋼注入終了時を「０」とし、溶鋼注入終了前を「−」で表し、溶鋼注入終了後を「＋」で表している。
・連続鋳造機では、直径１５０〜２９０ｍｍのロールを用い、ロールピッチ（鋳造方向に隣り合うロールの中心間距離）を１８０ｍｍ〜３８０ｍｍとした。
・鋳型周辺に鋳型内電磁撹拌装置を設置し、鋳型内電磁撹拌装置に流す電流値を３００Ａ〜８００Ａとした。
・タンディッシュから鋳型への溶鋼注入終了後は、次の鋼種の溶鋼を鋳型へ注入せず、鋳造を終了した。次のキャストを鋳造するときは、鋳造終了後、鋳型の下方にダミーバーを装入してから鋳造を開始した。
【００５４】
表１及び表２の「偏析評価」は、以下の方法で行った。
【００５５】
鋳造後の鋳片を熱間圧延した後、φ５０ｍｍの試験片を採取し、研磨して試料を得た。取鍋１チャージで１２個の試料を得た。
各試料をナイタール腐食液で腐食し、実体顕微鏡を用いて接眼レンズでＣ偏析長さを測定した。
また、各試料をオーバーフォッファー氏液中に浸析し、液中から取り出した試料を水洗し、乾燥させた後、投影機を用いてスケールでＰ偏析長さを測定した。
【００５６】
表３を基に、Ｃ偏析長さ及びＰ偏析長さから偏析ランクを決定した。
【表３】
2017148842.tif 000008
【００５７】
取鍋１チャージ（１２個の試料）の偏析ランクの総和を偏析指標とした。偏析指標から偏析レベルを決定した（表４参照）。
【表４】
2017148842.tif 000009
【００５８】
偏析レベルが０以上５以下では、鋳造後の鋳片をφ０．１２ｍｍまで圧延しても断線頻度が０であるため、実用上、品質に問題がない製品を製造することができる。そこで偏析レベルが０以上５以下では、偏析を改善できたと評価し、「〇」とした。
一方、偏析レベルが６以上では、圧延時に断線するため、製品として利用することができない。そこで偏析レベルが６以上では、偏析を改善できていないと評価し、「×」とした。
【００５９】
表１及び表２の結果から、（ｂ）式と曲線Ａのずれ量（Σ(偏差)2）と偏析との関係を調べた。
【００６０】
図１０には、表１及び表２の結果（下記１）〜３)）を示している。
１) Σ(偏差)2 とαとの関係（Ｔ＝１）
２) Σ(偏差)2 とαとの関係（Ｔ＝５）
３) Σ(偏差)2 とＴとの関係
【００６１】
１)及び２)において、偏析評価が「〇」であるものを重回帰分析すると、近似式（ｄ）が得られた。
Σ(偏差)2 ＝−５５×Ｔ＋３５．６７ ・・・（ｄ）
３)において、偏析評価が「〇」であるものを重回帰分析すると、近似式（ｅ）が得られた。
Σ(偏差)2 ＝−０．６７×α−９．４２９２ ・・・（ｅ）
（ｄ）式及び（ｅ）式を重回帰分析すると、近似式（ｆ）が得られた。
Σ(偏差)2 ＝−５５α＋０．６７Ｔ＋３５ ・・・（ｆ）
近似式（ｆ）は、偏析評価が「〇」であるΣ(偏差)2 の近似式である。近似式（ｆ）は、αとＴの関数であるため下記式で表すことができる。
Ｆ（α,Ｔ）＝−５５α＋０．６７Ｔ＋３５・・・（ｇ）
【００６２】
ここで、表１及び表２から、Σ(偏差)2が０を超えたときは偏析評価が「×」であるが、それ以外のときは偏析評価が「〇」であることがわかった。そこで、Σ(偏差)2の限界値を０とし、Σ(偏差)2が０以下であるときは偏析を低減でき、Σ(偏差)2が０を超えるときは偏析を低減できないと評価できる。
【００６３】
これを上記（ｇ）式に適用すると、
Ｆ（α,Ｔ）＝−５５α＋０．６７Ｔ＋３５≦０であるとき、偏析を低減でき、
Ｆ（α,Ｔ）＝−５５α＋０．６７Ｔ＋３５＞０であるとき、偏析を低減できないと評価できる。
【００６４】
以上より、（ｂ）式と曲線Ａのずれ量（Σ(偏差)2）と偏析との関係は、
Ｆ（α,Ｔ）＝−５５α＋０．６７Ｔ＋３５≦０であるとき、偏析を低減でき、
Ｆ（α,Ｔ）＝−５５α＋０．６７Ｔ＋３５＞０であるとき、偏析を低減できないという知見を得た。
【００６５】
上記知見は定常状態の鋳造速度Ａが下記（１）式の範囲で得られたものであるため、鋳造速度Ａを下記（１）式の範囲とする。
０．５５≦Ａ≦０．６０・・・（１）
【００６６】
また、鋳造速度の減速率α（＝Ｂ/Ａ）が下記（２）式の範囲であるため、鋳造速度の減速率αを下記（２）式の範囲とする。
０．７６≦α≦０．８５・・・（２）
【００６７】
αが０．７６より小さい場合は、凝固シェル厚みが厚くなることで、ロール勾配による効果が殆ど得られないため、中心偏析が悪化する。αが０．８５より大きい場合は、減速量が少ないため、クレーターエンド位置が上流へ殆ど移動しない。したがってクレーターエンド位置が最適ロール勾配終了位置に近付かない。その結果、最適ロール勾配量よりも大きなロール勾配量による力が鋳片にかかり、溶鋼流動が起こるため、中心偏析が悪化する。そこで鋳造速度の減速率αを上記範囲とする。
【００６８】
以上の知見から、定常状態の鋳造速度Ａを下記（１）式の範囲とし、
０．５５≦Ａ≦０．６０・・・（１）
鋳型への溶鋼注入終了前に減速を開始し、鋳造速度Ｂまで減速する。
また、鋳造速度の減速率α（＝鋳造速度Ｂ／鋳造速度Ａ）を下記（２）式の範囲とし、
０.７６≦α≦０．８５・・・（２）
減速率αと減速開始から鋳造速度Ｂになるまでの時間Ｔとの関係式Ｆ（α,Ｔ）が下記（３）式を満たすようにする。
Ｆ（α,Ｔ）＝−５５α＋０．６７Ｔ＋３５≦０・・・（３）
【００６９】
これにより、鋳型への溶鋼注入終了後、クレーターエンド位置を最適ロール勾配終了位置に近付けることができる。したがって、鋳型への溶鋼注入終了後に溶鋼静圧が低下し、最適ロール勾配量が変化しても、変化後の最適ロール勾配量で鋳片に力をかけることができるため、溶鋼流動が起こらない。
【００７０】
鋳造速度を減速する方法は従来より知られているが、従来法ではクレーターエンド位置を最適ロール勾配終了位置に近付けることができなかった。本実施形態では、鋳型への溶鋼注入前に減速を開始するとともに減速率α（＝鋳造速度Ｂ／鋳造速度Ａ）と減速開始から鋳造速度Ｂになるまでの時間Ｔとの関係式Ｆ（α,Ｔ）を０以下にすることで、クレーターエンド位置を最適ロール勾配終了位置に近付けることができる。これにより最適なロール勾配量で鋳造することができるため、偏析が悪化しやすい高炭素鋼の鋳造において中心偏析を従来よりも大幅に改善することができる。
【００７１】
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。
【００７２】
例えば、上述した実施形態では、減速方法の一例として、鋳造速度を減速する際、減速開始から鋳造速度Ｂになるまで減速度が一定であるが（図９参照）、減速方法はこの方法に限定されず、変更可能である。例えば、減速開始から鋳造速度Ｂとなるまでに減速度を変えてもよい。また、減速開始から鋳造速度Ｂとなるまでに、一時的に減速させず、一定の鋳造速度としてもよい。
【符号の説明】
【００７３】
１          タンディッシュ
２          浸漬ノズル
３          鋳型
４,５１,５２,５３,６１,６２,６３      ロール
５          冷却ノズル
６          溶鋼
１００      連続鋳造機
【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５Ａ】
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【図５Ｂ】
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【図６Ａ】
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【図６Ｂ】
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【図７】
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【図８Ａ】
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【図８Ｂ】
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【図９】
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【図１０】
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