JP4704982B2

JP4704982B2 - 大断面ブルーム連鋳におけるバネ用鋼の中心偏析改善方法

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Publication number: JP4704982B2
Application number: JP2006240209A
Authority: JP
Inventors: 一毅隅田; 高小林; 等中田; 雅史森下
Original assignee: Kobe Steel Ltd
Current assignee: Kobe Steel Ltd
Priority date: 2006-09-05
Filing date: 2006-09-05
Publication date: 2011-06-22
Anticipated expiration: 2026-09-05
Also published as: JP2008062251A

Description

本発明は、大断面ブルーム連鋳において、バネ用鋼の中心偏析を改善する方法に関する。

この種の技術として、特許文献１は、鋳片厚み中心部の計算固相率が所定値となる時点から完全凝固する時点に至るまで鋳片に対して軽圧下する技術を開示する。

特開２００１−２５９８１０号公報（請求項３、段落番号００１３、００３６、００３７）

上記の特許文献１に開示される方法では、鋳片内部の固相率に応じて圧下条件を設定するものであるが故、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が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ている。（上記特許文献１中、「“計算”固相率」という記載からも理解されよう。）

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）などの計算条件を精度良く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。

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精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。
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。

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１２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６５ｃａｌ／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６５ｃａｌ／ｇとして計算したものであり、破線は５５ｃａｌ／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、中心偏析の低減効果が本当に奏されるかは確率の問題である。事実、中心偏析の低減効果には大きなバラツキのあることが判明しており、鋼種成分や操業条件などが変動しても良好な鋳片を鋳造できるということは極めて困難とされている。

なお、上記の特許文献１には、鋳型内溶鋼湯面から20〜32mの範囲に軽圧下帯が設けられている点が記載されているが、この記載は、とりあえず軽圧下帯を設けたという事実を表現しているに過ぎず、何ら、技術的に有用な情報を新規に公開したことにはならない（段落番号００３４参照）。

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、凝固速度に対して支配的な具体的操業条件に基づいて、中心偏析を少なくできるバネ用鋼の中心偏析改善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

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。

本発明の観点によれば、C含有量C[wt%]を0.55〜0.65とし、Si含有量Si[wt%]を1.30〜2.10とし、Mn含有量Mn[wt%]を0.40〜1.10とし、Cr含有量Cr[wt%]を0.10〜0.70とするバネ用鋼の中心偏析の改善は、以下のような方法で行われる。
・鋳型の上端における鋳型厚D[mm]を350〜410とする。
・鋳造速度Vc[m/min]を0.50〜0.65とする。
・比水量Wt[L/kg_Steel]を0.25〜1.00とする。
・タンディッシュ内の溶鋼過熱度ΔT[℃]を10〜45とする。
・メニスカス距離M[m]が10.0〜22.3である鋳造経路としての第１経路部Int1におけるロール勾配GRD[mm/m]を1.0〜2.0とする。
・前記メニスカス距離M[m]が22.3〜25.9である鋳造経路としての第２経路部Int2におけるロール勾配GRD[mm/m]を1.0〜3.0とする。
・前記メニスカス距離M[m]が25.9〜27.5である鋳造経路としての第３経路部Int3におけるロール勾配GRD[mm/m]を1.5〜2.0とする。
・前記メニスカス距離M[m]が27.5〜32.3である鋳造経路としての第４経路部Int4におけるロール勾配GRD[mm/m]を1.0〜1.5とする。

これによれば、バネ用鋼の中心偏析を改善できる。

（用語の定義：ロール勾配GRD・ロールギャップG）
先ず、本明細書中において用いる「ロール勾配GRD[mm/m]」を以下の如く定義する。図１は、ロール勾配の定義を説明するための模式図である。
即ち、鋳造経路に沿って複数で並設されるロール対のうち、任意のロール対と、該ロール対に対して前記鋳造経路の下流側に隣り合うように配設されるロール対と、の間のロール勾配GRD_1-2[mm/m]は、前者ロール対のロールギャップG₁[mm]と、後者ロール対のロールギャップG₂[mm]と、両ロール対のロールピッチL_1-2と、に基づいて下記式により求められるものとする。
GRD_1-2=(G₁−G₂)/L_1-2
なお、ロールギャップG[mm]とは、鋳片を挟んで一対で設けられる両ロールの面間最短距離[mm]のことである。

（用語の定義：メニスカス距離M）
次に、本明細書中において用いる「メニスカス距離M[m]」の定義に関して説明する。本明細書中において「メニスカス距離M[m]」とは、注湯された溶鋼を冷却して所定の形状の凝固シェルを形成するための鋳型内に収容されている溶鋼の湯面を起点とし、鋳造経路に沿って観念する距離[m]を意味するものとする。

以下、本発明の実施の形態について説明する。

先ず、本実施形態に係るバネ用鋼の中心偏析改善方法に供される連続鋳造機100について、図２を参照しつつ概説する。図２は、本発明の一実施形態に係る連続鋳造機の概略図である。

本図に示す如く本実施形態において連続鋳造機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、該鋳型1へ溶鋼を所定流量で注湯するために設けられる図略のタンディッシュと、鋳型1の直下から鋳造経路に沿って複数で並設されるロール対2・2・・・と、を備えている。本実施形態において前記の鋳造経路は、その上流から下流へ向かって順に、(1)所定の円弧半径を有し、円弧状に延びる円弧経路部と、(2)該円弧経路部の下流側に設けられ、水平方向に延びる水平経路部と、(3)前記の円弧経路部及び水平経路部の間に設けられ、前記円弧半径を滑らかに増大させることにより前記の円弧経路部及び水平経路部を滑らかに接続する矯正経路部と、から構成されている。要するに、本実施形態に係る連続鋳造機100は、所謂湾曲型連続鋳造機である。

また、前記のロール対2・2・・・の夫々は、鋳造対象としてのバネ用鋼を、両広面でもって挟持する一対のロール2a・2aから構成されている。この一対のロール2a・2aのロールギャップG（図１参照）は適宜の手段により調節可能に構成されている。

また、前記の円弧経路部に沿っては、前記の鋳型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・・・が適宜に設けられている。一般に、上記鋳型1が1次冷却帯と称されるのに対して、この意味で、これら冷却スプレー4・4・・・が設けられている経路部は2次冷却帯と称されている。

また、鋳型1から引き抜かれ鋳造経路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2・2・・・のロールギャップGの夫々は、一般に、鋳造経路の下流側へ進むに連れて緩やかに小さく（即ち、狭く）なるように調節されている。換言すれば、前記のロール勾配GRDは、原則として、鋳造経路の全域に亘って、常に、ゼロ以上となるように設定されている。

次に、上記の連続鋳造機100の作動について概説する。

１．バネ用鋼の連続鋳造を開始する前に予め図略のダミーバーを前記の連続鋳造機100内に適宜に挿入しておく。
２．前述した図略のタンディッシュから鋳型1へ所定の流量で溶鋼を注湯する。
３．鋳型1内に所定量の溶鋼が注湯されたら、前記のダミーバーを鋳造経路の下流側へ向かって所定の速度で引き抜く。
４．所定のメニスカス距離において上記ダミーバーを適宜の手段により回収し、もって、バネ用鋼は連続的に鋳造され始める。

本実施形態において、バネ用鋼を鋳造する速度としての鋳造速度Vc[m/min]は0.50〜0.65としている。
また、前記の鋳型1の上端における鋳型厚D[mm]は、350〜410としている（ただし、該鋳型1の上端における鋳型厚D[mm]と鋳型幅[mm]とで決まるアスペクト比は2以下とする。）。
また、上記の2次冷却帯に設けられている複数の冷却スプレー4・4・・・によって噴霧される冷却水の量としての所謂比水量Wt[L/kg_Steel]は、0.25〜1.00としている。
また、所謂溶鋼過熱度ΔT[℃]は10〜45としている（定義・測定方法については後述（資料1）する。）。
なお、所謂鋳型内溶鋼攪拌強度M-EMS[gauss]は600〜800としている（定義・測定方法については後述（資料2）する。）。

次に、本実施形態において連続鋳造の対象たるバネ用鋼の主要な成分（主要元素）について詳細に説明する。
即ち、このバネ用鋼のC含有量C[wt%]は、0.55〜0.65とする。以下、簡単に表記する。
・Si[wt%]：1.30〜2.10
・Mn[wt%]：0.40〜1.10
・Cr[wt%]：0.10〜0.70

なお、参考のために、本バネ用鋼の他の成分（添加元素）とその特質を以下に簡単に例示する。
・Cu[wt%]：0〜0.50
→耐食性を向上させ、靭性を低下させる。
・Al[wt%]：0〜0.08
・Ni[wt%]：0〜1.0
→焼入れ性を向上させ、低温脆化を抑制できる。耐食性を向上させる。残留オーステナイト組織を生成させて、強度を低下させる。
・Mo[wt%]：0〜0.60
→低温焼鈍後の耐力を向上させ、加工性を低下させる。
・V[wt%]：0〜0.10
→靭延性を向上させ、加工性を低下させる。
・Nb[wt%]：0〜0.05
→靭延性を向上させ、加工性を低下させる。
・Ti[wt%]：0〜0.10
→耐環境性を向上させる。窒化物を析出させて寿命を低下させる。
・B[wt%]：0〜0.002
・Ca[wt%]：0〜0.002

更に参考のために、本バネ用鋼が一般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%]：0〜0.03
・S[wt%]：0〜0.015

次に、鋳造経路に沿って複数で並設される前記のロール対2・2・・・の夫々のロールギャップGを適宜に設定することにより調整される前記のロール勾配GRDについて、図３を参照しつつ詳細に説明する。

即ち、図３において斜線領域で示す如く本実施形態においては、前記のメニスカス距離M[m]が10.0〜22.3である鋳造経路としての第１経路部Int1におけるロール勾配GRD[mm/m]は、0.0〜5.0としている。
また、前記メニスカス距離M[m]が22.3〜25.9である鋳造経路としての第２経路部Int2におけるロール勾配GRD[mm/m]は0.5〜3.0としている。
また、前記メニスカス距離M[m]が25.9〜27.5である鋳造経路としての第３経路部Int3におけるロール勾配GRD[mm/m]は1.0〜2.0としている。
また、前記メニスカス距離M[m]が27.5〜32.3である鋳造経路としての第４経路部Int4におけるロール勾配GRD[mm/m]は0.5〜1.5としている。

なお、この第１〜第４経路部Int1〜4におけるロール勾配GRD[mm/m]は夫々、各数値範囲内であれば、一定であっても変動するものであっても何れでもよい。

本実施形態における前記ロール勾配GRD[mm/m]の具体的な一設定例は、図４の如くである。図４は、本実施形態に係る前記のロール勾配GRD[mm/m]に関する条件をすべて満たしている例を示す図であって、図中の太線は各メニスカス距離M[m]におけるロール勾配GRD[mm/m]の設定値を表す。
これに対比させるかたちで、上記ロール勾配GRD[mm/m]に関する条件のすべては満たしていない例（比較例）を図５〜７に例示する。図５〜７は夫々、本実施形態における前記のロール勾配GRD[mm/m]に関する条件のすべては満たしていない例を示す図である。

次に、本実施形態における前記ロール勾配GRD[mm/m]の設定の仕方について、図８を参照しつつ詳細に説明する。図８は、ロール勾配の一設定方法を例示する図である。

ここでは、本図に示す如く前記複数のロール対2・2・・・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前記ロール勾配GRD[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2a・2a・・・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。

説明の都合上、本図において上流側のロールスタンドに支持されている複数のロール対2・2・・・のうち最も下流側のロール対2をロール対2_iと称し、同じく下流側のロールスタンドに支持されている複数のロール対2・2・・・をロール対2_i+1、2_i+2、・・・、2_i+j-1、2_i+jと称する。そして、この下流側のロールスタンドに支持されているロール対2・2・・・（2_i+1〜2_i+j）の対の数をn対とする。つまり、(i+j)-(i+1)+1=nである。
同様に、説明の都合上、上記夫々のロール対2・2・・・（2_iや2_i+jなど）のメニスカス距離Mは、各ロール対2・2・・・の符号に付される添え字を伴って表記することとする。例えば、上記のロール対2_iのメニスカス距離Mはメニスカス距離M_iと表記し、ロール対2_i+jのメニスカス距離Mはメニスカス距離M_i+jと表記する、である。

以下、ロール勾配GRDの設定方法を、本図に示す如くSTEP1とSTEP2に分けて説明する。一例として、メニスカス距離M[m]がM_i〜M_i+jである経路部のロール勾配GRD[mm/m]を設定してみる。なお、上流側のロールスタンドに支持されている複数のロール対2・2・・・のうち最も下流側のもの（ロール対2_i）がメニスカス距離M_i[m]に配置され、下流側のロールスタンドに支持されている複数のロール対2・2・・・のうち最も下流側のもの（ロール対2_i+j）がメニスカス距離M_i+j[m]に配置されているものとする。

＜STEP1：(1)〜(3)＞
(1) メニスカス距離M_i[m]に配置されているロール対2_iのロールギャップG_iを測定する。
例：G_i[mm]=376
(2) メニスカス距離M_i+j[m]に配置されているロール対2_i+jと、前記のロール対2_iと、の間の距離(M_i+j−M_i)[m]を測定する。
例：M_i+j−M_i[m]=1.6
(3) 下記式に示す如く、前記のロール対2_i+jのロールギャップG_i+jを求める。そして、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、求められたロールギャップG_i+jを前記のロール対2_i+jに対して適用する。
G_i+j=G_i−GRD×(M_i+j−M_i)
例：GRD[mm]=1.1、G_i+j[mm]=376−1.1×1.6＝374.24

＜STEP2：(4)〜(5)＞
(4) メニスカス距離M_i+j[m]に配置されているロール対2_i+jと、下流側のロールスタンドに支持されている複数のロール対2・2・・・のうち最も上流側のロール対2_i+1と、の間の距離（M_i+j−M_i+1）[m]を求める。
例：(M_i+j−M_i+1)[m]=0.96
(5) 下記式に示す如く、前記のロール対2_i+1に対して適用すべきロールギャップG_i+1を求める。そして、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同様に適宜の手段により移動操作することにより、求められたロールギャップG_i+1を前記のロール対2_i+1に対して適用する。
G_i+1=G_i+j+GRD×(M_i+j−M_i+1)
例：G_i+1[m]=374.24+1.1×0.96=375.296

以下、本実施形態に係るバネ用鋼の中心偏析改善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。

先ず、各試験における技術的効果の評価の方法について、図面を参照しつつ詳細に説明する。図９は、中心偏析の評価方法の手順を説明するための図である。

＜技術的効果の評価の概要＞
本評価の対象は、鋳片の中心偏析の程度である。特に、C偏析とSi偏析に着目するものである。以下、下記(1)〜(4)においてはC偏析の評価方法を詳細に説明し、下記(5)においてはSi偏析の評価方法を簡単に説明する。

(1) 小鋳片の採取
即ち、第１に、鋳造された鋳片から鋳造方向において250mm分だけ鋳片の部分を抜き出す。第２に、前記鋳片の部分を、その鋳片幅方向において半分とするように狭面と平行に切断して小鋳片を得る（図９上、参照）。

(2) 切粉試料の採取
第３に、上記切断により得られた小鋳片を穿孔して切粉試料を採取する。具体的に言えば、下記の如くである（図９下、参照）。
即ち、上記切断により得られた小鋳片を、図９中“L断面”及び星印で示す断面側より、φ5mmのドリル刃を用いて、鋳片厚み方向中央の線上で、鋳造方向に沿って所定間隔p（p=10mm)で、該断面に対して垂直に所定深さdp(dp=20mm)で、穿孔し、合計25箇所の切粉試料を採取する。

(3) 成分分析
第４に、上記穿孔で得られた25箇所分の切粉試料の夫々を、所定の成分分析方法（例えば、燃焼赤外線吸収法など）により成分分析する。
第５に、成分分析の対象たる鋳片を鋳造している時に前述したタンディッシュから予め採取しておいた溶鋼試料を、第４と同様、所定の成分分析方法により成分分析する。
上記の第４及び第５の成分分析においては共に、試料のC含有量C[wt%]を測定する。

(4) 評価
第６に、一の小鋳片から採取された前記複数箇所分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。
第７に、第６で記録されたCmax[wt%]を、第５で得られたC含有量C[wt%]としてのCo[wt%]で除して得られる比Cmax/Coを算出して記録する。
第８に、該比Cmax/Coが1.2以下だった試験を「○（中心偏析少）」と、同じく1.2を超えた試験を「×（中心偏析顕著）」と、評価した。

(5) Si偏析
上記(1)〜(4)に記載したC偏析の評価方法は、上述のSi偏析の評価にも同様に適用できる。ただし、C偏析の評価方法と、Si偏析の評価方法と、は評価の閾値において相違する。
即ち、C偏析を評価するためのパラメータとしての比Cmax/Coは、“1.2以下を良好とする”とした。これに対し、Si偏析を評価するためのパラメータとしての比Simax/Sioは、“1.4以下を良好とする”ものとする。

以上に、各試験における技術的効果の評価の方法を説明した。次に、上記の(4)及び(5)に記載の評価の閾値（C偏析：1.2、Si偏析：1.4）の根拠を以下[A]〜[D]に詳説する。

[A] 本願発明の対象鋼種たるバネ用鋼は、例えばSS400などの他の鋼種と比較して、中心偏析の程度の大小が極めて重要である。何故なら、中心偏析の程度の如何によっては、鋳片を伸線する伸線工程において『断線』が発生してしまうからである。

[B] 一般に、バネ用鋼としての鋳片は、下記(a)及び(b)の工程を経て最終製品としてのバネ材に成形される。
(a) 上記の連続鋳造機100によって連続的に鋳造されたブルーム鋳片は、適宜の加熱炉で約1250℃に至るまで加熱された後、適宜の分塊圧延設備にて断面155mm×155mmの所謂ビレットに分塊圧延される。
(b) 上記(a)で得られた所定断面のビレットは、所定の加熱・圧延・熱処理工程を経て、所定の寸法に切断されて、最終製品としてのバネ材に成形される。

[C] ＜伸線試験＞
上記(b)における「圧延（減面・伸線）」は、数回に分けて段階的に行われる。その複数の段階のうち一の段階（φ6.4mm）における鋼材に対する伸線工程に着目した。
(a) 即ち、φ6.4mmに圧延した鋼材を熱処理後、冷間で減面率70〜80%で伸線した。このとき断線が発生したら、そのときの被伸線鋼材の成分を上記同様の成分分析方法により分析した。
(b) そして、図１０及び図１１の如くに分析結果を集計した。図１０及び図１１は夫々、中心偏析の度合いを意味する前記の比Cmax/Co又は比Simax/Sioを横軸とし、上記断線の発生率（溶鋼10000トンあたり何回、断線が発生したか。）を縦軸としたものである。
(c) これら図１０及び図１１によれば、前記比Cmax/Coは1.2以下とし、前記比Simax/Sioは1.4以下とすれば、上記伸線時における断線（破断）を極めて効果的に防止できることが判る。
(d) 以上の考察に基づいて、C偏析及びSi偏析の評価の閾値を上記の如く夫々、1.2及び1.4と設定したのである。

以上に各試験における技術的効果の評価の方法とその根拠を説明した。次に、各試験の試験条件とその試験結果を下記表１に示す。

なお、各試験の試験条件であって上記表１に記載のない試験条件については以下の通りである。
＜ロールピッチ＞：鋳造経路に沿って複数で並設される前記のロール対2・2・・・の該並設間隔としてのロールピッチは、320mmとした。
＜ロール径＞：前記のロール対2・2・・・を構成する各ロール2a・2aの外径は、300mmとした。
＜特記ない鋳造経路におけるロール勾配＞：上記の第１経路部Int1〜第４経路部Int4以外の経路部におけるロール勾配GRD[mm/m]は、特記ない限り、0〜0.25とした。

以上説明したように上記実施形態において、C含有量C[wt%]を0.55〜0.65とし、Si含有量Si[wt%]を1.30〜2.10とし、Mn含有量Mn[wt%]を0.40〜1.10とし、Cr含有量Cr[wt%]を0.10〜0.70とするバネ用鋼の中心偏析の改善は、以下のような方法で行われる。
・鋳型の上端における鋳型厚D[mm]を350〜410とする。
・鋳造速度Vc[m/min]を0.50〜0.65とする。
・比水量Wt[L/kg_Steel]を0.25〜1.00とする。
・タンディッシュ内の溶鋼過熱度ΔT[℃]を10〜45とする。
・メニスカス距離M[m]が10.0〜22.3である鋳造経路としての第１経路部Int1におけるロール勾配GRD[mm/m]を1.0〜2.0とする。
・前記メニスカス距離M[m]が22.3〜25.9である鋳造経路としての第２経路部Int2におけるロール勾配GRD[mm/m]を1.0〜3.0とする。
・前記メニスカス距離M[m]が25.9〜27.5である鋳造経路としての第３経路部Int3におけるロール勾配GRD[mm/m]を1.5〜2.0とする。
・前記メニスカス距離M[m]が27.5〜32.3である鋳造経路としての第４経路部Int4におけるロール勾配GRD[mm/m]を1.0〜1.5とする。

これによれば、バネ用鋼の中心偏析を改善できる（上記表１参照）。

また、別の観点から言えば、上記実施形態に係るバネ用鋼の中心偏析改善方法は、従来技術と比較して以下のような優れた効果を発揮できる。
即ち、上記の中心偏析の改善は、計算誤差や操業バラツキに起因して精確には求め得ない中心固相率は全く基準とせず、凝固速度に対して支配的な具体的操業条件（具体的には、鋳型厚D・鋳造速度Vc・比水量Wt・メニスカス距離Mとロール圧下勾配GRDとの具体的関係）に基づいて実施される。
従って、中心固相率を計算するための高価な機材の導入や高度な計算技術、計算に長けた人員の確保を不要とできるし、現存の如何なる連続鋳造機においても極めて容易にその実施をできる。しかも、技術的効果の再現性（効果の現出安定性）も極めて高い。

ここで、中心偏析の改善に係る本発明の技術的効果を一層明瞭に把握できるよう、図１３〜１６を参照されたい。図１３及び図１５は夫々、本願出願人の製鉄所におけるC偏析又はSi偏析の過去の実績を示す図である。一方、図１４及び図１６は夫々、本発明の一実施形態におけるC偏析又はSi偏析の実績を示す図である。
なお、これら図１３〜１６の横軸はC偏析の度合い（Cmax/Co）（又はSi偏析の度合い（Simax/Sio））を表し、縦軸は度数を表す。ここで、「度数」とは具体的には、一の取鍋（溶鋼収容量＝250ton）分に対して一のサンプルを採取し、これを所定回繰り返し、採取されたの複数のサンプルの成分分析結果を各偏析度合いごとに積算したものである。

これら図１３〜１６によれば、本発明の一実施形態に係る技術は、従来技術と比較して、中心偏析を改善する点において極めて有用な効果を発揮することが容易に把握されよう。なお、前述したCu,Ni,Mo,V,Nb,Tiなどの添加元素を適宜に添加したとしても、中心偏析を改善するという効果が十分に奏されることが本願発明の発明者による追加の試験研究により実証されている。

＜資料１＞
上述した溶鋼過熱度ΔT[℃]の測定方法を下記第１〜２に詳説する。
即ち、第１に、前述のタンディッシュ内に保持されている（入れ替わっている、流出入している）溶鋼の温度を適宜の温度測定器を用いて測定する。
（例）この温度測定器とは例えばその先端部に温度感知部を備える熱電対型のものが挙げられ、この場合、この温度感知部をタンディッシュ内に保持されている溶鋼の中へ深さ50mm以上浸漬させて該溶鋼の温度を測定することとする。なお、熱電対は測定対象の温度に応じてその出力電圧を昇降させる特性を有するのは周知の通りであるから、溶鋼の温度を測定することは、熱電対が出力する電圧を適宜の手段により読み取ることと換言できる。
第２に、第１で測定された溶鋼の温度と、該溶鋼の溶鋼成分により唯一に決まる所謂凝固開始温度と、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ができる。

＜資料２＞
上述した鋳型内溶鋼攪拌強度M-EMS[gauss]の測定方法を説明する。
即ち、この鋳型内電磁攪拌強度M-EMS[gauss]は、鋳型1の幅方向中央であって、鋳型1の上端を基準とし下端へ向かって250mmだけ離れ、且つ、鋳型の広面側内壁面から15mmだけ離れた地点において適宜のガウスメータにより測定される値（単位は[gauss]とする。）とするものとする。

ロール勾配の定義を説明するための模式図本発明の一実施形態に係る連続鋳造機の概略図本発明の一実施形態に係るロール勾配の説明図本発明の一実施形態に係るロール勾配に関する条件をすべて満たしている例を示す図本発明の一実施形態に係るロール勾配に関する条件のすべては満たしていない例を示す図本発明の一実施形態に係るロール勾配に関する条件のすべては満たしていない例を示す図本発明の一実施形態に係るロール勾配に関する条件のすべては満たしていない例を示す図ロール勾配の一設定方法を例示する図中心偏析の評価方法の手順を説明するための図中心偏析と断線の発生率との関係を示す図中心偏析と断線の発生率との関係を示す図中心固相率の算出困難性に関する説明図従来技術におけるC偏析の実績を示す図本発明の一実施形態におけるC偏析の実績を示す図従来技術におけるSi偏析の実績を示す図本発明の一実施形態におけるSi偏析の実績を示す図

符号の説明

M メニスカス距離
GRD ロール勾配

Claims

C含有量C[wt%]を0.55〜0.65とし、Si含有量Si[wt%]を1.30〜2.10とし、Mn含有量Mn[wt%]を0.40〜1.10とし、Cr含有量Cr[wt%]を0.10〜0.70とするバネ用鋼の中心偏析改善方法において、
鋳型の上端における鋳型厚D[mm]を350〜410とし、
鋳造速度Vc[m/min]を0.50〜0.65とし、
比水量Wt[L/kg_Steel]を0.25〜1.00とし、
タンディッシュ内の溶鋼過熱度ΔT[℃]を10〜45とし、
前記鋳型内に注湯される溶鋼の湯面を起点とし、鋳造経路に沿って観念するメニスカス距離M[m]が10.0〜22.3である鋳造経路としての第１経路部Int1におけるロール勾配GRD[mm/m]を1.0〜2.0とし、
前記メニスカス距離M[m]が22.3〜25.9である鋳造経路としての第２経路部Int2におけるロール勾配GRD[mm/m]を1.0〜3.0とし、
前記メニスカス距離M[m]が25.9〜27.5である鋳造経路としての第３経路部Int3におけるロール勾配GRD[mm/m]を1.5〜2.0とし、
前記メニスカス距離M[m]が27.5〜32.3である鋳造経路としての第４経路部Int4におけるロール勾配GRD[mm/m]を1.0〜1.5とする、
ことを特徴とするバネ用鋼の中心偏析改善方法