JP2017177160A - 多ストランド連続鋳造用タンディッシュ - Google Patents

Abstract

【課題】ストランド間の温度偏差を低減できる多ストランド連続鋳造用タンディッシュを提供する。【解決手段】本発明は、列設される３以上６以下の供給孔を底面に有し、溶湯を分配する長方形状の分配室と、この分配室の側方に仕切堤を介して接続され、溶鋼が注入される注入室とを備える多ストランド連続鋳造用タンディッシュであって、仕切堤が分配室の長手方向に列設され、中心軸が分配室側で交差しない複数の貫通孔を有し、複数の貫通孔の中心軸上における貫通孔出口から対向する分配室側壁までの距離ＬＰＰが下記式（１）を満たし、平面視で、隣接する一対の貫通孔の中心軸の間に１の供給孔が存在し、この一対の貫通孔の中心軸の分配室側壁との一対の交点と上記１の供給孔の重心から分配室側壁への垂線の足との距離ＤＬ１及びＤＬ２が下記式（２）を満たすことを特徴とする。ＬＰＰ＜１０×ｄ ・・・（１）｜ＤＬ１−ＤＬ２｜＞ＬＬ１＋ＬＬ２ ・・・（２）【選択図】図１

Description

本発明は、多ストランド連続鋳造用タンディッシュに関する。

連続鋳造設備では、転炉や二次精錬設備等から出鋼された溶鋼を取鍋によってタンディッシュまで搬送し、取鍋内の溶鋼をタンディッシュへ注入後、このタンディッシュから鋳型へ溶鋼を供給することで、溶鋼を連続的に鋳造する。

このような連続鋳造設備に用いられるタンディッシュとしては、取鍋から溶鋼が注入される注入室と、供給孔によるストランドで溶鋼を鋳型に分配する分配室とを備え、平面視でＴ型形状を有するＴ型タンディッシュが一般的に用いられる。

このようなタンディッシュにおいて、ストランドの数が多くなると、注入室から各供給孔までの距離の差に応じて発生する溶鋼の滞留時間の差が大きくなり、鋳型注入時の温度の偏差が大きくなる。このようにして温度の偏差が大きくなり、高温又は低温の溶鋼が鋳型に注入されると、操業トラブルや品質低下が発生し易くなる。

そこで、このような不都合を低減するために、注入室と分配室との間の仕切堤の形状を最適化する方法が提案されている（特開２０１０−１６７４５７号公報）。

しかし、上記公報に開示されるタンディッシュでは、供給孔の数が３以上の場合について検討されていないため、３以上の供給孔による多ストランドの条件では温度偏差の低減効果が奏されない可能性がある。

特開２０１０−１６７４５７号公報

上記不都合に鑑みて、本発明は、ストランド間の温度偏差を低減できる多ストランド連続鋳造用タンディッシュを提供することを課題とする。

上記課題を解決するためになされた発明は、列設される３以上６以下の供給孔を底面に有し、溶湯を分配する長方形状の分配室と、この分配室の側方に仕切堤を介して接続され、溶鋼が注入される注入室とを備える多ストランド連続鋳造用タンディッシュであって、上記仕切堤が分配室の長手方向に列設され、中心軸が上記分配室側で交差しない複数の貫通孔を有し、上記複数の貫通孔の中心軸上における貫通孔出口から対向する分配室側壁までの距離ＬＰＰが下記式（１）を満たし、平面視で、隣接する一対の上記貫通孔の中心軸の間に１の上記供給孔が存在し、この一対の貫通孔の中心軸の分配室側壁との一対の交点と上記１の供給孔の重心から分配室側壁への垂線の足との距離ＤＬ１及びＤＬ２が下記式（２）を満たすことを特徴とする。
ＬＰＰ＜１０×ｄ ・・・（１）
｜ＤＬ１−ＤＬ２｜＞ＬＬ１＋ＬＬ２ ・・・（２）
上記式（１）中、ｄは貫通孔の水理直径を意味する。上記式（２）中、ＬＬ１及びＬＬ２は、それぞれ下記式（３）及び（４）で示される値である。
ＬＬ１＝２０００００×（ｄ１／（ＬＰＰ１×０．５×（ＤＬ１＋ＤＬ２））） ・・・（３）
ＬＬ２＝２０００００×（ｄ２／（ＬＰＰ２×０．５×（ＤＬ１＋ＤＬ２））） ・・・（４）
上記式（３）及び（４）中、ｄ１及びｄ２は一対の貫通孔の水理直径を意味し、ＬＰＰ１及びＬＰＰ２は、一対の貫通孔の中心軸上における貫通孔出口から対向する分配室側壁までの距離を意味する。

当該多ストランド連続鋳造用タンディッシュは、上記距離ＬＰＰが上記式（１）を満たすことで貫通孔からの吐出流を噴流が発達する前に壁面に衝突させることができるため、吐出流を安定させることができる。また、当該多ストランド連続鋳造用タンディッシュは、上記距離ＤＬ１及びＤＬ２が上記式（２）を満たすことで、隣接する一対の貫通孔からこれらの貫通孔の中心軸の間に存在する供給孔への流れが衝突して滞留域が発生することを防止できる。これらの結果、当該多ストランド連続鋳造用タンディッシュはストランド間の温度偏差を著しく低減できる。

なお、「水理直径」とは、貫通孔の吐出方向に垂直な面における出口の真円換算の直径を意味する。

以上のように、本発明の多ストランド連続鋳造用タンディッシュは、ストランド間の温度偏差を低減できる。

本発明の一実施形態の多ストランド連続鋳造用タンディッシュを示す模式的平面図である。 図１の多ストランド連続鋳造用タンディッシュの一部を拡大した模式的平面図である。 溶鋼の滞留領域を説明するための模式図である。

以下、適宜図面を参照しつつ、本発明の実施の形態を詳説する。

図１に示す本発明の一実施形態に係る多ストランド連続鋳造用タンディッシュは、溶鋼を分配する長方形状の分配室１と、この分配室１の側方に仕切堤２を介して接続され、溶鋼が注入される注入室３とを備える。この多ストランド連続鋳造用タンディッシュはいわゆるＴ型タンディッシュである。

＜分配室＞
分配室１は、平面視長方形状であり、長手方向一列に列設される３以上６以下の複数の供給孔４を底面に有する。この供給孔４により多数のストランドが形成され、鋳型に溶鋼が供給される。複数の供給孔４の直径は、同一であっても異なっていてもよい。

複数の供給孔４は、分配室１の長手方向に平行な軸上に列設されることが好ましい。また、複数の供給孔４の分配室１の短手方向の位置、隣接する供給孔４の間隔や、列の端の供給孔４と分配室１の短手方向の壁との距離などは、後述する条件を満たす限り限定されない。

なお、分配室１は、仕切堤２と対向する側壁に、貫通孔５からの吐出流が衝突する領域を有する。

＜仕切堤＞
仕切堤２は、分配室１と注入室３とを仕切る壁体であり、複数の貫通孔５を有する。この貫通孔５によって、分配室１と注入室３とが連通されている。また、複数の貫通孔５は、分配室１でその中心軸が交わらないように形成される。これにより、貫通孔５の吐出流同士が分配室壁面の手前で衝突して、流れが不規則に変化し、供給孔４への短絡流や対流域が発生することを防止できる。なお、吐出流が分配室壁面に衝突してもその後の流れは壁面に沿って一定に発生するため、流れは大きく乱れない。ここで、図１では複数の貫通孔５を平面視でその中心軸が放射状に向くように配設しているが、貫通孔５は分配室１でその中心軸が交わらなければ、このような配置に限定されない。

貫通孔５の数は２以上であれば特に限定されないが、上限としては例えば６である。また、貫通孔５の水理直径や配設位置は、後述する条件を満たす限り限定されない。なお、図１の当該多ストランド連続鋳造用タンディッシュでは、２つの貫通孔５が仕切堤２に形成され、中央の供給孔４とこの供給孔４に隣接する一方（左側）の供給孔４との間と、上記中央の供給孔４とこの供給孔４に隣接する他方（右側）の供給孔４との間とに、それぞれ１つの貫通孔５からの吐出流が形成される。

貫通孔５の断面形状は特に限定されず、真円、楕円、四角形等とするこことができる。また、貫通孔５は軸方向に断面形状が変化してもよく、分配室１での断面（出口）と注入室３での断面（入口）との形状が異なっていてもよい。また、複数の貫通孔５の出口断面は同一でも異なっていてもよい。

貫通孔５の水理直径は、例えば５０ｍｍ以上５００ｍｍ以下とすることができる。

仕切堤２は、分配室１の長手方向の壁の一部と置き換わって分配室１の壁の一部を構成するように配設される。仕切堤２の配設位置は特に限定されないが、溶鋼を均質に鋳型に供給する観点から、分配室１の長手方向中央に設けることが好ましい。

仕切堤２の厚さや平面視形状は、所望の貫通孔５を形成できれば特に限定されないが、例えば図１に示すような分配室１の長手方向の側壁と平行な中央部と、この中央部の端部とそれぞれ連続し、貫通孔５が形成される一対の翼部とを有する形状とすることができる。上記翼部は、壁面が貫通孔５の中心軸と垂直となるように平面視で分配室１の長手方向の側壁に対し傾斜して配設されている。なお、１つの中央部又は翼部に複数の貫通孔５が形成されてもよい。

また、仕切堤２は、分配室１及び注入室３の上面まで到達する必要はなく、溶鋼が仕切堤２を超えて分配室１側に溢れない高さがあればよい。

＜注入室＞
注入室３は、取鍋から溶鋼が注入される部屋であり、仕切堤２の貫通孔５を介して溶鋼を分配室１に供給する。注入室３の形状は仕切堤２を介して分配室１と接続できれば特に限定されない。

＜貫通孔及び供給孔の関係＞
図２に示すＫ番目（Ｋ＝１〜貫通孔の数）の貫通孔５（Ｋ）の中心軸ＬＰ（Ｋ）上における貫通孔出口Ｐｈｏｕｔ（Ｋ）から対向する分配室側壁までの距離ＬＰＰ（Ｋ）は、下記式（１）を満たす。
ＬＰＰ（Ｋ）＜１０×ｄ（Ｋ） ・・・（１）

上記式（１）中、ｄ（Ｋ）は貫通孔５（Ｋ）の水理直径である。上記距離ＬＰＰ（Ｋ）が１０×ｄ（Ｋ）以上であると、貫通孔５（Ｋ）からの吐出流が分配室側壁に衝突する前に大きく拡散し、流れの向きが不安定になるおそれがある。なお、上記式（１）の右辺は、３次元自由噴流でコア領域が残る条件であり、「噴流工学 −基礎と応用−（森北出版）」に記載されるように噴流が周りの流体を巻き込まない初期領域の長さである。

なお、上記（１）式の右辺としては、９×ｄ（Ｋ）が好ましく、８×ｄ（Ｋ）がさらに好ましい。

また、平面視で、隣接する一対の上記貫通孔５（１），５（２）の中心軸ＬＰ（１），ＬＰ（２）の間に１の上記供給孔４が存在し、この一対の貫通孔５（１），５（２）の中心軸ＬＰ（１），ＬＰ（２）の分配室側壁との一対の交点ＰＬＭＳ（１），ＰＬＭＳ（２）と上記１の供給孔４の重心から分配室側壁への垂線の足ＰＦとの距離ＤＬ１及びＤＬ２が下記式（２）を満たす。
｜ＤＬ１−ＤＬ２｜＞ＬＬ１＋ＬＬ２ ・・・（２）

上記式（２）中、ＬＬ１及びＬＬ２は、それぞれ下記式（３）及び（４）で示される値である。
ＬＬ１＝２０００００×（ｄ１／（ＬＰＰ１×０．５×（ＤＬ１＋ＤＬ２））） ・・・（３）
ＬＬ２＝２０００００×（ｄ２／（ＬＰＰ２×０．５×（ＤＬ１＋ＤＬ２））） ・・・（４）

上記式（３）及び（４）中、ｄ１及びｄ２は一対の貫通孔５（１），５（２）の水理直径を意味し、ＬＰＰ１及びＬＰＰ２は、一対の貫通孔５（１），５（２）の中心軸ＬＰ（１），ＬＰ（２）上における貫通孔出口Ｐｈｏｕｔ（１），Ｐｈｏｕｔ（２）から対向する分配室側壁までの距離を意味する。

ここで、上記式（２）〜（４）の導出について図３を用いて説明する。ノズルからの吐出流が分配室側壁に衝突する第１衝突までの衝突噴流における滞留開始位置から第１衝突点までの距離Ｌ０は、ノズル径をＤ、ノズル出口から第１衝突点までの距離をＬ１とすると、下記式（５）で表される。下記式（５）中、ｋ１は比例定数である。
Ｌ０＝ｋ１×Ｄ／Ｌ１ ・・・（５）

さらに、隣接するノズルからの吐出流同士が衝突する第２衝突までの衝突噴流における滞留開始位置から第２衝突点までの距離Ｌ’０は、側壁を基準とする噴流境界層の厚みをＴ、第１衝突点から第２衝突点までの距離をＬ２とすると、下記式（６）で表される。下記式（６）中、ｋ２は比例定数である。
Ｌ’０＝ｋ２×２×Ｔ／Ｌ２ ・・・（６）

ここで、噴流境界層の厚みＴは、滞留開始位置から第１衝突点までの距離Ｌ０に比例するから、この関係と、式（５）及び（６）とにより、下記式（７）が導かれる。下記式（７）中、ｋ３は比例定数である。
Ｌ’０＝ｋ３×Ｄ／（Ｌ１×Ｌ２） ・・・（７）

上記式（７）において、ノズル出口から第１衝突点までの距離Ｌ１は、上記式（３）及び（４）のＬＰＰ１又はＬＰＰ２に相当し、さらに第１衝突点から第２衝突点までの距離Ｌ２が隣接するノズル間の距離の半分であるとすると、Ｌ２＝０．５×（ＤＬ１＋ＤＬ２）となる。そのため、式（３）及び（４）で表されるＬＬ１及びＬＬ２は、第２衝突までの衝突噴流における滞留開始位置から第２衝突点までの距離Ｌ’０に該当する。すなわち、式（３）及び（４）は式（７）のｋ３を２０００００としたものである。

従って、隣接するノズルのそれぞれの滞留開始位置から第２衝突点までの距離Ｌ’０（ＬＬ１及びＬＬ２）の和よりも、第２衝突点から供給孔４までの距離（｜ＤＬ１−ＤＬ２｜）が大きくなる上記式（２）を満たすことで、貫通孔５（１），５（２）からの吐出流の衝突によって生じる滞留域を低減できる。

＜利点＞
当該多ストランド連続鋳造用タンディッシュは、上記距離ＬＰＰが上記式（１）を満たすことで貫通孔５からの吐出流を噴流が発達する前に壁面に衝突させることができるため、吐出流を安定させることができる。また、当該多ストランド連続鋳造用タンディッシュは、上記距離ＤＬ１及びＤＬ２が上記式（２）を満たすことで、隣接する一対の貫通孔５からこれらの貫通孔５の中心軸の間に存在する供給孔４への流れが衝突して滞留域が発生することを防止できる。これらの結果、当該多ストランド連続鋳造用タンディッシュはストランド間の温度偏差を著しく低減できる。

従って、当該多ストランド連続鋳造用タンディッシュを用いた連続鋳造方法によれば、ストランド間の温度偏差を著しく低減できるため、操業トラブルを避けつつ、高品質の鋳造品を製造することができる。

［その他の実施形態］
当該スラグの処理方法は、上記実施形態に限定されるものではない。

当該多ストランド連続鋳造用タンディッシュは、隣接する一対の貫通孔が供給孔と上述の条件を満たせば良いので、隣接する供給孔との間に吐出経路が形成されない供給孔が存在してもよい。

以下、実施例によって本発明をさらに詳細に説明するが、本発明はこれらの実施例に限定されるものではない。

市販の熱流動計算ソフト（「ＡＮＳＹＳ Ｆｌｕｅｎｔ１６」）を用いて、以下の計算条件でタンディッシュの形状とストランドの温度偏差との関係をシミュレーションした。
・溶鋼
密度：７０００ｋｇ／ｍ^３
粘性係数：０．００５６ｋｇ／ｍ／ｓ
熱伝導率：２９．３Ｗ／ｍ／Ｋ
比熱：６２７Ｊ／ｋｇ／Ｋ
熱膨張率：０．００００１１５／Ｋ
・貫通孔出口
水理直径モデル
乱流強度：５０％
注入温度：１５００℃
・分配室壁
流動：スリップ無（Ｎｏ−Ｓｌｉｐ）
熱伝達係数：５Ｗ／ｍ^２／Ｋ
雰囲気温度：３０℃
・湯面
流動：スリップ有（Ｓｌｉｐ）
熱伝達係数：３０Ｗ／ｍ^２／Ｋ
雰囲気温度：５００℃
・介在物
密度：３８００ｋｇ／ｍ^３
直径：１５０μｍ
浮上速度の計算：Ａｌｌｅｎ及びＳｔｏｋｅｓの式
・計算モデル
Ｒｅａｌｉｚｅｄ Ｋ−ε 単相流乱流
定常伝熱（Ｂｏｕｓｓｉｎｅｓｑ）モデル
介在物はＥｕｌｅｒ移流モデル

タンディッシュについては、図１に示す構造（貫通孔の数：２、ストランド（供給孔）の数：５）を有し、表１に示す貫通孔の水理直径ｄ１及びｄ２、距離ＬＰＰ１及びＬＰＰ２、並びに距離ＤＬ１及びＤＬ２を有する実施例１〜８及び比較例１〜６のタンディッシュを設計した。なお、実施例８及び比較例５は図１の最も右側（右端）の供給孔を有さないストランド数が４の構成とし、実施例７及び比較例６は図１の左端及び右端の供給孔を有さないストランド数が３の構成とした。

各実施例及び比較例の上記タンディッシュについて、以下の評価を行った。

［温度偏差］
各ストランドの鋳型への注入温度の偏差（最大値と最小値の差）を計算した。

表２に上記温度偏差の結果を示す。

表２に示されるように、本願発明の構成を満たさない比較例１〜６では温度偏差が大きいのに対し、実施例１〜８では、温度偏差が７℃以下に抑えられており、ストランド間の温度偏差を大きく低減できている。なお、温度偏差が７℃を超えると、ノズル詰まり（ブレークアウト）の発生率が急激に上昇する。

比較例１、２、４〜６は、式（２）を満たさないため、滞留が発生し温度偏差が大きくなったと考えられる。また、比較例３は、上記式（１）を満たさないため、噴流が発生し流路が乱れて温度偏差が大きくなったと考えられる。

また、供給孔の数及び貫通孔の水理直径が同じ実施例１〜４を比較すると、｜ＤＬ１−ＤＬ２｜の値が最も小さい実施例４が温度偏差の低減に優れていた。従って、式（２）を満たしつつ、｜ＤＬ１−ＤＬ２｜が小さくなる配置が好ましいことが推測される。

本発明の多ストランド連続鋳造用タンディッシュは、ストランド間の温度偏差を低減できる。

１ 分配室
２ 仕切堤
３ 注入室
４ 供給孔
５ 貫通孔

Claims (1)

1. 列設される３以上６以下の供給孔を底面に有し、溶湯を分配する長方形状の分配室と、この分配室の側方に仕切堤を介して接続され、溶鋼が注入される注入室とを備える多ストランド連続鋳造用タンディッシュであって、
   上記仕切堤が分配室の長手方向に列設され、中心軸が上記分配室側で交差しない複数の貫通孔を有し、
   上記複数の貫通孔の中心軸上における貫通孔出口から対向する分配室側壁までの距離ＬＰＰが下記式（１）を満たし、
   平面視で、隣接する一対の上記貫通孔の中心軸の間に１の上記供給孔が存在し、この一対の貫通孔の中心軸の分配室側壁との一対の交点と上記１の供給孔の重心から分配室側壁への垂線の足との距離ＤＬ１及びＤＬ２が下記式（２）を満たすことを特徴とする多ストランド連続鋳造用タンディッシュ。
   ＬＰＰ＜１０×ｄ ・・・（１）
   ｜ＤＬ１−ＤＬ２｜＞ＬＬ１＋ＬＬ２ ・・・（２）
   上記式（１）中、ｄは貫通孔の水理直径を意味する。上記式（２）中、ＬＬ１及びＬＬ２は、それぞれ下記式（３）及び（４）で示される値である。
   ＬＬ１＝２０００００×（ｄ１／（ＬＰＰ１×０．５×（ＤＬ１＋ＤＬ２））） ・・・（３）
   ＬＬ２＝２０００００×（ｄ２／（ＬＰＰ２×０．５×（ＤＬ１＋ＤＬ２））） ・・・（４）
   上記式（３）及び（４）中、ｄ１及びｄ２は一対の貫通孔の水理直径を意味し、ＬＰＰ１及びＬＰＰ２は、一対の貫通孔の中心軸上における貫通孔出口から対向する分配室側壁までの距離を意味する。
   
   

Images