JP2011062722A

JP2011062722A - 溶融金属排出用ノズル

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Publication number: JP2011062722A
Application number: JP2009214718A
Authority: JP
Inventors: Arihito Mizobe; 有人溝部
Original assignee: Krosaki Harima Corp
Current assignee: Krosaki Harima Corp
Priority date: 2009-09-16
Filing date: 2009-09-16
Publication date: 2011-03-31
Also published as: TW201111518A; WO2011033829A1; US20120217271A1; CN102497947B; KR20120062876A; AU2010296717B2; CN102497947A; EP2478980A1; BR112012005717A2; CA2771823A1; AU2010296717A1; EP2478980A4

Abstract

【課題】本発明は、溶融金属排出用ノズルの内孔の形状に着目し、エネルギー損失の少ないスムーズ(一定)な溶鋼の流れを作り出すことで、付着物の発生を抑えることが可能な内孔形状を備えた溶融金属排出用ノズルを提供する。
【解決手段】内孔１１の軸方向長さをＬとしたとき、内孔上端１２の半径ｒ(０)が内孔下端１３の半径ｒ(Ｌ)の１.５倍以上であり、内孔の軸に沿って切断した内孔壁面１４の断面形状に屈曲点がなく、内孔上端から下方へ距離ｚの位置における内孔の半径ｒ(ｚ)が、
[〔L/{(r(0)/r(L))^1.5-1}+L〕/〔L/{(r(0)/r(L))^1.5-1}+z〕]^1/1.5×r(L)と、
[〔L/{(r(0)/r(L))⁶-1}+L〕/〔L/{(r(0)/r(L))⁶-1}+z〕]^1/6×r(L)
の範囲内にある形状とする。
【選択図】図１

Description

本発明は、溶融金属容器の底部に設置され、当該溶融金属容器から溶融金属を排出するために、溶融金属が通過する内孔を軸方向に有する溶融金属排出用ノズルに関する。

溶融金属排出用ノズルとして、タンディッシュや取鍋の羽口に嵌合される上ノズルを例に説明すると、上ノズルでは、溶鋼が通過する内孔の壁面にアルミナなどが付着して付着物となり、流路が縮小し、操業を妨げ、ときには、流路が完全に塞がれて操業不可能になる場合もある。そして、付着物の発生を防止する方法としては、例えば、ガス吹き込み口を設けて不活性ガスを吹き込む方法が提案されている（例えば、特許文献１又は２参照）。

しかし、特許文献１や２に記載の上ノズルは、ガス吹き込みのため構造が複雑であり、製造に手間がかかり、操業にもガスが必要なため、コストアップに繋がっていた。また、ガス吹き込み式のノズルであっても、付着物の発生を完全に防止することは難しかった。

ところで、上ノズルとしては、例えば、上方に形成されたテーパー部と、下方に形成されたストレート部とで構成されているもの（図８(ａ)参照）や、テーパー部からストレート部に連続する箇所を円弧状としたもの（図９(ａ)参照）が広く用いられている。なお、図２乃至９における各図(ａ)は、上ノズルをスライディングノズル装置（以下、「ＳＮ装置」という）に設置した状態を示している。そして、一点破線の下は、上プレートの内孔である。また、内孔がずれている個所の下側は、中間プレート又は下プレートの内孔である。

図８(ａ)に示した形状の上ノズル（長さ２３０ｍｍ）内孔を溶鋼が通過する際、内孔壁面に加わる圧力の分布を計算（コンピュータシミュレーションによる流体解析）すると、図８(ｂ)に点線で示すように、内孔形状がテーパーからストレートに変化する位置（内孔上端から１８０ｍｍ）を超えた付近で圧力が急激に変化していることが確認された。

ここで、コンピュータシミュレーションによる流体解析は、Ｆｌｕｅｎｔ社製の流体解析ソフトウェア、商品名「ＦｌｕｅｎｔＶｅｒ．６．３．２６」を使用して行った。
この流体解析ソフトウェアでの入力パラメータは、以下のとおりである。
・計算セル数：約１２万（但し、モデルにより変動あり。）
・流体：水（但し、溶鋼の場合も、相対的に同様に評価できることが確認されている。）
密度９９８．２ｋｇ／ｍ^３
粘度０．００１００３ｋｇ／ｍ・ｓ
・ヘッド高さ（Ｈ´）：１０００ｍｍ
・圧力：入口（溶鋼面）＝（（７００＋ノズル長さｍｍの値）×９．８）Ｐａ（ゲージ圧）
出口（ノズル下端）＝０Ｐａ
・ノズル長さ：２３０ｍｍ
・ＶｉｓｃｏｕｓＭｏｄｅｌ：Ｋ−ｏｍｅｇａ計算

また、図９(ａ)に示した形状の上ノズル（長さ２３０ｍｍ）の内孔を溶鋼が通過する際に、内孔壁面に加わる圧力の分布を計算すると、図９(ｂ)に示すように、内孔形状がテーパーからストレートに変化する図８(ａ)に示した形状の上ノズルに比べて急激な圧力変化が抑えられているものの、円弧状に圧力が変化しており、圧力変化が一定ではないことが確認された。なお、図２乃至９における各図(ｂ)の一点破線から右側は、上プレート内孔壁面に加わる圧力である。

圧力の急激な変化や円弧状の圧力変化は、テーパーからストレートに内孔形状が変化することに伴って、溶鋼の流れが変化するためである。また、溶鋼の流れを意図的に変化させる旋回ノズルでは、溶鋼の流れが変化する付近で付着物が確認されていることなどから、溶鋼のスムーズな流れ、すなわち内孔壁面に対する圧力の変化がほぼ一定な溶鋼の流れを生み出すことで、内孔壁面の付着物を抑えることができるものと思慮される。

溶鋼の流れを一定とするものとしては、転炉の出鋼口の内孔形状に関する発明が提案されている（例えば、特許文献３参照）。

しかし、特許文献３は、溶鋼流中心部に真空部分をつくらないことによって、スラグの巻き込みや酸素、窒素などの混入を抑制するものであり、付着物の発生を防止するものではない。また、特許文献３では、転炉（精錬容器）を対象としており、スラグ巻き込み防止などの効果が重要となるのは、溶鋼排出末期（出鋼時間を５分とすると末期１分程度）である。一方、取鍋やタンディッシュ（鋳込み容器）において、付着物の発生を防止するためには、溶鋼排出末期以外でとくに効果を発揮する必要があり、効果の発揮を期待する時期も異なる。

特開２００７−９０４２３号公報特開２００５−２７９７２９号公報特表２００８−５０１８５４号公報

本発明が解決しようとする課題は、溶融金属流外周部から内孔壁面への圧力安定化を図ることによって、エネルギー損失の少ないスムーズな溶融金属の流れを作り出し、付着物の発生を抑えることが可能な内孔形状を備えた溶融金属排出用ノズルを提供することにある。

本発明は、溶融金属が通過する内孔を軸方向に有する溶融金属排出用ノズルにおいて、
内孔上端の半径ｒ(０)が内孔下端の半径ｒ(Ｌ)の１.５倍以上であり、
前記内孔の軸に沿って切断した断面の内孔壁面を示すラインに屈曲点がなく、
内孔の軸方向長さをＬとしたとき、前記内孔上端から下方へ距離1/4Ｌにおける内孔の半径ｒ(1/4Ｌ)が、
[〔L/{(r(0)/r(L))^1.5-1}+L〕/〔L/{(r(0)/r(L))^1.5-1}+1/4Ｌ〕]^1/1.5×r(L)と、
[〔L/{(r(0)/r(L))⁶-1}+L〕/〔L/{(r(0)/r(L))⁶-1}+1/4Ｌ〕]^1/6×r(L)の範囲内であり、
前記内孔上端から下方へ距離1/2Ｌにおける内孔の半径ｒ(1/2Ｌ)が、
[〔L/{(r(0)/r(L))^1.5-1}+L〕/〔L/{(r(0)/r(L))^1.5-1}+1/2Ｌ〕]^1/1.5×r(L)と、
[〔L/{(r(0)/r(L))⁶-1}+L〕/〔L/{(r(0)/r(L))⁶-1}+1/2Ｌ〕]^1/6×r(L)の範囲内であり、
前記内孔上端から下方へ距離3/4Ｌの位置における内孔の半径ｒ(3/4Ｌ)が、
[〔L/{(r(0)/r(L))^1.5-1}+L〕/〔L/{(r(0)/r(L))^1.5-1}+3/4Ｌ〕]^1/1.5×r(L)と、
[〔L/{(r(0)/r(L))⁶-1}+L〕/〔L/{(r(0)/r(L))⁶-1}+3/4Ｌ〕]^1/6×r(L)の範囲内であることを特徴とする。

本発明では、溶融金属排出用ノズルにおいて溶融金属が通過する内孔の壁面への付着物の発生を抑えることができる。

本発明に係る上ノズルの一例を示す縦断面図である。ｎ＝４の上ノズルの形状及び溶鋼通過時の圧力分布を示す図である。ｎ＝６の上ノズルの形状及び溶鋼通過時の圧力分布を示す図である。ｎ＝１の上ノズルの形状及び溶鋼通過時の圧力分布を示す図である。ｎ＝７の上ノズルの形状及び溶鋼通過時の圧力分布を示す図である。ｎ＝４、１.５Ｄの上ノズルの形状及び溶鋼通過時の圧力分布を示す図である。Ｄ＝１の上ノズルの形状及び溶鋼通過時の圧力分布を示す図である。従来の上ノズルの形状及び溶鋼通過時の圧力分布を示す図である。従来の上ノズルの形状及び溶鋼通過時の圧力分布を示す図である。タンディッシュと上ノズルの軸方向断面のイメージ図である。

以下、本発明を実施するための形態について、上ノズルを例として詳細に説明する。

図１は、溶鋼が通過する内孔の軸方向に沿って本発明に係る上ノズルを切断した断面図の一例である。同図に示すように本発明に係る上ノズル１０は、溶鋼が通過する内孔１１を備え、当該内孔は、タンディッシュや取鍋の羽口に嵌合される大径部１２と、溶鋼を排出する小径部１３と、大径部１２から小径部１３に続く内孔壁面１４とを備えて構成されている。

そして、本発明に係る上ノズルは、内孔上端（大径部１２）の半径ｒ(０)が内孔下端（小径部１３）の半径ｒ(Ｌ)の１.５倍以上であり、内孔１１の軸に沿って切断した断面の内孔壁面１４を示すラインに屈曲点がなく、内孔１１の軸方向長さをＬとしたとき、前記内孔上端から下方へ距離1/4Ｌにおける内孔の半径ｒ(1/4Ｌ)が、
[〔L/{(r(0)/r(L))^1.5-1}+L〕/〔L/{(r(0)/r(L))^1.5-1}+1/4Ｌ〕]^1/1.5×r(L)と、
[〔L/{(r(0)/r(L))⁶-1}+L〕/〔L/{(r(0)/r(L))⁶-1}+1/4Ｌ〕]^1/6×r(L)の範囲内であり、
前記内孔上端から下方へ距離1/2Ｌにおける内孔の半径ｒ(1/2Ｌ)が、
[〔L/{(r(0)/r(L))^1.5-1}+L〕/〔L/{(r(0)/r(L))^1.5-1}+1/2Ｌ〕]^1/1.5×r(L)と、
[〔L/{(r(0)/r(L))⁶-1}+L〕/〔L/{(r(0)/r(L))⁶-1}+1/2Ｌ〕]^1/6×r(L)の範囲内であり、
前記内孔上端から下方へ距離3/4Ｌの位置における内孔の半径ｒ(3/4Ｌ)が、
[〔L/{(r(0)/r(L))^1.5-1}+L〕/〔L/{(r(0)/r(L))^1.5-1}+3/4Ｌ〕]^1/1.5×r(L)と、
[〔L/{(r(0)/r(L))⁶-1}+L〕/〔L/{(r(0)/r(L))⁶-1}+3/4Ｌ〕]^1/6×r(L)の範囲内である。

ここで、図１において、符号１５で示す曲線（ライン）は、
[〔L/{(r(0)/r(L))^1.5-1}+L〕/〔L/{(r(0)/r(L))^1.5-1}+z〕]^1/1.5×r(L) …式Ａ
による半径ｒ(ｚ)の軌跡であり、符号１６で示す曲線（ライン）は、
[〔L/{(r(0)/r(L))⁶-1}+L〕/〔L/{(r(0)/r(L))⁶-1}+z〕]^1/6×r(L) …式Ｂ
による半径ｒ(ｚ)の軌跡である。

すなわち、本発明は、内孔の中心軸に沿って1/4ずつ４分割した各点における内孔の半径ｒ(1/4Ｌ)、ｒ(1/2Ｌ)、ｒ(3/4Ｌ)が図１に符号１５で示す曲線と符号１６で示す曲線との間にあり、かつ、内孔１１の軸に沿って切断した内孔壁面１４を示すラインに屈曲点がないことを条件とする。

この内孔形状の条件について、さらに詳しく説明する。本願発明者は、ノズルの内孔壁面圧分布を高さ方向に対して安定にすることで、エネルギー損失の少ないスムーズ(一定)な溶鋼の流れが作り出されると考え、以下に説明するとおり内孔壁面の急激な圧力変化が抑えられる、本発明の内孔形状を見出した。

まず、上ノズルの内孔を流れる溶鋼量は、上ノズルの下部に設置されるＳＮ装置で制御されるものの、溶鋼の流速を得るエネルギーは、基本的にタンディシュ内の溶鋼のヘッドであることから、内孔上端から距離ｚの位置における溶鋼の流速ｖ(ｚ)は、重力加速度をg、溶鋼のヘッド高さをＨ´、流量係数をｋとすると、
ｖ(ｚ)＝ｋ(２ｇ(Ｈ´＋ｚ))^1/2
で表わされる。

そして、上ノズルの内孔を流れる溶鋼の流量Ｑは、流速ｖと断面積Ａの積であるから、内孔の長さ（上ノズルの長さ）をＬとし、内孔下端における溶鋼の流速をｖ(Ｌ)、内孔下端の断面積をＡ(Ｌ)、重力加速度をｇとすると、
Ｑ＝ｖ(Ｌ)×Ａ(Ｌ)＝ｋ(２ｇ(Ｈ´＋Ｌ))^1/2×Ａ(Ｌ)
で表わされる。

また、内孔内のどの位置で内孔軸に垂直に断面をとっても流量Ｑは一定であることから、内孔上端から距離ｚの位置における断面積Ａ(ｚ)は、
Ａ(ｚ)＝Ｑ/ｖ(ｚ)＝ｋ(２ｇ(Ｈ´＋Ｌ))^1/2×Ａ(Ｌ)／ｋ(２ｇ(Ｈ´＋ｚ))^1/2
で表わされ、両辺をＡ(Ｌ)で割ると、
Ａ(ｚ)／Ａ(Ｌ)＝((Ｈ´＋Ｌ)／(Ｈ´＋ｚ))^1/2
となる。

ここで、円周率をπとすると、Ａ(ｚ)＝πｒ(ｚ)²、Ａ(Ｌ)＝πｒ(Ｌ)²であるから、
Ａ(ｚ)／Ａ(Ｌ)＝πｒ(ｚ)²／πｒ(Ｌ)²＝((Ｈ´＋Ｌ)／(Ｈ´＋ｚ))^1/2
ｒ(ｚ)／ｒ(Ｌ)＝((Ｈ´＋Ｌ)／(Ｈ´＋ｚ))^1/4
となる。

従って、内孔の任意の位置の半径ｒ(ｚ)は、
ｒ(ｚ)＝((Ｈ´＋Ｌ)／(Ｈ´＋ｚ))^1/4 × ｒ(Ｌ) … 式１
で表わされる。

そして、任意の位置の半径ｒ(ｚ)が式１を満たす形状の内孔とすることによって、内孔壁面にかかる圧力がノズル上端（内孔上端）から下方に向かって漸次なだらかに減少し、エネルギー損失の少ないスムーズな整流化された溶鋼の流れとなる。

ところで、このようなＨ´を用いた圧力分布の算出式は、溶鋼がタンディッシュの溶鋼面のヘッド圧により、内孔上端にほぼ垂直方向に直接かつ均一に流れ込むことを前提としている。しかし、実際の操業において溶鋼は、溶鋼排出口の起点たるノズル上端近傍のタンディッシュ底面付近から内孔に向かう多方向からの流れを形成する。従って、内孔における現実の圧力分布を正確に把握するためには、Ｈ´に換えて、ノズル上端近傍のタンディッシュ底面付近からの溶鋼流動に対して影響の大きいヘッド高さを用いる必要がある。

そこで本願発明者は種々シミュレーションによる検討等を行った結果、前記式１においてｚ＝０としたときのＨ´を、計算上のヘッド高さＨ（以下単に「Ｈ」ともいう。）として用いることが有効であること見出した。

すなわち、Ｈは、
Ｈ＝((ｒ(Ｌ)／ｒ(０))^４×Ｌ)／（１−(ｒ(Ｌ)／ｒ(０))^４）
で表わすことができる。

このようにＨは、内孔上端の半径ｒ（０）と内孔下端の半径ｒ（Ｌ）の比の大きさと内孔長さＬで規定され、この計算上のヘッド高さＨが、本発明のノズルの内孔内での溶鋼圧力に影響する。すなわち、前記式１のＨ´に換えてＨを使用した内孔壁面の断面形状によって、内孔上端近傍で発生する急激な圧力変化を抑えることができる。

ここで、Ｈは、ｒ（０）とｒ（Ｌ）の比の関係に変換すると次の式２で表わすことができる。
ｒ(０)／ｒ(Ｌ)＝((Ｈ＋Ｌ)／(Ｈ＋０))^1/4 … 式２

そして、式２から、
ｒ(０)／ｒ(Ｌ)＝(１＋Ｌ／Ｈ)^１／４
Ｌ／Ｈ＝(ｒ(０)／ｒ(Ｌ))^４−１
Ｈ＝Ｌ／((ｒ(０)／ｒ(Ｌ))^４−１) …式３
となる。

Ｈをタンディッシュと上ノズルの軸方向断面のイメージ図に示すと図９のとおりである。なお、内孔上端が前記距離ｚの起点である。

さらに本願発明者は、誠意検討を行い、内孔上端の半径ｒ（０）を内孔下端の半径ｒ（Ｌ）の１.５倍以上とすることで、内孔上端近傍で発生する急激な圧力変化を抑えることができることを見出した。これは、内孔上端の半径ｒ（０）が内孔下端の半径ｒ（Ｌ）の１.５倍未満のとき、タンディッシュや取鍋から上ノズルにかけての形状をなだらかにするための距離を十分に確保することが困難であり、当該形状が急激に変化するからである。なお、内孔上端の半径ｒ（０）は、内孔下端の半径ｒ（Ｌ）の２.５倍以下であることが望ましい。内孔上端の半径ｒ（０）が広いほど、タンディッシュや取鍋の羽口も広くなるなど、現実的ではないからである。

また、本願発明者は、前記式１、すなわち、
ｒ(ｚ)＝((Ｈ´＋Ｌ)／(Ｈ´＋ｚ))^1/4 × ｒ(Ｌ)
において、溶鋼のヘッド高さＨ´に代えて計算上のヘッド高さＨを用いると共に、
ｒ(ｚ)＝((Ｈ＋Ｌ)／(Ｈ＋ｚ))^1/ｎ × ｒ(Ｌ) … 式４
として、ｎの値を変更した断面形状の壁面を備えた内孔形状の上ノズルであれば、ｎ＝４以外であっても、従来に比べてスムーズな溶鋼の流れが形成されるのではないかと考え、ｎの値が異なる壁面形状の内孔を備えた上ノズルについて、内孔壁面に発生する圧力を検証した。
また、計算上のヘッド高さＨは、式３に変数ｎを適用して、
Ｈ＝Ｌ／((ｒ(０)／ｒ(Ｌ))^ｎ−１) … 式５
で表わされる。

そして、式４に式５を代入すれば、
ｒ(z)=[〔L/{(r(0)/r(L))^ｎ-1}+L〕/〔L/{(r(0)/r(L))^ｎ-1}+z〕]^1/n×r(L) … 式６
となる。すなわち、内孔上端から下方へ任意の距離ｚにおける内孔の半径ｒ(ｚ)は、この式６で表わされる。
なお、式６において、ｎ＝１．５の場合が前述の式Ａで示す図１の曲線（ライン）１５であり、ｎ＝６の場合が前述の式Ｂで示す図１の曲線（ライン）１６である。

以下、実施例を用いて本発明をさらに詳細に説明する。なお、各実施例は、本発明の一態様に過ぎず、下記実施例に限定されるものではない。

実施例１では、長さ２３０ｍｍ、内孔大径部の直径１４０ｍｍ、内孔小径部の直径７０ｍｍ、内孔の半径ｒ(z)=[〔L/{(r(0)/r(L))^ｎ-1}+L〕/〔L/{(r(0)/r(L))^ｎ-1}+z〕]^1/n×r(L)がｎ＝４(実施例１)のとき、つまり、図２(ａ)に実線で示すように、内孔の軸に沿って縦方向に切断した上ノズルの内孔壁面を示すラインが
ｒ(ｚ)＝[〔L/{(r(0)/r(L))⁴-1}+L〕/〔L/{(r(0)/r(L))⁴-1}+z〕]^1/4×r(L)
で表わされる上ノズルを用いて、タンディッシュや取鍋のヘッドの高さが１０００ｍｍのときに内孔壁面に加わる圧力の分布を計算した。計算結果を、従来のノズルである図７記載の上ノズルの内孔上端の内壁に加わる圧力を０として、図２(ｂ)に示す。
また、ｎ＝１．５(実施例２)、ｎ＝２(実施例３)、ｎ＝６(実施例４)、ｎ＝１(比較例１)、ｎ＝７(比較例２)のとき、すなわち、内孔の軸に沿って縦方向に切断した上ノズルの内孔壁面を示すラインが、
ｒ(ｚ)＝[〔L/{(r(0)/r(L))^1.5-1}+L〕/〔L/{(r(0)/r(L))^1.5-1}+z〕]^1/1.5×r(L)
で表わされるの上ノズル(実施例２)、
ｒ(ｚ)＝[〔L/{(r(0)/r(L))²-1}+L〕/〔L/{(r(0)/r(L))²-1}+z〕]^1/2×r(L)
で表わされるの上ノズル(実施例３)、
ｒ(ｚ)＝[〔L/{(r(0)/r(L))⁶-1}+L〕/〔L/{(r(0)/r(L))⁶-1}+z〕]^1/6×r(L)
で表わされる上ノズル(実施例４)(図３(ａ)参照)、
ｒ(ｚ)＝[〔L/{(r(0)/r(L))¹-1}+L〕/〔L/{(r(0)/r(L))¹-1}+z〕]^1/1×r(L)
で表わされる上ノズル(比較例１)(図４(ａ)参照)、
ｒ(ｚ)＝[〔L/{(r(0)/r(L))⁷-1}+L〕/〔L/{(r(0)/r(L))⁷-1}+z〕]^1/7×r(L)
で表わされる上ノズル(比較例２)(図５(ａ)参照)を用いて実施例１と同様に内孔壁面に加わる圧力分布を計算し、評価した。評価結果を表１に示す。

実施例１では、内孔上端から下端にかけて徐々に圧力が変化していることが確認された(図２(ｂ)参照)。急激な圧力変化が発生していないことから、溶鋼の流れがほぼ一定であることが分かる。また、実施例２(ｎ＝１.５)及び３(ｎ＝２)においても、実施例１と同様に内孔上端から下端にかけて徐々に圧力が変化していることが確認された。

実施例４(ｎ＝６)では、内孔上端部近傍で大きな圧力変化が確認されたものの、その後は、徐々に圧力が変化していることが確認された(図３(ｂ)参照)。口径が広く、付着物によって問題が発生し難い内孔上端部付近以外は、溶鋼の流れがほぼ一定であることが分かる。

比較例１(ｎ＝１)では、内孔上端から下端にかけて圧力変化が少ないことが確認された(図４(ｂ)参照)。しかし、例えば、図２(ｂ)と図４(ｂ)とを比較すれば明らかなように、上ノズルから上プレートに溶鋼が流れ込んだ後に急激な圧力変化が起こっており、口径が狭く、付着物によって問題が発生し易い個所で、溶鋼の流れが急激に変化していることが確認された。
これは、上ノズルの内孔壁面がテーパー状で、上プレートとの接触部に角が形成されており(図４(ａ)参照)、また、圧力分布に傾斜が少なく、内孔下端でも高い圧力を維持しているためであると思慮される(図４(ｂ)参照)。

比較例２(ｎ＝７)では、図５に示すように、内孔上端部近傍で約１００ｐｓから大きく圧力が変化している。すなわち、図７に示した従来の上ノズルよりも内孔上端部近傍で大きな圧力が発生した後、非常に大きく圧力が変化することが確認された。また、比較例２では、内孔上端部近傍で内孔の径が急激に減少しており、口径が狭く、付着物によって問題が発生し易い個所で、溶鋼の流れが急激に変化していることが分かる。

このように本発明では、上ノズル内孔を溶鋼が通過する際に、内孔壁面に加わる圧力の変化がほぼ一定であることから、溶鋼の流れがエネルギー損失の少ない一定の流れであることが分かる。なお、取鍋では、湯面が約４０００ｍｍから徐々に下がり、タンディッシュにおいても、湯面が５００ｍｍ程度のものもある。しかし、先ほども述べたように、羽口に流れ込む溶鋼は、タンディッシュや取鍋の底面に近い位置にある溶鋼であり、湯面の高さが変化することによって、圧力の値こそ変化するものの、圧力分布は、前記各実施例、比較例と同様である。

次に、本発明者は、内孔壁面に角（屈曲点）が形成されていない滑らかなノズル、すなわち、内孔縦断面の曲線がｒ(ｚ)のｚに対する微分(ｄ(ｒ(ｚ))／ｄｚ)が連続する曲線となるノズルについて検討を行った。
具体的には、内孔の中心軸に沿って１／４ずつ等分した３点を管理基準として、内孔縦断面の曲線が式６と一致しない滑らかな曲線の上ノズルについて検討を行った。内孔上端、下端、上記３点の計５点を特定することで、屈曲点を備えない滑らかな内孔形状は略特定される。このため、管理基準を満たすのであれば、内孔形状に多少の違いがあっても、その差は軽微であり、圧力変化に関して同様の傾向を示すものと思慮されるからである。

実施例５では、長さ２３０ｍｍ、内孔大径部の直径１４０ｍｍ、内孔小径部の直径７０ｍｍ、内孔中心軸に沿って１／４ずつ等分した３点の内孔壁面が、それぞれ、ｎ＝６、４、１．５の式６の値に近似し、屈曲点の無い内孔を備えた上ノズルを用いて、実施例１と同様に内孔壁面に加わる圧力の分布を計算し、評価した。評価結果を表２に示す。
また、上記３点がそれぞれｎ＝４、６、４の式６の値に近似する場合(実施例６)、ｎ＝２、４、６の式６の値に近似する場合(実施例７)、ｎ＝７、６、４の式６の値に近似する場合(比較例３)についても、実施例１と同様に内孔壁面に加わる圧力分布を計算し、評価した。評価結果を表２に示す。

実施例５では、実施例４と同様に、内孔上端部近傍で大きな圧力変化が確認されたものの、その後は、徐々に圧力が変化していることが確認された。口径が広く、付着物によって問題が発生し難い内孔上端部付近以外は、溶鋼の流れがほぼ一定であることが分かる。

実施例６及び７では、実施例１と同様に、内孔上端から下端にかけて徐々に圧力が変化していることが確認された。急激な圧力変化が発生していないことから、溶鋼の流れがほぼ一定であることが分かる。

比較例３では、比較例２と同様に、大きな圧力が内孔上端部近傍で発生した後、急激に減少することが確認された。また、内孔上端部近傍で内孔の径が急激に減少することから、口径が狭く、付着物によって問題が発生し易い個所で、溶鋼の流れが急激に変化していることが分かる。

このように、上ノズルの内孔形状が式６から多少ずれた場合でも、内孔中心軸に沿って１／４ずつ等分した３点の内孔壁面が、それぞれ、ｎ＝１．５〜６の範囲の式６の値に近似し、屈曲点の無い内孔を備えた上ノズルであれば、従来に比べて良好な流れを作り出すことが分かる。

また、本発明者は、本発明にかかる上ノズルの内孔壁面にかかる圧力分布と、内孔上端と下端の内径の比との関係について検討を行った。
実施例８では、長さ２３０ｍｍ、内孔小径部の直径が７０ｍｍ、内孔大径部の直径が内孔下端(内孔小径部)の径Ｄの約１.５倍(１.５４Ｄ)である１０８ｍｍ、内孔の半径ｒ(ｚ)が、ｎ＝１．５、４、６のとき、つまり、
ｒ(ｚ)＝[〔L/{(r(0)/r(L))^1.5-1}+L〕/〔L/{(r(0)/r(L))^1.5-1}+z〕]^1/1.5×r(L)
ｒ(ｚ)＝[〔L/{(r(0)/r(L))⁴-1}+L〕/〔L/{(r(0)/r(L))⁴-1}+z〕]^1/4×r(L)
ｒ(ｚ)＝[〔L/{(r(0)/r(L))⁶-1}+L〕/〔L/{(r(0)/r(L))⁶-1}+z〕]^1/6×r(L)
で表わされる上ノズルを用いて実施例１と同様に内孔壁面に加わる圧力分布を計算し、評価した。評価結果を表３に示す。また、一例として、ｎ＝４の場合の内孔形状、及び計算結果を図６に示す。
さらに、内孔大径部の直径が内孔下端(内孔小径部)の径Ｄの２倍(２Ｄ)である１４０ｍｍ（実施例９）、４倍(４Ｄ)である２８０ｍｍ（実施例１０）、約１倍(１.０６Ｄ)である７３ｍｍ（比較例４）の場合についても、実施例８と同様に、内孔の半径ｒ(ｚ)がｎ＝１．５、４、６のとき、内孔壁面に加わる圧力分布を計算し、評価した。評価結果を表３に示す。また、一例として、比較例４のｎ＝４の場合の内孔形状、及び計算結果を図７に示す。

内孔の径の比が約１倍(１.０６Ｄ)である比較例４では、内孔上端部近傍の圧力変化が激しいが、内孔の径の比が約１.５倍(１.５４Ｄ)である実施例８や、２倍(２Ｄ)である実施例９、４倍(４Ｄ)である実施例１０では、内孔上端部近傍でもほぼ一定の圧力変化であることが確認された。内孔壁面の形状が前記ｒ(ｚ)で表わされる場合、内孔の径が広がるにつれて、タンディッシュや取鍋から上ノズルに続く壁面はなだらかとなることから、内孔上端の径を内孔下端の径の１.５倍以上とすることで、内孔上端部近傍の急激な圧力変化を抑えることができることが分かる。

また、従来のノズルや、比較例１乃至４おける圧力変化から、角や角に近い形状があると、急激な圧力変化が確認されることから、内孔の半径ｒ(ｚ)が、
[〔L/{(r(0)/r(L))^1.5-1}+L〕/〔L/{(r(0)/r(L))^1.5-1}+z〕]^1/1.5×r(L)と、
[〔L/{(r(0)/r(L))⁶-1}+L〕/〔L/{(r(0)/r(L))⁶-1}+z〕]^1/6×r(L)との間の形状であって、内孔壁面に角（屈曲点）が形成されていない滑らかな断面形状、すなわちｒ(ｚ)のｚに対する微分(ｄ(ｒ(ｚ))／ｄｚ)が連続する断面形状とすることで、溶鋼の流れを一定とし、付着物の発生を抑えることができることが分かる。

なお、内孔上端部近傍の形状は、ストッパなどの要因で決まることもあるが、内径が大きいため、付着物による影響が小さい。一方、内孔下端部近傍は、製造時に器具を挿入するため、直胴部にせざるを得ないといった製造上の関係などで形状が決まる場合もあるが、本発明を適用した場合でも、内孔下端部近傍は、直胴に近い形状となるため、付着抑制効果に対する影響は小さい。従って、内孔上端部近傍や内孔下端部近傍を除いて、内孔壁面の断面を屈曲点の無い形状としてもよい。
ここで、屈曲点のない形状としては、例えば、
ｒ(z)=[〔L/{(r(0)/r(L))^ｎ-1}+L〕/〔L/{(r(0)/r(L))^ｎ-1}+z〕]^1/n×r(L)(ｎ：1.5〜6)
で示されるｒ(z)のｚ微分が連続する断面形状が挙げられる。また、Ａｒガスなどを吹き込むバブリング構造を備えてもよい。
さらに上記各実施例では、上ノズルを例に説明しているが、本発明にかかる溶融金属排出用ノズルは上ノズルに限られるものではなく、例えばオープンノズルなど、溶融金属の高さがほぼ一定なタンディッシュなどの容器に取り付けられるノズルに適用することができる。

１０…上ノズル、１１…内孔、１２…大径部、１３…小径部、１４…内孔壁面、１５…ｎ＝１.５のときの内孔壁面、１６…ｎ＝６のときの内孔壁面。

Claims

溶融金属が通過する内孔を軸方向に有する溶融金属排出用ノズルにおいて、
内孔上端の半径ｒ(０)が内孔下端の半径ｒ(Ｌ)の１.５倍以上であり、
前記内孔の軸に沿って切断した断面の内孔壁面を示すラインに屈曲点がなく、
内孔の軸方向長さをＬとしたとき、前記内孔上端から下方へ距離1/4Ｌにおける内孔の半径ｒ(1/4Ｌ)が、
[〔L/{(r(0)/r(L))^1.5-1}+L〕/〔L/{(r(0)/r(L))^1.5-1}+1/4Ｌ〕]^1/1.5×r(L)と、
[〔L/{(r(0)/r(L))⁶-1}+L〕/〔L/{(r(0)/r(L))⁶-1}+1/4Ｌ〕]^1/6×r(L)の範囲内であり、
前記内孔上端から下方へ距離1/2Ｌにおける内孔の半径ｒ(1/2Ｌ)が、
[〔L/{(r(0)/r(L))^1.5-1}+L〕/〔L/{(r(0)/r(L))^1.5-1}+1/2Ｌ〕]^1/1.5×r(L)と、
[〔L/{(r(0)/r(L))⁶-1}+L〕/〔L/{(r(0)/r(L))⁶-1}+1/2Ｌ〕]^1/6×r(L)の範囲内であり、
前記内孔上端から下方へ距離3/4Ｌの位置における内孔の半径ｒ(3/4Ｌ)が、
[〔L/{(r(0)/r(L))^1.5-1}+L〕/〔L/{(r(0)/r(L))^1.5-1}+3/4Ｌ〕]^1/1.5×r(L)と、
[〔L/{(r(0)/r(L))⁶-1}+L〕/〔L/{(r(0)/r(L))⁶-1}+3/4Ｌ〕]^1/6×r(L)の範囲内である
ことを特徴とする溶融金属排出用ノズル。