JP2010089152A - 連続鋳造用タンディッシュ - Google Patents

Abstract

【課題】溶鋼の加熱効率を向上させる。
【解決手段】タンディッシュ１には、一対の上堰３０、３１が設けられる。一対の上堰３０、３１間には、一対の下堰４０、４１とプラズマ加熱装置２０が設けられる。第１の下堰４０には第１の貫通孔４２が形成され、第２の下堰４１の下端には第２の貫通孔４３が形成される。一対の下堰４０、４１と第１の貫通孔４２は、下記式（１）〜式（５）を満たしている。
Ｈ_１、Ｈ_２≦Ｑ／（０．０５ρＷ）・・・（１）
ｈ_１≧０．１・・・（２）
ｈ_２≦２ｔ・・・（３）
Ｓ_２≦０．２Ｓ_１・・・（４）
Ｌ≦４Ｄ・・・（５）
但し、Ｈ_１、Ｈ_２：各下堰４０、４１と湯面Ｍ_１間の距離（ｍ）、ｈ_１：第１の貫通孔４２とタンディッシュ内底面１ｂ間の距離（ｍ）、ｈ_２：第１の貫通孔４２の高さ（ｍ）、Ｓ_２：第１の貫通孔４２の開口面積（ｍ^２）、Ｌ：一対の下堰４０、４１間の距離（ｍ）
【選択図】図１

Description

本発明は、取鍋から鋳型に溶鋼を供給する際に用いられる連続鋳造用タンディッシュに関する。

鋼の連続鋳造においては、精錬工程で成分と温度を調整された溶鋼は、取鍋により連続鋳造工程に輸送される。輸送された溶鋼は、連続鋳造機の鋳型に注入されるが、取鍋から直接鋳型に注入すると、溶鋼の流量の制御が難しい。またその一方で、取鍋を交換しつつ、鋳型に継続的に溶鋼を供給して、鋳造を連続的に行う必要がある。このため、一般的に、取鍋の溶鋼は、注入ノズルなどを通じて一旦タンディッシュと呼ばれる中間容器内に注入され、タンディッシュ内で流量調整された後、鋳型内に供給されている。

上述のタンディッシュは、種々の形のものが存在するが、例えば図１１に示すように舟型のものが多く用いられている。注入ノズル１００からタンディッシュ１１０の中央部に溶鋼Ｍが供給され、舟の舳先に相当する端部の流出口１１１から連続鋳造機の鋳型（図示せず）に耐火物のノズル１１２を通じて溶鋼Ｍが流出される。タンディッシュ１１０の端部の流出口１１１には、例えば上下に移動して流出口１１１の開口面積を調整する棒状のストッパー１１３が設けられており、このストッパー１１３によりタンディッシュ１１０内の溶鋼Ｍの流量制御が行われている。

タンディッシュは、上述のように流量を制御しつつ溶鋼を鋳型に供給する機能を持つほかに、鋼の精錬時に不可避的に混入した酸化物であるスラグや、脱酸のために添加されたアルミから生成されるアルミナなどの非金属介在物を、その比重が鋼の比重よりも小さいことを利用してタンディッシュ内で浮上分離させる機能を有している。これにより、溶鋼中の大量の非金属介在物やスラグがそのまま鋳型内に供給され鋳片に混入することがなく、非金属介在物などが原因で生じる圧延時の疵などを抑制できる。

一方、タンディッシュは上述の機能を有するが、タンディッシュから鋳型に流出した溶鋼の凝固を防止するため、タンディッシュ内では、鋳型内の溶鋼の凝固が始まるいわゆる液相線温度に過熱度（スーパーヒート）と呼称される付加的温度を付与するように溶鋼を加熱している。

このようにタンディッシュ内の溶鋼を加熱するため、例えば図１１に示すようにタンディッシュ１１０内の注入ノズル１００と流出口１１１間には、溶鋼Ｍを加熱するプラズマ加熱電極（プラズマトーチ）１２０が設けられる。また、プラズマ加熱電極１２０を挟んで注入ノズル１００側と流出口１１１側には、一対の上堰１２１、１２２がそれぞれ設けられ、一対の上堰１２１、１２２間のプラズマ加熱電極１２０に対向する位置には、下堰１２３が設けられる。そして、注入ノズル１００からタンディッシュ１１０内に供給された溶鋼Ｍは、下堰１２３に衝突してプラズマ加熱電極１２０側に上昇し、プラズマ加熱電極１２０と溶鋼Ｍ間に発生したプラズマにより加熱される（特許文献１）。

特開２００５−２８４０２号公報

このようにプラズマ加熱電極１２０により溶鋼Ｍを加熱した場合、例えば図１２に示すようにプラズマ加熱電極１２０の直下の湯面Ｍ_１付近の溶鋼Ｍのみが高温に加熱され、タンディッシュ１１０内に供給された溶鋼Ｍの平均温度よりも数１００℃高くなった高温領域１３０が形成される。この高温領域１３０の溶鋼Ｍは、他の領域の溶鋼Ｍに比べて比重が軽くなるため、湯面Ｍ_１付近に滞留しようとする。したがって、高温領域１３０の溶鋼Ｍの流速に比べて、高温領域１３０と下堰１２３間の領域１３１を流れる溶鋼Ｍの流速が速くなり、領域１３１の溶鋼Ｍの方が流れやすくなる。そうすると、上述のタンディッシュ１１０のように、単に上堰１２１、１２２間に下堰１２３を設けただけでは、タンディッシュ１１０内に流入した溶鋼Ｍは、高温領域１３０を通過せず、領域１３１を通過して下流側に流れる。この場合、高温領域１３０の熱が領域１３１に伝達し難いため、タンディッシュ１１０における溶鋼Ｍの加熱効率が悪くなる。特に、例えば取鍋から注入ノズル１００を介してタンディッシュ１１０内に供給される溶鋼Ｍの温度が低い場合、溶鋼Ｍを所定の温度まで加熱できないおそれがある。

本発明は、かかる点に鑑みてなされたものであり、連続鋳造用のタンディッシュにおいて、溶鋼の加熱効率を向上させることを目的とする。

前記の目的を達成するため、本発明は、鋼の連続鋳造用のタンディッシュであって、取鍋からの溶鋼の流入部と鋳型への溶鋼の流出部との間に設けられた一対の上堰と、前記一対の上堰間に位置するように設けられた一対の下堰と、前記一対の上堰間の上方に設けられ、カソードトーチを備えたシングルトーチ式のプラズマ加熱装置と、を有し、前記流入部側の下堰には、当該下堰の厚み方向に貫通する第１の貫通孔が形成され、前記流出部側の下堰の下端には、当該下堰の厚み方向に貫通する第２の貫通孔が形成され、前記各下堰の上端と定常操業時のタンディッシュ内の溶鋼湯面間の距離は下記式（１）を満たし、かつ、前記第１の貫通孔の下端とタンディッシュ内底面間の距離は下記式（２）を満たし、かつ、前記第１の貫通孔の高さは下記式（３）を満たし、かつ、前記第１の貫通孔の開口面積は下記式（４）を満たし、かつ、前記一対の下堰間の距離は下記式（５）を満たすことを特徴としている。なお、下記式（１）におけるプラズマ加熱領域の溶鋼通過量Ｑとは、プラズマ加熱装置により溶鋼が加熱される領域、すなわち各下堰と溶鋼湯面間の領域を通過する溶鋼量をいう。また下記式（３）における最大湯面幅Ｗとは、タンディッシュ幅方向（定常操業時において流入部から流出部へと向かう溶鋼の流れに対して直交する水平方向）の最大湯面幅をいう。
Ｈ≦Ｑ／（０．０５ρＷ）・・・・・（１）
ｈ_１≧０．１・・・・・（２）
ｈ_２≦２ｔ・・・・・（３）
Ｓ_２≦０．２Ｓ_１・・・・・（４）
Ｌ≦４Ｄ・・・・・（５）
但し、Ｈ：各下堰の上端と定常操業時のタンディッシュ内の溶鋼湯面間の距離（ｍ）、Ｑ：プラズマ加熱領域の溶鋼通過量（ｋｇ／ｓ）、ρ：溶鋼密度（ｋｇ／ｍ^３）、Ｗ：溶鋼の最大湯面幅（ｍ）、ｈ_１：第１の貫通孔の下端とタンディッシュ内底面間の距離（ｍ）、ｈ_２：第１の貫通孔の高さ（ｍ）、ｔ：流入部側の下堰の厚み（ｍ）、Ｓ_１：プラズマ加熱領域の溶鋼流路断面積（ｍ^２）、Ｓ_２：第１の貫通孔の開口面積（ｍ^２）、Ｌ：一対の下堰間の距離（ｍ）、Ｄ：カソードトーチの外径（ｍ）

発明者らは、先ず、プラズマ加熱電極と下堰の上端間に十分な溶鋼流路を確保して溶鋼を加熱するため、図１２に示すような下堰について、その厚みを厚くすることを試みた。しかしながら、この場合、下堰を厚くした分、タンディッシュ内に貯留できる溶鋼量が少なくなり、タンディッシュ内で溶鋼中の介在物を分離除去するという機能が低下する。そこで、本発明では、一対の上堰間に一対の下堰を設けている。これによって、タンディッシュ内に貯留できる溶鋼量を確保して溶鋼中の介在物の除去機能を維持することができる。また、本発明の一対の下堰の上端と定常操業時のタンディッシュ内の溶鋼湯面間の距離が上記式（１）を満たしているので、下堰と溶鋼湯面間のプラズマ加熱領域を流れる溶鋼の流速を十分に確保できる。この式（１）の詳細については後述する。そしてこの結果、プラズマ加熱領域内の溶鋼は、プラズマ加熱装置により直接加熱されて高温になった高温領域に衝突し、従来滞留していた高温領域の溶鋼をプラズマ加熱領域内で十分に攪拌することができる。そして、プラズマ加熱領域内の溶鋼は、高温領域の溶鋼を攪拌しながら直進して加熱される。したがって、プラズマ加熱領域内の溶鋼を効率よく加熱することができる。しかも、一対の下堰間の距離が上記式（５）を満たしているので、プラズマ加熱領域内の溶鋼は、高温領域全体を確実に通過する。この式（５）の詳細については後述する。したがって、プラズマ加熱領域内の溶鋼をさらに効率よく加熱することができる。

また、単に上述の一対の下堰を設けただけでは、一対の下堰に挟まれた領域（以下、「下堰間領域」という。）の溶鋼が滞留してしまう。そこで、本発明では、流入部側の下堰に第１の貫通孔を形成し、流出部側の下堰の下端に第２の貫通孔を形成している。第１の貫通孔は、タンディッシュ内に供給された溶鋼が直接第１の貫通孔を通過しないように、上記式（２）〜式（４）を満たすように形成されている。これら式（２）〜式（４）の詳細については後述する。そして定常操業時において、タンディッシュ内の溶鋼は、流入部側の下堰に衝突して下堰に沿って上昇する。そうすると、ベルヌーイの定理により第１の貫通孔の上流側の溶鋼は下流側の溶鋼よりも圧力が低くなるため、第１の貫通孔の下流側から上流側への溶鋼の逆流が発生する。これによって、プラズマ加熱領域を流れる溶鋼の一部が第１の貫通孔に流れ、下堰間領域内の溶鋼に第１の貫通孔に向かう流れが形成される。また、プラズマ加熱領域を通過した溶鋼の一部が、下流側から第２の貫通孔を通過して下堰間領域内に流入し、第１の貫通孔に向かって流れる。このように、下堰間領域内に第１の貫通孔に向かう溶鋼の流れを形成することができるので、この領域内の溶鋼も効率よく加熱することができる。しかも、プラズマ加熱領域で加熱された溶鋼の一部が、下堰間領域を介してプラズマ加熱領域に循環されるので、さらに効率よく溶鋼を加熱することができる。

以上のように、本発明によれば、プラズマ加熱領域の溶鋼が当該領域内を攪拌しながら直進しつつ、下堰間領域に溶鋼の流れを形成してプラズマ加熱領域に溶鋼を循環させることができるので、タンディッシュ内の溶鋼の加熱効率を向上させることができる。

前記プラズマ加熱装置が、シングルトーチ式のプラズマ加熱装置に代えて、カソードトーチとアノードトーチを備えたツイントーチ式のプラズマ加熱装置である場合、前記一対の下堰間の距離は、前記式（５）に代えて、下記式（６）を満たすのが好ましい。
Ｌ≦Ｒ＋２Ｄ_Ｃ＋２Ｄ_ａ・・・・・（６）
但し、Ｌ：一対の下堰間の距離（ｍ）、Ｒ：カソードトーチとアノードトーチの中心間距離（ｍ）、Ｄ_Ｃ：カソードトーチの外径（ｍ）、Ｄ_ａ：アノードトーチの外径（ｍ）

本発明によれば、連続鋳造用のタンディッシュにおいて、溶鋼の加熱効率を向上させることができる。

以下、本発明の実施の形態について説明する。図１は、本実施の形態にかかるタンディッシュ１の構成の概略を示す縦断面の説明図である。図２は、タンディッシュ１の横断面の説明図である。

例えばタンディッシュ１は、図１及び図２に示すように外形が水平方向に長い細長形状に形成され、内部に溶鋼Ｍを貯留できる。例えばタンディッシュ１の中央付近の天井面１ａには、流入部としての注入ノズル１０が下方向に向けて挿入されている。この注入ノズル１０により、上方の取鍋１１からタンディッシュ１内に溶鋼Ｍを流入させることができる。タンディッシュ１の端部付近の底面１ｂには、流出部としての流出口１２が形成されている。流出口１２には、図示しない連続鋳造機の鋳型に連通するノズル１３が接続されている。この流出口１２とノズル１３により、タンディッシュ１内の溶鋼Ｍを鋳型に供給できる。そして、タンディッシュ１内には、注入ノズル１０から溶鋼Ｍが流入され、流出口１２から排出されるので、注入ノズル１０側（上流側）から流出口１２側（下流側）に向かって流れる溶鋼の流れが形成される。

流出口１２の上方には、流量調節棒１４が設けられている。流量調節棒１４は、上下動して流出口１２の開口面積を変えて、タンディッシュ１内の溶鋼Ｍの流量を調整できる。

タンディッシュ１内であって、注入ノズル１０と流出口１２との間には、溶鋼Ｍを加熱するプラズマ加熱装置２０が設けられている。プラズマ加熱装置２０は、シングルトーチ式のプラズマ加熱装置であり、カソードトーチ２１（陰極）とアノード２２（陽極）を備えている。カソードトーチ２１は、定常操業時のタンディッシュ１内の溶鋼Ｍの湯面Ｍ_１の上方に配置されている。アノード２２は、例えば鉄板であって、カソードトーチ２１に対向する位置のタンディッシュ１の底面１ｂ内に埋設されている。このプラズマ加熱装置２０により、カソードトーチ２１と溶鋼Ｍ間にプラズマを発生させ、そのジュール熱と輻射熱により溶鋼Ｍが加熱される。

カソードトーチ２１を挟んで注入ノズル１０側と流出口１２側には、一対の耐火物堰である、第１の上堰３０と第２の上堰３１がそれぞれ設けられている。第１の上堰３０と第２の上堰３１は、タンディッシュ１の側壁面１ｃに固定されて、形成されている。第１の上堰３０と第２の上堰３１の上面には、カソードトーチ２１を囲うように支持板３２が設けられ、カソードトーチ２１は支持板３２に支持されている。そして、これら第１の上堰３０、第２の上堰３１、支持板３２及び湯面Ｍ_１に囲まれた空間内において、プラズマ加熱装置２０によりプラズマが発生する。

第１の上堰３０と第２の上堰３１の間であって、プラズマ加熱装置２０を挟む位置には、一対の耐火物堰である、注入ノズル１０側の第１の下堰４０と流入口１２側の第２の下堰４１が設けられている。第１の下堰４０と第２の下堰４１は、タンディッシュ１の底面１ｂに固定され、底面１ｂから上方向に向けて形成されている。図１及び図３に示すように、第１の下堰４０の幅方向（タンディッシュ１内の溶鋼流路と直交する方向、すなわち図３中のＸ方向）の中央部には、当該第１の下堰４０の厚み方向に貫通する第１の貫通孔４２が形成されている。第１の貫通孔４２は、例えば略長方形に形成されている。また第２の下堰４１の下端の幅方向中央部（タンディッシュ１内の溶鋼流路と直交する方向の中央部）には、図１に示すように、当該第２の下堰４１の厚み方向に貫通する第２の貫通孔４３が形成されている。第２の貫通孔４３は、例えば略長方形に形成されている。そして、プラズマ加熱装置２０により、これら一対の下堰４０、４１の上端と湯面Ｍ_１間の領域５０（以下、プラズマ加熱領域５０という。）の溶鋼Ｍが加熱される。

第１の下堰４０と第２の下堰４１は、図２、図４及び下記式（１）に示すように、各下堰４０、４１と定常操業時のタンディッシュ１内の溶鋼Ｍの湯面Ｍ_１間の距離Ｈ_１、Ｈ_２がＱ／（０．０５ρＷ）以下になるように形成されている。例えば、Ｑ＝５（ｔ／ｍｉｎ）＝５０００／６０（ｋｇ／ｓ）、W＝１（ｍ）、ρ＝７２００（ｋｇ／ｍ^３）の場合、Ｈ_１、Ｈ_２の上限は、５０００／（６０×０．０５×７２００×１）＝０．２３１（ｍ）となる。なお、各下堰４０、４１と湯面Ｍ_１間の距離Ｈ_１、Ｈ_２は、下記式（１）を満たしていればよいが、距離Ｈ_１とＨ_２は同じ距離であるのが好ましい。
Ｈ_１、Ｈ_２≦Ｑ／（０．０５ρＷ）・・・・・（１）
但し、Ｈ_１、Ｈ_２：各下堰４０、４１の上端と定常操業時のタンディッシュ１内の溶鋼Ｍの湯面Ｍ_１間の距離（ｍ）、Ｑ：プラズマ加熱領域５０の溶鋼Ｍの通過量（ｋｇ／ｓ）、ρ：溶鋼Ｍの密度（ｋｇ／ｍ^３）、Ｗ：溶鋼Ｍの最大湯面幅（ｍ）

上記式（１）の根拠について説明する。上述したように、プラズマ加熱装置２０により、当該プラズマ加熱装置２０直下の湯面Ｍ_１付近に高温領域５１が形成され、高温領域５１の溶鋼Ｍは湯面Ｍ_１付近に滞留しようとする。そこで、この高温領域５１の溶鋼Ｍに流れを形成するため、すなわちプラズマ加熱領域５０の溶鋼Ｍを十分に攪拌するために、高温領域５１に所定の流速の溶鋼Ｍを衝突させる必要がある。そこで、発明者らは、プラズマ加熱領域５０の溶鋼Ｍの適正流速を解析するため、汎用の数値流体解析ソフト「ＦＬＵＥＮＴ」を用いてシミュレーションを行った。その結果、高温領域５１の溶鋼Ｍに流れを形成するための適正流速、すなわちプラズマ加熱領域５０の溶鋼Ｍを十分に攪拌するための高温領域５１での適正な溶鋼Ｍの流速の下限値は０．０５ｍ／ｓであることが分かった。したがって、各下堰４０、４１と湯面Ｍ_１間の距離Ｈ_１、Ｈ_２を代表してＨとすると、プラズマ加熱領域５０の溶鋼Ｍの流速Ｑ／（ρＷＨ）は、下記式（７）と表すことができる。そして、下記式（７）を距離Ｈについて整理すれば、上記式（１）を導出することができる。
０．０５≦Ｑ／（ρＷＨ）・・・・・（７）

なお、上述の各下堰４０、４１と湯面Ｍ_１間の距離Ｈ_１、Ｈ_２は、定常に近い状態における操業変動と、プラズマ加熱による各下堰４０、４１の耐火物の溶損を考慮し、５０ｍｍ以上であるのが好ましい。

また、第１の下堰４０と第２の下堰４１は、図４及び下記式（５）に示すように、第１の下堰４０と第２の下堰４１間の距離Ｌが４Ｄ以下になるように配置されている。
Ｌ≦４Ｄ・・・・・（５）
但し、Ｌ：第１の下堰４０と第２の下堰４１間の距離（ｍ）、Ｄ：カソードトーチ２１の外径（ｍ）

上記式（５）の根拠について説明する。通常、シングルトーチ式のプラズマ加熱装置２０により発生したプラズマが直接湯面Ｍ_１に衝突する長さは、カソードトーチ２０の外径Ｄの２倍程度であり、伝熱によってさらに２倍程度の長さの領域が高温領域５１となることが知られている。そして、プラズマ加熱領域５０において溶鋼Ｍを効率よく加熱するためには、溶鋼Ｍが高温領域５１全体を通過する必要がある。したがって、一対の下堰４０、４１間の距離Ｌが高温領域５１の長さ４Ｄを超えると、一部の溶鋼Ｍは、高温領域５１を通過することなく、第１の下堰４０と第２の下堰４１に挟まれた領域５２（以下、下堰間領域５２という。）へ流れてしまうため、一対の下堰４０、４１間の距離Ｌは高温領域５１の長さ４Ｄ以下であることが必要となり、上記式（５）が導出される。ちなみに、一対の下堰４０、４１間の距離Ｌは高温領域５１の長さの下限値は特に規定するものではないが、カソードトーチ２１に近くなるほど、下堰４０、４１の損耗頻度が大きくなるため、下堰４０、４１の損耗頻度の観点から２Ｄ以上とすることが好ましい。

但し、上述の一対の下堰４０、４１間の距離Ｌを設定する際に、第１の上堰３０と第１の下堰４０間、及び第２の上堰３１と第２の下堰４１間の距離も考慮するのが好ましい。すなわち、第１の上堰３０と第１の下堰４０間、及び第２の上堰３１と第２の下堰４１間を、要求される鋳造速度に対応できる量の溶鋼Ｍが通過できることを考慮して設定することが重要である。

さらに、第１の下堰４０に形成された第１の貫通孔４２は、図４及び下記式（２）に示すように、第１の貫通孔４２の下端とタンディッシュ１の底面１ｂとの間の距離ｈ_１が０．１ｍ以上になるように形成されている。また第１の貫通孔４２は、下記式（３）に示すように、第１の貫通孔４２の高さｈ_２が第１の下堰４０の厚みｔの２倍以下になるように形成されている。さらに第１の貫通孔４２は、図３及び下記式（４）に示すように、第１の貫通孔４２の開口面積Ｓ_２がプラズマ加熱領域５０の溶鋼Ｍの流路断面積Ｓ_１の２０％以下になるように形成されている。なお、第１の貫通孔４２の個数は、複数であってもよいが１つであるのが好ましい。また、第１の貫通孔４２の下端とタンディッシュ１の底面１ｂとの間の距離ｈ_１は０．１ｍ、第１の貫通孔４２の高さｈ_２は０．０５ｍ、第１の貫通孔４２の開口面積Ｓ_２はプラズマ加熱領域５０の溶鋼Ｍの流路断面積Ｓ_１の２０％であることが好ましい。
ｈ_１≧０．１・・・・・（２）
ｈ_２≦２ｔ・・・・・（３）
Ｓ_２≦０．２Ｓ_１・・・・・（４）
但し、ｈ_１：第１の貫通孔４２の下端とタンディッシュ内底面１ｂ間の距離（ｍ）、ｈ_２：第１の貫通孔４２の高さ（ｍ）、ｔ：第１の下堰４０の厚み（ｍ）、Ｓ_１：プラズマ加熱領域５０の溶鋼Ｍの流路断面積（ｍ^２）、Ｓ_２：第１の貫通孔４２の開口面積（ｍ^２）

上記式（２）〜式（４）の根拠について説明する。発明者らは、上述した汎用の数値流体解析ソフト「ＦＬＵＥＮＴ」を用い、下記５つのパラメータを条件（ａ）〜（ｅ）で変更させてシミュレーションを行った。そして、第１の貫通孔４２の下流側から上流側へ溶鋼Ｍの逆流を発生させる条件、すなわち下堰間領域５２の溶鋼Ｍを滞留させずに、当該下堰間領域５２の溶鋼Ｍが第１の貫通孔４２に向かう流れを形成する条件を算出し、上記式（２）〜式（４）を導出した。
（ａ）注入ノズル１０から供給される溶鋼Ｍの流量：１０、２０、３０（リットル／ｓ）
（ｂ）第１の貫通孔４２の下端とタンディッシュ内底面１ｂとの間の距離ｈ_１：０．０５、０．１、０．１５（ｍ）
（ｃ）第１の下堰４０の厚みｔ：
０．０５、０．１（ｍ）
（ｄ）第１の貫通孔４２の高さｈ_２：０．０５、０．１、０．１５、０．２、０．２５（ｍ）
（ｅ）プラズマ加熱領域５０の溶鋼Ｍの流路断面積に対する第１の貫通孔４２の開口面積比Ｓ_２／Ｓ_１：０．１５、０．２、０．２５
ちなみに、第１の貫通孔４２の下端とタンディッシュ内底面１ｂ間の距離ｈ_１の上限値は特に規定するものではないが、操業停止時に残溶鋼をなるべく少なくするという観点から０．２ｍ以下とすることが好ましい。また、第１の貫通孔４２の高さｈ_２は、第１の貫通孔４２の開口面積Ｓ_２と第１の貫通孔４２の形状により、一義的に決まるため、下限値は特に規定するものではない。さらに、第１の貫通孔４２の開口面積Ｓ_２の下限値は特に規定するものではないが、操業停止時において鋳型への溶鋼Ｍの供給を充分に確保する場合は、０．０１ｍ^２以上とすることが好ましい。

次に、以上のように構成されたタンディッシュ１の作用について説明する。

定常操業時、図５に示すように、先ず取鍋１１から注入ノズル１０を介してタンディッシュ１内に溶鋼Ｍが供給される。注入ノズル１０から供給された溶鋼Ｍは、注入ノズル１０の径よりも広がりつつタンディッシュ１の底面１ｂに衝突し、第１の下堰４０に向かって流れる。このとき、第１の上堰３０の上流側で溶鋼Ｍ中の介在物やスラグの一部が湯面Ｍ_１に浮上し、第１の上堰３０により捕集される。

そして図６に示すように、第１の下堰４０の上流側の溶鋼Ｍａは、第１の下堰４０に衝突して、第１の上堰３０と第１の下堰４０の間を湯面Ｍ_１に向かって上昇する。その後、溶鋼Ｍａは、一対の下堰４０、４１と湯面Ｍ_１間のプラズマ加熱領域５０に進入する。

プラズマ加熱領域５０に進入した溶鋼Ｍｂは、流速０．０５ｍ／ｓ以上でプラズマ領域５０を流れる。そうすると、溶鋼Ｍｂは、プラズマ加熱装置２０によって直接加熱される高温領域５１の溶鋼Ｍを十分に攪拌しながら、プラズマ加熱領域５０において湯面Ｍ_１と平行な方向に流れる。このようにプラズマ加熱領域５０を流れる溶鋼Ｍｂは、プラズマ加熱装置２０によって十分かつ均一に加熱される。なお、プラズマ加熱領域５０においても、溶鋼Ｍ中に含まれる介在物やスラグが湯面Ｍ_１に浮上し、第２の上堰３１により捕集される。

そして第２の上堰３１に衝突して、溶鋼Ｍｃは、第２の上堰３１と第２の下堰４１の間を下降し、流出口１２に向かって流れる。

一方、この定業操業時において、上述のように第１の下堰４０の上流側の溶鋼Ｍａは上昇流を形成する。そうすると、ベルヌーイの定理により第１の下堰４０の上流側の溶鋼Ｍａの圧力が、第１の下堰４０の下流側、すなわち下堰間領域５２の溶鋼Ｍｄの圧力よりも低くなる。この圧力差により、下堰間領域５２の溶鋼Ｍｄが第１の貫通孔４２を通過して上流側に流れる逆流が発生する。したがって、下堰間領域５２内に、プラズマ加熱領域５０から第１の貫通孔４２へ向かう溶鋼Ｍｄの流れが形成される。また、第２の上堰３１と第２の下堰４１の間を下降する溶鋼Ｍｃは、タンディッシュ１の底面１ｂに衝突して、その一部が第２の貫通孔４３を通過して下堰間領域５２内に流入する。したがって、下堰間領域５２内には、第２の貫通孔４３から第１の貫通孔４２へ向かうＭｄの流れも形成される。このように、下堰間領域５２内の溶鋼Ｍｄは滞留することなく第１の貫通孔４２へ向かって流れるので、溶鋼Ｍｄも均一に加熱することができる。

このように十分に加熱された溶鋼Ｍは、図５に示すように流出口１２に向かって流れる。そして、溶鋼Ｍが流出口１２に達するまでの間に、溶鋼Ｍ中に含まれる残りの介在物やスラグのほとんどが湯面Ｍ_１に浮上し分離される。

そして、十分に加熱され、かつ介在物とスラグのほとんどが除去された溶鋼Ｍは、流出口１２から流出し、ノズル１３を通じて連続鋳造機の鋳型に供給される。

その後、操業を停止して、注入ノズル１０からの溶鋼Ｍの供給を停止する。そして、図７に示すようにタンディッシュ１内に残存する残溶鋼Ｎの湯面Ｎ_１が一対の下堰４０、４１の下方になったときに、プラズマ加熱装置２０を停止する。このとき、第１の下堰４０の上流側と下流側で残溶鋼Ｎの圧力差がなくなり、定常操業時に第１の貫通孔４２で発生していた逆流が消滅する。そうすると、操業停止後にタンディッシュ１内に残存する残溶鋼Ｎの大部分が第１の貫通孔４２と第２の貫通孔４３を通過して下流側に流れ、流出口１２から鋳型に流出する。なお、この残溶鋼Ｎはプラズマ加熱装置２０によって加熱されないが、残溶鋼Ｎの流速は速いため、タンディッシュ１内を流れる間にほとんど温度が低下せず、凝固することはない。

以上の実施の形態によれば、一対の上堰３０、３１間に、上記式（１）を満たすように一対の下堰４０、４１を設けたので、溶鋼Ｍが十分な流速（０．０５ｍ／ｓ以上）でプラズマ加熱領域５０を流れる。これによって、プラズマ加熱装置２０により直接加熱された高温領域５１の溶鋼Ｍをプラズマ加熱領域５０内で十分に攪拌することができる。そして、プラズマ加熱領域５０において、溶鋼Ｍが直進する流れを形成することができ、タンディッシュ１内の溶鋼Ｍを効率よく加熱することができる。このように溶鋼Ｍの加熱効率が向上することにより、加熱処理の省エネルギー化を促進できる。また、タンディッシュ１内で十分に溶鋼Ｍを加熱することができるので、タンディッシュ１の上流側の精錬工程の負荷を軽減することができる。

また、上記式（５）を満たすように一対の下堰４０、４１を設けたので、プラズマ加熱領域５０内の溶鋼Ｍは、高温領域５１全体を通過する。このように溶鋼Ｍが高温領域５１を確実に通過するので、タンディッシュ１内の溶鋼Ｍをさらに効率よく加熱することができる。

また、第１の下堰４０に上記式（２）〜上記式（４）を満たすように第１の貫通孔４２を形成したので、下堰間領域５２の溶鋼Ｍが第１の貫通孔４２を通過して上流側に逆流する。これによって、下堰間領域５２内に、プラズマ加熱領域５０から第１の貫通孔４２へ向かう溶鋼Ｍの流れが形成される。また、第２の下堰４１の下端に第２の貫通孔４３を形成したので、第２の下堰４２の下流側の溶鋼Ｍが下堰領域５２内に流入する。これによって、下堰間領域５２内に、第２の貫通孔４３から第１の貫通孔４２へ向かうＭｄの流れも形成される。このように下堰間領域５２内の溶鋼Ｍは滞留することなく第１の貫通孔４２へ向かって流れるので、この溶鋼Ｍも均一に加熱することができる。

特に、第１の貫通孔４２と第２の貫通孔４３を形成したことにより、プラズマ加熱領域５２の溶鋼Ｍの一部と第２の下堰４１の下流側の溶鋼Ｍの一部が、加熱された状態で下堰間領域５２内に流入する。このように加熱された溶鋼Ｍを循環させることにより、タンディッシュ１内の溶鋼Ｍをさらに効率よく加熱することができる。

また、タンディッシュ１内では、溶鋼Ｍ中の介在物やスラグを十分に分離除去することができるので、鋳型に介在物やスラグが入り込むことを防止でき、品質要求のより高い製品を製造することができる。

また、操業停止時においては、第１の下堰４２の上流側に残存する残溶鋼Ｎが第１の貫通孔４２と第２の貫通孔４３を通過して流出口１２に流出する。したがって、操業停止後に第１の下堰４２の上流側に残留する残溶鋼Ｎを極めて少量にすることができ、鋼の歩留まりを向上させることができる。

以上の実施の形態では、プラズマ加熱装置２０としてシングルトーチ式のプラズマ加熱装置を用いたが、図８及び図９に示すようにツイントーチ式のプラズマ加熱装置６０を用いてもよい。プラズマ加熱装置６０は、カソードトーチ６１（陰極）とアノードトーチ６２（陽極）の２つのプラズマトーチを備えている。カソードトーチ６１とアノードトーチ６２は、定常操業時のタンディッシュ１内の溶鋼Ｍの湯面Ｍ_１の上方であって、一対の下堰４０、４１の間にタンディッシュ１の長さ方向（図８中のＹ方向）に並ぶように配置されている。そして、本実施の形態の第１の下堰４０と第２の下堰４１は、図１０及び下記式（６）に示すように、第１の下堰４０と第２の下堰４１間の距離ＬがＲ＋２Ｄ_Ｃ＋２Ｄ_ａ以下になるように配置されている。なお、本実施の形態のタンディッシュ１の他の構成については、前記実施の形態のタンディッシュ１と同様であるので説明を省略する。また、本実施の形態のタンディッシュ１においても、前記実施の形態で説明した上記式（１）〜式（４）を満たしている。
Ｌ≦Ｒ＋２Ｄ_Ｃ＋２Ｄ_ａ・・・・・（６）
但し、Ｌ：第１の下堰４０と第２の下堰４１間の距離（ｍ）、Ｒ：カソードトーチ６１とアノードトーチ６２の中心間距離（ｍ）、Ｄ_Ｃ：カソードトーチ６１の外径（ｍ）、Ｄ_ａ：アノードトーチ６２の外径（ｍ）

上記式（６）の根拠について説明する。ツイントーチ式のプラズマ加熱装置６０においても、シングルトーチ式の場合と同様に、カソードトーチ６１とアノードトーチ６２により発生したプラズマが直接湯面Ｍ_１に衝突する長さは、それぞれカソードトーチ６１の外径Ｄ_Ｃ２倍程度、アノードトーチ６２の外径Ｄ_ａの２倍程度であり、伝熱によってさらにそれぞれ２倍程度の長さの領域が、それぞれのトーチ６１、６２によって高温に加熱される領域となる。ちなみに、カソードトーチ６１とアノードトーチ６２間において、溶鋼Ｍは０．０５ｍ／ｓ以上で流れており、充分に攪拌されるため、プラズマ加熱装置６０を用いた場合の高温領域５１は、カソードトーチ６１とアノードトーチ６２の中心間距離Ｒにかかわらず形成される。したがって、高温領域５１の長さは、カソードトーチ６１とアノードトーチ６２の中心間距離Ｒと、カソードトーチ６１により高温に加熱される領域のうち、カソードトーチ６１の中心より外側の領域（アノードトーチ６２と対向していない領域）の長さである２Ｄ_Ｃと、アノードトーチ６２により高温に加熱される領域のうち、アノードトーチ６２の中心より外側の領域（カソードトーチ６１と対向していない領域）の長さである２Ｄ_ａとを足した長さとなる。そして、プラズマ加熱領域５０において溶鋼Ｍを効率よく加熱するためには、溶鋼Ｍが高温領域５１全体を通過する必要がある。そうすると、一対の下堰４０、４１間の距離Ｌは高温領域５１の長さＲ＋２Ｄ_Ｃ＋２Ｄ_ａ以下となり、上記式（６）が導出される。

なお、本実施の形態のタンディッシュ１の作用及び効果は、前記実施の形態で説明した作用及び効果と同様であるので、説明を省略する。

（ツイントーチ式）
長さ７ｍ、上端幅１．４ｍ、下端幅０．７ｍ、深さ１ｍの２ストランド用タンディッシュであって、カソードトーチとアノードトーチを有するツイントーチ式のプラズマ加熱装置が設けられたタンディッシュを用いて、下記の種々の条件において、プラズマ加熱による熱効率を評価する実験を行った。熱効率については、（プラズマ加熱による溶鋼の熱量増加分）／（プラズマトーチにより照射した熱量）としている。なお、カソードトーチとアノードトーチの外径Ｄ_Ｃ、Ｄ_ａはそれぞれ０．１ｍであり、トーチ中心間距離Ｒは０．３ｍであった。

本実施例では、図８に示したタンディッシュ１において、下堰が１段に設けられた場合と、下堰が２段に設けられ、一対の下堰４０、４１間の距離Ｌが０．６ｍ、０．７ｍ、０．８ｍである場合の４通りの条件で実験を行った。下堰が１段の場合においては、当該下堰はカソードトーチ６１とアノードトーチ６２の中心を結んだ線の中点位置に設けられている。下堰の上端と湯面Ｍ_１との距離Ｈはいずれの場合も０．０５ｍとした。また、プラズマ加熱領域５０の溶鋼Ｍの通過量Ｑを８０ｋｇ／ｓ、溶鋼Ｍの密度ρを７０００ｋｇ／ｍ^３、溶鋼Ｍの最大湯面幅Ｗを１．４ｍとした。

また、下堰が２段に設けられた場合において、第１の貫通孔４２の下端とタンディッシュ内底面１ｂ間の距離ｈ_１を０．１ｍ、第１の貫通孔４２の高さｈ_２を０．０５ｍ、第１の下堰４０の厚みｔを０．１ｍ、プラズマ加熱領域５０の溶鋼Ｍの流路断面積Ｓ_１を０．２２ｍ^２、第１の貫通孔４２の開口面積Ｓ_２を０．０４４ｍ^２とした。したがって、本実施例において、上記式（１）〜式（４）をすべて満たしている。

そして、プラズマ照射条件を１ＭＷとして、熱効率の調査を行った。熱効率の調査において、プラズマ加熱による溶鋼Ｍの熱量増加分としては、取鍋１１内の溶鋼温度を１５５０℃程度で第１の上堰３０へ供給し、プラズマ加熱を行わない場合の第２の上堰３１の出側の温度と、プラズマ加熱を行った場合の第２の上堰３１の出側の温度との差、及び溶鋼供給量から算出した。ちなみに、第１の上堰３０の入側の溶鋼温度を取鍋１１内溶鋼温度とし、また、第２の上堰３１の出側の温度は、第２の上堰３１の出側付近に温度計を設定して測定した。

以上の条件で実験を行った結果を表１に示す。表１中、一対の下堰間の距離Ｌの条件が上記式（６）を満たしていれば「○」が示され、式（６）を満たしていなければ「×」が示されている。また、表１中の熱効率指標は、下堰が１段の場合の熱効率を１として、各条件における熱効率を示している。

表１を参照すると、一対の下堰間の距離Ｌが０．６ｍ又は０．７ｍの場合に熱効率が良い結果が得られ、０．８ｍでは熱効率が低下した。また、０．６ｍの方は若干下堰耐火物上端に溶損傾向が見られたものの、熱効率は０．７ｍよりわずかに良かった。

（シングルトーチ式）
次に、前記実施例と同じサイズのタンディッシュであって、カソードトーチを有するシングルトーチ式のプラズマ加熱装置が設けられたタンディッシュを用いて、下記の種々の条件において熱効率を評価する実験を行った。なお、カソードトーチの外径Ｄは０．１ｍであった。

本実施例では、図１に示したタンディッシュ１において、下堰が１段に設けられた場合と、下堰が２段に設けられ、一対の下堰４０、４１間の距離Ｌが０．３ｍ、０．４ｍ、０．５ｍである場合の４通りの条件で実験を行った。下堰が１段の場合においては、当該下堰はカソードトーチ２１の直下に設けられている。その他の条件については前記実施例と同様であるので説明を省略する。

以上の条件で実験を行った結果を表１に示す。表１中、一対の下堰間の距離Ｌの条件が上記式（５）を満たしていれば「○」が示され、式（５）を満たしていなければ「×」が示されている。表１を参照すると、一対の下堰間の距離Ｌが０．３ｍ又は０．４ｍの場合に熱効率が良い結果が得られ、０．５ｍでは熱効率が低下した。また、０．３ｍの方は若干下堰耐火物上端に溶損傾向が見られたものの、熱効率は０．４ｍよりわずかに良かった。

本発明は、連続鋳造用のタンディッシュを用いて、取鍋から鋳型に溶鋼を供給する際に有用である。

本実施の形態にかかるタンディッシュの構成の概略を示す縦断面の説明図である。 本実施の形態にかかるタンディッシュの横断面の説明図である。 第１の下堰及び第１の貫通孔を側面から見たタンディッシュの縦断面の説明図である。 プラズマ加熱装置周辺のタンディッシュの縦断面の説明図である。 定常操業時のタンディッシュ内の溶鋼の流れの様子を示すタンディッシュの縦断面の説明図である。 定常操業時のプラズマ加熱装置周辺の溶鋼の流れの様子を示すタンディッシュの縦断面の説明図である。 操業停止時にタンディッシュ内に残存する残溶鋼の流れの様子を示すタンディッシュの縦断面の説明図である。 他の実施の形態にかかるタンディッシュの構成の概略を示す縦断面の説明図である。 他の実施の形態にかかるタンディッシュの横断面の説明図である。 プラズマ加熱装置周辺のタンディッシュの縦断面の説明図である。 従来のタンディッシュの構成の概略を示す縦断面の説明図である。 従来のプラズマ加熱装置周辺の溶鋼の流れの様子を示すタンディッシュの縦断面の説明図である。

符号の説明

１ タンディッシュ
１０ 注入ノズル
１１ 取鍋
１２ 流出口
１３ ノズル
１４ 流量調節棒
２０ プラズマ加熱装置
２１ カソードトーチ
２２ アノード
３０ 第１の上堰
３１ 第２の上堰
３２ 支持板
４０ 第１の下堰
４１ 第２の下堰
４２ 第１の貫通孔
４３ 第２の貫通孔
５０ プラズマ加熱領域
５１ 高温領域
５２ 下堰間領域
６０ プラズマ加熱装置
６１ カソードトーチ
６２ アノードトーチ
Ｍ 溶鋼

Claims (2)

1. 鋼の連続鋳造用のタンディッシュであって、
   取鍋からの溶鋼の流入部と鋳型への溶鋼の流出部との間に設けられた一対の上堰と、
   前記一対の上堰間に位置するように設けられた一対の下堰と、
   前記一対の上堰間の上方に設けられ、カソードトーチを備えたシングルトーチ式のプラズマ加熱装置と、を有し、
   前記流入部側の下堰には、当該下堰の厚み方向に貫通する第１の貫通孔が形成され、
   前記流出部側の下堰の下端には、当該下堰の厚み方向に貫通する第２の貫通孔が形成され、
   前記各下堰の上端と定常操業時のタンディッシュ内の溶鋼湯面間の距離は下記式（１）を満たし、
   かつ、前記第１の貫通孔の下端とタンディッシュ内底面間の距離は下記式（２）を満たし、
   かつ、前記第１の貫通孔の高さは下記式（３）を満たし、
   かつ、前記第１の貫通孔の開口面積は下記式（４）を満たし、
   かつ、前記一対の下堰間の距離は下記式（５）を満たすことを特徴とする、連続鋳造用タンディッシュ。
   Ｈ≦Ｑ／（０．０５ρＷ）・・・・・（１）
   ｈ_１≧０．１・・・・・（２）
   ｈ_２≦２ｔ・・・・・（３）
   Ｓ_２≦０．２Ｓ_１・・・・・（４）
   Ｌ≦４Ｄ・・・・・（５）
   但し、Ｈ：各下堰の上端と定常操業時のタンディッシュ内の溶鋼湯面間の距離（ｍ）、Ｑ：プラズマ加熱領域の溶鋼通過量（ｋｇ／ｓ）、ρ：溶鋼密度（ｋｇ／ｍ^３）、Ｗ：溶鋼の最大湯面幅（ｍ）、ｈ_１：第１の貫通孔の下端とタンディッシュ内底面間の距離（ｍ）、ｈ_２：第１の貫通孔の高さ（ｍ）、ｔ：流入部側の下堰の厚み（ｍ）、Ｓ_１：プラズマ加熱領域の溶鋼流路断面積（ｍ^２）、Ｓ_２：第１の貫通孔の開口面積（ｍ^２）、Ｌ：一対の下堰間の距離（ｍ）、Ｄ：カソードトーチの外径（ｍ）
2. 前記プラズマ加熱装置は、シングルトーチ式のプラズマ加熱装置に代えて、カソードトーチとアノードトーチを備えたツイントーチ式のプラズマ加熱装置であって、
   前記一対の下堰間の距離は、前記式（５）に代えて、下記式（６）を満たすことを特徴とする、請求項１に記載の連続鋳造用タンディッシュ。
   Ｌ≦Ｒ＋２Ｄ_Ｃ＋２Ｄ_ａ・・・・・（６）
   但し、Ｌ：一対の下堰間の距離（ｍ）、Ｒ：カソードトーチとアノードトーチの中心間距離（ｍ）、Ｄ_Ｃ：カソードトーチの外径（ｍ）、Ｄ_ａ：アノードトーチの外径（ｍ）

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