WO2021085474A1 - 連続鋳造鋳片の二次冷却方法 - Google Patents

連続鋳造鋳片の二次冷却方法 Download PDF

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WO2021085474A1
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cooling
water
secondary cooling
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顕一 大須賀
上岡　悟史
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Ｊｆｅスチール株式会社
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    • B22D11/00—Continuous casting of metals, i.e. casting in indefinite lengths
    • B22D11/12—Accessories for subsequent treating or working cast stock in situ
    • B22D11/124—Accessories for subsequent treating or working cast stock in situ for cooling
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    • B22D11/22—Controlling or regulating processes or operations for cooling cast stock or mould
    • B22D11/225—Controlling or regulating processes or operations for cooling cast stock or mould for secondary cooling

Definitions

  • the present invention relates to a secondary cooling method for continuously cast slabs.
  • a general method for manufacturing a continuously cast slab will be described with reference to FIGS. 4 and 5 by taking a vertical bending type continuous casting facility as an example.
  • the molten steel injected into the mold 3 from the tundish (not shown) is primarily cooled by the mold 3 to form a flat plate-shaped slab 5 forming a solidified shell, which is flat and descends from the vertical band 7 to the curved band 11. Proceed to. Then, at the bent portion 9 on the entry side of the curved band 11, the slab 5 is bent while being guided by a plurality of rolls (not shown) so as to maintain a constant radius of curvature.
  • the straightening portion 13 is bent back (corrected) while gradually increasing the radius of curvature, and when the straightening portion 13 is exited, the slab 5 becomes flat again and proceeds to the horizontal band 15. After the solidification is completed in the horizontal band 15, the slab 5 is cut to a predetermined length by the gas cutting machine 17 installed on the outlet side of the continuous casting machine 1.
  • the slab 5 is secondary using a water spray (water one-fluid spray or water-air two-fluid mixed mist spray) to complete solidification from the vertical band 7 to the horizontal band 15 to the center. Cooling is being carried out.
  • a water spray water one-fluid spray or water-air two-fluid mixed mist spray
  • the strength of the shell is secured by injecting a large flow rate of water in the vertical band 7 directly under the mold to perform strong cooling.
  • the cooling is weakened, and the surface temperature is raised (reheated) by heat conduction from the high temperature portion inside. Then, the surface temperature of the straightening portion 13 is adjusted to be equal to or higher than the embrittlement temperature range to avoid the occurrence of lateral cracks.
  • the casting speed is increased for the purpose of improving production efficiency, straightening is performed with the central part of the slab unsolidified, and strong cooling is performed in the horizontal band 15 at the end of continuous casting to complete solidification.
  • the method of making it is also adopted.
  • the cooling capacity is uneven in these strong cooling zones, a temperature deviation occurs on the surface of the slab, and surface cracks occur due to the thermal stress caused by the temperature deviation.
  • the solidification completion position at the center of the slab becomes non-uniform due to uneven cooling, which affects the internal quality. Therefore, in order to stably realize high cooling capacity in the strong cooling zone, it is desirable that the cooling water maintains the nucleate boiling state on the surface of the slab.
  • a plurality of guide rolls 19 are installed in the secondary cooling zone, and the cooling water is injected into the gaps between these guide rolls 19 (see FIG. 5).
  • the cooling water is directly injected onto the surface of the slab.
  • the contact portion with the guide roll 19 and the guide roll 19 block the cooling water to generate a non-direct irradiation region Y in which the cooling water does not directly hit.
  • the cooling water is continuously supplied from the nozzle, so that the high cooling capacity is maintained, but in the non-direct irradiation region Y, only the contact with the guide roll 19 and the heat removal due to the accumulated water are performed, and the cooling capacity is lowered.
  • the slab surface temperature rises significantly (reheat).
  • the slab enters the direct irradiation region X between the next rolls and does not quickly reach the nucleate boiling state, and the boiling state changes unstable in the casting direction, causing a large temperature fluctuation.
  • Patent Document 1 defines the ratio of the direct irradiation range length of the water spray in the casting direction to the distance between the guide rolls. , A technique for improving the uniformity of cooling capacity has been proposed.
  • Patent Document 2 proposes a technique of providing a refrigerant guide plate close to the slab surface between guide rolls to spread cooling water to the slab surface.
  • the spray pattern of the spray water used in the slab width direction is not described, it can be presumed to be a two-row oval shape. At this time, since the spray width and the water amount density of the end portion in the width direction of the spray water are lower than those of the central portion, the desired uniformity of the cooling capacity cannot be realized.
  • the spray nozzle to be used has a plurality of injection ports, but the nozzle shape becomes complicated, the risk of nozzle clogging increases, and there is a high possibility that the ideal spray thickness cannot be secured.
  • the present invention has been made to solve such a problem, and stably realizes and maintains a nucleate boiling state in both the casting direction and the width direction of the slab, and as a result, the equipment can be easily maintained and the cooling capacity can be increased. It is an object of the present invention to provide a secondary cooling method for continuously cast slabs capable of improving uniformity.
  • the present invention has the following features.
  • d unit: mm
  • P unit: mm
  • it is a secondary cooling method for continuously cast slabs in which spray nozzles having a square injection pattern are arranged in the slab width direction to cool the slabs.
  • the distance L unit) between points A and B, which are two points where the water density of the cooling water sprayed from each of the spray nozzles is 50% of the maximum value of the water density in the casting direction.
  • Mm A method for secondary cooling of continuously cast slabs, which comprises cooling while maintaining the nucleate boiling state in the range from the point A to the point B.
  • the water density of the cooling water sprayed by each of the spray nozzles is 400 (L / m 2 ) / min or more and 2000 (L / m) per unit surface area of the slab in the cooling section by the spray nozzles. 2 )
  • spray nozzles having a square injection pattern in the secondary cooling zone of a continuous casting machine are arranged in the width direction of the slab, and the maximum value of the distribution of the amount of cooling water sprayed from each spray nozzle in the casting direction is 50.
  • the guide roll and the spray nozzle are arranged so that the relationship between the distance L (unit: mm) connecting the two points A and B, which is%, and the distance P between the axes satisfies L / P ⁇ 0.70.
  • FIG. 1 is an explanatory diagram of an injection pattern and a flow rate distribution of a spray nozzle according to an embodiment of the present invention.
  • FIG. 2 is an explanatory diagram illustrating the arrangement relationship between the spray nozzle and the guide roll according to the embodiment of the present invention.
  • FIG. 3 is an explanatory diagram of the injection pattern and the flow rate distribution of the spray nozzle of Comparative Example 1 in the description of the embodiment.
  • FIG. 4 is an explanatory diagram illustrating an outline of a conventional general continuous casting facility.
  • FIG. 5 is an explanatory diagram of an arrangement of a guide roll and a spray nozzle and an injection state in a conventional general continuous casting facility.
  • the secondary cooling method for the continuously cast slab according to the present embodiment is continuous casting composed of a vertical band 7, a bent portion 9, a curved zone 11, a straightening portion 13, and a horizontal band 15 from the upstream side in the casting direction.
  • a radius d installed at an inter-axis distance P (unit: mm) in a part of the horizontal band 15 in the casting direction section or the entire horizontal band 15 in the casting direction section in the secondary cooling zone of the machine 1 (see FIG. 4).
  • the relationship between the distance L (unit: mm) connecting the two points A and B, which is 50% of the maximum value of the horizontal water amount distribution in the casting direction of the cooling water sprayed from the spray nozzle 21, and the inter-axis distance P is the following equation (1).
  • the guide roll 19 and the spray nozzle 21 are arranged so as to satisfy the above conditions, and the cooling is performed while maintaining the nuclear boiling state in the range of points A to B.
  • a spray nozzle 21 having a quadrangular injection pattern is used.
  • the reason for using the spray nozzle 21 having such a quadrangular injection pattern is as follows.
  • the shape of the exposed slab surface is elongated (long in the slab width direction and in the casting direction). It becomes a rectangle (short).
  • the spray nozzles 21 having a quadrangular injection pattern side by side in the slab width direction.
  • the water density of the wrap portion is 50% or more and 100% or less of the maximum value of the water density when sprayed alone. It is desirable to set the lap allowance of the injection regions of the adjacent spray nozzles 21 so as to be.
  • the water density of the wrap is less than 50% of the maximum value, the water density of the wrap is insufficient and the nucleate boiling state does not occur during cooling, causing temperature unevenness in the width direction.
  • it is larger than 100%, the lap range is too wide, and the cooling waters of the adjacent spray nozzles 21 interfere with each other. Will increase.
  • the distance L (unit: mm) connecting the two points A and B, which is 50% of the maximum value of the casting direction water amount distribution of the cooling water sprayed from each spray nozzle 21, and the shaft distance.
  • the guide roll 19 and the spray nozzle 21 are arranged so that the relationship of the distance P satisfies L / P ⁇ 0.70.
  • the area to be the non-directly shining part is narrow, and the cooling water flowing from the direct shining part to the non-directly shining part is sufficient enough not to hinder the cooling of the slab, so that the temperature unevenness Does not occur.
  • the cooling water that collides with the slab flows from the direct irradiation part toward the surroundings.
  • the flow in the casting direction is dammed by the gap between the guide roll and the slab, and a flow in the slab width direction is formed and drained. Therefore, when the water density is high and the range of the non-directly shining portion is too small, the flow during rolling and the direct shining portion may interfere with each other. Therefore, it is desirable that the relationship between the distance L connecting the two points A and B and the distance P between the axes satisfies L / P ⁇ 0.90.
  • the spray pattern of the spray nozzle 21 of the present embodiment is quadrangular, the spray thickness does not change in the slab width direction, and the L / P can be kept within the specified range in the entire width direction.
  • the spray thickness of the direct irradiation portion becomes small at the end portion in the slab width direction, and the L / P value is obtained in the entire width direction. Is difficult to keep within the specified range.
  • the water density is also an important factor in realizing and maintaining this nucleate boiling state. If the water density is not sufficient, the slab 5 does not immediately reach the nucleate boiling state even if it enters the cooling water direct irradiation portion, but transitions to the nucleate boiling after the temperature drops due to the film boiling.
  • the cooling rate differs depending on the width direction position (center of slab width, slab corner), and the transition point from film boiling to nucleate boiling is affected by the surface texture, so the starting point of nucleate boiling is the slab. It varies in the width direction. Therefore, a large temperature deviation occurs in the width direction, surface cracking due to thermal stress and variation in the internal solidification completion position in the width direction occur, which causes surface and internal defects.
  • the reason why the water density is required to be 400 (L / m 2 ) / min or more is as follows.
  • the cooling water becomes a film boiling state on the slab surface and a steam film is generated.
  • the jet water density is less than 400 (L / m 2 ) / min, the water density is small, so the steam film does not collapse immediately due to the collision of cooling water, and the film boiling state is maintained until the slab surface temperature drops to some extent. To. After that, when the surface temperature drops and the transition from film boiling to nucleate boiling occurs, cooling progresses rapidly.
  • the boiling state also differs depending on the slab surface position, and as a result, the temperature unevenness further increases.
  • the water volume density is 400 (L / m 2 ) / min or more, even if a steam film is generated on the surface of the slab, the steam film immediately collapses due to the collision of the cooling water, so that the nucleate boiling state is rapidly entered. Therefore, the boiling state is made uniform depending on the surface position of the slab, and temperature unevenness does not occur.
  • the cooling by boiling becomes dominant, and the dependence of the cooling capacity on the water density becomes smaller. Therefore, if the water density is greater than 2000 (L / m 2 ) / min, the cooling capacity cannot be expected to improve significantly, and the total amount of cooling water used becomes excessive, resulting in a large capital investment for water treatment equipment. It is appropriate that the water density of the water is in the range of 400 (L / m 2 ) / min or more and 2000 (L / m 2 ) / min or less.
  • the water density is in the range of 400 (L / m 2 ) / min or more and 2000 (L / m 2 ) / min or less depending on the operating conditions (slab surface temperature, collision pressure of cooling water, etc.). It is not essential to do so, and the water density should be set so that the nucleate boiling state occurs.
  • the boiling state should be monitored. It is necessary to increase the amount of water while doing so to ensure the achievement and maintenance of the nucleate boiling state.
  • cameras will be installed in each section to monitor the amount of water smoke generated by visual observation or measurement with a transmissometer.
  • a threshold value for the amount of water smoke generated to distinguish between nucleate boiling and film boiling By conducting an experiment in advance to obtain a threshold value for the amount of water smoke generated to distinguish between nucleate boiling and film boiling, and confirming whether or not the amount of water smoke generated exceeds the threshold value, the nucleate boiling state can be determined in a predetermined section. You can check if you have achieved it. Then, if the nucleate boiling state has not been achieved, the amount of cooling water is adjusted to be increased. This ensures that the nucleate boiling state can be achieved and maintained.
  • the fluid temperature and the solid temperature are locally equal at the point of contact between them. Since the temperature of liquid water rises only to the boiling point under atmospheric pressure, it is considered that the surface temperature of the slab is about 100 ° C. if nucleate boiling is realized. Therefore, the nucleate boiling state is achieved by measuring the temperature of the slab surface and the surrounding cooling water using a contact-type thermometer having a small probe and confirming that the temperature is stable at around 100 ° C. Can be confirmed. Then, if the nucleate boiling state has not been achieved, the amount of cooling water is adjusted to be increased. This ensures that the nucleate boiling state can be achieved and maintained.
  • a water spray having a square injection pattern is used, and the length of the cooling water direct irradiation portion between the guide rolls 19 is the roll interval.
  • the angle (injection angle) ⁇ (unit: degree) formed by the straight line CA and the straight line CB with the center of the nozzle injection port as the point C is 100 degrees or less in order to maintain the uniformity of the water amount distribution. Is desirable.
  • the distance L connecting the two points A and B which is 50% of the maximum value of the water amount distribution in the casting direction of the cooling water sprayed from the spray nozzle 21, (hereinafter referred to as “direct irradiation portion length L”) is expressed by the formula (1). ), It is necessary to set the injection angle ⁇ .
  • the conditions under which the injection angle ⁇ should be satisfied will be described.
  • the injection angle ⁇ needs to be set within a range in which the straight lines CA and CB do not come into contact with the guide roll 19. Therefore, when the straight line CA (or the straight line CB) circumscribes the guide roll 19, the following equation (5) holds for the triangle DAE.
  • the range of the height h (unit: mm) from the slab surface is also determined in the same manner. This point will be described below.
  • the upper limit of the height h is the position where the straight lines CA and CB come into contact with the guide roll 19, the equation (8) holds. Therefore, when the equation (6) is substituted into the equation (8) and deformed with respect to the height h, the upper limit of the height h is expressed as the equation (9). Therefore, the range of height h is as shown in equation (3).
  • the size of the direct irradiation portion length L becomes 70% or more of the guide roll interval P, and the direct irradiation portion The range can be widened sufficiently and local fluctuations in the slab surface temperature can be prevented.
  • the cooling device (see FIGS. 1 and 2) according to the embodiment of the present invention is used to perform strong cooling in the horizontal zone 15.
  • the slab 5 was manufactured.
  • the length of the continuous casting machine 1 is 45 m, and a thermometer and a gas cutting machine 17 for measuring the temperature distribution on the surface of the slab are installed at the end of the machine.
  • a slab is manufactured by changing the radius and spacing of the guide roll 19, the injection angle of the spray nozzle 21 to be used, the pitch of the spray nozzle in the slab width direction, the spray nozzle installation height and casting speed, and the water volume density, and the temperature during cooling. The surface texture, internal defects, and manufacturing cost of the slab after unevenness and casting were evaluated.
  • the thickness of the cast slab was unified to 235 mm.
  • Table 1 shows the casting conditions and results.
  • Comparative Example 1 and Examples 1 and 2 are examples of casting by applying the conditions of the prior art and the technique of the present invention, respectively.
  • a water spray having an elliptical shape of the injection pattern (see FIG. 3) was used.
  • the water density was 400 (L / m 2 ) / min, and the casting speed was increased to 3.0 m / s.
  • Example 2 the equipment arrangement is the same as that in Example 1, and the density of the cooling water is 2000 (L / m 2 ) / min. As a result, temperature fluctuations in the casting direction could be suppressed, and a boiling state could be quickly realized and maintained in the slab width direction. When the slabs after casting were inspected, no defects were found on the surface or inside, and high-quality slabs could be produced with high efficiency.
  • Example 3 the injection height is changed based on the conditions of Example 1.
  • the range of the injection height h is 97 to 101 mm from the equation (3).
  • Examples 5 and 6 are the cases where the lower limit and the upper limit of the injection height h are set, respectively, and L / P ⁇ 0.70 is satisfied under both conditions. No defects were found inside, and high-quality slabs could be manufactured with high efficiency.
  • Comparative Example 5 is an example in which the water density is reduced to 350 (L / m 2 ) / min by using the same spray nozzle 21 as in Example 1. At this time, since the nucleate boiling state could not be stably realized as in Comparative Example 4, when the slab after casting was confirmed, surface cracks and internal defects were confirmed.
  • Comparative Example 6 and Example 7 are examples in which the same spray nozzle 21 as in Example 1 is used and the radius d and the interval P of the guide roll 19 are changed to 80 mm and 250 mm.
  • spray nozzles 21 were arranged in a straight line in parallel with the rolls at intervals of 250 mm (width pitch 250 mm) in the gaps between the support rolls of the secondary cooling zone (without staggered arrangement). Further, in Example 7, the spray nozzles 21 were arranged at intervals of 210 mm. Under these conditions, the water density of the wrap portion was within the range of 50% or more and 100% or less of the maximum value in all cases, and no defect was observed as described above.
  • Comparative Example 7 only the width pitch of the spray nozzle 21 was changed to 275 mm with respect to Example 1, and the water density of the lap portion was 40% of the maximum value, so that the nucleate boiling state was stably maintained. It has not been realized.
  • temperature unevenness in the width direction was visually apparent along the arrangement of the spray nozzles 21.
  • vertical cracks were generated on the surface of the slab, which was considered to be caused by temperature unevenness in the width direction.
  • the spray nozzle 21 it is preferable to arrange the spray nozzle 21 so that the water density of the wrap portion is in the range of 50% or more and 100% or less of the maximum value.

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Abstract

設備維持が容易で冷却能力の均一性を高めることができる連続鋳造鋳片の二次冷却方法を提供する。　本発明に係る連続鋳造鋳片の二次冷却方法は、連続鋳造機１の二次冷却帯における水平帯１５の鋳造方向全区間または一部区間において、軸間距離Ｐ（単位：ｍｍ）で設置された半径ｄ（単位：ｍｍ）のガイドロール１９の間に、噴射パターンが四角形となるスプレーノズル２１を鋳片幅方向に並べて、鋳片５を冷却する連続鋳造鋳片の二次冷却方法であって、スプレーノズル２１の各々から噴霧される冷却水の水量密度が、該水量密度の前記鋳造方向における最大値の５０％となる２つの地点である、Ａ地点とＢ地点との間の距離Ｌ（単位：ｍｍ）と、軸間距離Ｐとの関係が、下式（１）を満たすとともに、前記Ａ地点～前記Ｂ地点の範囲で核沸騰状態を維持しながら冷却することを特徴とするものである。　Ｌ／Ｐ≧０．７０・・・（１）

Description

連続鋳造鋳片の二次冷却方法
　本発明は、連続鋳造鋳片の二次冷却方法に関する。
　一般的な連続鋳造鋳片の製造方法を、垂直曲げ型の連続鋳造設備を例に挙げて、図４、図５に基づいて説明する。
　タンディッシュ（図示なし）から鋳型３に注入された溶鋼は、鋳型３にて一次冷却され、凝固シェルを形成した平板状の鋳片５となって平板状で垂直帯７を降下し湾曲帯１１へと進む。そして湾曲帯１１の入側の曲げ部９において鋳片５は一定の曲率半径を保つように複数のロール（不図示）でガイドされながら曲げられる。
　その後、矯正部１３において曲率半径を順次大きくしながら曲げ戻され（矯正され）、矯正部１３を出たところで鋳片５は再び平板状になって水平帯１５へと進む。水平帯１５で凝固が完了した後、鋳片５は連続鋳造機１の出側に設置されたガス切断機１７によって所定の長さに切断される。
　鋳片５は鋳型３を出た後、垂直帯７から水平帯１５にかけて中心部まで凝固を完了させるために水スプレー（水一流体スプレーや水－空気二流体混合ミストスプレー）を使った二次冷却を実施している。
　通常、二次冷却は鋳型直下の垂直帯７において大流量の水を噴射して強冷却を実施することでシェルの強度を確保している。湾曲帯１１以降では逆に冷却を弱め、内部の高温部からの熱伝導によって表面温度を上昇（復熱）させている。そして矯正部１３において表面温度が脆化温度域以上になるように調整し、横割れの発生を回避している。
　また、鋼種によっては、生産効率向上の目的で鋳造速度を増加させ、鋳片中心部が未凝固のまま矯正を行い、連続鋳造の終盤の水平帯１５で強冷却を実施することで凝固を完了させる方法も採られる。これらの強冷却帯で冷却能力にむらが生じた場合には鋳片表面に温度偏差が生じ、それに起因した熱応力によって表面割れが発生する。また連続鋳造工程の終盤で強冷却を実施する際には、冷却むらによって鋳片中心部の凝固完了位置が不均一になり内部品質にも影響を与えてしまう。そのため強冷却帯で安定して高い冷却能力を実現するためには、冷却水が鋳片表面で核沸騰状態を維持していることが望ましい。
　二次冷却帯では複数のガイドロール１９が設置されており、冷却水はこれらのガイドロール１９の隙間に噴射される（図５参照）。
　冷却水の噴射状況（水平帯１５の例）を鋳片短辺側から観察すると、図５に示すように、スプレーノズル２１による冷却では鋳片表面に冷却水が直接噴射される直射領域Ｘと、ガイドロール１９との接触部およびガイドロール１９によって冷却水が遮られて冷却水が直接当たらない非直射領域Ｙが生じる。
　直射領域Ｘではノズルから冷却水が連続的に供給されるため高い冷却能力が維持されるが、非直射領域Ｙではガイドロール１９との接触や滞留水による抜熱のみとなり冷却能力が低下する。その結果、直射領域Ｘから非直射領域Ｙに鋳片が移動すると鋳片表面温度が大きく上昇する（復熱）。この時、次のロール間にある直射領域Ｘに鋳片が進入して速やかに核沸騰状態には至らず、鋳造方向で沸騰状態が不安定に変化して大きな温度変動が発生する。更に同様の不安定な沸騰状態の遷移は鋳片幅方向でも発生し得るため、鋳片幅方向にも大きな温度差が生じてしまう。これらの温度変動によって、鋳片表面に熱応力が発生し表面割れが発生する他、鋳片幅方向で凝固完了位置が不均一になり内部品質が悪化するなど、品質上のトラブルを招いてしまう。
　上記のような連続鋳造工程の二次冷却における局所的な冷却能力の均一性を高める方法として、たとえば特許文献１では、鋳造方向の水スプレーの直射範囲長さとガイドロール間距離の比を規定し、冷却能力の均一性を高める技術が提案されている。
　また、特許文献２では、ガイドロール間に鋳片表面に近接する冷媒ガイド板を設けて冷却水を鋳片表面に行き渡らせる技術が提案されている。
特開２００３－１３６２０５号公報 特開２０１８－１５７８１号公報
　上記特許文献１の技術では、スプレー水の直射部面積を広く取ることで鋳造方向の冷却均一性向上を図っているが、直射部での沸騰状態についての言及は無く、上記の強冷却条件で安定して核沸騰を実現および維持できるかは分からない。
　また、使用するスプレー水の鋳片幅方向の噴射パターンについて記述されていないが、２条の楕円形であると推定できる。この時、スプレー水の幅方向端部は中央部に比べてスプレー幅および水量密度が低下するため、狙いの冷却能力の均一性は実現できなくなってしまう。加えて、使用するスプレーノズルとして複数の噴射口を有するものが好ましいとしているが、ノズル形状が複雑化しノズル詰まりのリスクが高くなり、理想的な噴霧厚さが確保できなくなる可能性が高い。
　一方、特許文献２の技術では、冷媒ガイド板を鋳片表面に接近させ、ガイド板と鋳片表面間に流れの速い水膜を形成することで非沸騰～核沸騰状態を実現できるとしている。
　しかし、ガイド板と鋳片表面が非常に近接しており衝突の危険性が高く、鋳片表面に疵が残る可能性やガイド板が損傷する可能性が考えられる。
　また、小径の給水口が鋳片近傍に設置されるため、たとえ衝突・損傷はしなかったとしても連続して使用した場合に、スケール片などで穴詰まりをおこす可能性もある。ガイド板の損傷や穴詰まりによって水膜の形成が不均一になれば核沸騰状態を実現することができず冷却は不均一になる。そのため、冷却能力の均一性確保には設備の健全性維持が重要になるが、ロール間の隙間を塞ぐようにガイド板が設置されているため、点検時に容易に脱着することはできなくなってしまう。そのため主張しているような均一な冷却を行うためには大きな設備管理コストがかかってしまう。
　以上のように、鋳造方向と鋳片幅方向双方で安定して核沸騰状態を実現および維持できるような水スプレーの噴霧条件は明らかになっていない。
　本発明はかかる課題を解決するためになされたものであり、鋳片の鋳造方向と幅方向の双方で安定して核沸騰状態を実現、維持し、その結果、設備維持が容易で冷却能力の均一性を高めることができる連続鋳造鋳片の二次冷却方法を提供することを目的としている。
　上記課題を解決するため、本発明は以下の特徴を有する。
［１］　連続鋳造機の二次冷却帯における水平帯の鋳造方向全区間または一部区間において、軸間距離Ｐ（単位：ｍｍ）で設置された半径ｄ（単位：ｍｍ）のガイドロールの間に、噴射パターンが四角形となるスプレーノズルを鋳片幅方向に並べて、鋳片を冷却する連続鋳造鋳片の二次冷却方法であって、
　前記スプレーノズルの各々から噴霧される冷却水の水量密度が、該水量密度の前記鋳造方向における最大値の５０％となる２つの地点である、Ａ地点とＢ地点との間の距離Ｌ（単位：ｍｍ）と、前記軸間距離Ｐとの関係が、下式（１）を満たすとともに、
　前記Ａ地点～前記Ｂ地点の範囲で核沸騰状態を維持しながら冷却することを特徴とする連続鋳造鋳片の二次冷却方法。
　　Ｌ／Ｐ≧０．７０・・・（１）
［２］　前記スプレーノズルのノズル噴射口と前記Ａ地点とを結ぶ直線と、前記ノズル噴射口と前記Ｂ地点とを結ぶ直線とが成す角度θ（単位：度）が式（２）を満たすとともに、前記ノズル噴射口の前記鋳片からの高さであるノズル高さｈ（単位：ｍｍ）が式（３）を満たすことを特徴とする［１］に記載の連続鋳造鋳片の二次冷却方法。
　　１８０－４ｔａｎ－１［３Ｐ／（２０ｄ）］≦θ≦１００・・・（２）
　　７Ｐ／［２０ｔａｎ（θ／２）］≦ｈ≦［Ｐ－２ｄｔａｎ｛（１８０－θ）／４｝］／［２ｔａｎ（θ／２）］・・・（３）
［３］　前記スプレーノズルの各々が噴射する前記冷却水の水量密度が、前記スプレーノズルによる冷却区間内にある前記鋳片の単位表面積当たり４００（Ｌ／ｍ２）／ｍｉｎ以上２０００（Ｌ／ｍ２）／ｍｉｎ以下であることを特徴とする［１］又は［２］に記載の連続鋳造鋳片の二次冷却方法。
　本発明によれば、連続鋳造機の二次冷却帯において噴射パターンが四角形となるスプレーノズルを鋳片幅方向に並べて、各スプレーノズルから噴霧される冷却水の鋳造方向水量分布の最大値の５０％となる２点Ａ及びＢ間を結んだ距離Ｌ（単位：ｍｍ）と軸間距離Ｐの関係が、Ｌ／Ｐ≧０．７０を満たすように前記ガイドロールと前記スプレーノズルを配置し、点Ａ～Ｂの範囲で核沸騰状態を維持しながら冷却することにより、鋳片表面の広い範囲で安定して核沸騰を実現および維持することが可能になり、安定的に高品質の鋳片を製造することが可能になる。
図１は、本発明の実施の形態におけるスプレーノズルの噴射パターン及び流量分布の説明図である。 図２は、本発明の実施の形態におけるスプレーノズルとガイドロールの配置関係を説明する説明図である。 図３は、実施例の説明における比較例１のスプレーノズルの噴射パターン及び流量分布の説明図である。 図４は、従来の一般的な連続鋳造設備の概要を説明する説明図である。 図５は、従来の一般的な連続鋳造設備におけるガイドロールとスプレーノズルの配置と噴射状態の説明図である。
　本実施の形態に係る連続鋳造鋳片の二次冷却方法は、鋳造方向上流側から、垂直帯７、曲げ部９、湾曲帯１１、矯正部１３、水平帯１５の順で構成される連続鋳造機１（図４参照）の二次冷却帯における水平帯１５の一部の鋳造方向区間、または水平帯１５の鋳造方向全区間において、軸間距離Ｐ（単位：ｍｍ）で設置された半径ｄ（単位：ｍｍ）のガイドロール１９の間に、噴射パターンが四角形となるスプレーノズル２１を鋳片幅方向に並べて、鋳片５を冷却する連続鋳造鋳片の二次冷却方法であって、各スプレーノズル２１から噴霧される冷却水の鋳造方向水量分布の最大値の５０％となる２点Ａ及びＢ間を結んだ距離Ｌ（単位：ｍｍ）と軸間距離Ｐの関係が下式（１）を満たすようにガイドロール１９とスプレーノズル２１を配置し、点Ａ～Ｂの範囲で核沸騰状態を維持しながら冷却することを特徴とするものである。
　　Ｌ／Ｐ≧０．７０・・・（１）
　本実施の形態では、図１に示すように、噴射パターンが四角形となるスプレーノズル２１を用いている。このような噴射パターンが四角形となるスプレーノズル２１を用いた理由は以下の通りである。
　ガイドロール１９の間隙にスプレーノズル２１を配置して鋳片表面の冷却を行なう場合、鋳片表面が露出された部分（被冷却面）の形状は細長い（鋳片幅方向に長く、鋳込み方向に短い）長方形となる。この細長い長方形の範囲内を最大限カバーし、かつ均一に冷却水を散水するには、四角形の噴射パターンを有するスプレーノズル２１を鋳片幅方向に並べて配置するのが好ましい。このようにすることで、隙間なく被冷却面に均一に冷却水を直射可能となり、核沸騰を均一に達成でき局所的な復熱が発生しない。
　また、鋳片幅方向に隣り合うスプレーノズル２１の幅方向水量密度分布を重ね合わせたときにラップ部の水量密度が、単一で噴射した際の水量密度の最大値の５０％以上１００％以下となるように、隣り合うスプレーノズル２１の噴射領域のラップ代を設定することが望ましい。
　ラップ部の水量密度が最大値の５０％未満ではラップ部の水量密度が不十分で冷却時に核沸騰状態に至らず幅方向に温度むらが発生する。一方、１００％より大きくなる場合はラップ範囲が広すぎるため隣り合うスプレーノズル２１の冷却水同士が干渉し、実際に噴射した際に想定通りの水量密度分布とならず冷却が不均一になる懸念が高まる。
　さらに、本実施の形態では、各スプレーノズル２１から噴霧される冷却水の鋳造方向水量分布の最大値の５０％となる２点Ａ及びＢ間を結んだ距離Ｌ（単位：ｍｍ）と軸間距離Ｐの関係がＬ／Ｐ≧０．７０を満たすようにガイドロール１９とスプレーノズル２１を配置している。
　このように配置する理由は以下の通りである。
　核沸騰を利用して強冷却を実施する場合、スプレーノズル２１の冷却水の直射部と非直射部との冷却能力の差は著しく大きくなる。そのため直射部と非直射部での温度変化が大きくなり割れなどの欠陥の原因となる。また、冷却水の流量を絞った際に、非直射部での復熱が大きすぎると直射部でも核沸騰が速やかに実現されず温度むらの原因となり得る。
　この点、Ｌ／Ｐ≧０．７０であれば、非直射部となる領域が狭いので、直射部から非直射部に流れ込む冷却水が鋳片の冷却を妨げない程度に十分あるので温度ムラは発生しない。
　また、鋳片に衝突した冷却水は、直射部から周囲に向かって広がるように流れていく。この時、鋳造方向への流れはガイドロールと鋳片の隙間にせき止められ、鋳片幅方向に向かう流れが形成され排水される。そのため、水量密度が大きい場合に、非直射部の範囲が小さすぎると、ロール際の流れと直射部とが干渉してしまう可能性がある。従って、２点Ａ及びＢ間を結んだ距離Ｌと軸間距離Ｐとの関係は、Ｌ／Ｐ≦０．９０を満たすことが望ましい。
　また、本実施の形態のスプレーノズル２１の噴射パターンが四角形であるから、鋳片幅方向でスプレー厚みが変化せず、幅方向全面でＬ／Ｐを規定の範囲に収めることができる。
　この点、特許文献１のスプレーノズルのように噴射パターンが楕円形の場合には、鋳片幅方向の端部では直射部のスプレー厚みが小さくなってしまい、幅方向全面でＬ／Ｐの値を規定の範囲に収めることは難しい。
　また、本実施の形態では、安定した強冷却を実施するために核沸騰状態の実現および維持することを要件としている。
　この核沸騰状態の実現と維持には、冷却水の直射部長さ以外に水量密度も重要な因子となる。水量密度が十分でなければ、鋳片５が冷却水直射部に進入しても直ちに核沸騰状態には至らず、膜沸騰で温度が低下した後に核沸騰に遷移する。
　この時、冷却速度は幅方向位置（鋳片幅中央部、鋳片角部）によって異なり、膜沸騰から核沸騰への遷移点は表面性状の影響を受けるため、核沸騰の開始点が鋳片幅方向でばらついてしまう。そのため、幅方向に大きな温度偏差が生じ、熱応力による表面割れや幅方向で内部凝固完了位置のばらつきを生じ、表面および内部の欠陥の原因となる。
　そこで発明者らは冷却水直射部で速やかに核沸騰状態が実現および維持される水量密度について検討した結果、４００（Ｌ／ｍ２）／ｍｉｎ以上必要であることが分かった。
　水量密度が４００（Ｌ／ｍ２）／ｍｉｎ以上必要である理由は以下の通りである。
　鋳片表面温度が高温の時、冷却水は鋳片表面で膜沸騰状態となり蒸気膜が発生する。噴射した水量密度が４００（Ｌ／ｍ２）／ｍｉｎ未満では水量密度が小さいため、冷却水の衝突で直ちに蒸気膜は崩壊せず、ある程度鋳片表面温度が低下するまで膜沸騰状態が維持される。その後表面温度が低下して、膜沸騰から核沸騰への遷移が起こると急激に冷却が進行する。
　このため、鋳片表面位置による表面温度のばらつきが一旦発生すると、沸騰状態も鋳片表面位置により異なり、その結果益々温度むらが拡大する。
　一方、水量密度が４００（Ｌ／ｍ２）／ｍｉｎ以上では鋳片表面で蒸気膜が発生したとしても、冷却水の衝突によって直ちに蒸気膜が崩壊するため核沸騰状態に速やかに遷移する。そのため鋳片表面位置による沸騰状態が均一化され温度むらが発生しない。
　一方、核沸騰が実現されれば、沸騰による冷却が支配的となるため冷却能力の水量密度への依存性は小さくなる。そのため２０００（Ｌ／ｍ２）／ｍｉｎより大きい水量密度では冷却能力の大きな向上は見込めず、使用する冷却水の総量が過大になり水処理設備の設備投資が大きくなることから、強冷帯での水量密度は４００（Ｌ／ｍ２）／ｍｉｎ以上２０００（Ｌ／ｍ２）／ｍｉｎ以下の範囲にあることが適切である。
　もっとも、本発明においては、操業条件（鋳片表面温度、冷却水の衝突圧等）によっては水量密度を４００（Ｌ／ｍ２）／ｍｉｎ以上２０００（Ｌ／ｍ２）／ｍｉｎ以下の範囲とすることは必須ではなく、核沸騰状態となるような水量密度にすればよい。
　例えば、配管からの漏水のような設備異常など何らかの理由で、所定の水量密度が達成できず、強冷却区間に進入後、速やかに核沸騰状態に至らなかった場合には、沸騰状態の監視を行いつつ水量を増加させて確実に核沸騰状態を達成および維持する必要がある。
　ここで、冷却水が鋳片表面に接触して沸騰すると、気化して水蒸気となる。この水蒸気が空気中で凝結した湯気（水煙）が観察される。ここで、核沸騰状態では、鋳片表面に接触した冷却水は激しく発泡して、大量の水蒸気が発生するので、水煙の発生量が多くなる。これに対して、膜沸騰状態では、沸騰する冷却水の発泡が少ないので、水蒸気および水煙の発生量も少なくなる。
　そこで、各区間にカメラを設置し、水煙の発生量を、目視による観測や透過率計による計測により監視する。予め、実験により核沸騰と膜沸騰とを区別する水煙の発生量の閾値を求めておき、当該水煙の発生量が閾値を超えるか否かを確認することで、所定の区間で核沸騰状態が達成できているか確認できる。そして、核沸騰状態が達成できていない場合には冷却水の水量を増やすように調整する。これにより、確実に核沸騰状態を達成および維持できる。
　また、沸騰を含めた対流熱伝達において、流体温度と固体温度とは両者が接触する点で局所的に等しくなる。大気圧下において液体状態の水は沸点までしか温度が上昇しないので、核沸騰が実現されていれば、鋳片の表面温度も約１００℃になっていると考えられる。このため、小型のプローブを有する接触式の温度計を用いて鋳片表面と周囲の冷却水の温度を測定し、当該温度が１００℃近傍で安定していることを確認することによって核沸騰状態が達成できているか確認できる。そして、核沸騰状態が達成できていない場合には冷却水の水量を増やすように調整する。これにより、確実に核沸騰状態を達成および維持できる。
　以上説明したように本実施形態では、二次冷却帯における強冷却を実施する領域において、噴射パターンが四角形となる水スプレーを使用し、ガイドロール１９間の冷却水直射部の長さがロール間隔の７０％以上となるように噴射角と噴射高さを設定することとし、冷却水直射部で核沸騰状態を維持しながら冷却することにより、鋳片表面の大きな温度変動を抑制することができ、表面割れや凝固完了位置不均一などの表面、内部の欠陥を予防し高品位な鋳片５を安定して製造することが可能になる。
　この本実施の形態の効果については、後述する実施例において実証している。
　なお、図２に示すように、ノズル噴射口の中心を点Ｃとして直線ＣＡおよび直線ＣＢがなす角（噴射角）θ（単位：度）は水量分布の均一性を維持するために１００度以下とすることが望ましい。
　また、スプレーノズル２１から噴霧される冷却水の鋳造方向水量分布の最大値の５０％となる２点Ａ及びＢ間を結んだ距離Ｌ（以下、「直射部長Ｌ」という）が、式（１）を満たすように噴射角θを設定する必要がある。以下、噴射角θの満たすべき条件について説明する。
　図２に示すように、Ｐ／２－Ｌ／２＝Ｙ（非直射部という）の長さについては、下式（４）の関係が成り立つ。
　更に、噴射角θは直線ＣＡおよびＣＢがガイドロール１９と接触しない範囲に設定する必要がある。従ってガイドロール１９に直線ＣＡ（または直線ＣＢ）が外接する時、三角形ＤＡＥに対して下式（５）が成り立つ。
　以上の関係から噴射角θは式（２）の範囲で設定することが望ましい。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000001
　噴射角θを、式（２）を満たすように決定すると、鋳片表面からの高さｈ（単位：ｍｍ）の範囲も同様に決定される。以下、この点について説明する。
　ある噴射角θに対して直射部長Ｌは式（６）のように記述できるため、これを式（１）に代入して、高さｈの下限は式（７）のように表される。
　また、高さｈの上限は直線ＣＡ、ＣＢがガイドロール１９に接触する位置であるため式（８）が成り立つ。従って、式（８）に式（６）を代入して高さｈについて変形すると、高さｈの上限は式（９）のように表される。よって高さｈの範囲は式（３）のようになる。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000002
　上記式（２）、（３）を満たすようにスプレーノズル２１の噴射角θと噴射高さｈを設定することで直射部長Ｌの大きさがガイドロール間隔Ｐの７０％以上となり、直射部の範囲を十分広く取ることができ鋳片表面温度の局所的な変動を防ぐことができる。
　本発明の効果を確認するために二次冷却方法を実施したので、以下これについて説明する。
　垂直曲げ型の連続鋳造機１（図４参照）の二次冷却帯の内、水平帯１５で強冷却を行うために本発明の実施形態である冷却装置（図１、図２参照）を用いて鋳片５を製造した。
　連続鋳造機１の機長は４５ｍで、機端には鋳片表面の温度分布を測定する温度計とガス切断機１７が設置されている。ガイドロール１９の半径、間隔、使用するスプレーノズル２１の噴射角、スプレーノズルの鋳片幅方向のピッチ、スプレーノズル設置高さや鋳造速度、水量密度を変化させてスラブを製造し、冷却中の温度むらや鋳造後の鋳片表面性状や内部欠陥、製造コストを評価した。
　なお評価にあたって鋳造したスラブの厚さは２３５ｍｍで統一した。
　鋳造の条件および結果を表１に示す。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000003
  
　比較例１および実施例１、２は、それぞれ従来技術の条件と本発明の技術を適用して鋳造した例である。比較例１では噴射パターンの形状が楕円形（図３参照）の水スプレーを使用した。このスプレーの鋳造方向の噴射角は３０°と小さくＬ／Ｐ＝０．２１となった。このため、冷却水の直射部と非直射部での温度変動が大きくなり、製造後の鋳片を検査したところ、鋳片表面で温度変動による表面割れが確認された。
　また水量密度は１００（Ｌ／ｍ２）／ｍｉｎと小さいため速やかに鋳片全福で核沸騰状態を実現できなかった。その結果、効率的に冷却できず鋳造速度は１．５ｍ／ｓに制限された。加えて、鋳片中心部の凝固完了位置が不均一になり、中心偏析の偏りや内部割れのような内部欠陥も生じていた。
　一方、実施例１では本発明の技術を適用して、噴射パターンが四角形の水スプレーを使用し、噴射角とノズル設置高さの関係を適切に設定することでＬ／Ｐ＝０．７２を実現した。また水量密度は４００（Ｌ／ｍ２）／ｍｉｎとして、鋳造速度を３．０ｍ／ｓまで増速した。
　その結果、鋳造方向の温度変動を抑制でき、また鋳片幅方向で速やかに沸騰状態を実現および維持できた。そして、鋳造後の鋳片を検査したところ、表面、内部ともに欠陥は確認されず、高品質の鋳片を高効率に製造することができた。
　また、実施例２では、実施例１と同じ設備配置で冷却水の水量密度を２０００（Ｌ／ｍ２）／ｍｉｎとした例である。その結果、鋳造方向の温度変動を抑制でき、また鋳片幅方向で速やかに沸騰状態を実現および維持できた。そして、鋳造後の鋳片を検査したところ、表面、内部ともに欠陥は確認されず、高品質の鋳片を高効率に製造することができた。
　比較例２および、実施例３、４は噴射パターンが四角形の水スプレーを使用し、水量密度は４００（Ｌ／ｍ２）／ｍｉｎとした。その結果、いずれの例でも、冷却水の直射部において強冷却帯入口から核沸騰状態を速やかに実現および維持することができた。
　しかし、比較例２では噴射角θが７０°でＬ／Ｐ＝０．６５となっていたため冷却水の直射部と非直射部での温度変動が大きくなり、鋳造後の鋳片を確認したところ表面割れが確認された。
　一方、実施例３では実施例１に比べて噴射角の小さな（８４°）のノズルを使用したがノズル高さを調整することでＬ／Ｐ＝０．７０を実現し、鋳造方向の温度変動を抑制することができた。そして、鋳造後の鋳片を検査したところ、表面、内部ともに欠陥は確認されず、高品質の鋳片を高効率に製造することができた。
　また、実施例４では実施例１に比べて噴射角の大きな（１００°）のノズルを使用し、ノズル高さを調整することでＬ／Ｐ＝０．７３を実現し、鋳造方向の温度変動を抑制することができた。そして、鋳造後の鋳片を検査したところ、実施例３と同様に、表面、内部ともに欠陥は確認されず、高品質の鋳片を高効率に製造することができた。
　比較例３、４および実施例５、６では、実施例１の条件を基準として噴射高さを変化させた場合である。使用するノズルの噴射角が９５°の時、式（３）から噴射高さｈの範囲は９７～１０１ｍｍとなる。実施例５、６はそれぞれ噴射高さｈの下限、上限に設定した場合であり、どちらの条件でもＬ／Ｐ≧０．７０を満たしており、鋳造後の鋳片を検査したところ、表面、内部ともに欠陥は確認されず、高品質の鋳片を高効率に製造することができた。
　一方、比較例３は噴射高さｈの下限を下回っており（ｈ＝９０ｍｍ）、Ｌ／Ｐ＝０．６６で０．７０を下回ったため鋳片表面温度が大きく変動し、鋳造後の鋳片を確認したところ表面割れが確認された。
　また、比較例４は噴射高さｈの上限を上回った場合で（ｈ＝１０５ｍｍ）、噴射された冷却水の一部がガイドロール１９に遮られていた。その結果、ガイドロール１９間を通過した冷却水によって直射部長さはＬ／Ｐ＝０．７２で０．７０以上を実現できたが、水量密度が３８０（Ｌ／ｍ２）／ｍｉｎに低下したため安定して核沸騰状態を実現できず、鋳造後の鋳片を確認したところ表面割れと内部欠陥が確認された。
　比較例５は実施例１と同じスプレーノズル２１を使用して水量密度を３５０（Ｌ／ｍ２）／ｍｉｎに低下させた例である。この時、比較例４と同様に安定して核沸騰状態を実現することができなかったため、鋳造後の鋳片を確認したところ表面割れと内部欠陥が確認された。
　比較例６および実施例７は実施例１と同じスプレーノズル２１を使用して、ガイドロール１９の半径ｄと間隔Ｐを８０ｍｍと２５０ｍｍに変化させた例である。
　比較例６ではノズル高さｈを実施例１と同じ設定にしたため、半径ｄと間隔Ｐに対する高さｈの上限（８６ｍｍ）を上回っており、冷却水の一部がガイドロール１９によって遮られていた。その結果、ガイドロール１９間を通過した冷却水によって直射部長さはＬ／Ｐ＝０．７１で０．７０以上を実現できたが、水量密度が３３０（Ｌ／ｍ２）／ｍｉｎに低下したため安定して核沸騰状態を実現できず、鋳造後の鋳片を確認したところ表面割れと内部欠陥が確認された。
　一方、実施例７ではノズル設置高さを８５ｍｍに調整することで冷却水が全て鋳片に噴射でき水量密度は設定通り４００（Ｌ／ｍ２）／ｍｉｎとなり、Ｌ／Ｐ＝０．７４で０．７０以上を実現できたので、鋳片表面の温度変動の抑制と速やかな核沸騰状態の実現と維持ができた。その結果、鋳造後の鋳片を検査したところ、表面、内部ともに欠陥は確認されず、高品質の鋳片を高効率に製造することができた。
　以上のように、Ｌ／Ｐ≧０．７０とし、かつ核沸騰状態を維持できる条件で二次冷却することで、鋳片の表面、内部ともに欠陥が生ずることなく、高品質の鋳片を高効率に製造することができることが実証された。
　実施例１～６では二次冷却帯の各サポートロールの間隙に、２５０ｍｍ間隔（幅ピッチ２５０ｍｍ）でロールと平行に一直線上にスプレーノズル２１を配置した（千鳥配置無し）。また、実施例７では２１０ｍｍ間隔でスプレーノズル２１を配置した。これらの条件ではいずれの場合もラップ部の水量密度は最大値の５０％以上１００％以下の範囲に収まっており、上述のように欠陥は見られなかった。
　比較例７は、実施例１に対してスプレーノズル２１の幅ピッチのみを２７５ｍｍに変更したものであり、ラップ部の水量密度は最大値の４０％になっており、安定して核沸騰状態を実現することができていない。この比較例７では、スプレーノズル２１の配置に沿って目視でも明らかな幅方向の温度むらが認められた。また鋳片表面には幅方向の温度むらに起因したものと考えられる縦割れが発生していた。
　このことから、ラップ部の水量密度が最大値の５０％以上１００％以下の範囲になるようにスプレーノズル２１を配置することが好ましいことが分かる。
　　１　連続鋳造機
　　３　鋳型
　　５　鋳片
　　７　垂直帯
　　９　曲げ部
　　１１　湾曲帯
　　１３　矯正部
　　１５　水平帯
　　１７　ガス切断機
　　１９　ガイドロール
　　２１　スプレーノズル
　　Ａ、Ｂ　　スプレーノズルから噴霧される冷却水の鋳造方向水量分布が最大値の５０％となる地点
　　Ｃ　ノズル噴射口
　　θ　直線ＡＢと直線ＢＣとが成す角度
　　Ｐ　ガイドロールの軸間距離
　　ｄ　ガイドロールの半径

Claims (3)

  1. 　連続鋳造機の二次冷却帯における水平帯の鋳造方向全区間または一部区間において、軸間距離Ｐ（単位：ｍｍ）で設置された半径ｄ（単位：ｍｍ）のガイドロールの間に、噴射パターンが四角形となるスプレーノズルを鋳片幅方向に並べて、鋳片を冷却する連続鋳造鋳片の二次冷却方法であって、
    　前記スプレーノズルの各々から噴霧される冷却水の水量密度が、該水量密度の前記鋳造方向における最大値の５０％となる２つの地点である、Ａ地点とＢ地点との間の距離Ｌ（単位：ｍｍ）と、前記軸間距離Ｐとの関係が、下式（１）を満たすとともに、
    　前記Ａ地点～前記Ｂ地点の範囲で核沸騰状態を維持しながら冷却することを特徴とする連続鋳造鋳片の二次冷却方法。
    　　Ｌ／Ｐ≧０．７０・・・（１）
  2. 　前記スプレーノズルのノズル噴射口と前記Ａ地点とを結ぶ直線と、前記ノズル噴射口と前記Ｂ地点とを結ぶ直線とが成す角度θ（単位：度）が下式（２）を満たすとともに、前記ノズル噴射口の前記鋳片からの高さであるノズル高さｈ（単位：ｍｍ）が下式（３）を満たすことを特徴とする請求項１に記載の連続鋳造鋳片の二次冷却方法。
    　　１８０－４ｔａｎ－１［３Ｐ／（２０ｄ）］≦θ≦１００・・・（２）
    　　７Ｐ／［２０ｔａｎ（θ／２）］≦ｈ≦［Ｐ－２ｄｔａｎ｛（１８０－θ）／４｝］／［２ｔａｎ（θ／２）］・・・（３）
  3. 　前記スプレーノズルの各々が噴射する前記冷却水の水量密度が、前記スプレーノズルによる冷却区間内にある前記鋳片の単位表面積当たり４００（Ｌ／ｍ２）／ｍｉｎ以上２０００（Ｌ／ｍ２）／ｍｉｎ以下であることを特徴とする請求項１又は２に記載の連続鋳造鋳片の二次冷却方法。
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