JP2024085134A - 連続鋳造方法 - Google Patents

Abstract

【課題】連続鋳造方法を提供する。【解決手段】ノズル側壁部１０とノズル側壁部の下端に位置する底面部１１とが備えられ、ノズル側壁部にはタンディッシュ長手方向に平行かつノズル中心を通る仮想面に対して対称な位置に側面部吐出孔１２が一対で設けられ、底面部には１つ以上の底面部吐出孔１３が設けられ、側面部吐出孔の開孔面積の和をＳＳ（ｃｍ２）とし、底面部吐出孔の開孔面積の和をＳＢ（ｃｍ２）とし、底面部のノズル内部側の底面積をＳ（ｃｍ２）としたとき、下記(１)式と下記(２)式を満たす注入ノズルを用い、注入ノズルを下記（３）式及び（４）式を満たすように使用する。０．１４≦ＳＢ／Ｓ…（１）０＜ＳＢ／（ＳＢ＋ＳＳ）≦０．５５…（２）０．１５×Ｘ＋０．１３≧｛Ｑ×(Ｓａ)1/2／（ＳＳ＋ＳＢ）｝…（３）ＶＴ／Ｑ＞５.４ｈ…（４）【選択図】図１

Description

本発明は、高清浄鋼の連続鋳造方法に関するものであり、特に、取鍋底面部に設けた注入ノズルを介して、取鍋内の溶鋼をタンディッシュに注入する連続鋳造方法に関するものである。

鋼の連続鋳造プロセスにおいて、精錬工程で成分と温度を調整された溶鋼は、耐火物容器である取鍋に貯留された状態で、連続鋳造工程を実施する連続鋳造機まで輸送される。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、一般的には取鍋の溶鋼は、取鍋の下面に取り付けられた注入ノズルを介して、一旦取鍋下方に位置する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。

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他に、鋼の精錬時等に不可避的に混入したスラグや、脱酸のために添加されたアルミニウム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、溶鋼中に存在する非金属介在物などがそのまま鋳型内に供給されることが防止されて、鋳片に混入する事がなく、非金属介在物などが原因で生じる圧延時の疵や割れなどを抑制できる。

タンディッシュ内の溶鋼湯面上には、溶鋼中から浮上分離した介在物、保温や再酸化防止のためにタンディッシュ湯面上に供給されるタンディッシュフラックス、取鍋から流出した取鍋スラグ（以下、これらをあわせてタンディッシュスラグという場合がある）が存在する。これらはタンディッシュ内の溶鋼流動などにより溶鋼内に巻き込まれると、溶鋼の清浄性を悪化させる場合がある。特にタンディッシュの溶鋼深さが浅く、注入ノズルとタンディッシュ側壁との間の距離が短い場合には、取鍋からの注入流が底面衝突後に側壁を伝う強い上昇流となることで、タンディッシュスラグの巻き込みが生じて溶鋼清浄性を悪化させる原因となる。よってタンディッシュスラグを溶鋼中に巻き込ませないように流動を制御する事も重要である。

特許文献１には、取鍋からタンディッシュへ溶鋼を注入し、このタンディッシュから連続鋳造用鋳型に溶鋼を供給し、鋳片を連続的に鋳造する鋼の連続鋳造方法であって、取鍋の下端に、有底筒状のロングノズルが配設され、このロングノズルを介して、取鍋からタンディッシュへの溶鋼が注入される構成とされており、ロングノズルは、底面部に開口する底面開口孔と、側面に開口する側面開口孔と、を有しており、それぞれの開口孔の比を一定の範囲内としつつ、定常鋳造時における底面開口孔からの溶鋼流出量が３ｔｏｎ／ｍｉｎを超えないように、取鍋からタンディッシュに向けて溶鋼を注入することを特徴とする鋼の連続鋳造方法が記載されている。

しかし、特許文献１に記載の技術では、底面開口孔からの溶鋼注入量が３ｔｏｎ／ｍｉｎを超えないように溶鋼を注入することとされており、底面開口孔からの溶鋼流出量が３ｔｏｎ／ｍｉｎを超える生産量の大きな連続鋳造には適さない場合がある。

特開２０２０－１７１９５５号公報

社河内敏彦,噴流工学－基礎と応用－，森北出版株式会社，２００４年３月２４日第１版第１刷発行,ｐｐ．３０－３５

本発明はかかる点に鑑みてなされたものであり、タンディッシュ内の溶鋼流動を最適化して介在物の浮上を効果的に促進することが可能な高清浄鋼の連続鋳造方法を提供することを課題とする。

本発明は、特許文献１に記載されたノズルの考え方を基本的に踏襲しつつ、特許文献１では適用外の範囲、即ち、底面部吐出孔からの溶鋼流出量が３ｔｏｎ／ｍｉｎを超える範囲においても、タンディッシュ内の溶鋼流動を最適化して介在物の浮上を効果的に促進する手段を検討した。

そのため、本発明者らは、従来技術の問題点を解決するために、鋭意実験、検討を重ねた。その結果、溶鋼中の非金属介在物の浮上除去の促進をはかり、かつタンディッシュ湯面上に浮上分離された非金属介在物およびタンディッシュスラグの巻き込みによる溶鋼中への流入を防止するためには、最適な注入ノズル形状だけでなく、タンディッシュ内での注入ノズルの配置方法、および溶鋼流量条件があることを見出した。なお、本発明は、溶鋼流出量が３ｔｏｎ／ｍｉｎを超える範囲に限定するものではなく、３ｔｏｎ／ｍｉｎ以下の範囲に適用してもよい。

本発明の要旨は、次の通りである。
取鍋内の溶鋼をタンディッシュ内に注入する注入ノズルを使用する連続鋳造方法であって、
前記注入ノズルとして、筒状のノズル側壁部と、前記ノズル側壁部の下端に位置する底面部とが備えられ、前記ノズル側壁部には、前記タンディッシュの長手方向に平行かつノズル中心を通る仮想面に対して対称な位置に、少なくとも２つの側面部吐出孔が一対で設けられ、前記底面部には、１つ以上の底面部吐出孔が設けられ、前記側面部吐出孔の開孔面積の和をＳＳ（ｃｍ^２）とし、前記底面部吐出孔の開孔面積の和をＳＢ（ｃｍ^２）とし、前記底面部のノズル内部側の底面積をＳ（ｃｍ^２）としたとき、前記底面部の底面積Ｓに対する底面部吐出孔の開孔面積ＳＢとの比であるＳＢ／Ｓが下記(１)式の範囲にあり、総開孔面積に対する底面部吐出孔の開孔面積の比であるＳＢ／（ＳＢ＋ＳＳ）が下記(２)式の範囲にある注入ノズルを用い、
前記注入ノズルを、下記（３）式及び（４）式を満たすように使用することを特徴とする連続鋳造方法。
０．１４≦ＳＢ／Ｓ … （１）
０＜ＳＢ／（ＳＢ＋ＳＳ）≦０．５５ … （２）
０．１５×Ｘ＋０．１３≧｛Ｑ×(Ｓａ)^1/2／（ＳＳ＋ＳＢ）｝ … （３）
Ｖ_Ｔ／Ｑ＞５.４ｈ … （４）
ただし、上記（３）式及び（４）式におけるＱ(単位：ｔｏｎ/ｍｉｎ）は、前記取鍋から前記タンディッシュに溶鋼を注入する際の溶鋼流量である。
上記（３）式におけるＸ（単位：ｍ）は、前記側面部吐出孔から、溶鋼吐出方向に伸びる直線を引いた場合に、前記側面部吐出孔からタンディッシュ壁面までの距離であり、Ｓａ（単位：ｃｍ^２）は、対象とする側面部吐出孔の開口面積である。
上記（４）式におけるＶ_Ｔ（単位：ｔｏｎ）は、前記タンディシュの溶鋼容量であり、ｈ（単位：ｍ）は、前記タンディッシュのロングノズル浸漬位置における溶鋼深さである。

本発明によれば、取鍋底面に配置された注入ノズルを介して、取鍋内溶鋼をタンディッシュ内に注入させて鋳型へと溶鋼を供給する際に、取鍋からタンディッシュへの注入溶鋼量およびタンディッシュの形状を考慮することにより、取鍋からタンディッシュ内に流入するアルミナ等の脱酸系介在物および取鍋スラグに起因するスラグ系介在物の浮上除去が安定して促進され、タンディッシュ湯面上に浮上分離された前記介在物およびタンディッシュスラグの溶鋼流動に起因する巻き込みを安定して抑制することができる。その結果、非金属介在物の少ない清浄性に優れた高清浄鋼を製造できる。

本発明に係る注入ノズル及びタンディッシュを示す縦断面模式図である。 本発明に係る注入ノズルを示す模式図である。 本発明に係る注入ノズルとタンディッシュとの位置関係を示す模式図である。 本発明に係るパラメータ｛（Ｓａ)^1/2×｛Ｑ／（ＳＳ＋ＳＢ）｝と側壁吐出孔からタンディッシュ内壁までの距離（Ｘ）との関係が及ぼす、底面部吐出孔からの溶鋼流量ＱＢが３ｔｏｎ／ｍｉｎを超える条件での溶鋼清浄性への影響を表す図である。 本発明に係るタンディッシュ溶鋼湯面の高さｈとタンディッシュ溶鋼容量と溶鋼流量の比（Ｖ_Ｔ／Ｑ）との関係が及ぼす、底面部吐出孔からの溶鋼流量ＱＢが３ｔｏｎ／ｍｉｎを超える条件での溶鋼清浄性への影響を表す図である。 ロングノズル底面部吐出孔からタンディッシュへの溶鋼流量の影響を比較するため、本発明の要件を満たした実施例と、そうでない実施例における鋳型内への介在物流入数をロングノズル底面部吐出孔からタンディッシュへの溶鋼流量に対して示した図である。

１．基本的な考え方
取鍋からタンディッシュへの注入ノズルとして、従来の底面部の無い注入ノズルを用いた場合には、注入ノズルからタンディッシュの底面に向かう溶鋼流動が形成される。取鍋から注入ノズルを介して溶鋼をタンディッシュ内に注入する際、非常に大きな乱流エネルギーが生じる。しかし、底面部の無い従来の注入ノズルでは、取鍋から流出した溶鋼は、注入ノズル内に留まらずにまっすぐに通過するように流れる。そして、溶鋼の流れは、タンディッシュの底面に衝突した後に、ノズルの全周方向に拡散するとともに乱流エネルギーも急激に減少する。この場合、溶鋼内の介在物の凝集が十分に行われず、凝集・粗大化されない微細な介在物をタンディッシュ内において浮上させて十分に除去することができない。除去しきれなかった介在物は溶鋼とともに鋳型に流れてしまい、最終的に製造される鋼の品質が低下する。

また、タンディッシュ内に貯留された溶鋼湯面は、溶鋼の保温や再酸化防止を目的に意図的に添加される酸化物等の混合物で形成された合成フラックスや焼籾、または不可避的に再酸化によって生じるスラグや取鍋から流入するスラグなどによってその表面が覆われている（以下、これらをタンディッシュスラグという場合がある）。ここで、従来の底面部の無い注入ノズルを用いてタンディッシュ内に溶鋼を供給した場合であって、注入ノズルとタンディッシュの側壁との距離が短い場合は、注入ノズルを出て底面に衝突した溶鋼によって、タンディッシュの側壁を伝う強い上昇流動が形成される。この上昇流がタンディッシュ湯面に到達すると、前述の溶鋼湯面を覆うタンディッシュスラグ等が溶鋼中に巻き込まれてしまい、溶鋼の清浄性を悪化させる。また上昇流動によりタンディッシュ湯面が盛り上がることで裸湯が形成され、再酸化による溶鋼汚染を引き起こしてしまう。

一方、特許文献１に記載された注入ノズルの考え方を基本的に踏襲する本発明では、注入ノズルの底面に底面部を設けて、注入ノズル内において溶鋼の循環流を発生させる。これにより、注入ノズル内において乱流エネルギーの高い状態を持続させることが可能となり、溶鋼中の微細な介在物を凝集・粗大化させて、介在物を浮上分離させることが可能になる。また、注入ノズルに側面部吐出孔と底面部吐出孔を設けて、溶鋼の流れを側面部吐出孔から吐出させる流れと、底面部吐出孔から吐出させる流れとに分配させて、タンディッシュ内での溶鋼の流速を抑制させるようにする。これにより、介在物を充分に浮上させ、溶鋼から介在物を除去させることができる。

ここで、ノズル側面に設けた側面部吐出孔からの吐出流は、タンディッシュの壁面と衝突して壁面を伝う上昇流となり、溶鋼湯面に向かう速い流れを形成して、スラグなどの巻き込みが発生することがある。従って、ノズル形状と、溶鋼の吐出速度と、ノズルの設置位置を適正にする必要があると考える。

つまり、側面に設けた側面部吐出孔から、吐出方向に伸びる直線を引いた場合に、その側面部吐出孔からタンディッシュの壁面までの距離をＸとし、取鍋からの溶鋼流量Ｑと注入ノズルの底面部吐出孔および側面部吐出孔の開口面積の和（ＳＳ＋ＳＢ）との関係を適切に設定することで、スラグの巻き込みをより低減することができると考える。

加えて、ノズル底面に設けた底面部吐出孔からの溶鋼の吐出流は、タンディッシュの底面に介在物を放出するものであるため、溶鋼湯面に浮上しきれずに溶鋼中に残留する介在物が発生するおそれがあることから、適正なタンディッシュ形状を設定して介在物の溶鋼湯面への浮上分離を促す必要があると考える。つまり、タンディシュの溶鋼容量と注入ノズルからの溶鋼流量およびタンディッシュ内のロングノズル浸漬位置における溶鋼深さを適切に設定することで、介在物を浮上分離し鋳型内への混入を防ぐことができる。

２．数値流体解析による検討
上記した基本的な考え方に関し、溶鋼湯面流速増大による介在物またはスラグの巻き込み発生に注目して、特許文献１に記載の注入ノズルを参考にしてFULUENT 14.0（登録商標）を用いた数値流体解析を実施した。

なお、特許文献１に記載の注入ノズルは、以下の構成を備えている。
特許文献１に記載の注入ノズルは、底面部に開口する底面開口孔と、側面に開口する側面開口孔と、を有しており、底面部の全面積をＳ（ｍ^２）、底面開口孔の面積をＳＢ（ｍ^２）、側面開口孔の総開口面積をＳＳ（ｍ^２）、定常時におけるノズル内の流速をｖ（ｍ／ｓ）とした場合に、以下の（ｉ）～（ｉｉｉ）式を満足する。
（ｉ）式：０．１４≦ＳＢ／Ｓ
（ｉｉ）式：０＜ＳＢ／（ＳＢ＋ＳＳ）≦０．５５
（ｉｉｉ）式：ｖ^２×（Ｓ－ＳＢ）≧０．００３５

以上が、特許文献１に記載されている注入ノズルの、基本的な構成である。但し、本明細書の背景技術の説明部分で述べたように、特許文献１では、底面開口孔、すなわち底面部吐出孔からの溶鋼流出量が３ｔｏｎ／ｍｉｎを超えないようにしなければならず、操業条件に制約が発生する。特に、鋳片の生産量を増加させるため注入ノズルからの溶鋼流量を増加させた場合、不可避的に底面部吐出孔からの溶鋼流出量も増加し、本来の効果を発揮できない。一方で、底面部吐出孔からの溶鋼流量ＱＢを抑えるため側面部吐出孔の面積を大きくした場合、側面部吐出孔からの吐出流により溶鋼湯面のスラグの巻き込みにより介在物が発生する。

本発明者らは、取鍋内の溶鋼をタンディッシュ内に注入させて鋳型へと溶鋼を供給する際に、溶鋼流量およびタンディッシュの形状の影響を考慮に入れることによって、基本的には特許文献１に記載された考え方を踏襲しつつ、注入ノズルからの溶鋼流量を増加した場合でも効果的な連続鋳造方法を知見するに至った。

すなわち、特許文献１に記載された形状の注入ノズルを用いる連続鋳造方法に関して、熱流体解析ソフトFULUENTを用いた数値流体解析を行った。その結果、適正な条件下では、注入ノズルの底面部吐出孔および側面部吐出孔から流出した介在物のいずれも、鋳型に直接流入せずにタンディッシュ内で浮上分離できることが分かった。すなわち、以下に述べる知見を得るに至った。

［１］溶鋼流量およびタンディッシュの形状の影響を考慮に入れた指標
溶鋼流量が大きく、かつノズル側面に設けた側面部吐出孔がタンディッシュの壁面に近いほど、吐出された溶鋼が勢いよくタンディッシュの壁面に衝突することで上昇流を形成し、タンディッシュ湯面流速を増加させる。湯面流速が大きい場合、タンディッシュの湯面に不可避的に浮かぶ介在物やスラグなどが溶鋼に巻き込まれ、溶鋼の清浄性が悪化すると考えられる。そのため、タンディッシュおよびノズル形状に加えて溶鋼流量を適正な値にする必要がある。すなわち、ノズルの側面に設けた側面部吐出孔の吐出方向に伸びる直線上における側面部吐出孔からタンディッシュの壁面間の距離に加えて、溶鋼流量が溶鋼の湯面流速に大きく影響する。

タンディッシュ内の溶鋼の湯面流速は、吐出流がタンディッシュの壁面に衝突する際の速度で決まり、そのタンディッシュの壁面に衝突する際の速度は、溶鋼流量、ノズル側面の側面部吐出孔１つあたりの開孔面積、側面部吐出孔の吐出方向に直線を引いた場合の直線とタンディシュ壁面との交点から吐出孔までの距離が関係すると考えた。

ここで、非特許文献１によると、注入ノズルの吐出流のレイノルズ数が大きい場合、ノズル径ｄ、ノズル出口流速Ｕ_ｍとしたときの、ノズルからの距離ｘ（吐出流の行程長さ）での中心流速Ｕ_ｃには、以下の関係が成り立つ。

Ｕ_ｃ ∝ ｄ×Ｕ_ｍ／ｘ … （ｉｖ）

すなわち、今回の数値流体解析では、側面吐出孔の開口面積の平方根、吐出孔の開口面積の総和、吐出速度、タンディッシュ壁面との距離によって、タンディッシュの壁面での吐出流の衝突速度が推算できるといえる。

ここで、注入された溶鋼の各孔からの吐出速度Ｕ_ｍは、図３に示すように、（溶鋼流量）／（全開口部の開口面積の和）で見積もれることが数値計算より分かった。そうすると、ノズル径：ｄ∝（対象とする側面部吐出孔の開口面積：Ｓａ）^１／２、吐出速度：Ｕｍ ∝（溶鋼流量：Ｑ）／（全開口部の開口面積の和：ＳＳ＋ＳＢ）、タンディッシュ壁面との距離：ｘ∝ 対象とする側面部吐出孔から溶鋼の吐出方向に伸びる直線を引いた場合、その側面部吐出孔からタンディッシュの壁面までの距離：Ｘ、より、タンディッシュ壁面での衝突速度：Ｕ_ｃ ∝ ｄ×Ｕ_ｍ／ｘ ∝ （Ｓａ）^１／２×｛Ｑ／（ＳＳ＋ＳＢ）｝／Ｘ という比例関係にあることが分かる。

ここで、側面部吐出孔からの溶鋼の吐出方向は、上向きであれば上昇流が形成されることで介在物の浮上分離には良いと考えられるが、一定の上向き角度までは、上記のタンディッシュの湯面に形成される湯面流速と上向き角度との相関性は小さく、巻き込みに与える影響も小さい。

スラグの巻き込みをより低減するためには、タンディッシュの壁面での衝突速度：Ｕ_ｃの値が［（Ｓａ）^１／２×｛Ｑ／（ＳＳ＋ＳＢ）｝／Ｘ］というパラメータの所定値（λ）よりも小さいこと、という結論が導かれたことになる。

上記の結論は、［（Ｓａ）^１／２×｛Ｑ／（ＳＳ＋ＳＢ）｝／Ｘ］≦λと書き表すことができる。ここで、ＳＢ／Ｓを小さくすることはＳＢを小さくすることであり、かつ、［（Ｓａ）^１／２×｛Ｑ／（ＳＳ＋ＳＢ）｝／Ｘ］を大きくすることである。但し、この指標がλを超えることでスラグ巻き込みが発生することになる。

［２］タンディッシュ容量、タンディッシュへの溶鋼流入量およびタンディッシュ内溶鋼深さを考慮した指標
数値解析より注入ノズルの底面部吐出孔より流出した介在物は、タンディッシュの底面に到達し、溶鋼との密度差によって浮上しながらタンディッシュから鋳型への流出部に向かって移動する。この間に浮上しきれなかった介在物は、鋳型へと流出する。このため、底面部吐出孔からの介在物に対しては、タンディッシュの溶鋼湯面高さを小さくするとともに、タンディッシュが収容可能な溶鋼容量を増やすことで、介在物の浮上分離に必要な時間を確保することが重要と考えた。ここでタンディッシュ内の溶鋼の平均滞留時間はＶ_Ｔ／Ｑで算出され、この時間内に介在物がタンディッシュの底面より浮上して溶鋼湯面に到達すればよい。介在物の浮上速度をｖ_Ｐ、タンディッシュの注入ノズル浸漬位置における湯面深さをｈとすると、介在物が溶鋼湯面に到達するのに必要な時間は、ｈ／ｖ_Ｐで表される。一方、実際のタンディッシュの底面では、注入ノズルからの溶鋼流入を受けてショートパスが生じることから、Ｖ_Ｔ／Ｑとｈ／ｖ_Ｐに補正値γを掛け合わせて（Ｖ_Ｔ／Ｑ）／（ｈ／ｖ_Ｐ）＞γであれば、ノズルの底面部吐出孔から排出された介在物が直接鋳型に流入することを防ぐことができる。また、介在物の浮上速度ｖ_Ｐは、介在物の径、介在物の密度によって決まる固有の値であり、係数δを使って（Ｖ_Ｔ／Ｑ）＞γ×ｈ／ｖ_Ｐ＝δ×ｈと表すことができる。

上記［１］、［２］で示した関係について調査するため、ＳＢ／（ＳＳ＋ＳＢ）＝０．２２、ＳＢ／Ｓ＝０．２１の注入ノズルを用いて、FLUENTでの計算を実施した。開口面積ＳＳを構成する側面部吐出孔は４個であり、それらの孔形状は縦１００ｍｍ×横７０ｍｍの同一形状である。次に、開口面積ＳＢを構成する底面部吐出孔は１個であり、その孔径は１００ｍｍである。この注入ノズルを用いて、タンディッシュの形状を長さ６ｍ、幅２ｍ、溶鋼深さ１．０ｍとして、密度７０００ｋｇ／ｍ^３の溶鋼を密度３０００ｋｇ／ｍ^３、直径１００μｍの介在物とともに注入し、タンディッシュから流出する介在物の量を算出した。その結果、下記の（３）式及び（４）式の条件を満たす場合に、注入ノズルからの溶鋼流入量によらず、介在物が鋳型にほとんど流出しないことが分かった。

０．１５×Ｘ＋０．１３≧｛Ｑ×（Ｓａ）^１／２／（ＳＳ＋ＳＢ）｝・・・（３）

Ｖ_Ｔ／Ｑ＞５．４ｈ・・・（４）

以下、本実施形態の連続鋳造方法および連続鋳造方法に適用可能な注入ノズルについて説明する。

図１は、本実施形態の注入ノズル及びタンディッシュを示す縦断面模式図である。図２は、本実施形態の注入ノズルを示す模式図であって、（ａ）は側面図であり、（ｂ）は（ａ）のＡＡ’線の断面図であり、（ｃ）は（ｂ）のＢＢ’線の断面図であり、（ｄ）は（ｂ）のＣＣ’線の断面図である。また、図３は、本実施形態の注入ノズルとタンディッシュとの位置関係を示す模式図である。

取鍋１の底面側に、本実施形態に係る注入ノズル９が備えられており、この注入ノズル９は、取鍋１の底面に設けられたスライディングゲート２１の下側プレート７の下面に固定される下ノズル８に接続されている。

スライディングゲート２１は、下側プレート７と、下側プレート７の上側（取鍋側）に配置された上側プレート６とを有している。上側プレート６の上部が、取鍋１の底部の流出孔１ａに設けられたテーパー状の羽口ノズル５に固定されている。また、下側プレート７は油圧シリンダーとロッドによってスライドし、溶鋼の注入量を調節する構造となっている。

羽口ノズル５には貫通孔５ａが形成され、上側プレート６、下側プレート７、下ノズル８にも各々貫通孔が形成されている。なお取鍋１の底部は、内側から順にウエアレンガ４、パーマレンガ３、鉄皮２で構成されている。

タンディッシュ１５には、図１に示すように、注入ノズル９が下方向に向けて挿入される。この注入ノズル９より、上方の取鍋１からタンディッシュ１５内に溶鋼を供給することができる。タンディッシュ１５に流入した溶鋼はタンディッシュ１５内を滞留した後にタンディッシュ下部に設置された浸漬ノズルを介して鋳型へと供給される。また、タンディッシュ１５に貯留される溶鋼Ｍの湯面は、図示略のタンディッシュスラグによって覆われている。

次に、注入ノズル９の構造について詳細に説明する。
図１及び図２に示すように、注入ノズル９は、筒状のノズル側壁部１０と、ノズル側壁部１０の下端に位置する底面部１１とが備えられている。

ノズル側壁部１０は、下ノズル８から続く上部１０ａと、上部１０ａから続き内径が下方に行くほどテーパー状に広がる中間部１０ｂと、中間部１０ｂから続き円筒形状を有する下部１０ｃとを有している。下部１０ｃに側面部吐出孔１２が設けられている。図２に示す例では、側面部吐出孔１２が４つ設けられているが、側面部吐出孔１２の個数は２つ以上であれば特に限定されない。

注入ノズル９の底面部１１は、ノズル側壁部１０の下部の下端に接続されている。底面部１１には、底面部吐出孔１３が設けられている。図１に示す例では底面部吐出孔１３は１つだが、底面部吐出孔１３は底面部１１に複数設けてもよい。底面部１１は、ノズル側壁部１０の下端から水平方向に向けて底面部吐出孔１３を囲むように突出している。この構成により、底面部吐出孔１３の開口面積は、ノズル側壁部の下部の開口断面積よりも小さくされている。取鍋１から注入ノズル９に移動した溶鋼は、そのまま全部が底面部吐出孔１３から吐出されず、一部が底面部１１に当たってノズル内を循環する流れが生じる。

さらに、図１に示すように、注入ノズル９からタンディッシュ１５に吐出される溶鋼流内に、直径がサブミリからミリ単位の微細な気泡２０を混入させてもよい。気泡２０を混入させると、その個数が非常に多くかつ単独の浮力では浮上分離し難い微小な介在物が気泡に付着し、この気泡２０の浮力によって、これらの微小な介在物の分離、浮上を飛躍的に高める事が出来る。ただし、溶鋼は耐火物に対して濡れにくいため、多孔質煉瓦を通じて溶鋼中にガスを吹き込んでも微細な気泡を得る事が出来ない。

そこで、注入ノズル９内において溶鋼の注入流の周囲にガス空間Ｇを形成し、取鍋からの溶鋼の注入流Ｆが注入ノズル９内の溶鋼表面Ｓに衝突した際に、周囲のガスを巻き込んで、直径がサブミリからミリ単位の径の微細な気泡２０を形成させるとよい。

注入ノズル９の内部にガス空間Ｇを形成させるためには、注入ノズル９の内部に不活性ガスを供給するとよい。具体的には、ノズル側壁部１０の上端側にガス供給孔を設けて注入ノズル９内に不活性ガスを供給してもよく、ノズル側壁部１０の上端と下端の間のいずれかの位置にガス供給孔を設け、そこから注入ノズル９内に不活性ガスを供給してもよい。不活性ガスの供給位置は、注入ノズル９内の溶鋼表面Ｓよりも高い位置とすることが、微細な気泡２０を形成できる点で望ましい。

注入ノズル９内で生成した微細な気泡２０は注入ノズル９に設けられた側面部吐出孔１２またはノズル底面部の底面部吐出孔１３からタンディッシュ１５内に流出するが、気泡２０の浮力により全てタンディッシュ１５内にて浮上するために、これらが鋳型まで到達してピンホール等の欠陥に繋がることはない。

ところでタンディッシュ１５内に貯留された溶鋼湯面は、前述したように、タンディッシュスラグに覆われている。タンディッシュスラグは、溶鋼の保温や再酸化防止を目的に意図的に添加される酸化物等の混合物で形成された合成フラックスや、焼籾、または不可避的に再酸化によって生じる酸化物や取鍋から流入するスラグなどからなる。

ここで、底面部を有しない従来の注入ノズルを用いてタンディッシュ内に溶鋼を供給すると、先に説明したように、注入ノズルを出てタンディッシュの底面部に衝突した溶鋼がタンディッシュの側壁を伝う強い上昇流動が形成される。その上昇流がタンディッシュ湯面に到達すると、前述のタンディッシュスラグを溶鋼中に巻き込んでしまい、溶鋼の清浄性を悪化させる。また上昇流動によりタンディッシュ湯面が盛り上がることで裸湯を形成して、再酸化による溶鋼汚染を引き起こしてしまう。したがって注入ノズルの形状およびその配置については適正なものを選択する必要がある。

そこで注入ノズル内の乱流エネルギーの活用による介在物同士または介在物と気泡の凝集合体促進および溶鋼汚染を引き起こさない溶鋼流動制御を行うためには、以下の注入ノズル形状とすることが有効である。

すなわち、側面部吐出孔１２の開孔面積の和をＳＳとし、底面部吐出孔１３の開孔面積の和をＳＢとし、底面部１１のノズル内部側の底面積をＳとしたとき、底面部１１の底面積Ｓに対する底面部吐出孔１３の開孔面積ＳＢとの比であるＳＢ／Ｓを下記(１)式の範囲とする。また、総開孔面積に対する底面部吐出孔の開孔面積の和の比であるＳＢ／（ＳＳ＋ＳＢ）を下記(２)式の範囲とする。

０．１４≦ＳＢ／Ｓ … （１）
０＜ＳＢ／（ＳＢ＋ＳＳ）≦０．５５ … （２）

ＳＢ／Ｓが０．１４未満では、相対的に底面部吐出孔１３の開口面積が小さくなり、ノズル内における乱流エネルギーを高位にすることは出来るが、ノズル側壁部１０に設けた側面部吐出孔１２からの溶鋼の流速が大きくなり、これによりタンディッシュスラグの巻き込みが生じてしまう。ＳＢ／Ｓの上限は特に設定する必要はないが、０．８０以下にするとよい。これにより、ノズル内の乱流エネルギーが十分になり、凝集合体促進効果を得る事が出来る。

ＳＢ／（ＳＳ＋ＳＢ）が０では、底面部吐出孔１３の開口面積が０になり、側面部吐出孔１２からの溶鋼の吐出流速が大きくなりすぎてしまい、タンディッシュ湯面におけるタンディッシュスラグの巻き込みや再酸化による溶鋼汚染を引き起こしてしまう。一方、ＳＢ／（ＳＳ＋ＳＢ）が０．５５を超えると、底面部吐出孔１３の開口面積が相対的に過大になって、底面部吐出孔１３からの溶鋼の吐出流速が大きくなり、従来ノズルと同様の流動状態となり、溶鋼の乱流エネルギーが減少して介在物の凝集が進まずに介在物の浮上性が低下し、溶鋼の清浄性が悪化する。

次に、図３（ａ）には、本実施形態に係る注入ノズル９をタンディッシュ１５に挿入した際の挿入位置を平面図で示す。図３（ａ）では、注入ノズル９の横断面を示している。また、図３（ａ）における符号１８は、タンディッシュ１５の側壁である。タンディッシュ１５内において注入ノズル９は、側面部吐出孔１２の一つが、タンディッシュ１５の側壁に向けられている。

そして、本実施形態の連続鋳造方法では、図３（ａ）に示すように、側面部吐出孔１２から、溶鋼吐出方向に伸びる直線を引いた場合に、側面部吐出孔１２からタンディッシュの壁面までの距離をＸ（単位：ｍ）とし、取鍋１からタンディッシュ１５に溶鋼を注入する際の溶鋼流量をＱ(単位：ｔｏｎ/ｍｉｎ）とし、対象とする側面部吐出孔１２の開口面積をＳａ（単位：ｃｍ^２）とした場合に、下記（３）式を満たす必要がある。

また、図３（ｂ）には、本実施形態に係る注入ノズル９をタンディッシュ１５に挿入した際の挿入位置を側面模式図で示す。図３（ｂ）では、注入ノズル９の縦断面を示している。また、図３（ｂ）では、取鍋１から注入ノズル９を介してタンディッシュ１５に溶鋼Ｍを注入している状態を示している。図３（ｂ）に示すように、タンディシュ１５の溶鋼容量をＶ_Ｔ（単位：ｔｏｎ）とし、取鍋１からタンディッシュ１５に溶鋼を注入する際の溶鋼流量をＱ(単位：ｔｏｎ/ｍｉｎ）とし、タンディッシュ１５のノズル浸漬位置における溶鋼深さをｈ（単位：ｍ）としたとき、下記（４）式を満たす必要がある。

０．１５×Ｘ＋０．１３≧｛Ｑ×(Ｓａ)^1/2／（ＳＳ＋ＳＢ）｝ … （３）
Ｖ_Ｔ／Ｑ＞５.４ｈ … （４）

上述したように、上記式（３）及び（４）を満足するように連続鋳造を行うことで、注入ノズル９からの溶鋼流入量によらず、介在物が鋳型にほとんど流出させないようにすることができる。

以上説明したように、本実施形態によれば、注入ノズル９を介して、取鍋１内の溶鋼をタンディッシュ１５に注入させて鋳型へと溶鋼を供給する際に、取鍋１からタンディッシュ１５への注入溶鋼量およびタンディッシュの形状を考慮することで、取鍋１からタンディッシュ１５内に流入するアルミナ等の脱酸系介在物および取鍋スラグに起因するスラグ系介在物の浮上除去が安定して促進され、タンディッシュ湯面上に浮上分離された介在物およびタンディッシュスラグの溶鋼流動に起因する巻き込みを安定して抑制することができる。その結果、非金属介在物の少ない清浄性に優れた高清浄鋼を製造できる。

前記した結論を確かめるために、転炉－二次精錬工程を経た溶鋼を、表１Ａ～表５Ｂに示す種々の注入ノズルを用いて、タンディッシュ内に注湯した後、連続鋳造機にて鋳造して鋳片とした。溶鋼は、Ｃ濃度０．２質量％のアルミキルド鋼を使用し、タンディッシュ内に供給した。

注入ノズルは（１）式、（２）式を満たすものを使用した。ノズルの上部に相当する直胴部の内径は１００ｍｍとし、下部の内径は２２０ｍｍとした。上部と下部との間にはテーパー状に広がる中間部を設けた。ノズルの底面部には底面部吐出孔を１個設け、側面部には側面部吐出孔を２個または４個設けた。このような注入ノズルを２１種類用意した。

側面部吐出孔の合計面積ＳＳは、３６４ｃｍ^２～１４０ｃｍ^２であり、底面部吐出孔の面積ＳＢは９５ｃｍ^２とし、底面部の面積Ｓは３８０ｃｍ^２とし、側面部吐出孔の角度を上向き３０度から０度の範囲とした。タンディッシュはＮｏ.１～Ｎｏ．３を使用し、溶鋼容量Ｖ_Ｔをそれぞれ９０ｔｏｎ、６５ｔｏｎ、４４ｔｏｎとした。また、タンディッシュＮｏ.１～Ｎｏ．３についてそれぞれ、ノズル浸漬地点における溶鋼深さｈを１ｍ、０．８５ｍ、０．７ｍとした。溶鋼流量Ｑは、１６ｔｏｎ／ｍｉｎ、１４ｔｏｎ／ｍｉｎ、１２ｔｏｎ／ｍｉｎ、１０ｔｏｎ／ｍｉｎとした。

取鍋容量３００ｔの溶鋼の連々鋳を行い、幅１６００ｍｍ、厚み２５０ｍｍ鋳片を製造した。鋳片の幅中央から４００ｍｍ、鋳片Ｌ面表層から４０ｍｍの深さの位置にある介在物の集積帯位置から、６０×４０×４０ｍｍのサンプルを切り出して３０μｍ以上の大きさの非金属介在物を捕集する網の中で、塩化第一鉄水溶液中で約４００～５００ｇ電気分解を行って非金属介在物を電解抽出しスライムとして捕集した。捕集したスライムを水簸（水洗しながら非金属介在物のみを分離捕集すること）、分級したのちに、鋼製品の欠陥原因となると考えられる１００μｍ以上の介在物の個数を測定した。

図４に、底面部吐出孔からの溶鋼流量ＱＢが３ｔｏｎ／ｍｉｎを超え、かつ、Ｖ_Ｔ／Ｑ＞５.４ｈを満たす条件において、縦軸に（Ｓａ)^1/2×｛Ｑ／（ＳＳ＋ＳＢ）をとり、横軸にＸをとり、介在物個数が１５個／ｋｇ超のものと、１５個／ｋｇ以下のものの関係を評価した。事前に検討したように、縦軸の（Ｓａ)^1/2×｛Ｑ／（ＳＳ＋ＳＢ）の値が小さく（即ち、「対象吐出孔の孔径」と「全吐出孔の面積当たりの溶鋼流量」との積が小さいほど）、かつ、横軸のＸの値が大きい場合（即ち、対象吐出孔からタンディッシュ内壁までの吐出溶鋼の到達距離が長いほど）、介在物が少ない。すなわち、（３）式の関係を満たす場合に、介在物の少ない鋳片が得られた。

図５に、底面部吐出孔からの溶鋼流量ＱＢが３ｔｏｎ／ｍｉｎを超え、かつ、（３）式を満たす条件において、縦軸にＶ_Ｔ／Ｑをとり、横軸にｈをとり、介在物個数が１５個／ｋｇ超のものと、１５個／ｋｇ以下のものの関係を評価した。事前に検討したように、横軸のｈの値が小さく、かつ、横軸のＶ_Ｔ／Ｑの値が大きい場合、介在物が少ない。すなわち、（４）式の関係を満たす場合で介在物の少ない鋳片が得られた。

図６に、縦軸に１００μm超介在物個数密度を、横軸に底面部吐出孔からの溶鋼流量ＱＢをとり、（３）、（４）式を満たす条件、（３）式を満たし（４）式を満たさない条件、（３）式を満たさず（４）式を満たす条件にわけて関係を評価した。（３）あるいは（４）式を満さない条件では、底面部吐出孔からの溶鋼流量ＱＢが３ｔｏｎ／ｍｉｎを超えると１００μm超介在物個数密度が大きく増加したのに対して、（３）、（４）式を満たす条件では、底面部吐出孔からの溶鋼流量ＱＢが３ｔｏｎ／ｍｉｎを超えても１００μm超介在物個数密度は非常に小さい値で推移した。

すなわち、（１）式と（２）式を満足する注入ノズルを、（３）、（４）式を満足するように用いることによって、吐出流がタンディッシュの壁面に衝突することで強い上昇流を作りスラグの巻き込みが発生する現象を抑制し、この注入ノズル本来の介在物浮上効果と相俟って溶鋼清浄化効果を発揮することが確かめられた。

１…取鍋、１ａ…取鍋流出孔、２…鉄皮、３…パーマレンガ、４…ウェアレンガ、５…羽口ノズル、５ａ…貫通孔、６…上側プレート、７…下側プレート、８…下ノズル、９…注入ノズル、１０…ノズル側壁部、１０ａ…上部、１０ｂ…中間部（テーパー状）、１０ｃ…下部、１１…底面部、１２…側面部吐出孔、１３…底面部吐出孔、１５…タンディッシュ、１６…底壁、１７…短辺壁、１８…長辺壁、１９…天井壁、２０…気泡、２１…スライディングゲート、Ｍ…溶鋼、Ｆ…取鍋からの溶鋼の注入流、Ｓ…注入ノズル内の溶鋼表面、Ｇ…注入ノズル内部のガス空間、Ｏ…ノズル中心。

Claims (1)

1. 取鍋内の溶鋼をタンディッシュ内に注入する注入ノズルを使用する連続鋳造方法であって、
   前記注入ノズルとして、筒状のノズル側壁部と、前記ノズル側壁部の下端に位置する底面部とが備えられ、前記ノズル側壁部には、前記タンディッシュの長手方向に平行かつノズル中心を通る仮想面に対して対称な位置に、少なくとも２つの側面部吐出孔が一対で設けられ、前記底面部には、１つ以上の底面部吐出孔が設けられ、前記側面部吐出孔の開孔面積の和をＳＳ（ｃｍ^２）とし、前記底面部吐出孔の開孔面積の和をＳＢ（ｃｍ^２）とし、前記底面部のノズル内部側の底面積をＳ（ｃｍ^２）としたとき、前記底面部の底面積Ｓに対する底面部吐出孔の開孔面積ＳＢとの比であるＳＢ／Ｓが下記(１)式の範囲にあり、総開孔面積に対する底面部吐出孔の開孔面積の比であるＳＢ／（ＳＢ＋ＳＳ）が下記(２)式の範囲にある注入ノズルを用い、
   前記注入ノズルを、下記（３）式及び（４）式を満たすように使用することを特徴とする連続鋳造方法。
   ０．１４≦ＳＢ／Ｓ … （１）
   ０＜ＳＢ／（ＳＢ＋ＳＳ）≦０．５５ … （２）
   ０．１５×Ｘ＋０．１３≧｛Ｑ×(Ｓａ)^1/2／（ＳＳ＋ＳＢ）｝ … （３）
   Ｖ_Ｔ／Ｑ＞５.４ｈ … （４）
   ただし、上記（３）式及び（４）式におけるＱ(単位：ｔｏｎ/ｍｉｎ）は、前記取鍋から前記タンディッシュに溶鋼を注入する際の溶鋼流量である。
   上記（３）式におけるＸ（単位：ｍ）は、前記側面部吐出孔から、溶鋼吐出方向に伸びる直線を引いた場合に、前記側面部吐出孔からタンディッシュ壁面までの距離であり、Ｓａ（単位：ｃｍ^２）は、対象とする側面部吐出孔の開口面積である。
   上記（４）式におけるＶ_Ｔ（単位：ｔｏｎ）は、前記タンディシュの溶鋼容量であり、ｈ（単位：ｍ）は、前記タンディッシュのロングノズル浸漬位置における溶鋼深さである。

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