JPH1190598A - ステンレス鋼の連続鋳造方法 - Google Patents

Abstract

(57)【要約】 【課題】 高速鋳造条件下で問題となる鋳片の表面欠
陥、及び内部欠陥の発生を抑制して、生産性の高い操業
を行うことのできるステンレス鋼の連続鋳造方法を提供
する。 【解決手段】 タンディッシュ１３から浸漬ノズル１３
ａ及び／又はタンディッシュノズル３３を介して鋳型１
４内へ不活性ガスを２０Ｌ／ｍｉｎ以下の流量で吹き込
むと共に、オッシレーション振動させる鋳型１４のＴＮ
値を０．２５以下とし、且つ鋳型１４内の湯面レベルの
変動幅を１０ｍｍ以内として、グリッド及び／又はサポ
ートロール３０を用いて鋳型１４の下端から連続して
０．６〜２ｍとなる範囲の鋳片１８の短辺側を支持し、
鋳型１４の下端から鋳片１８の完全凝固位置までの少な
くとも一部領域において鋳片１８の板厚を１．３〜５％
の縮小率で狭めながら溶鋼を０．８〜１．６ｍ／ｍｉｎ
の鋳造速度で連続鋳造する。

Description

【発明の詳細な説明】

【０００１】

【発明の属する技術分野】本発明は、割れ感受性の高い
ステンレス鋼の連続鋳造方法に係り、更に詳しくは、鋳
片の表面欠陥及び内部欠陥を低減して、鋳片の無手入れ
化を促進することができると共に、普通鋼並みの高い生
産性を得ることができるステンレス鋼の連続鋳造方法に
関する。

【０００２】

【従来の技術】一般に、製鉄所では一基の連鋳機を用い
て普通鋼や高炭素鋼、ステンレス鋼など種々の鋼材を混
在生産している。ところが、ステンレス鋼は割れ感受性
の高い鋼材であるため、低速鋳造を余儀なくされ、この
結果、大量生産する際の連鋳機の生産能力を低下させて
いる。また、低速鋳造をしても鋳片の表層に表面割れや
表面疵などの表面欠陥が発生し、グラインダー等による
研削処理が必要であるなど、手入れ負荷率が高くなっ
て、更に連鋳機の生産能力を低下させている。

【０００３】そして、このような鋳片の表面欠陥あるい
は内部欠陥の発生を抑制するための方法として、例えば
以下の(1) 〜(3) に示すような方法が知られている。 (1) 特開平７−８８５９７号公報には、１５０℃以上の
温度で加熱炉に投入するステンレスであって、垂直曲げ
連鋳機を用いて鋳片を未凝固状態で曲げ、未凝固状態あ
るいは完全凝固状態以後で矯正加圧を行う方法が記載さ
れている。 (2) 特開昭５９−１９１５４７号公報には、鋳型振動の
ストロークが４〜９ｍｍ、鋳型振動数が８０〜１５０ｃ
ｐｍとなる鋳造条件で、１３００℃における粘度が１．
９〜２．７ポイズのパウダーを鋳型内の溶鋼面に投入し
て鋳片を鋳造するフェライト系ステンレス鋼の連続鋳造
法が記載されている。 (3) 特開平６−２６２３０２号公報には、浸漬ノズルの
吐出孔の角度を上向き５゜から下向き３５゜の範囲にし
て、吐出孔をメニスカスから１５０〜３００ｍｍ下方の
位置に設定して鋳造する方法が記載されている。

【０００４】

【発明が解決しようとする課題】しかしながら、前記
(1) 〜(3) の方法では以下のような問題点があった。 (1) 特開平７−８８５９７号公報の方法では、垂直曲げ
型の連鋳機を使用するので介在物の浮上が促進されるも
のの、鋳片を未凝固状態あるいは完全凝固状態以後で矯
正加圧を行うために内部割れ等の欠陥が増加するという
課題があった。また、連続鋳造初期における凝固殻の生
成に伴うパウダーの巻き込みの発生や鋳型壁と凝固殻と
の相互運動に伴う表面疵の発生を効果的に抑制する手段
がなく、凝固後の鋳片の手入れ負荷が大きくなる。 (2) 特開昭５９−１９１５４７号公報の鋳型振動のスト
ローク、鋳型振動数、及びパウダー粘度を特定範囲に調
整する方法では、パウダーの鋳型壁近傍部分への巻き込
みによる表面疵に対しては有効となるが、高速鋳造化に
伴って生成する溶鋼中介在物の浮上を促進させる効果は
なく、同様な条件下では鋳片の表面割れ欠陥の発生や鋳
片の内部欠陥の発生を抑制することが困難である。 (3) 特開平６−２６２３０２号公報の浸漬ノズルの吐出
孔の角度、及び吐出孔の位置を規定することにより介在
物の浮上を促進して内部欠陥を防ぐ方法では、特に鋳造
後期の鋳片の曲げあるいは曲げ戻し等の矯正操作を調整
する手段がないために、この矯正操作に伴って生じる表
面割れ欠陥と内部割れの発生を効果的に防止することが
できない。ここで、図１８〜図２３を参照して、連続鋳
造される鋳片に発生する表面欠陥及び内部欠陥との関係
について詳細に説明する。図１８に示すように、図示し
ないタンディッシュから浸漬ノズル１０１を介して鋳型
１００内へ溶鋼１０７を注湯する際、この鋳型１００中
に、図中、矢印で示すような上、下向きの溶鋼流１０
３、１０４が発生する。

【０００５】上向きの溶鋼流１０３に注目すると、低速
鋳造ならば、図１９に示すように鋳片１０８の凝固シェ
ル１０５の内面にアルミナなどの酸化物系非鉄介在物１
０２が付着して、いわゆる表層介在物と称される表面欠
陥が発生し、一方、高速鋳造であれば、浸漬ノズル１０
１から吐出される溶鋼量の増加に伴う上向きの溶鋼流１
０３の流速増加によって、この酸化物系非鉄介在物１０
２がシェルウォッシングされて、上方へ押し流される。

【０００６】ところが、この上向きの溶鋼流１０３の流
速が速過ぎると、この除去された酸化物系非鉄介在物１
０２が溶鋼１０７の中央部に深く沈み込んで、この酸化
物系非鉄介在物１０２の比重が、溶鋼１０７の比重より
小さくても、湯面近傍に浮上することができず、そのま
ま、溶鋼１０７の凝固に巻き込まれて、いわゆる内部介
在物と称される内部欠陥が発生するという問題がある。
また、前記と同様、この流速の速い上向きの溶鋼流１０
３によって、湯面に浮遊するパウダー１０６が、溶鋼１
０７の中央部に深く沈み込んで、そのまま溶鋼１０７の
凝固時に巻き込まれて、内部介在物が発生するという問
題がある。

【０００７】一方、下向きの溶鋼流１０４に着目する
と、前記と同様、浸漬ノズル１０１から吐出される溶鋼
量の増加に伴う下向きの溶鋼流１０４の流速増加によっ
て、溶鋼１０７中の酸化物系非鉄介在物１０２が、溶鋼
１０７中に深く沈み込んで、そのまま溶鋼１０７の凝固
に巻き込まれて、内部介在物が発生するという問題があ
る。また、通常、連続鋳造では、浸漬ノズル１０１の内
面に付着する酸化物系非鉄介在物１０２を除去するた
め、この浸漬ノズル１０１やタンディッシュノズルから
Ａｒガスなどの不活性ガスを吹き込んでいる（図１８参
照）。

【０００８】ところが、この不活性ガス（又はその気
泡）も、前記と同様、上、下向きの溶鋼流１０３、１０
４によって、低速鋳造であれば、鋳片１０８の表層にい
わゆるＡｒガス気泡と称される空孔からなる表面欠陥を
発生し、高速鋳造であれば、鋳片１０８の内部にやはり
Ａｒガス気泡と称される内部欠陥を発生するという問題
がある。また、連鋳機の二次冷却帯では、通常、図２０
に示すように、鋳片１０８の引き抜き方向に沿って、剛
性の高い大径ロール１１２を複数配設すると共に、この
鋳片１０８の引き抜き方向に沿って隣り合う大径ロール
１１２の間から鋳片１０８に向かって冷却水を噴射する
図示しないスプレーノズルを配設している。

【０００９】このため、図示するように、鋳片１０８の
引き抜き方向に沿って隣り合う大径ロール１１２の間
で、鋳片１０８の凝固シェル１０５が、溶鋼１０７の静
圧によって外側に膨らむ、いわゆるバルジングが発生す
ると共に、このバルジングに伴って鋳片１０８の凝固シ
ェル１０５に、図２０中、矢印で示すような引張応力が
かかって内部割れ１０９と称される内部欠陥が発生する
という問題がある。

【００１０】また、通常、鋳片１０８の短辺側の鋳片支
持が短過ぎる場合、図２１に示すように、鋳片１０８の
短辺側が丸く膨らむバルジングが生じると共に、鋳片１
０８のコーナー部が、放熱が激しく過冷却されているこ
とによって、このバルジングに伴って、鋳片１０８の凝
固シェル１０５に、図２１に示すようなコーナー縦割れ
１１０と称される表面欠陥が発生するという問題があ
る。更に、鋳片１０８のコーナー部が過冷却された後、
延びの小さい凝固組織となるため、連鋳機の二次冷却帯
の矯正部における引張応力によって、図２１に示すよう
なエッジ割れ１１３と称される表面欠陥が発生するとい
う問題がある。

【００１１】また、連鋳機の二次冷却帯の矯正部では、
図２２に示すように上、下一対のピンチロール１１４に
よって、鋳片１０８を直線状に矯正している。ところ
が、この矯正によって、図２２中、矢印で示すような引
張応力が生じて内部割れ１１５と称される内部欠陥が発
生するという問題がある。更に、ステンレス鋼は普通鋼
に比べて凝固収縮率が大きいため、図２３に示すよう
に、鋳片１０８と鋳型１００間にエアーギャップ１１１
を生じ易い。このため凝固シェル１０５の形成速度が遅
くなって、前述したバルジングやこのバルジングに伴う
表面欠陥、内部欠陥等を引き起こすという問題がある。

【００１２】本発明はこのような事情に鑑みてなされた
もので、高速鋳造条件下で問題となる鋳片の表面欠陥、
及び内部欠陥の発生を抑制して、生産性の高い操業を行
うことのできるステンレス鋼の連続鋳造方法を提供する
ことを目的とする。

【００１３】

【課題を解決するための手段】前記目的に沿う請求項１
記載のステンレス鋼の連続鋳造方法は、溶鋼を冷却する
鋳型と該鋳型から引き抜かれる鋳片を冷却する二次冷却
帯とを備えた連鋳機を用いてステンレス鋼を製造するス
テンレス鋼の連続鋳造方法において、タンディッシュか
ら浸漬ノズルを介して前記鋳型内へ前記溶鋼を注湯しつ
つ、該浸漬ノズル及び／又はタンディッシュノズルを介
して該鋳型内へ不活性ガスを２０Ｌ／ｍｉｎ以下の流量
で吹き込むと共に、オッシレーション振動させる前記鋳
型のＴＮ値を０．２５以下とし、且つ該鋳型内の湯面レ
ベルの変動幅を１０ｍｍ以内として、グリッド及び／又
はサポートロールを用いて該鋳型の下端から連続して
０．６〜２ｍとなる範囲の前記鋳片の短辺側を支持し、
前記鋳型の下端から前記鋳片の完全凝固位置までの少な
くとも一部領域において前記鋳片の板厚を１．３〜５％
の縮小率で狭めながら、前記溶鋼を０．８〜１．６ｍ／
ｍｉｎの鋳造速度で連続鋳造する。

【００１４】請求項２記載のステンレス鋼の連続鋳造方
法は、請求項１記載のステンレス鋼の連続鋳造方法にお
いて、前記二次冷却帯の少なくとも１つの冷却ゾーンで
前記鋳片の板幅方向両端部への注水を停止状態に維持す
る。請求項３記載のステンレス鋼の連続鋳造方法は、請
求項１又は２記載のステンレス鋼の連続鋳造方法におい
て、前記鋳型の鋳造壁面に深さ１ｍ当たり１．１〜１．
４％の割合で縮小するテーパーを設けている。

【００１５】請求項４記載のステンレス鋼の連続鋳造方
法は、請求項１〜３のいずれか１項に記載のステンレス
鋼の連続鋳造方法において、前記二次冷却帯に沿って前
記鋳型の下端から４ｍ以内を通過する前記鋳片に、前記
二次冷却帯の全冷却水量の４０％以上の冷却水を吹き付
ける。請求項５記載のステンレス鋼の連続鋳造方法は、
請求項１〜４のいずれか１項に記載のステンレス鋼の連
続鋳造方法において、前記二次冷却帯を通過する前記鋳
片の板幅方向両端部にエアーを吹き付ける。請求項６記
載のステンレス鋼の連続鋳造方法は、請求項１〜５のい
ずれか１項に記載のステンレス鋼の連続鋳造方法におい
て、前記二次冷却帯の矯正部及び／又はその近傍を通過
する前記鋳片の圧縮鋳造を行う。

【００１６】請求項７記載のステンレス鋼の連続鋳造方
法は、請求項１〜６のいずれか１項に記載のステンレス
鋼の連続鋳造方法において、前記二次冷却帯の湾曲部を
通過する未凝固状態の前記鋳片の少なくとも一カ所を電
磁攪拌する。請求項８記載のステンレス鋼の連続鋳造方
法は、請求項１〜７のいずれか１項に記載のステンレス
鋼の連続鋳造方法において、前記二次冷却帯の水平部に
おける少なくとも１つの冷却ゾーンの注水を停止状態に
維持する。請求項９記載のステンレス鋼の連続鋳造方法
は、請求項１〜８のいずれか１項に記載のステンレス鋼
の連続鋳造方法において、前記鋳片の板幅方向両端部を
保温及び／又は加熱する。請求項１０記載のステンレス
鋼の連続鋳造方法は、請求項１〜９のいずれか１項に記
載のステンレス鋼の連続鋳造方法において、前記鋳型内
に供給される溶鋼の鋳造量が２．０Ｔ／ｍｉｎ以上であ
る。請求項１１記載のステンレス鋼の連続鋳造方法は、
請求項１〜１０のいずれか１項に記載のステンレス鋼の
連続鋳造方法において、前記連鋳機が湾曲型連鋳機であ
る。

【００１７】ステンレス鋼には、オーステナイト系、フ
ェライト系、マルテンサイト系等のステンレスを挙げる
ことができる。二次冷却帯を備えた連鋳機として具体的
には、図８に示すような垂直曲げ型連鋳機Ｂや、図９に
示すような湾曲型連鋳機Ａを挙げることができる。不活
性ガスとしてはＡｒガスなどを挙げることができる。そ
の流量（吹き込み量ともいう）は２０Ｌ／ｍｉｎ以下と
し、好ましくは２〜２０Ｌ／ｍｉｎ、さらに好ましくは
３〜１０Ｌ／ｍｉｎとするのが望ましい。これは、不活
性ガスの流量が３Ｌ／ｍｉｎ未満になると、即ち、不活
性ガスの流量が少な過ぎると、不活性ガスによる酸化物
系非鉄介在物の浮上促進を図ることができなくなった
り、浸漬ノズル内に酸化物系非鉄介在物が付着し易くな
ったり、或いは、この付着物の断続的な剥離等が生じて
連鋳操業が不安定になったりする傾向が現れ、特に２Ｌ
／ｍｉｎ未満になるとその傾向が著しくなるからであ
る。逆に、不活性ガスの流量が２０Ｌ／ｍｉｎを超える
と、即ち、不活性ガスの流量が多過ぎると、鋳型内の湯
面で不活性ガスが破泡する、いわゆるボイルが生じ易く
なって、溶鋼の湯面に浮遊するパウダーの巻き込み又は
不活性ガス気泡が鋳片の表層にトラップされて表面疵の
原因となる傾向が現れるからである（図１０〜図１２参
照）。

【００１８】ＴＮ値とは、オッシレーション振動する鋳
型と溶鋼との相互運動を評価するための評価指数であ
り、鋳造速度Ｖ（ｍ／分）、鋳型の振動幅ｓ（ｍｍ）及
び鋳型の振動数ｆ（サイクル／分）の値を用いて下式か
ら求められ、正の範囲で定義される値である。 ＴＮ＝（６０／（π・ｆ））・ｃｏｓ^-1（Ｖ／（π・ｓ
・ｆ）） このＴＮ値が０．２５を超えると、鋳型壁と初期凝固殻
との相対運動が不適性な状態となって、鋳片の面状に生
じるオッシレーションマークの深さ（つめの深さ）が増
して表面疵に起因する表面欠陥の発生率が増えるので好
ましくない（図１０、１１参照）。

【００１９】ステンレス鋼の連続鋳造方法において、湯
面レベルの変動幅を１０ｍｍ以内に制御することが以下
の理由から望ましい。湯面レベルの変動幅が１０ｍｍ
（±５ｍｍ）より大きくなると、パウダーの巻き込みや
初期凝固のつめの形成が不安定となり、鋳片表層への介
在物の噛み込みや介在物のトラップが発生し、表面欠陥
が増加する。更に鋳造速度、振動数、振動幅等の鋳造因
子の制御範囲が大きくなるために前記鋳型壁と初期凝固
殻との相対運動の適正化を図ることが困難になる（図１
０〜１２参照）。

【００２０】図２に示すように鋳片の短辺側を支持する
サポートロールやグリッドを配置する場合、二次冷却帯
に沿って鋳型の下端から下方に向かって連続して０．６
〜２ｍの範囲内、好ましくは鋳型の下端から０．８〜
１．２ｍとなる範囲に配置する、即ち最下端に配置され
るサポートロール又はグリッドの位置と鋳型の下端位置
との間の距離Ｌの範囲を０．６〜２ｍ好ましくは０．８
〜１．２ｍとなるように設定することが好ましい。これ
は、鋳型の下端から０．６ｍ未満の範囲内にだけサポー
トロールやグリッドを配置すると、鋳片の短辺側の支持
が短過ぎて、バルジングやこのバルジングに起因するコ
ーナー縦割れやエッジ割れが発生する傾向が現れるから
である。逆に鋳型の下端から２ｍを超えてサポートロー
ルやグリッドを配置すると、例えばサポートロールを配
置していた場合、このサポートロールが熱変形を生じ
て、強冷却された鋳片を強く押圧し、この結果、コーナ
ー縦割れやエッジ割れ等の表面欠陥が生じる傾向が現れ
る。

【００２１】ステンレス鋼の鋳造速度は０．８ｍ／ｍｉ
ｎ〜１．６ｍ／ｍｉｎとするのが望ましい。これは、鋳
造速度が０．８ｍ／ｍｉｎ未満になると不活性ガスの流
量等にも依るが、鋳片に表面欠陥が発生する傾向が現れ
るからである（図１０〜図１５参照）。逆に、鋳造速度
が１．６ｍ／ｍｉｎを超えると、鋳片に内部欠陥が発生
する傾向が顕著になるからである。

【００２２】圧縮鋳造とは、鋳片を冷却ゾーンの矯正部
に配置された矯正ロールで矯正する際、この矯正ロール
より上流側の駆動ロールと、この矯正ロールより下流側
の駆動ロールの回転速度を変更させることで、矯正部付
近の鋳片に圧縮力を付与させるような鋳造操作をいう。
これにより、内部割れを発生する鋳片の部分に圧縮力を
付与することにより内部割れの発生及び拡大等を防止す
ることができる。

【００２３】ステンレス鋼の鋳造量は２．０〜４．５Ｔ
／ｍｉｎ、好ましくは２．５〜４．５Ｔ／ｍｉｎとする
のが望ましい。これは、鋳造量が２．０Ｔ／ｍｉｎ未満
になると、不活性ガスの流量等にも依るが、酸化物系非
鉄介在物や、ピンホール（又は不活性ガス気泡とい
う）、表面割れ等の表面欠陥が発生する傾向が現れるか
らである。逆に、鋳造量が４．５Ｔ／ｍｉｎを超える
と、内部の介在物や内部割れ等の内部欠陥が発生する傾
向が現れ著しくなるからである（図１１参照）。

【００２４】鋳型の鋳型壁のテーパーの縮小率は、この
鋳型の深さ１ｍ当たり１．１〜１．４％、好ましくは
１．２〜１．４％とするのが望ましい。これは、鋳型壁
のテーパーの縮小率（又は鋳型のテーパー率という）が
１．２％未満になると鋳型壁と鋳片との間にエアーギャ
ップが発生し易くなって、コーナー縦割れが発生する傾
向が現れ、特に１．１％未満になるとその傾向が著しく
なるからである。逆に、鋳型のテーパー率が１．４％を
超えると鋳片を押圧し過ぎて、凝固シェルが破れてブレ
ークアウトが発生する傾向が現れるからである。

【００２５】また、二次冷却帯の湾曲部において、該二
次冷却帯に沿って鋳型の下端（０ｍ）から４ｍ（好まし
くは０〜３．５ｍ）の範囲内の冷却水量は、二次冷却帯
の全冷却水量の４０〜６５％、好ましくは５０〜６５％
とするのが望ましい。これは、この部位の冷却水量が全
冷却水量の５０％未満になると、鋳片を強冷却すること
ができず、鋳片の凝固シェルの厚さが薄くなってバルジ
ングが発生する傾向が現れ、特に４０％未満になるとそ
の傾向が著しくなるからである。逆に、この部位の冷却
水量が全冷却水量の６５％を超えると、鋳片が過冷却さ
れて、矯正部でのエッジ割れなどが発生する傾向が現れ
る。

【００２６】凝固する鋳片の等軸晶の比率を６０％以上
とすることで製品のリジング欠陥の発生を防止できる
が、このために少なくとも１カ所以上の領域で電磁攪拌
を行いデンドライトの先端を溶かしたような等軸晶結晶
組織とする。特に湾曲型連鋳機では２段階の電磁攪拌を
行うことが好ましい（図９参照）。

【００２７】本願発明者等はステンレス鋼を連続鋳造す
る方法について、鋭意検討した結果、以下のような知見
を得た。以下、その結果について説明する。 （１）表層介在物指数と鋳造速度との関係について 図１０に示すように、特別の対策をしない場合
（×）、Ａｒガスを適正量（２０Ｌ／ｍｉｎ以下）吹
き込んだ場合（☆）、ＴＮ値を０．２５以下とした場
合（○）、湯面レベルの変動幅を１０ｍｍ以内とした
場合（●）について検討した結果、いずれも鋳造速度が
上昇するにつれてシェルウォッシング効果が大きくな
り、その結果、表層介在物指数が減少することが確認さ
れた。なお、前記は、従来の操業条件により得られる
結果を示すものであり、〜はそれぞれ従来の操業条
件に上記した操業条件を付加したものである。例えば、
に示す例では従来の操業条件に加えて、湯面レベルの
変動幅を１０ｍｍ以内とした例を示している。

【００２８】ところが、前記の場合のように、鋳片表
層における酸化物系非鉄介在物やパウダー等を主体とす
る表層介在物指数が高く、また、過剰なＡｒガス吹き込
みでは、鋳型内でボイルが多発し、これによって、パウ
ダーを巻き込み易くなって、鋳片表層におけるパウダー
を主体とする表層介在物指数が高くなることが確認され
た。従って、表層介在物に対して、前記の如くＡｒガ
スを適正量吹き込むことが有効で、特に、鋳造速度０．
８ｍ／ｍｉｎ以上のとき、その効果は大きくなって、表
層介在物指数は大幅に減少することが確認された。

【００２９】また、前記のようにＴＮ値を０．２５以
下にすることで初期凝固シェルのたおれ込みを浅くで
き、Ａｒ気泡や介在物の補足による表面欠陥が防止さ
れ、前記と同様に鋳造速度０．８ｍ／ｍｉｎ以上でそ
の効果が大きくなる。これは、ＴＮ値が適正範囲を外れ
るとオッシレーションマーク（つめ）深さが深くなっ
て、図１９に示すように鋳片の内側に介在物や気泡が補
足され易くなるためであり、オッシレーションマーク
（つめ）深さを浅くすることで抑制できる。一方、鋳造
中の湯面レベルの変動が大きいと、つめの外側に溶鋼と
パウダーのオーバーフローが生じ、これが凝固して表層
にＣタイプ疵を形成する。従って、前記のようにつめの
深さを浅くし、かつ湯面レベルを安定させると共に、適
正量のＡｒガスを吹き込むことによる介在物の浮上除去
効果により鋳片の品質を大幅に向上できる。

【００３０】（２）鋳片の全体欠陥指数と鋳造量との関
係について 図１１に示すように、従来例のように対策をしない場
合（×）、Ａｒガスを適正量吹き込んだ場合（☆）、
ＴＮ値を０．２５以下とし、且つ湯面レベルの変動幅
を１０ｍｍ以内とした場合（●）について検討した結
果、いずれも鋳造量が上昇するにつれてシェルウォッシ
ング効果が大きくなり、その結果、鋳片の全体欠陥指数
は減少する傾向にあることが確認された。

【００３１】ところが、前記の場合、不活性ガスによ
る介在物の浮上促進を図ることができないこと、及び凝
固シェルのたおれ込みや湯面レベルの変動等から、鋳片
表層における酸化物系非鉄介在物やパウダー等を主体と
する表層介在物指数が高いことが確認された。従って、
表層介在物に対して、前記の如くＡｒガスを適正量吹
き込むこと、及びのようにＴＮ値を０．２５以下と
し、且つ湯面レベルの変動幅を１０ｍｍ以内にすること
が有効で、特に、鋳造量２．０Ｔ／ｍｉｎ以上のとき、
溶鋼のノズル吐出流によるシェルウォッシング等によ
り、その効果が大きくなって、表層介在物指数（鋳片の
全体欠陥指数）も大幅に減少することが確認された。こ
の結果、前記（１）、（２）より、浸漬ノズル等を介し
て鋳型内にＡｒガス等の不活性ガスを２０Ｌ／ｍｉｎ以
下の流量で吹き込むと共に、ＴＮ値を０．２５以下と
し、且つ湯面レベルの変動幅を１０ｍｍ以内として、鋳
造速度０．８ｍ／ｍｉｎ以上、また鋳造量２．０Ｔ／ｍ
ｉｎ以上好ましくは２．５Ｔ／ｍｉｎ以上で連続鋳造を
行うことによって、鋳片の表層介在物指数を大幅に低減
することが可能となることが確認された。

【００３２】（３）内部介在物指数と鋳造速度との関係
について 図１２に示すように、従来で特に対策のない場合
（×）、Ａｒガスを適正量吹き込んだ場合（●）、
湯面レベルの変動幅を１０ｍｍ以内とした場合（○）に
ついて検討した結果、いずれも鋳造速度が上昇するにつ
れて溶鋼中の酸化物系非鉄介在物の侵入深さが深くなっ
て、内部介在物指数が高くなることが確認された。

【００３３】特に、前記の場合、鋳型の湯面の近傍を
流動する上向きの溶鋼流の流速の増大や湯面レベルの変
動等から、パウダーを巻き込み易くなると共に、その侵
入深さも深くなって、酸化物系非鉄介在物が浮上するこ
とができず、その結果、鋳片にトラップされて、また、
鋳型内でボイルが多発し、これによってパウダーを巻き
込み易くなって、内部介在物指数が高くなることが確認
された。従って、内部介在物に対して、前記の如くＡ
ｒガスの適正量を吹き込むことが有効で、特に、鋳造速
度１．６ｍ／ｍｉｎ以下のとき、その効果は大きくなっ
て、内部介在物指数の増加を最小限に抑制できることが
確認された。このように、浸漬ノズル等を介して鋳型内
にＡｒガス等の不活性ガスを２０Ｌ／ｍｉｎ以下の流量
で吹き込むと共に、湯面レベルの変動幅を１０ｍｍ以内
として鋳造速度１．６ｍ／ｍｉｎ以下で連続鋳造を行う
ことにより、鋳片の内部介在物指数を大幅に低減するこ
とができ、生産性を向上できることが確認された。

【００３４】（４）コーナー縦割れ指数と鋳造速度との
関係について 図１３に示すように、何も対策をしなかった場合
（×）、鋳型の鋳型壁のテーパーを最適化（鋳型１ｍ
当たり１．１〜１．４％縮幅）した場合（○）、鋳片
の短辺側にサポートロールを設置（二次冷却帯に沿って
鋳型の下端から０．６ｍ以上の範囲内）した場合（●）
について検討した結果、いずれも、鋳造速度が速くなる
につれて、コーナー縦割れ指数が増加することが確認さ
れた。

【００３５】ところが、前記の場合、鋳造速度が速く
なるほど、鋳型内での凝固シェルの不均一性が増大し、
特に、鋳造速度が０．８ｍ／ｍｉｎを超えると、急激に
コーナー縦割れ指数が増加する。また、前記の場合、
鋳型のテーパーの最適化により、シェルの不均一性が改
善され、コーナー縦割れ指数が低下するが、軽微なもの
であったことが確認された。従って、コーナー縦割れに
対して、前記の如く鋳片の短辺側にサポートロールを
設置することが有効で、特に、鋳造速度１．６ｍ／ｍｉ
ｎ以下のとき、その効果は大きくなって、コーナー縦割
れ指数は大幅に減少する。

【００３６】（５）エッジ割れ指数及び置き割れ指数と
鋳造速度との関係について 図１４に示すように、何も対策をしなかった場合
（×）、注水幅切り（スプレー幅切り）を行った場合
（○）、鋳片の長辺側に分割ロールを配置した場合
（●）、エッジエアーブロー設備を配置した場合
（▲）について検討した結果、いずれも、鋳造速度が速
くなるほど、エッジ割れ指数及び置き割れ指数が低減す
ることが確認された。ここで、分割ロールとは、図３
（ａ）に示すような鋳片の板幅方向に複数に分割形成さ
れたロールをいい、更に、鋳片の板厚を狭める方法とし
ては、鋳片を挟んで対向するロールの間隔を絞る方法な
どを挙げることができる。

【００３７】前記の場合、鋳造速度が速くなるほど鋳
片温度が高くなって、割れ感受性が低下するため、エッ
ジ割れ指数は減少傾向にあるが全体としては高い水準に
ある。従って、エッジ割れに対して、前記の如く鋳片
の長辺側に分割ロールを配置することがエッジ割れ指数
を低減するために有効であり、特に、鋳造速度０．８ｍ
／ｍｉｎ以上のとき、その効果は大きくなって、エッジ
割れ指数を大幅に減少できる。そして、前記の如くエ
ッジエアーブロー設備を配置すると、ロールに沿って流
れる冷却水の垂れ水による鋳片コーナー部の冷却水が軽
減され、エッジ部の鋳片温度が上昇し、エッジ割れ指数
は更に低減することも確認された。この結果、前記
（４）、（５）より、鋳片の短辺側をサポートロール等
で支持すると共に、鋳片の長辺側を分割ロールで支持す
ることにより、鋳片のコーナー縦割れ及びエッジ割れを
防止することができることが確認された。また、鋳片の
冷却過程の鋳片端部と中央部の温度偏差による収縮量の
差による熱応力によって切断終了後の鋳片に置き割れが
発生する。この置き割れは前記のエッジ割れと同様であ
り、前記の〜の対策によって鋳片温度差を１５０℃
以下とすることで防止できる。

【００３８】（６）内部割れ指数と鋳造速度との関係に
ついて 図１５に示すように、何も対策をしなかった場合
（×）、鋳片の長辺側に分割ロールを配置した場合
（●）について検討した結果、いずれも、鋳造速度が速
くなるほど、内部割れ指数が増加することが確認され
た。そして、前記の場合、鋳造速度が速くなるほど、
鋳片温度が高くなって、凝固シェルの形成速度が遅くな
って、割れ感受性が上昇するため、内部割れ指数の全体
レベルが増加し、発生率が極めて高くなることが確認さ
れた。従って、内部割れに対して、前記(2) の如く鋳片
の長辺側に分割ロールを配置することが有効で、特に鋳
造速度１．６ｍ／ｍｉｎ以下のとき、その効果は大きく
なって、内部割れ指数は大幅に減少することが分かる。

【００３９】（７）中心割れ発生指数とロール間隔絞り
率について 図１６に示すように、鋳型下端から鋳片の完全凝固位置
までのロール間隔を１．３％以上狭くすることにより、
即ち鋳片の縮小率を１．３％以上として、内部割れ（中
心割れ）の発生を防止することができることが確認され
た。なお、鋳片の縮小率が５％を超える場合には、変形
量が大きくなりすぎるために逆に内部割れが増える要因
となるので好ましくない。前記（１）〜（７）に説明し
たように、ステンレス鋼の表面欠陥及び内部欠陥を低減
できることが確認された。そして、この結果、図１７
中、斜線枠内で示すように、ステンレス鋼の手入れ負荷
軽減率を約６５％以上と高くすることができると共に、
生産性指数を約１１以上と高くすることができ、高品質
なステンレス鋼を普通鋼並みの高い生産性でかつ高い製
品歩留りで製造することができる。

【００４０】なお、前述した表層介在物指数とは、鋳造
速度０．５ｍ／ｍｉｎで連続鋳造を行ったときの鋳片の
表層直下１０ｍｍ以内の表層介在物を基準８として指数
化したもの、内部介在物指数とは、鋳造速度１．４ｍ／
ｍｉｎで連続鋳造を行ったときの鋳片の中心部の内部介
在物を基準８として指数化したものである。ここで、コ
ーナー縦割れ指数、中心割れ指数及び置き割れ指数と
は、鋳造速度１．６ｍ／ｍｉｎで連続鋳造を行ったとき
の鋳片のコーナー縦割れ、中心割れ及び置き割れのそれ
ぞれを基準値８として指数化したもの、エッジ割れ指数
とは、鋳造速度０．５ｍ／ｍｉｎで連続鋳造を行ったと
きの鋳片のエッジ割れを基準値８として指数化したもの
である。内部割れ指数とは、鋳造速度１．４ｍ／ｍｉｎ
で連続鋳造を行ったときの鋳片の内部割れを基準８とし
て指数化したものであり、手入れ負荷軽減率とは、普通
鋼で手入れがなかった場合を１００％として指数化した
もの、生産性指数とは、所定の連鋳機で普通鋼を大量生
産するときの最大生産能力を２４として指数化したもの
である。全体欠陥指数とは前記表層介在物指数、内部介
在物指数、コーナー縦割れ指数、中心割れ指数及び置き
割れ指数及び内部割れ指数等を用いて総合的に評価して
得られる評価値である。

【００４１】

【発明の実施の形態】続いて、添付した図面を参照しつ
つ、本発明を具体化した実施の形態につき説明し、本発
明の理解に供する。まず、図１〜図４を参照して、本発
明の一実施の形態に係るステンレス鋼の連続鋳造方法に
好適に用いることができる湾曲型連鋳機Ａの全体構成に
ついて説明する。図１及び図２に示すように、図示しな
い建屋内には、図示しない鋳床が立設されており、この
鋳床上には、回転可能なレードルターレット１１が配設
され、更に、このレードルターレット１１上に、取鍋１
２が載置されている。また、上述した鋳床上には、一対
のレール（図示せず）が敷設されており、この一対のレ
ール上には、図示しない移動可能な走行台車が配設さ
れ、更に、この走行台車上に、タンディッシュ１３が配
設されている。

【００４２】また、上述した建屋の床面上には、図示し
ない架台が立設されており、この架台上には、鋳型を上
下方向に振動させるための図示しないオッシレーション
装置が配設され、更に、このオッシレーション装置の先
部に配設された支持台上に、鋳型１４が上、下動可能に
支持されている。また、上述した床面上には、図示しな
い複数のローラエプロン架台が適宜角度を変えて配設さ
れており、このローラエプロン架台上に、複数（本実施
の形態では２５）のロールセグメント１５Ａ〜１５ＺＺ
が配設されることによって、二次冷却帯１９が構成され
ている。なお、ロールセグメント１５ＺＺの下流側（図
では右下側）には、上記した鋳型１４からこの二次冷却
帯１９を介して鋳片１８を引き抜くための上、下一対の
ピンチロール２８が配設されており、このピンチロール
２８の下流側には、鋳片１８を所望の長さで切断する図
示しないカッティング装置が配設されている。

【００４３】次に、上記した湾曲型連鋳機Ａに使用する
鋳型１４の具体的構成を、図２を参照しながら説明す
る。図示するように、オッシレーション装置の支持台上
には、一対の鋳型長辺２１ａ、２１ｂが平行間隔を開け
て配設されており、この一対の鋳型長辺２１ａ、２１ｂ
間に、一対の鋳型短辺２２ａ、２２ｂが、各鋳型長辺２
１ａ、２１ｂの長手方向に沿って進退可能に配設されて
いる。なお、各鋳型長辺２１ａ、２１ｂの鋳型壁は、二
次冷却帯１９の湾曲半径Ｒに合わせた曲面になってい
る。そして、これに合わせて、各鋳型短辺２２ａ、２２
ｂは、それぞれ正面視弧字状に形成されている。

【００４４】また、一対の鋳型長辺２１ａ、２１ｂの下
部間の幅（即ち、一方の鋳型長辺２１ａの鋳型壁下端か
ら、他方の鋳型長辺２１ｂの鋳型壁迄の法線方向の幅）
ｂは、一対の鋳型長辺２１ａ、２１ｂの深さ、１ｍ当た
り、各鋳型長辺２１ａ、２１ｂの上端間の幅ａより、
１．１〜１．４％縮幅されている。同様に、一対の鋳型
短辺２２ａ、２２ｂの下端間の幅ｄは、この一対の鋳型
短辺２２ａ、２２ｂをそれぞれ上、下１対（又は２対）
の駆動手段によって鋳型長辺２１ａ、２１ｂの長手方向
に沿って駆動することにより、一対の鋳型短辺２２ａ、
２２ｂの深さ１ｍ当たり、各鋳型短辺２２ａ、２２ｂの
上端間の幅ｃより、１．１〜１．４％の縮小率で縮幅さ
れたテーパーを有している。従って、鋳型１４の鋳型壁
と鋳片１８との間にエアーギャップが発生するのを防止
することができるので、常に強固な（厚さの厚い）凝固
シェルを形成することができ、鋳片１８のバルジング及
び、このバルジングに伴う表面欠陥と内部欠陥とを防止
できるようになっている。

【００４５】次に、図１〜図３を参照して、二次冷却帯
１９について説明する。まず、ロールセグメント１５Ａ
の具体的構成について説明する。図１、図２及び図３
（ａ）に示すように、鋳片１８を挟んで対向する一対の
小径の分割ロール２５が、湾曲半径Ｒに沿って平行間隔
を開けて３組配設されている。また、この分割ロール２
５間には、鋳片１８の板幅方向に沿って、適当間隔を開
けて、複数のスプレーノズル２６が配設されている（図
３（ａ）参照）。また、短辺２２ａ、２２ｂの下端から
連続した少なくとも０．６ｍ以上の領域に短辺を支持す
るサポートロール３０が設けてある。

【００４６】なお、この分割ロール２５が小径ロールか
らなると共に、分割ロール２５間の間隔を、スプレーノ
ズル２６が収まるだけの狭い隙間を開けて配設している
ため、鋳片１８のバルジング、及び、このバルジングに
伴う表面欠陥及び内部欠陥を防止することができる構造
となっている。また、鋳片１８の板幅方向に配設された
スプレーノズル２６は、幅切り注水（注水幅切り、スプ
レー幅切り）が可能となっている（図３（ｂ）参照）と
共に、鋳片１８の引き抜き方向に隣り合う分割ロール２
５間でかつ鋳片１８の板幅方向の両端部近傍には、鋳片
１８の両端部に向かって（即ち両端部から外側に向かっ
て）エアーを吹き付けるエアーノズル２７を備えた図示
しないエッジエアーブロー装置が配設されている。

【００４７】従って、鋳片１８のコーナー部が過冷却さ
れてコーナー縦割れやエッジ割れが発生するのを防止す
ることができると共に、図３（ｃ）に示すように、鋳片
１８の上面を伝って冷却水が鋳片１８の両端部へ流れて
いって、鋳片１８の両端部が過冷却されてコーナー縦割
れやエッジ割れが発生するのを確実に防止できる。そし
て、上記した構成を有するロールセグメント１５Ａの下
流側には、ロールセグメント１５Ｂが配設されている。
次に、このロールセグメント１５Ｂの具体的構成につい
て説明する。図１に示すように、鋳片１８を挟んで対向
する一対の小径の分割ロール２５が、湾曲半径Ｒに沿っ
て平行間隔を開けて３組配設されていると共に、その下
流側に、鋳片１８を挟んで対向する一対の分割ロール２
５ａ（分割ロール２５より大径）が、４組配設されてい
る。また、このロールセグメント１５Ｂには、上記した
ロールセグメント１５Ａと同様、分割ロール２５、２５
ａ間に、図示しない複数のスプレーノズルが配設されて
いると共に、鋳片１８の板幅方向の両端部近傍に、エア
ーを吹き付ける図示しないエッジエアーブロー装置が配
設されている。

【００４８】次に、上記した構成を有するロールセグメ
ント１５Ｂの下流側に配設されたロールセグメント１５
Ｃ〜１５Ｊの具体的構成について、その中のロールセグ
メント１５Ｃの場合を例に取って説明する。図１に示す
ように、このロールセグメント１５Ｃには、鋳片１８を
挟んで対向する一対の小径の分割ロール２５ａが、湾曲
半径Ｒに沿って平行間隔を開けて６組配設されていると
共に、この分割ロール２５ａ間に、複数のスプレーノズ
ル（図示せず）、及び、鋳片１８の板幅方向の両端部近
傍に、エアーを吹き付けるエッジエアーブロー装置（図
示せず）が必要に応じて配設されている。そして、上記
した構成を有するロールセグメント１５Ｊの下流側に、
ロールセグメント１５Ｋが配設されているが、このロー
ルセグメント１５Ｋは、鋳片１８の引き抜き方向中央部
に位置する下方のロール２５ｅが大径のバックアップロ
ール１７によって押圧支持されている（このため、ロー
ルセグメント１５Ｋの鋳片１８の引き抜き方向中央部に
位置する一対のロール２５ｅを矯正ロールともいう）以
外、上記したロールセグメント１５Ｊと同様なものなの
で、その説明を省略する。

【００４９】次に、上記した構成を有するロールセグメ
ント１５Ｋの下流側に配設されたロールセグメント１５
Ｌ〜１５ＺＺの具体的構成について説明する。図１に示
すように、このロールセグメント１５Ｌ〜１５ＺＺは、
それぞれ、鋳片１８を挟んで対向する上、下一対の大径
のロール２５ｅが、平行間隔を開けて３組配設されてい
ると共に、このロール２５ｅ間には、複数のスプレーノ
ズル（図示せず）、及びエッジエアーブロー装置（図示
せず）が必要に応じて配設されている。そして、ロール
セグメント１５Ａにより第１の冷却ゾーン１６Ａ、ロー
ルセグメント１５Ｂにより第２の冷却ゾーン１６Ｂ、ロ
ールセグメント１５Ｃにより第３の冷却ゾーン１６Ｃ、
ロールセグメント１５Ｄにより第４の冷却ゾーン１６
Ｄ、ロールセグメント１５Ｅ、１５Ｆにより第５の冷却
ゾーン１６Ｅが構成されている。

【００５０】また、ロールセグメント１５Ｇ、１５Ｈに
より第６の冷却ゾーン１６Ｆ、ロールセグメント１５Ｊ
〜１５Ｌにより第７の冷却ゾーン１６Ｇ、ロールセグメ
ント１５Ｍ〜１５Ｐにより第８の冷却ゾーン１６Ｈ、ロ
ールセグメント１５Ｑ〜１５Ｔにより第９の冷却ゾーン
１６Ｊ、ロールセグメント１５Ｕ〜１５ＺＺにより第１
０の冷却ゾーン１６Ｋが構成されている。更に、ロール
セグメント１５Ａ〜１５Ｋにより湾曲部１９Ａ、ロール
セグメント１５Ｌ〜１５ＺＺにより水平部１９Ｂが構成
されている。なお、上記した湾曲部１９Ａにおいて、鋳
片１８を挟んで対向する分割ロール２５〜２５ｄ及びロ
ール２５ｅの間隔は、この二次冷却帯１９の上流側から
下流側に向かって縮幅されていると共に、この湾曲部１
９Ａトータルで１．３〜５％に縮幅されている。即ち、
鋳型１４の下端から鋳片１８の完全凝固位置までの少な
くとも一部領域において、鋳片１８の板厚が１．３〜５
％の縮小率で狭められている。

【００５１】従って、通常、ステンレス鋼を連続鋳造す
る際、鋳片１８内溶鋼が完全に凝固するまでのロール間
隔絞り率は約１％程度であるが、それより更に約０．３
％程度多く絞り込むので、鋳片１８を効果的に押圧する
ことができ、この結果、内部割れを防止することができ
る。また、冷却ゾーン１６Ｇより上流側の冷却ゾーン１
６Ｅ、１６Ｆを構成する分割ロール２５ｃ、２５ｄ、及
び、冷却ゾーン１６Ｇより下流側の冷却ゾーン１６Ｈ〜
１６Ｋを構成するロール２５ｅは駆動ロールとなってい
る。なお、図１中ではこのような駆動可能なロールを他
と区別する記号◎で示している。この駆動ロールを駆動
することによって、鋳片１８を円滑に引き抜くことがで
きると共に、冷却ゾーン１６Ｇの矯正ロールより上流側
の駆動ロールと、下流側の駆動ロールの回転速度を適宜
変更することにより、従来、鋳片の矯正部に発生するよ
うな内部割れを防止することができる。

【００５２】実施の形態におけるその他の構成は以下の
通りである。図４（ａ）、（ｂ）に示すように、タンデ
ィッシュ１３の吐出口１３ｂには、図示しない円筒状の
通気性耐火物が内側に配置されたタンディッシュノズル
３３が配設され、このタンディッシュノズル３３には図
示しないＡｒガス送給手段に連通するＡｒガス供給管３
４が接続されている。浸漬ノズル１３ａの内壁の所定部
には、薄肉円筒状のスリット３６が配設され、スリット
の内孔側に配置された通気性耐火物３５又は通気孔を介
してＡｒガスが吹き込まれるようになっている。そし
て、このスリット３６には図示しないＡｒガス送給手段
に連通するＡｒガス供給管３７が接続されている。更
に、タンディッシュ１３のストッパー３８の軸心部に
は、ストッパーノズル３８ａが形成され、このストッパ
ーノズル３８ａには図示しないＡｒガス送給手段に連通
するＡｒガス供給管（図示せず）が接続されている。従
って、タンディッシュノズル３３、ストッパーノズル３
８ａ及び浸漬ノズル１３ａを介して、必要に応じて鋳型
１４内へＡｒガスを吹き込むことができ、浸漬ノズル１
３ａの内壁に酸化物系非鉄介在物が付着するのを防止で
きる構造となっている。

【００５３】ここで、浸漬ノズルの吐出口の傾き角度
は、水平面（又は湯面レベル）に対し上向き角度（α）
１５°以下、水平面に対し下向き角度（β）３５°以下
とするのが望ましい（図４（ａ）、（ｂ）参照）。これ
は、吐出口の上向き角度（α）が１５°を超えると、パ
ウダー直下の溶鋼流速が早くなり、パウダーの巻き込み
による表層介在物や内部介在物が増加する傾向が現れる
からである。吐出口の下向き角度（β）が３５°を超え
ると、溶鋼流の侵入深さが深くなり、その結果、介在物
の浮上除去が阻害され、内部欠陥（介在物）が発生する
傾向が現れる。こうして、浸漬ノズル１３ａの吐出口１
３ｃの傾き角度は、図４（ａ）、（ｂ）に示すように、
水平面に対し上向き角度（α）が１５°以下、水平面に
対し下向き角度（β）が３５°以下になっている。従っ
て、表層介在物や内部介在物が発生するのを防止するこ
とができる。

【００５４】次に、上記構成を有する湾曲型連鋳機Ａを
用いる本実施の形態に係るステンレス鋼の連続鋳造方法
について説明する。まずレードルターレット１１に支持
された取鍋１２からロングノズル１２ａを介してタンデ
ィッシュ１３にＣ濃度０．０５〜０．３ｗｔ％、Ｃｒ濃
度１３〜１８ｗｔ％、Ｎｉ濃度０．２０〜０．５ｗｔ％
の溶鋼を注湯すると共に、このタンディッシュ１３から
浸漬ノズル１３ａを介して鋳型１４内に溶鋼を鋳造量
２．０〜４．５Ｔ／ｍｉｎで注湯する。この際、タンデ
ィッシュノズル３３、ストッパーノズル３８ａ及び浸漬
ノズル１３ａを介して鋳型１４内へ２０Ｌ／ｍｉｎ以下
の流量でＡｒガスを吹き込みながら、鋳型１４内で冷却
凝固された鋳片１８を、二次冷却帯１９を介して鋳造速
度０．８ｍ／ｍｉｎ〜１．６ｍ／ｍｉｎで引き抜きなが
ら鋳造する。

【００５５】この場合、鋳造条件として前記のＴＮ値を
０．２０とし、鋳型１４内の湯面レベルの変動幅を１０
ｍｍ以内にすることで、オッシレーションや湯面変動に
伴う表面欠陥を防止することができる。この際、二次冷
却帯１９に沿って鋳型１４の下端から４ｍ内の冷却水量
を、全冷却水量の４０〜６５％とすることにより、鋳片
１８を強冷却することができ、鋳片１８のバルジング、
及びこのバルジングに起因する内部割れを防止すること
ができる。また、湾曲部１９Ａの少なくとも１つの冷却
ゾーン１６Ａ〜１６Ｇで鋳片１８の板幅方向の両端部へ
の注水を停止すると共に、この鋳片１８の板幅方向の両
端部へエアーを吹き付けることにより、この鋳片１８の
板幅方向の両端部の過冷却を防止することができ、矯正
部におけるエッジ割れ、及び鋳片１８の切断後の置き割
れを防止することができる。

【００５６】そして、冷却ゾーン１６Ａ〜１６Ｆを経た
鋳片１８は冷却ゾーン１６Ｇの矯正ロールで矯正され
る。この際、この矯正ロールより上流側の図示しない駆
動ロールと、この矯正ロールより下流側の駆動ロールの
回転速度を変更させることで、矯正部付近の鋳片１８に
圧縮力を付与させる圧縮鋳造を行うことにより、鋳片１
８の内部割れを防止することができる。また、鋳造され
るステンレス鋼の鋳型１４内への鋳造量を２．０Ｔ／ｍ
ｉｎ以上とし、且つ湾曲部に２基の電磁攪拌装置を配置
して未凝固状態の鋳片１８の電磁攪拌を行った。

【００５７】本実施の形態に係るステンレス鋼の連続鋳
造方法によれば、以下の効果を奏することができる。 (1) 浸漬ノズル１３ａを介して鋳型１４内へＡｒガスを
２０Ｌ／ｍｉｎ以下の流量で吹き込むことにより、浸漬
ノズル１３ａ内に酸化物系非鉄介在物が付着するのを防
止することができる。 (2) 鋳片１８の短辺側を二次冷却帯１９に沿って鋳型１
４の下端から０．６〜２ｍの範囲内をサポートロール３
０で支持することにより、鋳片１８の短辺側バルジン
グ、及びこのバルジングに起因するコーナー縦割れやエ
ッジ割れ等の表面欠陥を防止することができる。

【００５８】(3) 鋳片１８の板厚を、鋳型１４の下端か
らこの鋳片１８の完全凝固位置まで１．３〜５％狭めな
がら、この鋳片１８を引き抜くことにより、鋳片１８の
内部割れを防止することができる。 (4) 鋳造に際し、ＴＮ値を０．２５以内で且つ湯面変動
幅を１０ｍｍ以内としてあるために、オッシレーション
振動に伴うつめ深さの改善及び湯面変動に伴うＣタイプ
疵を防止できる。 (5) 湾曲部１９Ａの少なくとも１つの冷却ゾーン１６Ａ
〜１６Ｇで幅切り注水を行うことにより、鋳片１８のコ
ーナー部の過冷却を防止することができ、エッジ割れ及
び鋳片端部の過冷却を防止することができる。 (6) 鋳型１４の鋳型壁に、鋳型１４の深さ１ｍ当たり
１．１〜１．４％のテーパーを設けることにより、エア
ーギャップの発生を防止して、強固な初期凝固シェルを
形成することができ、バルジング、及びこのバルジング
に起因する表面欠陥及び内部欠陥を防止できる。

【００５９】(7) 鋳型１４の下端から４ｍ以内を通過す
る鋳片１８に、二次冷却帯１９の全冷却水量の４０％以
上の冷却水を吹き付けることにより、鋳片１８の強冷却
を行って、強固な初期凝固シェルを形成することがで
き、バルジング、及びこのバルジングに起因する表面欠
陥及び内部欠陥を防止できる。 (8) 二次冷却帯１９を通過する鋳片１８の板幅方向の両
端部にエアーを吹き付けることにより、たとえ、鋳片１
８を伝った冷却水があっても、鋳片１８の両端部が過冷
却されるのを防止でき、エッジ割れ及び置き割れを防止
できる。 (9) 二次冷却帯１９の矯正部（又は矯正ロール）を通過
する鋳片１８を圧縮鋳造することにより、矯正に伴う内
部割れ及びエッジ割れの発生を防止することができる。

【００６０】(10) 凝固しつつある鋳片１８に少なくと
も１段の電磁攪拌を行うことでデンドライトの生成を抑
制して６０％以上の等軸晶率を確保してリジングの発生
を防止することができる。この理由からも湾曲型では２
段で電磁攪拌を行うことが望ましい。 (11) 湾曲型連鋳機Ａを使用すること及び鋳片を未凝固
の状態で矯正するために、垂直曲げ型の連鋳機では、曲
げ部を有することに起因する表面割れや内部割れが発生
していたが、これを防止することができる。

【００６１】上記説明したように、オーステナイト系、
フェライト系、マルテンサイト系等の割れ感受性の高い
ステンレス鋼を連続鋳造する際、表面欠陥及び内部欠陥
の無い高品質なステンレス鋼を、鋳造速度０．８ｍ／ｍ
ｉｎ以上、かつ鋳造量２．０Ｔ／ｍｉｎ以上で連続鋳造
することができ、この結果、鋳片１８の無手入れ化を促
進することができると共に、普通鋼並みの高い生産性を
得ることができる。

【００６２】

【実施例】続いて、本発明の一実施の形態に係るステン
レス鋼の連続鋳造方法の確認試験を行った結果について
説明する。 （実施例１〜３、従来例１）実施例１〜３、従来例１に
おいては、表１にそれぞれ示す操業条件でステンレス鋼
の連続鋳造を行い表２に示す品質結果を得た。なお、鋳
片１８の短辺側を支持するサポートロール３０はサポー
トロール３０の上端を鋳型１４の下端に配置して、サポ
ートロール３０の下端位置が鋳型１４の下端から１ｍを
超えた所に設置した。鋳片１８の長辺側を支持する分割
ロール２５は、ロールセグメント１５Ｅ〜１５Ｈに設置
するものとした（図１参照）。

【００６３】

【表１】

【００６４】

【表２】

【００６５】ここで、例えば、実施例１は、Ｃｒ濃度が
１３ｗｔ％となるステンレスの溶鋼を鋳型テーパー率
（縮小率）が１．３０％の鋳型に注入して、鋳型内に吹
き込まれるＡｒガスの吹込量（Ａｒガス吹込量）を１０
Ｌ／ｍｉｎとして、鋳造速度及び鋳造量をそれぞれ１．
４０ｍ／ｍｉｎ、２．０Ｔ／ｍｉｎとした例である。こ
こでは、鋳型下部の所定位置に設けた鋳片短辺側サポー
トロールにより鋳片を支持し（表１中では有として表示
している）、鋳型下端から完全凝固位置までのロール間
隔絞り率を１．３％にして、鋳型下端から４．０ｍ以内
の二次冷却水量を全冷却水量に対して５２％としてい
る。さらに、鋳造時における湯面変動の条件を規定する
ＴＮ値と湯面レベルとを所定の範囲に制御した（表１中
では有として表示）。なお、実施例１においては、エッ
ジエアーブロー設備を用いる鋳片板幅方向両端部へのエ
アーの吹きつけ、及び鋳片の電磁攪拌についてはこれを
省略した（表１中では無として表示）。

【００６６】この結果、表２の実施例１に示されるよう
に、表層介在物指数、コーナー縦割れ指数、エッ
ジ割れ指数、内部介在物指数、内部割れ指数、手
入れ負荷軽減比率、及び生産性指数はそれぞれ０．
４、０．８、１．１、１．２、１．２、７０
％、１４．１となっている。このように、これらの各
指数を従来例と比較すれば明らかなように、実施例１〜
実施例３は従来例より優れる結果であることが分かる。
なお、実施例２はスプレー幅切りを実施した例であり、
実施例３はこれに加えて鋳片長辺側のロールを分割ロー
ルとした点、電磁攪拌及びエッジエアーブローを実施し
た点で実施例１と構成が異なっている。表２の評価の欄
における記号○、◎、×はそれぞれは良好、さらに良
好、不良をあらわしている。

【００６７】以上、本発明の実施の形態を説明したが、
本発明はこれらの実施の形態に限定されるものではな
く、要旨を逸脱しない条件の変更等は全て本発明の適用
範囲である。例えば、本実施の形態では、２分割状の分
割ロール２５を使用したが、３分割又はそれ以上の数に
分割されたものを使用することもできる。また、本実施
の形態では、鋳片１８の短辺側を支持するため、サポー
トロール３０を使用したが、その他一般に用いられてい
るグリッドやシュープレートを使用してもよい。

【００６８】また、図５（ａ）、（ｂ）に示すように、
鋳型１４内に電磁力を付与し、鋳型１４内の溶鋼流動を
制御し、下向きの溶鋼流並びに上向きの溶鋼流の適正化
を図ることにより表面及び内部介在物の増加を防止する
ことができる。さらに、二次冷却帯の水平部を通過する
鋳片１８に対し、該水平部の少なくとも１つの冷却ゾー
ンで冷却水の注水を停止状態に維持してロールの過度の
変形を防止することも可能である。

【００６９】なお、ロール冷却とは、図６に示すよう
に、内部に冷却水通路４５ａを有するロール４５によっ
て、鋳片１８を引き抜きながら冷却することであり、こ
のようなロール冷却を必要に応じて用いることにより、
さらに効果的にロールの過度の変形が防止できる。ま
た、図７（ａ）、（ｂ）に示すように、連鋳機を経た鋳
片１８の板幅方向の両端部を保温及び／又は加熱しても
よい。即ち、図７（ａ）に示すように、鋳片１８の板幅
方向の両端部を覆う断面視コ字状の保温装置の一例であ
る筐体４６を設けることによって、鋳片１８の板幅方向
の両端部を保温してもよい。また、図７（ｂ）に示すよ
うに、鋳片１８の板幅方向の両端部に向かって炎を吹き
付ける加熱装置の一例であるバーナー４７を設けること
によって、鋳片１８の板幅方向の両端部を加熱してもよ
い。

【００７０】

【発明の効果】請求項１〜１１記載のステンレス鋼の連
続鋳造方法は、タンディッシュから浸漬ノズルを介して
鋳型内へ溶鋼を注湯する連続鋳造に際して、浸漬ノズ
ル及び／又はタンディッシュノズルを介して該鋳型内へ
吹き込む不活性ガスの流量、オッシレーション振動さ
せる前記鋳型のＴＮ値、鋳型内の湯面レベルの変動
幅、グリッド及び／又はサポートロールにより支持さ
れる短辺側鋳片の支持範囲、鋳型の下端から鋳片の完
全凝固位置までの少なくとも一部領域における鋳片の板
厚の縮小率、及び溶鋼の鋳造速度をそれぞれ特定範囲
に設定するので、特にＣｒ濃度１３ｗｔ％以上となるよ
うな割れ感受性の高いステンレス鋼を連続鋳造するに際
して、鋳片の表面欠陥及び内部欠陥を低減した手入れ化
の少ない高品質なステンレス鋼を普通鋼並みの高い生産
性でかつ高い製品歩留りで製造することができる。

【００７１】特に、請求項２記載のステンレス鋼の連続
鋳造方法は、二次冷却帯の少なくとも１つの冷却ゾーン
で前記鋳片の板幅方向両端部への注水を停止状態に維持
するので、鋳片のコーナー部の過冷却を防止することが
でき、製品歩留りを高くすることができる。特に、二次
冷却帯の湾曲部を通過する鋳片に対し、該湾曲部の少な
くとも１つの冷却ゾーンで鋳片の板幅方向両端部への注
水を停止すると、鋳片を強冷却して、バルジング及びバ
ルジングに伴う表面欠陥や内部欠陥を防止することがで
きる。また、請求項３記載のステンレス鋼の連続鋳造方
法は、鋳型の鋳造壁面に特定割合で縮小するテーパーを
設けているので、エアーギャップの発生を防止して、強
固な初期凝固シェルを形成することができ、バルジング
及びこのバルジングに起因する表面欠陥や内部欠陥を防
止できる。

【００７２】請求項４記載のステンレス鋼の連続鋳造方
法は、二次冷却帯に沿って鋳型の下端から４ｍ以内を通
過する鋳片に、前記二次冷却帯の全冷却水量に対する特
定比率の範囲の冷却水を吹き付けるので、鋳片の強冷却
を行って強固な初期凝固シェルを形成することができ、
バルジング及びこのバルジングに起因する表面欠陥や内
部欠陥を防止できる。

【００７３】請求項５記載のステンレス鋼の連続鋳造方
法は、二次冷却帯を通過する鋳片の板幅方向両端部にエ
アーを吹き付けるので、鋳片を伝った冷却水によって鋳
片の両端部が過冷却されるのを防止でき、コーナー縦割
れを防止できる。この結果、鋳片表層で発生するコーナ
ー縦割れに起因するブレークアウトを防止することがで
き、このブレークアウトに起因する地金処理及び復旧作
業による生産性の低下を防止することができる。請求項
６記載のステンレス鋼の連続鋳造方法は、二次冷却帯の
矯正部及び／又はその近傍を通過する鋳片の圧縮鋳造を
行うので、鋳片に圧縮力を付与して矯正に伴う内部割れ
の発生を防止することができる。

【００７４】請求項７記載のステンレス鋼の連続鋳造方
法は、二次冷却帯の湾曲部を通過する未凝固状態の鋳片
の少なくとも一カ所、好適には２カ所を電磁攪拌するの
で、鋳片の未凝固部分を攪拌して鋳片の中心部に不純物
が偏析するのを防止することができると共に、柱状晶の
生成を防いで均質な結晶粒を有する鋳片を製造すること
ができる。請求項８記載のステンレス鋼の連続鋳造方法
は、二次冷却帯の水平部における少なくとも１つの冷却
ゾーンの注水を停止状態に維持するので、鋳片の輻熱を
利用して、鋳片の板幅方向及び板厚方向の温度差を小さ
くすることができ、この結果、コーナー縦割れやエッジ
割れ等の表面欠陥等を防止することができる。

【００７５】請求項９記載のステンレス鋼の連続鋳造方
法は、鋳片の板幅方向両端部を保温及び／又は加熱する
ので、鋳片の板幅方向の温度差を少なくすることがで
き、この結果、表面割れなどを防止することができる。
請求項１０記載のステンレス鋼の連続鋳造方法は、鋳型
内に供給される溶鋼の鋳造量を特定値以上としているの
で、介在物や気泡性の欠陥等の全体欠陥を減少し、且つ
鋳造生産性を向上できる。請求項１１記載のステンレス
鋼の連続鋳造方法は、連鋳機が湾曲型連鋳機であるの
で、垂直曲げ型の連鋳機の曲げ部で発生していたような
表面欠陥や内部割れを抑制することができる。

【図面の簡単な説明】

【図１】本発明の一実施の形態に係るステンレス鋼の連
続鋳造方法に好適に用いる湾曲型連鋳機の説明図であ
る。

【図２】鋳型近辺の要部斜視図である。

【図３】（ａ）は二次冷却帯の一冷却ゾーンの要部斜視
図である。（ｂ）は二次冷却帯の一冷却ゾーンの幅切り
注水の要部説明図である。（ｃ）は従来例の二次冷却帯
の要部説明図である。

【図４】（ａ）はタンディッシュの要部断面図である。
（ｂ）は他のタンディッシュの要部断面図である。

【図５】（ａ）、（ｂ）は電磁攪拌の説明図である。

【図６】ロール冷却の説明図である。

【図７】（ａ）、（ｂ）はそれぞれ鋳片の保温装置及び
加熱装置の説明図である。

【図８】垂直曲げ型連鋳機の説明図である。

【図９】湾曲型連鋳機の説明図である。

【図１０】鋳造速度と表層介在物指数との関係を示す特
性図である。

【図１１】鋳造量と鋳片の全体欠陥指数との関係を示す
特性図である。

【図１２】鋳造速度と内部介在物指数との関係を示す特
性図である。

【図１３】鋳造速度とコーナー縦割れ指数との関係を示
す特性図である。

【図１４】鋳造速度とエッジ割れ指数との関係を示す特
性図である。

【図１５】鋳造速度と内部割れ指数との関係を示す特性
図である。

【図１６】ロール間隔絞り率と中心割れ発生指数との関
係を示す特性図である。

【図１７】生産性指数と手入れ負荷軽減率との関係を示
す特性図である。

【図１８】従来の垂直曲げ型連鋳機の鋳型近辺の要部説
明図である。

【図１９】図１８におけるＡ部拡大図である。

【図２０】従来の垂直曲げ型連鋳機の二次冷却帯の要部
説明図である。

【図２１】鋳片のバルジング、コーナー縦割れ及びエッ
ジ割れの説明図である。

【図２２】鋳片の内部割れの説明図である。

【図２３】鋳型と凝固シェルとの間に形成されるエアー
ギャップの説明図である。

【符号の説明】

Ａ 湾曲型連鋳機 １１ レードル
ターレット １２ 取鍋 １２ａ ロング
ノズル １３ タンディッシュ １３ａ 浸漬ノ
ズル １３ｂ 吐出口 １３ｃ 吐出口 １４ 鋳型 １５Ａ ロール
セグメント １５Ｂ ロールセグメント １５Ｃ ロール
セグメント １５Ｄ ロールセグメント １５Ｅ ロール
セグメント １５Ｆ ロールセグメント １５Ｇ ロール
セグメント １５Ｈ ロールセグメント １５Ｊ ロール
セグメント １５Ｋ ロールセグメント １５Ｌ ロール
セグメント １５Ｍ ロールセグメント １５Ｎ ロール
セグメント １５Ｐ ロールセグメント １５Ｑ ロール
セグメント １５Ｒ ロールセグメント １５Ｓ ロール
セグメント １５Ｔ ロールセグメント １５Ｕ ロール
セグメント １５Ｖ ロールセグメント １５Ｗ ロール
セグメント １５Ｘ ロールセグメント １５Ｙ ロール
セグメント １５Ｚ ロールセグメント １５ＺＺ ロー
ルセグメント １６Ａ 第１の冷却ゾーン １６Ｂ 第２の
冷却ゾーン １６Ｃ 第３の冷却ゾーン １６Ｄ 第４の
冷却ゾーン １６Ｅ 第５の冷却ゾーン １６Ｆ 第６の
冷却ゾーン １６Ｇ 第７の冷却ゾーン １６Ｈ 第８の
冷却ゾーン １６Ｊ 第９の冷却ゾーン １６Ｋ 第１０
の冷却ゾーン １７ バックアップロール １８ 鋳片 １９ 二次冷却帯 １９Ａ 湾曲部
（湾曲冷却帯） １９Ｂ 水平部（水平冷却帯） ２１ａ 鋳型長
辺 ２１ｂ 鋳型長辺 ２２ａ 鋳型短
辺 ２２ｂ 鋳型短辺 ２５ 分割ロー
ル ２５ａ 分割ロール ２５ｂ 分割ロ
ール ２５ｃ 分割ロール ２５ｃ 分割ロ
ール ２５ｄ 分割ロール ２５ｅ ロール ２６ スプレーノズル ２７ エアーノ
ズル ２８ ピンチロール ３０ サポート
ロール ３３ タンディッシュノズル ３４ Ａｒガス
供給管 ３５ 通気性耐火物 ３６ スリット ３７ Ａｒガス供給管 ３８ ストッパ
ー ３８ａ ストッパーノズル ４５ ロール ４５ａ 冷却水通路 ４６ 筐体（保
温装置） ４７ バーナー（加熱装置）

───────────────────────────────────────────────────── フロントページの続き (51)Int.Cl.⁶ 識別記号 ＦＩ Ｂ２２Ｄ 11/12 Ｂ２２Ｄ 11/12 Ｆ 11/124 11/124 Ｎ

Claims (11)

【特許請求の範囲】
1. 【請求項１】 溶鋼を冷却する鋳型と該鋳型から引き抜
   かれる鋳片を冷却する二次冷却帯とを備えた連鋳機を用
   いてステンレス鋼を製造するステンレス鋼の連続鋳造方
   法において、 タンディッシュから浸漬ノズルを介して前記鋳型内へ前
   記溶鋼を注湯しつつ、該浸漬ノズル及び／又はタンディ
   ッシュノズルを介して該鋳型内へ不活性ガスを２０Ｌ／
   ｍｉｎ以下の流量で吹き込むと共に、 オッシレーション振動させる前記鋳型のＴＮ値を０．２
   ５以下とし、且つ該鋳型内の湯面レベルの変動幅を１０
   ｍｍ以内として、 グリッド及び／又はサポートロールを用いて該鋳型の下
   端から連続して０．６〜２ｍとなる範囲の前記鋳片の短
   辺側を支持し、 前記鋳型の下端から前記鋳片の完全凝固位置までの少な
   くとも一部領域において前記鋳片の板厚を１．３〜５％
   の縮小率で狭めながら、 前記溶鋼を０．８〜１．６ｍ／ｍｉｎの鋳造速度で連続
   鋳造することを特徴とするステンレス鋼の連続鋳造方
   法。
2. 【請求項２】 前記二次冷却帯の少なくとも１つの冷却
   ゾーンで前記鋳片の板幅方向両端部への注水を停止状態
   に維持することを特徴とする請求項１記載のステンレス
   鋼の連続鋳造方法。
3. 【請求項３】 前記鋳型の鋳造壁面に深さ１ｍ当たり
   １．１〜１．４％の割合で縮小するテーパーを設けるこ
   とを特徴とする請求項１又は２記載のステンレス鋼の連
   続鋳造方法。
4. 【請求項４】 前記二次冷却帯に沿って前記鋳型の下端
   から４ｍ以内を通過する前記鋳片に、前記二次冷却帯の
   全冷却水量の４０％以上の冷却水を吹き付けることを特
   徴とする請求項１〜３のいずれか１項に記載のステンレ
   ス鋼の連続鋳造方法。
5. 【請求項５】 前記二次冷却帯を通過する前記鋳片の板
   幅方向両端部にエアーを吹き付けることを特徴とする請
   求項１〜４のいずれか１項に記載のステンレス鋼の連続
   鋳造方法。
6. 【請求項６】 前記二次冷却帯の矯正部及び／又はその
   近傍を通過する前記鋳片の圧縮鋳造を行うことを特徴と
   する請求項１〜５のいずれか１項に記載のステンレス鋼
   の連続鋳造方法。
7. 【請求項７】 前記二次冷却帯の湾曲部を通過する未凝
   固状態の前記鋳片の少なくとも一カ所を電磁攪拌するこ
   とを特徴とする請求項１〜６のいずれか１項に記載のス
   テンレス鋼の連続鋳造方法。
8. 【請求項８】 前記二次冷却帯の水平部における少なく
   とも１つの冷却ゾーンの注水を停止状態に維持すること
   を特徴とする請求項１〜７のいずれか１項に記載のステ
   ンレス鋼の連続鋳造方法。
9. 【請求項９】 前記鋳片の板幅方向両端部を保温及び／
   又は加熱することを特徴とする請求項１〜８のいずれか
   １項に記載のステンレス鋼の連続鋳造方法。
10. 【請求項１０】 前記鋳型内に供給される溶鋼の鋳造量
    が２．０Ｔ／ｍｉｎ以上であることを特徴とする請求項
    １〜９のいずれか１項に記載のステンレス鋼の連続鋳造
    方法。
11. 【請求項１１】 前記連鋳機が湾曲型連鋳機であること
    を特徴とする請求項１〜１０のいずれか１項に記載のス
    テンレス鋼の連続鋳造方法。