JP3588411B2 - ステンレス鋼の連続鋳造方法 - Google Patents
ステンレス鋼の連続鋳造方法 Download PDFInfo
- Publication number
- JP3588411B2 JP3588411B2 JP27530997A JP27530997A JP3588411B2 JP 3588411 B2 JP3588411 B2 JP 3588411B2 JP 27530997 A JP27530997 A JP 27530997A JP 27530997 A JP27530997 A JP 27530997A JP 3588411 B2 JP3588411 B2 JP 3588411B2
- Authority
- JP
- Japan
- Prior art keywords
- slab
- mold
- stainless steel
- casting
- cooling zone
- Prior art date
- Legal status (The legal status is an assumption and is not a legal conclusion. Google has not performed a legal analysis and makes no representation as to the accuracy of the status listed.)
- Expired - Fee Related
Links
Images
Landscapes
- Continuous Casting (AREA)
Description
【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８０〜１５０ｃｐｍ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１０３、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１０２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１０１から吐出される溶鋼量の増加に伴う上向きの溶鋼流１０３の流速増加によって、この酸化物系非鉄介在物１０２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１０２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１０３によって、湯面に浮遊するパウダー１０６が、溶鋼１０７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、１０４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１０８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（ｓｅｃ）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、前記連鋳機を経た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（単位は秒（ｓｅｃ）、以下同じ）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１０〜１２参照）。
【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／ｍｉｎ〜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、１）特別の対策をしない場合（×）、２）Ａｒガスを適正量（２０Ｌ／ｍｉｎ以下）吹き込んだ場合（☆）、３）ｔＮ値を０．２５以下とした場合（○）、４）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１）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、２）〜４）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、４）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１）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２）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３）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気泡や介在物の捕捉による表面欠陥が防止され、前記２）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捕捉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、１）従来例のように対策をしない場合（×）、２）Ａｒガスを適正量吹き込んだ場合（☆）、３）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１）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２）の如くＡｒガスを適正量吹き込むこと、及び３）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／ｍｉｎ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、１）従来で特に対策のない場合（×）、２）Ａｒガスを適正量吹き込んだ場合（●）、３）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１）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２）の如くＡｒ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、１）何も対策をしなかった場合（×）、２）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（○）、３）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１）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２）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３）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／ｍｉｎ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、１）何も対策をしなかった場合（×）、２）注水幅切り（スプレー幅切り）を行った場合（○）、３）鋳片の長辺側に分割ロールを配置した場合（●）、４）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２）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３）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４）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２）〜４）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、１）何も対策をしなかった場合（×）、２）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１）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１２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２１ａ、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、２２ｂ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２５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２５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２５ａ（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、２５ａ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１５Ｃ〜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１５Ｌ〜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１６Ｄ、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１０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１９Ａ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１６Ｅ、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３４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３８ａ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１３ａ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１３ｃ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１０ｍｍ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１８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／ｍｉｎ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１４の下端から０．６〜２ｍの範囲内をサポートロール３０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１８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／ｍｉｎ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、２ｍ以下の所に設置した。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１０Ｌ／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、（１）表層介在物指数、（２）コーナー縦割れ指数、（３）エッジ割れ指数、（４）内部介在物指数、（５）内部割れ指数、（６）手入れ負荷軽減比率、及び（７）生産性指数はそれぞれ（１）０．４、（２）０．８、（３）１．１、（４）１．２、（５）１．２、（６）７０％、（７）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、（１）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、（２）オッシレーション振動させる前記鋳型のｔＮ値、（３）鋳型内の湯面レベルの変動幅、（４）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、（５）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（６）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、連鋳機を経た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）
【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８０〜１５０ｃｐｍ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１０３、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１０２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１０１から吐出される溶鋼量の増加に伴う上向きの溶鋼流１０３の流速増加によって、この酸化物系非鉄介在物１０２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１０２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１０３によって、湯面に浮遊するパウダー１０６が、溶鋼１０７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、１０４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１０８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（ｓｅｃ）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、前記連鋳機を経た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（単位は秒（ｓｅｃ）、以下同じ）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１０〜１２参照）。
【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／ｍｉｎ〜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、１）特別の対策をしない場合（×）、２）Ａｒガスを適正量（２０Ｌ／ｍｉｎ以下）吹き込んだ場合（☆）、３）ｔＮ値を０．２５以下とした場合（○）、４）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１）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、２）〜４）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、４）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１）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２）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３）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気泡や介在物の捕捉による表面欠陥が防止され、前記２）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捕捉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、１）従来例のように対策をしない場合（×）、２）Ａｒガスを適正量吹き込んだ場合（☆）、３）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１）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２）の如くＡｒガスを適正量吹き込むこと、及び３）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／ｍｉｎ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、１）従来で特に対策のない場合（×）、２）Ａｒガスを適正量吹き込んだ場合（●）、３）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１）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２）の如くＡｒ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、１）何も対策をしなかった場合（×）、２）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（○）、３）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１）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２）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３）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／ｍｉｎ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、１）何も対策をしなかった場合（×）、２）注水幅切り（スプレー幅切り）を行った場合（○）、３）鋳片の長辺側に分割ロールを配置した場合（●）、４）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２）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３）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４）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２）〜４）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、１）何も対策をしなかった場合（×）、２）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１）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１２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２１ａ、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、２２ｂ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２５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２５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２５ａ（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、２５ａ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１５Ｃ〜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１５Ｌ〜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１６Ｄ、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１０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１９Ａ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１６Ｅ、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３４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３８ａ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１３ａ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１３ｃ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１０ｍｍ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１８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／ｍｉｎ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１４の下端から０．６〜２ｍの範囲内をサポートロール３０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１８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／ｍｉｎ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、２ｍ以下の所に設置した。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】
【表２】
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１０Ｌ／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、（１）表層介在物指数、（２）コーナー縦割れ指数、（３）エッジ割れ指数、（４）内部介在物指数、（５）内部割れ指数、（６）手入れ負荷軽減比率、及び（７）生産性指数はそれぞれ（１）０．４、（２）０．８、（３）１．１、（４）１．２、（５）１．２、（６）７０％、（７）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、（１）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、（２）オッシレーション振動させる前記鋳型のｔＮ値、（３）鋳型内の湯面レベルの変動幅、（４）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、（５）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（６）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、連鋳機を経た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）
Claims (11)
- 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（ｓｅｃ）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前記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。 - 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。
- 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。
- 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。
- 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。
- 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。
- 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。
- 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。
- 前記連鋳機を経た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。
- 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。
- 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。
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP27530997A JP3588411B2 (ja) | 1997-09-22 | 1997-09-22 | ステンレス鋼の連続鋳造方法 |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP27530997A JP3588411B2 (ja) | 1997-09-22 | 1997-09-22 | ステンレス鋼の連続鋳造方法 |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPH1190598A JPH1190598A (ja) | 1999-04-06 |
| JP3588411B2 true JP3588411B2 (ja) | 2004-11-10 |
Family
ID=17553651
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP27530997A Expired - Fee Related JP3588411B2 (ja) | 1997-09-22 | 1997-09-22 | ステンレス鋼の連続鋳造方法 |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JP3588411B2 (ja) |
Cited By (2)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| CN103273023A (zh) * | 2013-06-07 | 2013-09-04 | 鞍钢股份有限公司 | 一种特高锰钢连铸生产工艺 |
| CN110315047A (zh) * | 2019-07-01 | 2019-10-11 | 中国重型机械研究院股份公司 | 一种400系铁素体不锈钢板坯连铸方法 |
Families Citing this family (4)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| DE10001073A1 (de) * | 2000-01-13 | 2001-07-19 | Sms Demag Ag | Verfahren und Vorrichtung zum Verhindern einer unerwünschten Abkühlung der Bandkantenbereiche eines Gußstranges |
| JP2007125575A (ja) * | 2005-11-02 | 2007-05-24 | Jfe Steel Kk | 連続鋳造鋳片の製造方法 |
| JP5125893B2 (ja) * | 2008-08-29 | 2013-01-23 | Ｊｆｅスチール株式会社 | フェライト系ステンレス鋼の連続鋳造方法 |
| JP5423714B2 (ja) * | 2011-03-30 | 2014-02-19 | 新日鐵住金株式会社 | 鋼の連続鋳造方法 |
-
1997
- 1997-09-22 JP JP27530997A patent/JP3588411B2/ja not_active Expired - Fee Related
Cited By (3)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| CN103273023A (zh) * | 2013-06-07 | 2013-09-04 | 鞍钢股份有限公司 | 一种特高锰钢连铸生产工艺 |
| CN110315047A (zh) * | 2019-07-01 | 2019-10-11 | 中国重型机械研究院股份公司 | 一种400系铁素体不锈钢板坯连铸方法 |
| CN110315047B (zh) * | 2019-07-01 | 2020-11-27 | 中国重型机械研究院股份公司 | 一种400系铁素体不锈钢板坯连铸方法 |
Also Published As
| Publication number | Publication date |
|---|---|
| JPH1190598A (ja) | 1999-04-06 |
Similar Documents
| Publication | Publication Date | Title |
|---|---|---|
| WO2020030040A1 (en) | Production of twin-roll cast and hot rolled steel strip | |
| JP5604946B2 (ja) | 鋼の連続鋳造方法 | |
| JP3588411B2 (ja) | ステンレス鋼の連続鋳造方法 | |
| JP6947737B2 (ja) | 鋼の連続鋳造方法 | |
| JP4924104B2 (ja) | 高Ｎｉ含有鋼鋳片の製造方法 | |
| JP4337565B2 (ja) | 鋼のスラブ連続鋳造方法 | |
| JP3526705B2 (ja) | 高炭素鋼の連続鋳造方法 | |
| JP4998666B2 (ja) | 連続鋳造機用クーリンググリッド設備及び連続鋳造鋳片の製造方法 | |
| JP5896067B1 (ja) | 連続鋳造機を用いた鋳片の製造方法 | |
| JP5402678B2 (ja) | 鋼の連続鋳造方法 | |
| WO2018056322A1 (ja) | 鋼の連続鋳造方法 | |
| JP4882406B2 (ja) | 連続鋳造機用クーリンググリッド設備及び連続鋳造鋳片の製造方法 | |
| JP7230597B2 (ja) | 注湯ノズル、双ロール式連続鋳造装置、及び、薄肉鋳片の製造方法 | |
| JP5443203B2 (ja) | 空冷帯に配置されるロールの冷却方法を用いた連続鋳造方法 | |
| JP2001087846A (ja) | 鋼スラブの連続鋳造方法および連続鋳造装置 | |
| JPS609553A (ja) | 絞り込み式連続鋳造機 | |
| JP3817209B2 (ja) | 表面及び内部欠陥の発生を防止するステンレス鋳片の連続鋳造方法 | |
| JP2867894B2 (ja) | 連続鋳造方法 | |
| JPS5924903B2 (ja) | 弱脱酸鋼スラブの連続鋳造方法 | |
| JPH11192539A (ja) | 耐内部欠陥に優れたクロム含有溶鋼の連続鋳造方法 | |
| KR101630934B1 (ko) | 주조 설비 | |
| JP2004106021A (ja) | 垂直曲げ連鋳機を用いたステンレス溶鋼の鋳造方法 | |
| JP6146346B2 (ja) | 鋼の連続鋳造用鋳型および連続鋳造方法 | |
| SU1611561A1 (ru) | Способ непрерывного лить стальных заготовок и устройство дл его осуществлени | |
| JP2009090323A (ja) | 連続鋳造装置及び連続鋳造方法 |
Legal Events
| Date | Code | Title | Description |
|---|---|---|---|
| A977 | Report on retrieval |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A971007 Effective date: 20040419 |
|
| A131 | Notification of reasons for refusal |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A131 Effective date: 20040511 |
|
| A521 | Written amendment |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A523 Effective date: 20040705 |
|
| TRDD | Decision of grant or rejection written | ||
| A01 | Written decision to grant a patent or to grant a registration (utility model) |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A01 Effective date: 20040803 |
|
| A61 | First payment of annual fees (during grant procedure) |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A61 Effective date: 20040813 |
|
| FPAY | Renewal fee payment (event date is renewal date of database) |
Free format text: PAYMENT UNTIL: 20080820 Year of fee payment: 4 |
|
| FPAY | Renewal fee payment (event date is renewal date of database) |
Free format text: PAYMENT UNTIL: 20090820 Year of fee payment: 5 |
|
| FPAY | Renewal fee payment (event date is renewal date of database) |
Free format text: PAYMENT UNTIL: 20090820 Year of fee payment: 5 |
|
| FPAY | Renewal fee payment (event date is renewal date of database) |
Free format text: PAYMENT UNTIL: 20100820 Year of fee payment: 6 |
|
| FPAY | Renewal fee payment (event date is renewal date of database) |
Free format text: PAYMENT UNTIL: 20100820 Year of fee payment: 6 |
|
| FPAY | Renewal fee payment (event date is renewal date of database) |
Free format text: PAYMENT UNTIL: 20110820 Year of fee payment: 7 |
|
| FPAY | Renewal fee payment (event date is renewal date of database) |
Free format text: PAYMENT UNTIL: 20120820 Year of fee payment: 8 |
|
| FPAY | Renewal fee payment (event date is renewal date of database) |
Free format text: PAYMENT UNTIL: 20130820 Year of fee payment: 9 |
|
| FPAY | Renewal fee payment (event date is renewal date of database) |
Free format text: PAYMENT UNTIL: 20130820 Year of fee payment: 9 |
|
| S531 | Written request for registration of change of domicile |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: R313531 |
|
| FPAY | Renewal fee payment (event date is renewal date of database) |
Free format text: PAYMENT UNTIL: 20130820 Year of fee payment: 9 |
|
| R350 | Written notification of registration of transfer |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: R350 |
|
| FPAY | Renewal fee payment (event date is renewal date of database) |
Free format text: PAYMENT UNTIL: 20130820 Year of fee payment: 9 |
|
| S533 | Written request for registration of change of name |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: R313533 |
|
| FPAY | Renewal fee payment (event date is renewal date of database) |
Free format text: PAYMENT UNTIL: 20130820 Year of fee payment: 9 |
|
| R350 | Written notification of registration of transfer |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: R350 |
|
| LAPS | Cancellation because of no payment of annual fees |