JP2023066965A - ノズルシステム - Google Patents

Abstract

【課題】取鍋からノズルを介してタンディッシュへと溶融金属を供給する際、ノズル内の溶融金属中に導入された気泡がノズルから離脱することを抑えることができ、タンディッシュにおける裸湯やショートパスの発生等を抑制して、溶融金属の清浄度を高めることが可能な技術を開示する。【解決手段】取鍋からノズルを介してタンディッシュへと溶融金属を供給するノズルシステムであって、下記式（１）～（４）の関係が満たされる、ノズルシステム。１．０≦Ｄ１／Ｄ０≦１．４ …（１）０．０１５≦（（Ｄ２／２）２－（Ｄ１／２）２）／（Ｕ１・Ｄ１） …（２）１．２≦Ｖ・Ｄ１／（４Ｑ）≦４．８ …（３）Ｄ１＋８．８Ｑ／Ｖ≦Ｄ３≦Ｄ１＋３５．２Ｑ／Ｖ …（４）【選択図】図２

Description

本願は取鍋からノズルを介してタンディッシュへと溶融金属を供給するためのノズルシステムを開示する。

溶融金属の連続鋳造プロセスにおいて、取鍋から鋳型へと溶融金属を供給するための中間容器としてタンディッシュが用いられている。例えば、鋼の連続鋳造を想定した場合、タンディッシュは、（１）鋳型への溶鋼供給量の安定化機能、（２）複数の鋳型への溶鋼分配機能、（３）連続鋳造を複数の溶鋼鍋を用いて継続的に実施するためのバッファ機能、（４）非金属介在物の除去機能、などの複数の機能を有する。特に、清浄度が高い高級鋼材を効率的に生産する場合には、（４）非金属介在物の除去機能が極めて重要となる。

溶鋼中の非金属介在物は、主として製鋼プロセス中で発生する酸化物や窒化物、硫化物、気泡をはじめとした鋼中の不純物に由来する。このような非金属介在物が最終製品に残留した場合、例えば応力集中による破壊の起点となって、最終製品の材質を低下させることが知られている。また、製鋼プロセスそのものにおいても、耐火物流路の内壁に非金属介在物が付着・堆積し、流路の狭窄化や閉塞を引き起こすことで、円滑な製造を阻害するだけでなく、鋳造等の加工時に母材の表層・内部双方に欠陥を発生させ得ることから、製品歩留まりを低下させるなど、製造コストを圧迫する要因となる。そのため、多くの場合、溶鋼成分の最終調整が行われる二次精錬から鋳型に至るまでの限られた工程で、非金属介在物を溶鋼中から除去する必要がある。

溶鋼から非金属介在物を除去するためには、一般的に、溶鋼と非金属介在物との比重差を利用して非金属介在物を溶鋼中で浮上させたうえで、フラックスと呼ばれる酸化物の浮遊層で回収する方法が採られるが、この際の浮上速度は小型の非金属介在物であるほど低下し、フラックス層で回収するまでの時間が長大化することが知られている。従って、溶鋼中の非金属介在物を低減するにあたり、非金属介在物の浮上に必要な時間を確保するためには、タンディッシュ内での非金属介在物の滞留時間を長くすることが有効と考えられる。

一般的に、溶鋼鍋からタンディッシュへの溶鋼の供給は、流量調整機能を有するスライディングノズルと、下端をタンディッシュの溶鋼中に浸漬して用いる筒状耐火物であるロングノズルとを介し、位置エネルギーを利用して流下させることでなされる。しかしながら、ロングノズルからの高速吐出流がタンディッシュの底部に衝突することで、ショートパスと呼ばれる鋳型へと向かう短絡流を形成し得るために（図３及び６参照）、タンディッシュにおける溶鋼の滞留時間を確保することは必ずしも容易ではない。この課題に対する一般的な対策は、タンディッシュの内部に堰を設けることで溶鋼流を迂回させる方法であるが、タンディッシュの内部に耐火物を施工することは、材料費や施工時間、作業負荷の増大を招くうえ、堰の近傍に流れがほとんどなく浮上除去に寄与しない空間が発生するほか、迂回しながらも高速で鋳型へと向かう新たな流れが誘起され得るため、必ずしも介在物の浮上を助けない。特に、小型の介在物は、浮力が小さく、溶鋼の流れに追随しやすいため、迂回による効果は大型の介在物の除去に限定され易い。

また、製鋼プロセスにおいては、溶鋼の再酸化によって意図せずに非金属介在物が増加することに対しても注意を払わなくてはならない。一般的に、溶鋼の温度低下に伴うガス発生によって安定した鋳造が困難となることを避ける観点等から、連続鋳造に供される溶鋼は、精錬工程において脱酸処理が施され、可溶酸素濃度を大きく下回る酸素濃度となっており、非常に酸素を吸収しやすい状態にある。空気や低級酸化物と溶鋼とが接触した場合、溶鋼が酸素を吸収し、酸素との親和性が溶鋼よりも高い元素（溶鋼中に溶解しているＡｌやＳｉなど）と結びつくことで非金属介在物が生成する再酸化現象が生じてしまう。そのため、溶鋼鍋やタンディッシュにおいては、不活性ガスを用いた雰囲気の置換によりタンディッシュ内を低酸素濃度とするか、或いは、低級酸化物の含有量が少ない低反応性のフラックスを用いた溶鋼表面の被覆により溶鋼を外気から遮断する必要がある。しかしながら、ロングノズルによって溶鋼をタンディッシュに供給する場合、上記のようにノズルから吐出される溶鋼流が非常に高速であるため、タンディッシュの底部に衝突して発生した反転上昇流によってロングノズル近傍の溶鋼表面を被覆するフラックスが押し退けられ、溶鋼表面が裸湯として外気に直接曝露され、溶鋼が雰囲気内の酸素を吸収する再酸化現象が生じ得る（図３及び７参照）。あるいは、ロングノズル近傍には取鍋から流出したＦｅＯ等低級酸化物の濃度が高いスラグが存在するので、ロングノズル近傍の激しい溶鋼流によってスラグ中の低級酸化物による溶鋼の再酸化が生じ得る。

従来から、上記の課題を解決するための種々の手段が提案されている。例えば、特許文献１には、内径３００ｍｍ以上の耐火物性の筒状体によって注入流を外気から遮断する注入管を用いる連続鋳造方法が開示されている。特許文献１に開示された技術によれば、ノズルから落下した注入流が管内の液面において管内の気体を叩き込むことで溶鋼中に多数の気泡を導入し、気泡が有する大きな浮力によって注入流速を減少させて、タンディッシュ内に緩やかな上昇流を生じさせることが可能と考えられる。加えて、固体の介在物は溶鋼との濡れ性が悪く、気泡に対して容易に付着するため、気泡が有する大きな浮力によって高速で浮上除去されることも期待される。一方で、上記のような注入管では、取鍋ノズルから放出された溶鋼の飛沫や浴面で飛散した溶鋼が管内壁に付着すると、管径が大きいため付着物の抜熱が著しく、付着物が凝固及び積層して閉塞に至り易い。これは、連続鋳造の操業の継続を困難にする大きな問題である。加えて注入管では、溶鋼が気相から酸素や窒素を吸収することを避けるために、管内を大量の不活性ガスで充満させる必要があり、ロングノズルを溶鋼中に浸漬させる場合と比較して大きな操業コストがかかってしまう問題がある。

特許文献２には、タンディッシュ底部で反転した上昇流によって裸湯の曝露が発生することを防ぐために、胴体部に流れ制御部を設けたノズルが開示されている。しかしながら、特許文献２に開示された技術においては、ショートパスの発生に対しては別途対策を講じる必要があり、製造コストが増加する。加えて、ノズルの重量が増加するためノズルを把持する装置への負荷が大きく、鋳造中にノズルを支えきれなくなり、ロングノズルの接合部から溶鋼が噴き出す虞がある。

特許文献３には、注入ノズルの内部に不活性ガスのガス空間を形成し、ノズル内の鋼浴面において注入流に不活性ガスを巻き込ませるとともに、タンディッシュの底面に設置した攪拌ボックス内で該注入流を攪拌することで、溶鋼中の介在物と気泡との凝集を促進する連続鋳造方法及び連続鋳造装置が開示されている。特許文献３に開示された技術において、連続鋳造装置の注入ノズルは吐出孔の内径が十分に大きいためガス空間が安定して形成される。一方で、特許文献３に開示された技術は、注入流が巻き込んだ気泡がすべて注入ノズル内へと再浮上し、攪拌ボックス内での攪拌作用が十分に発揮されないことを回避するために、注入ノズルの内径を所定値以下とすることを特徴としているが、注入ノズルを離脱しタンディッシュの溶鋼表面に浮上した気泡は上記の通り再酸化が生じる原因となり得る。また、撹拌ボックスのコストや施工の手間がかかるという問題もある。

特許第６５７５３５５号公報 特表２０２０－５３０８１３号公報 特開２０１１－２３５３３９号公報

本願は、取鍋からノズルを介してタンディッシュへと溶融金属を供給する際、タンディッシュにおける裸湯やショートパスの発生等を抑制して、溶融金属の清浄度を高めることが可能な技術を開示する。

本願は上記課題を解決するための手段の一つとして、
取鍋からノズルを介してタンディッシュへと溶融金属を供給するノズルシステムであって、
前記ノズルが、上流側である前記取鍋側に流入口を備え、下流側である前記タンディッシュ側に流出口を備え、且つ、上流側から下流側に向かって下向きに延在する、筒状単孔ノズルであり、
前記ノズルの前記流出口が、前記タンディッシュにおける前記溶融金属の液面よりも下方、且つ、前記タンディッシュの底面よりも上方に位置し、
前記ノズルが、前記流出口を含むロングノズル部、前記ロングノズル部の上流に配置されるコレクターノズル部、及び、前記ロングノズル部と前記コレクターノズル部との接続部、を備え、
前記ノズルの外部から内部へと不活性ガスが供給されて、前記ロングノズル部の内部に前記不活性ガスを含む気相領域と前記溶融金属の二次メニスカスとが存在し、
下記式（１）～（４）の関係が満たされる、
ノズルシステム
を開示する。

１．０≦Ｄ_１／Ｄ_０≦１．４ …（１）
０．０１５≦（（Ｄ_２／２）^２－（Ｄ_１／２）^２）／（Ｕ_１・Ｄ_１） …（２）
１．２≦Ｖ・Ｄ_１／（４Ｑ）≦４．８ …（３）
Ｄ_１＋８．８Ｑ／Ｖ≦Ｄ_３≦Ｄ_１＋３５．２Ｑ／Ｖ …（４）

ここで、
Ｄ_０は、前記接続部における前記コレクターノズル部の内径（ｃｍ）であり、
Ｄ_１は、前記二次メニスカスよりも上流にある前記ロングノズル部の最小の内径（ｃｍ）であり、
Ｄ_２は、前記二次メニスカスにおける前記ロングノズル部の内径（ｃｍ）であり、
Ｄ_３は、前記流出口における前記ロングノズル部の内径（ｃｍ）であり、
Ｕ_１は、前記内径Ｄ_１の部分における前記溶融金属の平均下降流速（ｃｍ／ｓ）であり、
Ｑは、前記ノズルに供給される前記溶融金属の流量（ｃｍ^３／ｓ）であり、
Ｖは、前記二次メニスカスから前記流出口までの前記ロングノズル部の容積（ｃｍ^３）である。

本開示のノズルシステムにおいて、下記式（５）で定義されるΔＨが－１０ｃｍから＋５０ｃｍまでの範囲内にあってもよい。

ΔＨ＝（Ｐ_Ｔ－Ｐ_Ｌ）／（ρ・ｇ） …（５）

ここで、
Ｐ_Ｔは、前記タンディッシュ内の雰囲気圧力であり、
Ｐ_Ｌは、前記ロングノズル部内の前記気相領域の圧力であり、
ρは、前記溶融金属の密度であり、
ｇは、重力加速度である。

本開示のノズルシステムにおいて、
前記流量Ｑが８０００ｃｍ^３／ｓ以上であってもよく、
前記タンディッシュにおける前記溶融金属の平均滞留時間τが２４０秒以上であってもよい。

本開示のノズルシステムにおいて、前記タンディッシュが内部に堰を有しないものであってもよい。

本開示の技術によれば、取鍋からノズルを介してタンディッシュへと溶融金属を供給する際、ノズル内に気相領域と溶融金属の二次メニスカスとが形成され、溶融金属の落下流が二次メニスカスに衝突する際の気相の巻き込み現象（気泡プルームの形成）によって、溶融金属の下降流速が低減され易く、且つ、非金属介在物が捕捉され易い。また、所定の関係が満たされることで、気泡プルームを形成する大型気泡がノズル内に捕集され易く、ノズル周囲のタンディッシュ内湯面が静穏に保たれて、再酸化が防止され易い。結果として、タンディッシュにおける裸湯やショートパスの発生等を抑制することが可能であり、溶融金属の清浄度を高めることができる。

取鍋、ノズル及びタンディッシュの位置関係の一例を概略的に示している。 ノズルの断面形状等の一例を概略的に示している。 従来技術における課題を概略的に示している。 ノズルシステムの構成を概略的に示している。 ノズルシステムの構成を概略的に示している。 ノズルシステムの構成を概略的に示している。 ノズルシステムの構成を概略的に示している。 ノズルの断面形状を概略的に示している。 ノズルの断面形状を概略的に示している。

１．ノズルシステム
図１及び２に一実施形態に係るノズルシステム１００の構成を概略的に示す。図１に示されるように、ノズルシステム１００は、取鍋１０１からノズル１１０を介してタンディッシュ１０２へと溶融金属１０５を供給するシステムである。図２に示されるように、前記ノズル１１０は、上流側である前記取鍋１０１側に流入口１１０ａを備え、下流側である前記タンディッシュ１０２側に流出口１１０ｂを備え、且つ、上流側から下流側に向かって下向きに延在する、筒状単孔ノズルである。また、前記ノズル１１０の前記流出口１１０ｂは、前記タンディッシュ１０２における前記溶融金属１０５の液面１０５ａよりも下方、且つ、前記タンディッシュ１０２の底面１０２ａよりも上方に位置している。また、前記ノズル１１０は、前記流出口１１０ｂを含むロングノズル部１１１、前記ロングノズル部１１１の上流に配置されるコレクターノズル部１１２、及び、前記ロングノズル部１１１と前記コレクターノズル部１１２との接続部１１３、を備えている。さらに、ノズルシステム１００においては、前記ノズル１１０の外部から内部へと不活性ガスが供給されて、前記ロングノズル部１１１の内部に前記不活性ガスを含む気相領域１１１ａと前記溶融金属１０５の二次メニスカス１１１ｂとが存在している。ノズルシステム１００は、上記のような構成を備えることを前提として、さらに下記式（１）～（４）の関係が満たされることに一つの特徴がある。

１．０≦Ｄ_１／Ｄ_０≦１．４ …（１）
０．０１５≦（（Ｄ_２／２）^２－（Ｄ_１／２）^２）／（Ｕ_１・Ｄ_１） …（２）
１．２≦Ｖ・Ｄ_１／（４Ｑ）≦４．８ …（３）
Ｄ_１＋８．８Ｑ／Ｖ≦Ｄ_３≦Ｄ_１＋３５．２Ｑ／Ｖ …（４）

ここで、
Ｄ_０は、前記接続部１１３における前記コレクターノズル部１１２の内径（ｃｍ）であり、
Ｄ_１は、前記二次メニスカス１１１ｂよりも上流にある前記ロングノズル部１１１の最小の内径（ｃｍ）であり、
Ｄ_２は、前記二次メニスカス１１１ｂにおける前記ロングノズル部１１１の内径（ｃｍ）であり、
Ｄ_３は、前記流出口１１０ｂにおける前記ロングノズル部１１１の内径（ｃｍ）であり、
Ｕ_１は、前記内径Ｄ_１の部分における前記溶融金属１０５の平均下降流速（ｃｍ／ｓ）であり、
Ｑは、前記ノズル１１０に供給される前記溶融金属１０５の流量（ｃｍ^３／ｓ）であり、
Ｖは、前記二次メニスカス１１１ｂから前記流出口１１０ｂまでの前記ロングノズル部１１１の容積（ｃｍ^３）である。

１．１ 取鍋
取鍋１０１は、タンディッシュ１０２への溶融金属１０５の供給元となる容器である。図１及び２に示されるように、ノズルシステム１００において、取鍋１０１は、底面１０１ａと側壁１０１ｂとを有して、溶融金属１０５を保持している。取鍋１０１は、さらに、蓋（不図示）を有していてもよい。取鍋１０１は、溶融金属１０５を保持可能な形状及び材質からなるものであればよい。また、取鍋１０１は、底面１０１ａの一部に流出口１０１ａｘが設けられ、ここから溶融金属１０５を流出できるように構成されていてもよい。流出口１０１ａｘには、溶融金属１０５の流出量を制御するための開閉機構が設けられていてもよい。取鍋１０１の流出口１０１ａｘにはノズル１１０が直接的又は間接的に接続され得る。取鍋１０１とノズル１１０との接続形態は特に限定されるものではなく、例えば、嵌合によって接続可能である。何らかの中間部材を介して、取鍋１０１とノズル１１０とが接続されていてもよい。

１．２ タンディッシュ
タンディッシュ１０２は、取鍋１０１からの溶融金属１０５の供給先となる容器である。図１及び２に示されるように、タンディッシュ１０２は、底面１０２ａと側壁１０２ｂとを有して、取鍋１０１から供給された溶融金属１０５を保持している。タンディッシュ１０２は、さらに、蓋１０２ｃを有していてもよい。タンディッシュ１０２は、溶融金属１０５を保持可能な形状及び材質からなるものであればよい。図１に示されるように、タンディッシュ１０２の底面１０２ａの一部には流出口１０２ａｘが設けられていてもよく、ここから他の容器（例えば、鋳型）へと溶融金属１０５を流出できるように構成されていてもよい。流出口１０２ａｘには、溶融金属１０５の流出量を制御するための開閉機構が設けられていてもよい。タンディッシュ１０２の流出口１０２ａｘには、ノズル１２０が直接的又は間接的に接続されていてもよい。タンディッシュ１０２とノズル１２０との接続形態は特に限定されるものではなく、例えば、嵌合によって接続可能である。何らかの中間部材を介して、タンディッシュ１０２とノズル１２０とが接続されていてもよい。

図２に示されるように、タンディッシュ１０２に供給された溶融金属１０５の液面１０５ａ上には、フラックスを含む浮上層１０６が存在していてもよい。フラックスとしては公知のフラックスを採用すればよい。このようにフラックスによって溶融金属１０５の液面１０５ａを被覆することで、溶融金属１０５を外気から遮断することができる。また、フラックスによって溶融金属１０５中の非金属介在物を回収することができる。尚、後述するように、ノズルシステム１００によれば、ノズル１１０から流出した溶融金属１０５がタンディッシュ１０２の底面１０２ａに衝突することによる反転上昇流（図３及び７参照）を小さく抑えることができ、タンディッシュ１０２の液面１０５ａが乱れ難く、液面１０５ａの乱れによるフラックスの押し退けや途切れも生じ難いことから、裸湯による再酸化の問題が生じ難い。

図１に示されるように、タンディッシュ１０２は、その内部に堰を有しないものであってよい。本開示のノズルシステム１００においては、ロングノズル部１１１の内部に二次メニスカス１１１ｂが形成され、溶融金属１０５の落下流が当該二次メニスカス１１１ｂに衝突する際に気相を巻き込む現象（気泡プルームの形成）によって、溶融金属１０５の下降流速が低減され易く、タンディッシュ１０２における溶融金属１０５のショートパス（図３及び６参照）も抑制され易いことから、タンディッシュ１０２の内部に堰を設けずとも溶融金属１０５に含まれる非金属介在物等を除去し易い。

１．３ ノズル
図１及び２に示されるように、ノズル１１０は、取鍋１０１からタンディッシュ１０２へと溶融金属１０５を流通させる。ノズル１１０は、上流側である取鍋１０１側に流入口１１０ａを備え、下流側であるタンディッシュ１０２側に流出口１１０ｂを備える。ノズル１１０は、上流側から下流側に向かって下向きに延在する、筒状単孔のノズルである。具体的には、ノズル１１０は、鉛直方向に中心軸を有する円筒状体であってもよい。

図１及び２に示されるように、ノズル１１０の流出口１１０ｂは、タンディッシュ１０２における溶融金属１０５の液面１０５ａよりも下方、且つ、タンディッシュ１０２の底面１０２ａよりも上方に位置している。すなわち、ノズル１１０は、下流側の先端部がタンディッシュ１０２の内部の溶融金属１０５に浸漬されている。図２に示されるように、ノズルシステム１００においては、タンディッシュ１０２の溶融金属１０５の液面１０５ａからノズル１１０の流出口１１０ｂまでの間に距離ｈ_１を有していてもよく、ノズル１１０の流出口１１０ｂからタンディッシュ１０２の底面１０２ａまでの間に距離ｈ_２を有していてもよい。ｈ_１やｈ_２の具体値やｈ_１とｈ_２との関係は特に限定されるものではない。例えば、ｈ_１は１００ｍｍ以上５００ｍｍ以下であってもよく、ｈ_２は２００ｍｍ以上９００ｍｍ以下であってもよく、ｈ_１とｈ_２との比ｈ_１／ｈ_２は０．２以上１．０以下であってもよく、流出口１１０ｂにおけるノズル内径Ｄ_３とｈ_２との比Ｄ_３／ｈ_２は１．０以上３．０以下であってもよい。ｈ_１やｈ_２を調整することで、後述するメカニズムによって生成した気泡のノズル１１０からの離脱等が一層抑制され易くなる。

図２に示されるように、ノズル１１０は、少なくとも、流出口１１０ｂを含むロングノズル部１１１、ロングノズル部１１１の上流に配置されるコレクターノズル部１１２、及び、ロングノズル部１１１とコレクターノズル部１１２との接続部１１３、を備える。尚、ノズル１１０は、タンディッシュ１０２とは独立して設置されるもので、タンディッシュ１０２に対して固定されている必要は無い。この点、タンディッシュの蓋に設置及び固定される注入管と、本願にいうノズルとでは、その構成が異なるものといえる。

１．３．１ ロングノズル部
図２に示されるように、ロングノズル部１１１は、その上流側端部が、接続部１１３にて、コレクターノズル部１１２の下流側端部に接続されている。また、ロングノズル部１１１は、その下流側端部に流出口１１０ｂを有する。ロングノズル部１１１は、上流側から下流側に向かって下向きに延在している。

図２に示されるように、ロングノズル部１１１は、二次メニスカス１１１ｂよりも上流において最小の内径Ｄ_１を有し、二次メニスカス１１１ｂにおいて内径Ｄ_２を有し、二次メニスカス１１１ｂよりも下流の流出口１１０ｂにおいて内径Ｄ_３を有する。内径Ｄ_１～Ｄ_３の具体的な値は、後述の関係が満たされる限り、特に限定されるものではない。

図２に示されるように、ロングノズル部１１１は、最小の内径Ｄ_１を有する部分と流出口１１０ｂとの間において、上流側から下流側に向かって内径が縮小する縮径部を有しないほうがよく、特に、二次メニスカス１１１ｂが位置する部分と流出口１１０ｂとの間において、上流側から下流側に向かって内径が縮小する縮径部を有しないほうがよい。二次メニスカス１１１ｂよりも下流に縮径部が存在すると、その部分において溶融金属１０５の下降流速が増大して、ノズルシステム１００による効果が若干低下する虞があるためである。

一方で、図２に示されるように、ロングノズル部１１１は、上流側から下流側に向かって内径が増加する拡径部１１１ｃを有していてもよい。拡径部１１１ｃにおける拡径率については特に限定されるものではない。拡径部１１１ｃにおいては、上流側から下流側に向かってノズル内径が直線的に拡大（単調増加にて拡大）していてもよいし、曲線的に拡大していてもよい。また、拡径部１１１ｃにおいては、上流側から下流側に向かってノズル内径が連続的に拡大していてもよいし、断続的に拡大していてもよい。また、ロングノズル部１１１の全体長さに占める拡径部１１１ｃの長さの割合も特に限定されるものではない。ロングノズル部１１１においては、拡径部１１１ｃの下端（拡径が終了する部分）におけるノズル内径と、流出口１１０ｂにおけるノズル内径Ｄ_３とが、実質的に同じであってもよいし、互いに異なっていてもよい。また、ロングノズル部１１１は、複数の拡径部を有するものであってもよい。

１．３．２ コレクターノズル部
図２に示されるように、コレクターノズル部１１２は、その上流側端部が、直接的又は間接的に取鍋１０１に接続されている。また、コレクターノズル部１１２は、その下流側端部が、接続部１１３にて、ロングノズル部１１１の上流側端部に接続されている。図２に示されるように、コレクターノズル部１１２は、接続部１１３において、内径Ｄ_０を有する。コレクターノズル部１１２は、後述の関係が満たされるように、従来公知のコレクターノズルから適宜選定して構成されてもよい。

１．３．３ 接続部
図２に示されるように、接続部１１３においてロングノズル部１１１とコレクターノズル部１１２とが接続される。接続部１１３における構造は従来と同様であってよい。例えば、ロングノズル部１１１の上端部とコレクターノズル部１１２の下端部とを互いに嵌め合わせることで接続部１１３が構成され得る。尚、後述するように、ノズル１１０の外部から内部へと不活性ガスが供給されるように、接続部１１３或いはその近傍に、不活性ガス供給機構が設けられていてもよい。

１．４．その他の構成
ノズルシステム１００は、上記した構成に加えて、例えば、以下の機構を有していてもよい。

１．４．１ 不活性ガス供給機構
図２に示されるように、ノズルシステム１００においては、ノズル１１０の外部から内部へと不活性ガスが供給されて、ロングノズル部１１１の内部に不活性ガスを含む気相領域１１１ａと溶融金属１０５の二次メニスカス１１１ｂとが形成される。ノズル１１０の外部から内部へと不活性ガスを供給する方法や手段は特に限定されない。例えば、図２に示されるように、ノズルシステム１００は、ノズル１１０の内部へと不活性ガスを供給する、ガス供給機構１１５を有していてもよい。尚、取鍋１０１からノズル１１０を介してタンディッシュ１０２へと溶融金属１０５を供給する場合、取鍋１０１とノズル１１０との接続部やノズル部同士の接続部１１３等からエジェクタによってノズル１１０の内部へと外気が取り込まれる場合があるが、ノズルシステム１００においては、これとは別に、ノズル１１０の内部へと不活性ガスを意図的に供給する機構１１５が採用され得る。後述するように、ノズルシステム１００においては、溶融金属１０５の供給中に所定の関係が満たされて、ロングノズル部１１１の内部に気相領域１１１ａが維持され、且つ、溶融金属１０５の二次メニスカス１１１ｂが形成される。当該二次メニスカス１１１ｂに溶融金属１０５の下降流が衝突することで、気相領域１１１ａから溶融金属１０５中に気体が巻き込まれ、溶融金属１０５中に大小様々な気泡群が生成し得る。ノズルシステム１００がノズル１１０の内部へと不活性ガスを供給する機構１１５を有することで、ノズル１１０の内部において上記の気相領域１１１ａを維持し易くなる。不活性ガスとしては、例えば、Ａｒが挙げられる。ノズル１１０に対する不活性ガスの供給量は特に限定されるものではない。また、気相領域１１１ａにおける圧力も特に限定されるものではなく、後述の関係が満たされるように適宜調整されればよい。

ノズル１１０の内部へと不活性ガスを供給する機構１１５の具体的な形態は限定されない。例えば、不活性ガス供給源（高圧の不活性ガスが充填された容器等）とノズル１１０とを配管等で接続することで、当該機構１１５が構成され得る。或いは、不活性ガス供給源とノズル１１０よりも上流側の位置（例えば、取鍋１０１）とを接続して、不活性ガスが供給された溶融金属１０５がノズル１１０に流入するようにしてもよい。ただし、不活性ガス供給源とノズル１１０とが接続された場合のほうが、ノズル１１０に吹き込まれる不活性ガスの量を制御し易くなる。例えば、上記の機構１１５によって不活性ガスが供給される位置は、ロングノズル部１１１とコレクターノズル部１１２との接続部１１３又はその近傍であってよく、具体的には、接続部１１３から１００ｍｍの範囲内にあってもよい。この範囲内であれば、上記の機構１１５をノズル１１０に設置し易い。また、この範囲内において不活性ガスが供給されることで、ノズル１１０の内部に上記の気相領域１１１ａを一層形成し易くなる。

１．４．２ 流量調整機構
図２に示されるように、ノズルシステム１００においては、コレクターノズル部１１２の上流に流量調整機構１１４が設けられてもよい。流量調整機構１１４の具体例としては、例えば、図２に示されるようなスライディングゲートが挙げられる。スライディングゲートにおいては、流通口を有する少なくとも一枚のスライド板１１４ａが、溶融金属１０５の流通方向とは交差する方向にスライドされることで、流路径が変化し得る。或いは、流量調整機構１１４は、スライディングゲート以外の開閉機構であってもよい。流量調整機構１１４の形態については公知であることから、ここではこれ以上の説明を省略する。

１．５ 式（１）～（４）
ノズルシステム１００においては、式（１）～（４）の関係が満たされることが重要である。

１．５．１ 式（１）
上記式（１）に示されるように、ノズルシステム１００においては、１．０≦Ｄ_１／Ｄ_０≦１．４なる関係が満たされる。すなわち、接続部１１３におけるコレクターノズル部１１２の内径Ｄ_０（ｃｍ）に対するロングノズル部１１１の最小の内径Ｄ_１（ｃｍ）の比Ｄ_１／Ｄ_０が１．０以上１．４以下である。この比が小さ過ぎると、ロングノズル部１１１とコレクターノズル部１１２との接続部１１３又はその近傍で、上流側から下流側に向かって縮径することによる段差が生じる場合があり、溶融金属１０５の漏洩や耐火物の異常損耗を引き起こす虞がある。一方、この比が大き過ぎると、ロングノズル部１１１の側面からの放熱の影響でロングノズル部１１１の内壁に溶融金属１０５が固着し易くなる。また、ロングノズル部１１１の重量が無用に増加する虞もある。

１．５．２ 式（２）
上記式（２）に示されるように、ノズルシステム１００においては、二次メニスカス１１１ｂよりも上流にあるロングノズル部１１１の最小の内径Ｄ_１（ｃｍ）と、ロングノズル部１１１の内部の二次メニスカス１１１ｂにおける内径Ｄ_２（ｃｍ）とが、０．０１５≦（（Ｄ_２／２）^２－（Ｄ_１／２）^２）／（Ｕ_１・Ｄ_１）なる関係を満たす。式（２）の下限値を下回ると、二次メニスカス１１１ｂの面積が不足し、溶融金属１０５の落下流が二次メニスカス１１１ｂに衝突する際の気相の巻き込み現象（気泡プルームの形成）が安定し難い。一方で、式（２）の上限は特に限定されない。取り扱い性やコストを考慮して、ロングノズル部１１１の直径が無用に増加しない範囲でＤ_１とＤ_２とを設定すればよい。

式（２）の意味するところについてさらに詳述する。本発明者の探索と研究の結果、二次メニスカス１１１ｂにおいて気相の巻き込みによって生じる気泡の量を支配する因子の一つが、二次メニスカス１１１ｂに衝突する下降流の時間当たりの表面積であることが分かった。そこで、下降流の時間当たりの表面積を表すシンプルな指標として、Ｕ_１・π・Ｄ_１を導入した。ここで、Ｄ_１は二次メニスカス１１１ｂよりも上流にあるロングノズル部１１１の上部における最小の内径（ｃｍ）であり、Ｕ_１はロングノズル部の最小の内径Ｄ_１における溶融金属１０５の平均下降流速（ｃｍ／ｓ）である。次に、二次メニスカス１１１ｂの面積は、例えば、直径Ｄ_２で決定される円の面積から下降流の断面積を差し引いたドーナツ断面状の領域の面積であることから、下降流の断面積をロングノズル部１１１の最小の内径Ｄ_１における断面積で代表して簡便に表現すると、π（（Ｄ_２／２）^２－（Ｄ_１／２）^２）となる。左記面積を下降流の表面積と対応する指標Ｕ_１・π・Ｄ_１で除したものが式（２）を構成している。

尚、二次メニスカス１１１ｂの位置は、例えば、後述する式（５）のΔＨから求めることができる。すなわち、式（５）からタンディッシュ１０２の液面１０５ａの高さ位置と二次メニスカス１１１ｂの高さ位置との差ΔＨが求められ、これにより二次メニスカス１１１ｂの位置が特定され得る。また、平均下降流速Ｕ_１は、例えば、ノズル１１０に供給される溶融金属１０５の流量Ｑ（ｃｍ^３／ｓ）を最小の内径Ｄ_１の部分における流路断面積π・（Ｄ_１／２）^２で除すことで求めればよい。

１．５．３ 式（３）
上記式（３）に示されるように、ノズルシステム１００においては、ロングノズル部１１１の上部の最小の内径Ｄ_１（ｃｍ）と、溶融金属１０５の流量Ｑ（ｃｍ^３／ｓ）と、ロングノズル部１１１の内部の二次メニスカス１１１ｂからロングノズル部１１１の下端の流出口１１０ｂまでの容積Ｖ（ｃｍ^３）とが、１．２≦Ｖ・Ｄ_１／（４Ｑ）≦４．８なる関係を満たす。式（３）の下限値を下回ると、気泡プルームによる作用効果が発揮され難い。具体的には後述する。一方、式（３）の上限値を超えると、ロングノズル部１１１の直径や長さが無用に増加し、取り扱いの難しさやコスト増大を招く虞がある。

式（３）の意味するところについてさらに詳述する。上述のように、本発明者の探索と研究の結果、Ｕ_１・π・Ｄ_１なる指標が、二次メニスカス１１１ｂにおいて気相の巻き込みによって生じる気泡の量に支配的な影響を及ぼす指標として示される。気相が巻き込まれて生じた多くの気泡は気泡プルームを生じる。当該気泡プルームをロングノズル部１１１の内部に留め置き、気泡と非金属介在物との衝突確率を上げることを目的に、ロングノズル部１１１の内部の二次メニスカス１１１ｂからロングノズル部１１１の下端の流出口１１０ｂまでの容積、すなわち気泡プルームの保持体積Ｖと、気泡の量を表す指標であるＵ_１・π・Ｄ_１との比Ｖ／（Ｕ_１・π・Ｄ_１）を導入し、この比の適切な範囲を実験的に探索した結果、当該比が１．２以上４．８以下の場合に良好な結果が得られることが分かった。当該比は１．５以上であってもよく、４．５以下又は４．０以下であってもよい。Ｑ＝Ｕ_１・π・（Ｄ_１／２）^２なる関係に基づいて、Ｖ／（Ｕ_１・π・Ｄ_１）を変形して整理すると上記の式（３）が得られる。

１．５．４ 式（４）
上記式（４）に示されるように、ノズルシステム１００においては、ロングノズル部１１１の下端の流出口１１０ｂの内径Ｄ_３（ｃｍ）と、二次メニスカス１１１ｂよりも上流にあるロングノズル部１１１の上部の最小の内径Ｄ_１（ｃｍ）と、溶融金属１０５の流量Ｑ（ｃｍ^３／ｓ）と、ロングノズル部１１１の内部の二次メニスカス１１１ｂからロングノズル部１１１の下端の流出口１１０ｂまでの容積Ｖ（ｃｍ^３）とが、Ｄ_１＋８．８Ｑ／Ｖ≦Ｄ_３≦Ｄ_１＋３５．２Ｑ／Ｖなる関係を満たす。Ｄ_３が式（４）の下限を下回ると、気泡の捕集が難しくなる虞がある。具体的には後述する。一方、式（４）の上限を超えると、ロングノズル部１１１の直径や長さを無用に増加させ、取り扱いの難しさやコスト増大を引き起こす虞がある。

式（４）の意味するところについてさらに詳述する。本発明者の探索と研究の結果、上記の指標Ｖ／（Ｕ_１・π・Ｄ_１）は、その値が小さいほど気泡プルームから離脱した気泡が漏れ出ようとして水平方向に広がる範囲が大きいことが分かった。この点、例えば、Ｖが小さい場合には、ロングノズル部１１１の内部で保持できる気泡の量が少なく、流出口１１０ｂから外部へと気泡が漏れ出し易いので、流出口の内径Ｄ_３を大きくすることで気泡を捕集し易くするとよい。本発明者の新たな知見によれば、上記指標Ｖ／（Ｕ_１・π・Ｄ_１）と溶融金属１０５の下降流の直径の指標となり得るＤ_１とを用いて示される新たな指標Ｄ_１＋Ｄ_１・（α／（Ｖ／（Ｕ_１・π・Ｄ_１）））について、そのαの値が２．２以上８．８以下の範囲内であるような流出口径Ｄ_３であれば、気泡プルームを構成する気泡をロングノズル部１１１の内部に留め置き易い。すなわち、Ｄ_１＋Ｄ_１・（２．２／（Ｖ／（Ｕ_１・π・Ｄ_１）））≦Ｄ３≦Ｄ_１＋Ｄ_１・（８．８／（Ｖ／（Ｕ_１・π・Ｄ_１）））なる関係が満たされる場合に、ロングノズル部１１１からの気泡の漏れ出しを抑制し易い。この式にＱ＝Ｕ_１・π・（Ｄ_１／２）^２なる関係を代入して変形することで、上記の式（４）の関係が得られる。

１．６ 式（５）
ノズルシステム１００においては、下記式（５）で定義されるΔＨが－１０ｃｍから＋５０ｃｍまでの範囲内にあってもよい。図２に示されるように、ΔＨは、ロングノズル部１１１の内部の二次メニスカス１１１ｂの高さ位置とタンディッシュ１０２における溶融金属１０５の液面１０５ａの高さ位置との差に相当する。

ΔＨ＝（Ｐ_Ｔ－Ｐ_Ｌ）／（ρ・ｇ） …（５）

ここで、
Ｐ_Ｔは、タンディッシュ１０２内の雰囲気圧力であり、
Ｐ_Ｌは、ロングノズル部１１１内の気相領域１１１ａの圧力であり、
ρは、溶融金属１０５の密度であり、
ｇは、重力加速度である。

ノズルシステム１００において、ΔＨが－１０ｃｍを下回るほどロングノズル部１１１の内部を加圧すると、二次メニスカス１１１ｂから流出口１１０ｂまでのロングノズル部１１１の容積Ｖを低下させ、気泡プルームによる作用効果の発揮や気泡の捕集にとって不利となる虞がある。一方、ΔＨが５０ｃｍを超えるほど大きくすると、ロングノズル部１１１の内部の気相領域１１１ａの圧力が低下して、気密を保つことが難しくなり、外気の吸い込みを引き起こし易くなる。ΔＨは、０ｃｍ以上であってもよく、２０ｃｍ以下であってもよい。

式（５）の計算に必要なタンディッシュ１０２の内部の雰囲気圧力Ｐ_Ｔは、タンディッシュ１０２の内部に通じる配管に設置した圧力計によって計測することが可能である。また、ロングノズル部１１１の内部の気相領域１１１ａの圧力Ｐ_Ｌも、同様にロングノズル部１１１の内部の気相領域１１１ａに通じる流路を耐火物に穿ちその流路に接続した配管に設置した圧力計によって計測することが可能である。あるいは、予備実験によってロングノズル部１１１の内部へ供給される不活性ガスの流量とロングノズル部１１１の内部の気相領域１１１ａの圧力Ｐ_Ｌとの関係を求めておき、不活性ガスの供給流量からＰ_Ｌを推定できるようにしておいても構わない。尚、式（５）を用いて計算する際は、単位を全てＳＩ単位に揃えて計算する。得られるΔＨの単位はｍとなるが、これをｃｍに換算すればよい。

１．７ その他の条件
ノズルシステム１００においては、上記の構成や関係が満たされる限り、それ以外の条件は特に限定されるものではない。以下、その他の条件の一例を示す。

１．７．１ 溶融金属の流量、タンディッシュにおける平均滞留時間
ノズル１１０に供給される溶融金属１０５の流量Ｑは、例えば、８０００ｃｍ^３／ｓ以上であってもよく、タンディッシュ１０２における溶融金属１０５の平均滞留時間τは、例えば、２４０秒以上であってもよい。ノズルシステム１００における溶融金属１０５の流速低減効果は、大流量の溶融金属１０５がタンディッシュを通過する高生産性の連続鋳造において特に有用である。具体的には、溶融金属１０５の流量Ｑが８０００ｃｍ^３／ｓ以上となるような場合である。さらに同流量が１８０００ｃｍ^３／ｓ以上であるとなお有用である。同流量の上限は特に限定されないが、４００００ｃｍ^３／ｓを超える連続鋳造は現実的でない。それほど大きな生産速度には他工程が追随し得ないからである。一方、タンディッシュ１０２内の平均滞留時間τが短過ぎると、溶融金属１０５について十分な清浄化効果を得ることが難しくなる虞がある。同時間が２４０秒以上であることで、例えば、５０～１００ミクロン程度の介在物も浮上によって除去され易くなるものと考えられる。同時間の上限値は特に限定されないが、連続鋳造の定常操業時に同時間が１５００秒を超えることは現実的でない。平均滞留時間が長すぎるとタンディッシュ１０２における溶融金属１０５の温度低下が大きくなり過ぎるからである。尚、平均滞留時間τは、タンディッシュ１０２の容量Ｖ_τ（ｃｍ^３）と、ノズルからの溶融金属の流量Ｑ（ｃｍ^３／ｓ）との比Ｖ_τ／Ｑとして計算され得る。

１．７．２ タンディッシュ内の堰
上述したように、ノズルシステム１００においては、タンディッシュ１０２の内部に溶融金属１０５の流動制御機能を有する堰を設ける必要がない。ノズルシステム１００によれば、堰を使わずともタンディッシュ１０２の内部における溶融金属１０５の滞留時間を確保することが可能である。むしろ、タンディッシュ１０２に堰を設置すると、デッドゾーンと呼ばれる淀み域を形成して実質タンディッシュ容量を減じる問題や、コスト増大の問題がある。

１．７．３ 高さ寸法
ノズル１１０の高さ方向寸法は特に限定されない。同寸法は、取鍋１０１側のコレクターノズル部１１２とタンディッシュ１０２の液面１０５ａとの距離や、ロングノズル部１１１の浸漬深さから決定され、概ね１ｍから２．５ｍとなる場合が多い。

１．７．４ 溶融金属の種類
ノズルシステム１００において、取鍋１０１からノズル１１０を介してタンディッシュ１０２へと供給される溶融金属１０５の種類に特に制限はない。特に、溶融金属１０５が溶鋼である場合に、ノズルシステム１００による高い効果が期待できる。溶鋼の鋼種は特に限定されない。

１．８ 作用・効果
以上の通り、ノズルシステム１００においては、上記の式（１）～（４）の関係が満たされることで、ロングノズル部１１１の内部の二次メニスカス１１１ｂよりも下流側における溶融金属１０５に気泡プルームを形成する機能と、気泡プルームを構成する大型気泡をロングノズル部１１１の内部に回収する機能とを両立することができる。これにより、非金属介在物の捕捉除去、ロングノズル吐出流速の低減、ロングノズル周囲の湯面における再酸化の防止、を同時に実現することができる。結果として、図３に示されるような裸湯の問題やショートパスの問題が生じ難く、溶融金属１０５の清浄度が高まり易い。

２．溶融金属の連続鋳造方法
本開示の技術は、溶融金属の連続鋳造方法としての側面も有する。本開示の溶融金属の連続鋳造方法は、上記本開示のノズルシステム１００を用いることに特徴がある。本開示の溶融金属の連続鋳造方法は、例えば、上記の式（１）～（４）に示される関係が満たされるように、ノズル１１０の内部に不活性ガスを吹き込むこと、を含んでいてもよい。ノズル１１０の内部に不活性ガスを吹き込む機構の詳細については、上述した通りである。本開示の連続鋳造方法は、例えば、ノズルシステム１００を用いて、取鍋１０１からノズル１１０を介してタンディッシュ１０２へと溶融金属１０５を供給すること、タンディッシュ１０２からノズル１２０を介して鋳型（不図示）へと溶融金属１０５を供給すること、及び、鋳型から鋳片を連続的に引き抜くこと、を含み得る。本開示の溶融金属の連続鋳造方法においては、上記のノズルシステム１００が採用されることを除いて、一般的な連続鋳造条件が採用され得る。或いは、上述したように、流量Ｑや平均滞留時間τが所定以上となるように調整されてもよい。

３．補足
尚、上記した種々の指標とその適正範囲の探索には、本発明者による特許第６７５０５３３号による実験装置を活用した。当該実験装置は、溶融金属流に作用する重力、慣性力、粘性力及び表面張力の影響を忠実に再現し、気泡の浮力や浮上速度を含めた気液二相流現象を精度よく再現できる装置である。

以下、実施例を示しつつ本発明についてさらに説明するが、本発明は以下の実施例に限定されるものではない。本発明は、その要旨を逸脱せず、その目的を達する限りにおいては、種々の条件を採用可能とするものである。

下記表１に、実施例及び比較例の各々の条件を示す。また、下記表２に、実施例及び比較例にて採用した鋳片の組成を示す。尚、表１における「鋼の清浄度指数」とは、厚み２５０ｍｍ幅１８００ｍｍに凝固した鋳片内の介在物濃度を幅中央１／４厚み、１／４幅１／４厚み、３／４幅１／４厚み、幅中央３／４厚み、１／４幅３／４厚み、３／４幅３／４厚み、の６か所から採取した５ｍｍ角×５０ｍｍ長さの試料中の酸化物総量として分析した値を、後に示す比較例Ｄの値を１０として指数化したものである。当該指数が小さいほど、溶鋼の清浄度が高い。

表１の実施例Ａは、図４に示されるようなノズルシステムにおいて、図８Ａに示されるようなノズルを採用した例である。図４に示されるように、実施例Ａにおいては、取鍋下面の流量調整機構の下にあるコレクターノズルを介して取鍋にロングノズルが取り付けられ、溶融金属が取鍋からタンディッシュへと注がれるものとした。ロングノズルの内壁には不活性ガスとしてのＡｒの吹込み流路があり、ここからノズルの内部へとＡｒが吹き込まれるようにした。吹き込まれたＡｒはロングノズル内に圧力Ｐ_Ｌの気相領域を形成した。タンディッシュ内雰囲気圧力Ｐ_Ｔとロングノズル内気相領域圧力Ｐ_Ｌとから、上記式（５）に基づいて、タンディッシュ内の液面高さとロングノズル内の二次メニスカス高さとの差ΔＨを求めた。

図４に示されるように、実施例Ａにおいては、二次メニスカスにおいてロングノズル内の下降流が気相を巻き込み、ロングノズル下部の溶鋼中に多くの気泡が群となった気泡プルームが形成される。気泡プルームを構成する気泡のほとんどは、直径が５ｍｍ～１０ｍｍ程度の大型気泡であり、それらはロングノズル内に浮上し捕集される。気泡プルームの外側には直径が１ｍｍ～２ｍｍ程度の小型気泡が分散し、それらの多くはロングノズル外にまで分散しタンディッシュ内湯面を乱すことなく穏やかに浮上する。ロングノズル内の下降流に含まれる非金属介在物は気泡プルームを構成する気泡に捕捉された後、上記小型気泡が形成する穏やかな上昇流に乗ってタンディッシュ湯面へと浮上し除去され得る。気泡プルームを構成する大型気泡は、ロングノズル内の下降流にまとわりつくように制動作用を発揮し、気泡プルーム下端部における下降流速は、注入流量Ｑをロングノズル内二次メニスカス高さ断面積Ｓ_２＝π・（Ｄ_２／２）^２で除した値と、注入流量Ｑをロングノズル出口面積Ｓ_３＝π（Ｄ_３／２）^２で除した値との間の値にまで効果的に制動され得る。このような下降流速の効果的な低減は、タンディッシュ内滞留時間の確保に寄与するとともに、タンディッシュ内の堰の設置を不要とする。それゆえ、図４に示されるように、実施例Ａにおいてはタンディッシュの内部に堰は不要である。

実施例Ａにおいては、上記のようなメカニズムにて、取鍋からノズルを介してタンディッシュへと溶融金属を供給する際に、ノズル内に気相領域と溶融金属の二次メニスカスとが形成され、溶融金属の落下流が二次メニスカスに衝突する際の気相の巻き込み現象（気泡プルームの形成）によって、溶融金属の下降流速が低減され、且つ、非金属介在物が捕捉されたものと考えられる。また、気泡プルームを形成する大型気泡がノズル内に捕集され易く、ノズル周囲のタンディッシュ内湯面が静穏に保たれて、溶鋼の再酸化が防止されたものと考えられる。その結果、実施例Ａは、鋼の清浄度指数について「５」という優れた値を得ることができた。

表１の実施例Ｂは、図４に示されるようなノズルシステムにおいて、図８Ｂに示されるようなノズルを採用した例である。実施例Ｂにおいても、実施例Ａと同様に、タンディッシュ内での再酸化を防止しつつ非金属介在物が効率よく浮上除去されたものと考えられる。その結果、実施例Ｂは、鋼の清浄度指数について「５」という優れた値を得ることができた。

表１の実施例Ｃは、図４に示されるようなノズルシステムにおいて、図８Ｃに示されるようなノズルを採用した例である。実施例Ｃにおいても、実施例Ａと同様に、タンディッシュ内での再酸化を防止しつつ非金属介在物が効率よく浮上除去されたものと考えられる。その結果、実施例Ｃは、鋼の清浄度指数について「５」という優れた値を得ることができた。

表１の実施例Ａ－２は、実施例Ａにおいて溶鋼の供給流量Ｑを変化させた例である。実施例Ａ－２においても、実施例Ａと同様に、タンディッシュ内での再酸化を防止しつつ非金属介在物が効率よく浮上除去されたものと考えられる。その結果、実施例Ａ－２は、鋼の清浄度指数について「４」という優れた値を得ることができな。ただし、実施例Ａ－２は、溶鋼流量が小さく、本開示のシステムを採用することは効果の面で過剰ともいえる。例えば、実施例Ａ－２のロングノズルを通常のロングノズル（図９Ｆ）に取り換えた比較例Ｆ－２においても、鋼の清浄度指数は小さな値であり、必ずしも本開示のシステムの適用が必須というわけではない。比較例Ｆ－２についての詳細は後述する。

表１の実施例Ｂ－２は、実施例Ｂにおいて溶鋼の供給流量Ｑを変化させた例である。実施例Ｂ－２においても、実施例Ｂと同様に、タンディッシュ内での再酸化を防止しつつ非金属介在物が効率よく浮上除去されたものと考えられる。ただし、タンディッシュにおける溶鋼の平均滞留時間τが短いことから、非金属介在物の浮上除去効果が若干であるが損なわれた。結果として、鋼の清浄度指数については「６」と、実施例Ｂに比べると１ポイント上昇した。

表１の実施例Ｃ－２は、実施例Ｃにおいてタンディッシュの内部に堰（図７参照）を設置した例である。実施例Ｃ－２においても、実施例Ｃと同様に、タンディッシュ内での再酸化を防止しつつ非金属介在物が効率よく浮上除去されたものと考えられる。ただし、実施例Ｃ－２では、タンディッシュの内部に設置した堰が実質的なタンディッシュ容量とタンディッシュ内滞留時間を減じて非金属介在物の浮上に若干ではあるが悪影響を及ぼした。結果として、鋼の清浄度指数については「６」と、堰のない実施例Ｃに比べると１ポイント上昇した。

なお、上記の実施例において、ノズルの内部に吹き込まれるＡｒの流量は、定常操業時には０．５～２．０ＮＬ／ｍｉｎの小流量であった。これは、気泡プルームを構成する大型気泡のほとんどを捕集できていることからロングノズル内の気相領域から系外排出される気泡が少なく、気相領域にＡｒを補充する必要が小さかったからである。

表１の比較例Ｄは、図５に示されるようなノズルシステムにおいて、図９Ｄに示されるようなロングノズルを用いた例である。比較例Ｄにおいては、主に体積Ｖの不足に起因して式（３）の値が小さくなり過ぎた結果、気泡による非金属介在物の捕捉効果が十分に発揮されなかったものと考えられる。加えて出口径Ｄ_３が小さ過ぎたため、気泡プルームを構成する大型気泡が十分に捕集されず、タンディッシュ湯面を乱し、溶鋼の再酸化を引き起こしたものと考えられる。これらの悪影響があることから、鋼の清浄度指数は「１０」となった。

比較例Ｄの状態を図５に示す。図５には、ロングノズル周囲のタンディッシュ内湯面に気泡プルームを構成する大型気泡が浮上し湯面を乱している状況を示している。また、気泡プルームの多くがロングノズル外にあり、ロングノズル内で気泡により非金属介在物を捕捉する効果が小さい。

また、比較例Ｄにおいては、ノズルの内部に吹き込まれるＡｒの流量が、定常操業時に１０ＮＬ／ｍｉｎに達した。これは、気泡プルームを構成する気泡の多くが捕集されずロングノズル系外へ排出され、気相領域を維持するために多くのＡｒを補充する必要があったことを示す。

表１の比較例Ｅは、図６に示されるようなノズルシステムにおいて、図９Ｅに示されるようなロングノズルを用いた例である。比較例Ｅにおいては、ロングノズル内にＡｒなどのガスが吹き込まれず、また、ロングノズル接合面などの気密性が高いことから、ロングノズル内が気相の存在を無視し得る充満流状態となった。この時、図６に示されるように、高速の短絡流がタンディッシュの底を這い、タンディッシュ内の溶鋼滞留時間が極端に小さくなる問題が生じたものと考えられる。その結果、比較例Ｅにおける鋼の清浄度指数は「９」と、十分な清浄度が得られなかった。

表１の比較例Ｆは、図７に示されるようなノズルシステムにおいて、図９Ｆに示されるようなロングノズルを用いた例である。比較例Ｆにおいては、ノズル内に１．０ＮＬ／ｍｉｎのＡｒを吹き込んだものの、ロングノズル内部に安定した気相領域が形成されなかった。一方で、比較例Ｆでは、タンディッシュ内に堰を設置したため、比較例Ｅのような短絡流は発生しなかったものの、高速の下降流がタンディッシュ底で反転して生じた上昇流がタンディッシュ湯面に盛り上がりを生じ、湯面上のフラックスによる被覆が破れて、溶鋼の再酸化を引き起こしたものと考えられる。その結果、比較例Ｆにおける鋼の清浄度指数は「８」と、十分な清浄度が得られなかった。

表１の比較例Ｆ－２は、比較例Ｆにおいて溶鋼の流量Ｑを変化させた場合である。比較例Ｆ－２においては、ノズル内に１．０ＮＬ／ｍｉｎのＡｒを吹き込んだものの、ロングロングノズル内部に安定した気相領域が形成されなかった。一方で、比較例Ｆ－２ではタンディッシュ内に堰を設置したので、比較例Ｅのような短絡流は発生しなかったものと考えられる。また、比較例Ｆ－２では、比較例Ｆに対し溶鋼の流量Ｑがかなり小さいので、タンディッシュ内での高速流の発生が抑制され、比較例Ｆのような、タンディッシュ内湯面の盛り上がりによる再酸化を免れたものと考えられる。加えて比較例Ｆ－２では、タンディッシュにおける溶鋼の平均滞在時間τが十分に大きい。その結果、比較例Ｆ－２における鋼の清浄度指数は「６」と、高い清浄度が得られた。逆に言えば、比較例Ｆ－２においては、高い清浄度の鋼を得るには大幅な生産性の低下が強いられるものといえる。

１００ ノズルシステム
１０１ 取鍋
１０１ａ 底面
１０１ｂ 側壁
１０２ タンディッシュ
１０２ａ 底面
１０２ｂ 側壁
１０２ｃ 蓋
１０５ 溶融金属
１１０ ノズル
１１０ａ 流入口
１１０ｂ 流出口
１１１ ロングノズル部
１１１ａ 気相領域
１１１ｂ 二次メニスカス
１１１ｃ 拡径部
１１２ コレクターノズル部
１１３ 接続部
１１４ 流量調整機構（スライディングゲート）
１１４ａ スライド板
１１５ ガス供給機構
１２０ ノズル

Claims (4)

1. 取鍋からノズルを介してタンディッシュへと溶融金属を供給するノズルシステムであって、
   前記ノズルが、上流側である前記取鍋側に流入口を備え、下流側である前記タンディッシュ側に流出口を備え、且つ、上流側から下流側に向かって下向きに延在する、筒状単孔ノズルであり、
   前記ノズルの前記流出口が、前記タンディッシュにおける前記溶融金属の液面よりも下方、且つ、前記タンディッシュの底面よりも上方に位置し、
   前記ノズルが、前記流出口を含むロングノズル部、前記ロングノズル部の上流に配置されるコレクターノズル部、及び、前記ロングノズル部と前記コレクターノズル部との接続部、を備え、
   前記ノズルの外部から内部へと不活性ガスが供給されて、前記ロングノズル部の内部に前記不活性ガスを含む気相領域と前記溶融金属の二次メニスカスとが存在し、
   下記式（１）～（４）の関係が満たされる、
   ノズルシステム。
   １．０≦Ｄ_１／Ｄ_０≦１．４ …（１）
   ０．０１５≦（（Ｄ_２／２）^２－（Ｄ_１／２）^２）／（Ｕ_１・Ｄ_１） …（２）
   １．２≦Ｖ・Ｄ_１／（４Ｑ）≦４．８ …（３）
   Ｄ_１＋８．８Ｑ／Ｖ≦Ｄ_３≦Ｄ_１＋３５．２Ｑ／Ｖ …（４）
   ここで、
   Ｄ_０は、前記接続部における前記コレクターノズル部の内径（ｃｍ）であり、
   Ｄ_１は、前記二次メニスカスよりも上流にある前記ロングノズル部の最小の内径（ｃｍ）であり、
   Ｄ_２は、前記二次メニスカスにおける前記ロングノズル部の内径（ｃｍ）であり、
   Ｄ_３は、前記流出口における前記ロングノズル部の内径（ｃｍ）であり、
   Ｕ_１は、前記内径Ｄ_１の部分における前記溶融金属の平均下降流速（ｃｍ／ｓ）であり、
   Ｑは、前記ノズルに供給される前記溶融金属の流量（ｃｍ^３／ｓ）であり、
   Ｖは、前記二次メニスカスから前記流出口までの前記ロングノズル部の容積（ｃｍ^３）である。
2. 下記式（５）で定義されるΔＨが－１０ｃｍから＋５０ｃｍまでの範囲内にある、
   請求項１に記載のノズルシステム。
   ΔＨ＝（Ｐ_Ｔ－Ｐ_Ｌ）／（ρ・ｇ） …（５）
   ここで、
   Ｐ_Ｔは、前記タンディッシュ内の雰囲気圧力であり、
   Ｐ_Ｌは、前記ロングノズル部内の前記気相領域の圧力であり、
   ρは、前記溶融金属の密度であり、
   ｇは、重力加速度である。
3. 前記流量Ｑが８０００ｃｍ^３／ｓ以上であり、
   前記タンディッシュにおける前記溶融金属の平均滞留時間τが２４０秒以上である、
   請求項１又は２に記載のノズルシステム。
4. 前記タンディッシュが内部に堰を有しない、
   請求項１～３のいずれか１項に記載のノズルシステム。

Images