JP5088400B2 - 鋼の連続鋳造方法 - Google Patents

Description

本発明は、鋼を連続鋳造する際に、アルミナ等の高融点脱酸生成物が浸漬ノズルの内壁に付着するのを低減し、浸漬ノズルの閉塞の防止を図った鋼の連続鋳造方法に関する。

鋼の連続鋳造において、溶鋼は取鍋から中間容器のタンディッシュを介し鋳型内に注入される。このとき、タンディッシュの底部には浸漬ノズルが設けられ、この浸漬ノズルの下部が鋳型内の溶鋼中に浸漬されていることから、溶鋼は浸漬ノズルを通じ大気から遮断された状態で注入される。

浸漬ノズルとしては、アルミナとグラファイトを主成分とし、その他にシリカ等を含むアルミナ−グラファイト質のものが広く用いられている。連続鋳造の際、浸漬ノズルの内壁には、溶鋼中の脱酸元素であるアルミニウムの酸化物（アルミナ）が付着し、これが堆積するのに伴い浸漬ノズルが閉塞する、いわゆるノズル詰まりが発生しやすい。このノズル詰まりを防止するため、従来から数多くの対策がなされている。

例えば、浸漬ノズルを構成する耐火物の材質に関する対策として、特許文献１、２には、ライム（ＣａＯ）を多く含むジルコニア−ライム質の耐火物を用いた浸漬ノズルが開示されている。また、特許文献３、４には、マグネシア−ライム質の耐火物を用いた浸漬ノズルが開示されている。これらの特許文献１〜４に開示された浸漬ノズルは、いずれも、ノズルの内壁に付着したアルミナをライムとの反応によって低融点化し、これによりアルミナの付着抑制を図ったものである。

これらの浸漬ノズルは自溶性ノズルと称され、アルミナの付着抑制には高い効果を発揮する。しかし、溶鋼中のアルミナ濃度が高い場合や、浸漬ノズル内で溶鋼流速が速い場合は、耐火物の溶損が著しく、これに起因して鋳型内に多くの介在物が流出してしまう。このため、要求される品質レベルが高い鋼種には、特許文献１〜４に開示の浸漬ノズルを適用するのは難しい。

また、特許文献５には、浸漬ノズルの内壁面を平滑に保ち、かつ溶鋼との濡れ性に優れたチタニア（ＴｉＯ₂）を内壁面にコーティングすることによって、アルミナの付着抑制を図った浸漬ノズルが開示されている。同文献に開示された浸漬ノズルは、アルミナの付着抑制に一定の効果を発揮するが、ノズル内壁面に施したコーティング層の耐久性に問題があり、安定してその効果を発揮することができない。

特許第２５４２５８５号 特開平４−１５８９６２号公報 特開２００５−２７０９８７号公報 特開２００６−６８７９９号公報 特開２００５−２０５４７４号公報

本発明は上記の問題に鑑みてなされたものであり、浸漬ノズルの内壁面にアルミナが付着するのを効果的に抑制するとともに、その効果を安定して維持し、浸漬ノズルの閉塞を防止することができる鋼の連続鋳造方法を提供することを目的とする。

本発明者らは、上記目的を達成するため、浸漬ノズルの内壁面へのアルミナの付着を低減できる連続鋳造方法について、種々の視点から検討を重ね、その結果、下記の（ａ）〜（ｃ）の知見を得た。

（ａ）従来、アルミナを主成分とする耐火物で構成される浸漬ノズルにおいて、その耐火物にライム（ＣａＯ）を含有させることは、耐火性が損なわれるという理由から、禁忌事項であった。しかし、耐火物に含有させるライム量を制限することにより、浸漬ノズルの内壁を構成し溶鋼と接する耐火物面に、限定的に半溶融状態のガラス層を形成することができ、耐火物そのものの耐火性も十分に確保できることを見出した。

連続鋳造の際に、浸漬ノズルの内壁面、すなわち耐火物面に半溶融状態のガラス層が形成されている場合、ガラス層が形成されていない場合に比べて、耐火物面と溶鋼との濡れ性が良好になり、溶鋼中のアルミナが耐火物面に付着するのを軽減することができる。通常、溶鋼中のアルミナは溶鋼と濡れ性が悪いため、溶鋼との濡れ性が同様に悪い耐火物面に排斥されるが、溶鋼と耐火物との濡れ性が良好な場合は、その排斥作用が抑制されるため、アルミナが耐火物面に付着しにくくなることによる。

これに加え、耐火物面に半溶融状態のガラス層が形成されていると、耐火物面が平滑化されることから、アルミナの付着を軽減する効果が増大する。

（ｂ）浸漬ノズルとこの内部を通過する溶鋼との間に通電回路を構成し、浸漬ノズルの内壁において、瞬時の電位をある期間にわたって平均した時間平均電位が負となるように電圧を印加し、適正な電流密度で通電を行うことにより、ノズルの内壁を構成する耐火物の溶損が防止され、耐火物面のガラス層を安定して維持することができる。

（ｃ）上記（ｂ）の電圧印加の際に、周期的に極性が正と負に切り替わるパルス状の電圧を印加し、その電圧波形におけるパルスの周期、および正負の期間や電位の大きさを適正化することにより、耐火物面のガラス層と溶鋼との濡れ性をさらに高め、アルミナの付着をより効果的に防止することができる。

本発明は、上記（ａ）〜（ｃ）の知見に基づいて完成されたものであり、その要旨は、下記の（１）、（２）および（３）に示す鋼の連続鋳造方法にある。

（１）タンディッシュ内の溶鋼を浸漬ノズルに導入し、この浸漬ノズルの周壁の下部に形成された吐出孔から溶鋼を鋳型に供給して連続鋳造する鋼の連続鋳造方法であって、浸漬ノズルの内壁のうち、吐出孔の上端より少なくとも５００ｍｍ上方の位置から下方の領域の全てを、アルミナおよびグラファイトを主成分とし、質量％で、ＣａＯを３％以上５％未満、およびＳｉＯ₂を２０％以下で含有する耐火物で構成し、この浸漬ノズル内にＡｒガスを吹き込み、浸漬ノズル内でのＡｒガスの流量を０．８〜８Ｎｌ／ｍｉｎとしつつ、２５〜２００ｃｍ／ｓの流速で溶鋼を通過させることを特徴とする鋼の連続鋳造方法（以下、「第１発明」ともいう）。

（２）前記浸漬ノズルに一方の電極を接続するとともに、前記タンディッシュ内の溶鋼に他方の電極を浸漬して、前記浸漬ノズルとこの内部を通過する溶鋼との間に通電回路を構成し、前記電極間に、前記浸漬ノズルにおける時間平均電位が負となる電圧を印加し、前記浸漬ノズルにおける平均電流密度の絶対値が０．５〜２０ｍＡ（ミリアンペア）／ｃｍ²となる通電を行うことを特徴とする前記（１）に記載の鋼の連続鋳造方法（以下、「第２発明」ともいう）。

（３）前記電極間に、３〜２００ｍｓ（ミリセカンド）を一周期としこの周期内で極性が正と負に切り替わるパルス状の電圧を印加し、一周期のうちで、前記浸漬ノズルが負極となる期間を正極となる期間よりも長くするか、または／および前記浸漬ノズルが負極となる期間での電位の絶対値を正極となる期間での電位の絶対値よりも大きくすることにより、前記浸漬ノズルにおける時間平均電位が負となる電圧に制御し、前記浸漬ノズルが負極となる期間での電流密度の絶対値が１０〜２００ｍＡ／ｃｍ²となる通電を行うことを特徴とする前記（２）に記載の鋼の連続鋳造方法（以下、「第３発明」ともいう）。

本発明において、「浸漬ノズルにおける時間平均電位」とは、浸漬ノズルにおける電位の瞬時値を対象期間について時間平均した値を意味する。以下、「時間平均電位」を単に「平均電位」ともいう。

また、「浸漬ノズルにおける平均電流密度」とは、電圧を印加したときに浸漬ノズルと溶鋼との間に流れる平均電流値を、溶鋼と接するノズル壁面の総面積で除して得られる電流密度を意味する。ここでいう「平均電流値」は、浸漬ノズルと溶鋼との間に流れる電流の瞬時値を対象期間について時間平均して求められる電流値である。

本発明の鋼の連続鋳造方法によれば、浸漬ノズルの内壁面へのアルミナ付着を効果的に抑制し、さらにその効果を安定に維持して、浸漬ノズルの閉塞を防止することができる。これにより、連続鋳造の安定操業が可能になる。

本発明の連続鋳造方法を実施するために用いる装置構成の一例を模式的に示す図である。 本発明の連続鋳造方法で採用するパルス状電圧の波形の一例を模式的に示す図である。 実施例の試験で用いた浸漬ノズルにおける耐火物の配置構成を示す縦断面図であり、同図（ａ）はタイプI、同図（ｂ）はタイプII、および同図（ｃ）はタイプIIIの浸漬ノズルをそれぞれ示す。 実施例の試験で採用したＡｒガスの吹き込み箇所を模式的に示す図である。

上述の通り、本発明は、浸漬ノズルの内壁のうち、吐出孔の上端より少なくとも５００ｍｍ上方の位置から下方の領域の全てを、ＣａＯ含有率が３質量％以上５質量％未満、およびＳｉＯ₂含有率が２０質量％以下のアルミナ−グラファイト質耐火物で構成した浸漬ノズルを用い、この浸漬ノズル内にＡｒガスを吹き込み、浸漬ノズル内でのＡｒガスの流量を０．８〜８Ｎｌ／ｍｉｎとしつつ、タンディッシュ内の溶鋼を所定の流速で浸漬ノズル内を通過させて吐出孔から鋳型内へ供給し、連続鋳造を行う鋼の連続鋳造方法（第１発明）である。

この連続鋳造方法において、浸漬ノズルとこの内部を通過する溶鋼との間に通電回路を構成し、浸漬ノズルにおける平均電位が負となるように電圧を印加し、ノズルにおける平均電流密度の絶対値が所定範囲となる通電を行う実施形態（第２発明）を採用することができる。さらに、印加電圧としてパルス状の電圧を用い、浸漬ノズルが負極となる期間での電流密度の絶対値が所定範囲となる通電を行う実施形態（第３発明）を採用することができる。

以下に、図面を参照して、本発明を前記の通り規定した理由を説明する。なお、以下の説明において、特に断らない限り、浸漬ノズルを構成する耐火物、および溶鋼の成分組成を表す「％」は「質量％」を意味する。

図１は、本発明の連続鋳造方法を実施するために用いる装置構成の一例を模式的に示す図である。同図に示すように、取鍋１からの溶鋼２を収容するタンディッシュ４は、底部に上ノズル３が設けられ、この上ノズル３の下部に、流量制御機構としてスライディングゲート５と、円筒状の浸漬ノズル６が順に連なって設けられている。浸漬ノズル６の下部の周壁には吐出孔１３が形成されている。

さらに、浸漬ノズル６と溶鋼２との間に通電回路を構成するため、浸漬ノズル６に一方の電極７が接続され、その電極７の対極となる他方の電極（以下、「対極」ともいう）８がタンディッシュ４内の溶鋼２に浸漬され、それぞれ配線９ａ、９ｂにより電源装置１０と接続されている。電極７および対極８は、いずれも導電性を有するアルミナ−グラファイト質の耐火物からなる。また、電極７が接続された浸漬ノズル６は、絶縁用耐火物１１によってタンディッシュ４と電気的に絶縁され、溶鋼２に浸漬する対極８は、これを支持する絶縁用耐火物１２によりタンディッシュ４から絶縁されている。絶縁用耐火物１１、１２は、いずれもカーボンを含まないアルミナ質の耐火物である。

本発明の連続鋳造方法では、図１に例示した構成を具備する連続鋳造装置を用いて鋳造を行う。すなわち、取鍋１からタンディッシュ４に供給された溶鋼２は、上ノズル３、スライディングゲート５、および浸漬ノズル６を通じた後、浸漬ノズル６の吐出孔１３から鋳型１４内に注入される。このとき、浸漬ノズル６の内部を通過する溶鋼は、スライディングゲート５の開閉度合いにより、その流量が調整される。本発明では、電源装置１０の駆動により、電極７と対極８とを介し、浸漬ノズル６と溶鋼２との間に、浸漬ノズル６の平均電位が負となる所定の電圧を印加することができる。

鋳型１４に供給された溶鋼２は、湯面に散布されたモールドパウダー１７により大気と遮断されながら、鋳型１４からの抜熱作用により鋳型１４との接触部から凝固殻１５を形成し、下方に引き抜かれて鋳片１６となる。

１．第１発明
第１発明は、浸漬ノズルの内壁のうち、吐出孔の上端より少なくとも５００ｍｍ上方の位置から下方の領域の全てを、アルミナおよびグラファイトを主成分とし、ＣａＯを３％以上５％未満、およびＳｉＯ₂を２０％以下で含有する耐火物で構成し、この浸漬ノズル内にＡｒガスを吹き込み、浸漬ノズル内でのＡｒガスの流量を０．８〜８Ｎｌ／ｍｉｎとしつつ、２５〜２００ｃｍ／ｓの流速で溶鋼を通過させる鋼の連続鋳造方法である。

第１発明において、浸漬ノズルは、アルミナ含有率が３０〜８０％で、グラファイトに相当するカーボン含有率が１１〜３５％であるアルミナ−グラファイト質の耐火物を基本構成とし、これに、ＣａＯ（ライム）およびＳｉＯ₂（シリカ）を前記の通り所定量含有させたものである。

浸漬ノズルを構成する耐火物にＣａＯを３％以上５％未満で含有させるのは、ＣａＯの含有率が３％未満では、浸漬ノズルの内壁面となる耐火物面にガラス層が形成されにくく、５％以上であると、高温条件下で耐火物の軟化が著しくなるからである。ＣａＯの原料には、吸湿の問題がある単体のＣａＯよりも化合物を用いることが望ましい。具体的にはライムシリケート（ＣａＯ−ＳｉＯ₂）系原料またはライム安定化ジルコニアが好適である。ライムアルミネート（ＣａＯ−Ａｌ₂Ｏ₃）系原料は、Ａｌ₂Ｏ₃濃度の上昇に伴って融点が大きく上昇するので、浸漬ノズルの内壁面へのガラス層形成が安定しない点で不利である。

浸漬ノズルを構成する耐火物にＳｉＯ₂を２０％以下で含有させるのは、低級酸化物であるＳｉＯ₂の含有率が２０％を超えると、連続鋳造の際に、ＳｉＯ₂が耐火物中のグラファイトや溶鋼中のアルミニウムなどによって還元され酸素供給源となるため、アルミナの生成と付着を助長し、悪影響を生じるからである。また、ＳｉＯ₂の含有率が高すぎると耐火物の耐火度が低下するため、この点からも、ＳｉＯ₂を２０％を超えて含有させるのは好ましくない。

ＳｉＯ₂の含有率は０％でもよい。但し、耐火物の耐熱衝撃性を確保する観点から、ＳｉＯ₂を１％以上含有させることがより望ましい。耐火物の耐熱衝撃性を確保しつつ、アルミナ生成の助長や耐火度の低下を抑制するため、ＳｉＯ₂含有率の望ましい上限値は１５％であり、より望ましくは５％である。

浸漬ノズル内にＡｒガスを吹き込み、浸漬ノズル内でのＡｒガスの流量（以下、「Ａｒガスの吹き込み流量」ともいう）を０．８〜８Ｎｌ／ｍｉｎとするのは、以下の理由による。

浸漬ノズル内に付着する介在物および地金から成る層は、ノズル内壁を構成する耐火物と完全には固着しておらず、鋳造の進行に伴いノズル内壁を伝って徐々に下方へと流れ下り、その後に吐出孔の周囲に堆積し、遂には吐出孔から外側へ押し出されるように排出される。この現象は、本発明者らの検討結果により見出されたものである。特に、第１発明で規定する上記成分組成の耐火物をノズル内壁に採用した場合、耐火物の表面が平滑になるので付着物（介在物）の流動性が増す。

このような付着物の流下と排出は、浸漬ノズル内にＡｒガスを吹き込むことによって促進される。Ａｒガスの吹き込み流量は、０．８Ｎｌ／ｍｉｎ未満ではＡｒガスによる付着物の洗い流し作用が不足し、８Ｎｌ／ｍｉｎを超えると鋳片の気泡欠陥を引き起こすので好ましくない。

浸漬ノズル内へのＡｒガスの吹き込みは、浸漬ノズル本体、または浸漬ノズルの上方に設置されるスライディングゲート、上ノズル、もしくはストッパーから行うことができ、これらを組み合わせて行うこともできる。このとき、浸漬ノズルから吹き込む場合は、吹き込んだＡｒガスの全てが浸漬ノズル内を流れるのに対し、例えばスライディングゲートのように浸漬ノズルよりも上方の耐火物から吹き込む場合には、実質的に、吹き込んだＡｒガスの１／５が浸漬ノズル内を流れることになる。このことは本発明者らが実験的に確認したものである。このことから、第１発明で規定するＡｒガスの吹き込み流量Ｑ、すなわち、浸漬ノズル内を流れるＡｒガスの流量は、下記の（１）式に示す通りになる。

Ｑ＝Ｑ_NZ＋（Ｑ_SG＋Ｑ_UN＋Ｑ_ST）／５ ・・・（１）
ただし、上記（１）式中で、
Ｑ_NZは浸漬ノズルから吹き込んだＡｒガスの流量、
Ｑ_SGはスライディングゲートから吹き込んだＡｒガスの流量、
Ｑ_UNは上ノズルから吹き込んだＡｒガスの流量、
Ｑ_STはストッパーから吹き込んだＡｒガスの流量をそれぞれ示す。

次に、浸漬ノズルの内壁のうち、吐出孔の上端より少なくとも５００ｍｍ上方の位置から下方の領域（以下「該当領域」ともいう）の全てを、第１発明で規定する上記成分組成の耐火物で構成するのは、上述した付着物の流下と排出を円滑化するためである。該当領域の全てのノズル内壁が連続的に第１発明で規定する耐火物で構成されていなければ、第１発明で規定する耐火物でない内壁部分において付着物の堆積が生じるからである。また、該当領域は一般に付着が多いので、この領域のノズル内壁を第１発明で規定する耐火物で構成することによって付着抑制効果が発揮される。

ここで、該当領域は、ノズル内周面における吐出孔の上端から少なくとも５００ｍｍ上方の位置までの領域、ノズル内周面における吐出孔の上端から下端までの領域、および吐出孔内の流路を形成する上下左右の壁面領域の全てを含む。

浸漬ノズルを構成する耐火物には、主成分として、カーボン含有率に換算して１１〜３５％のグラファイトが含まれることが望ましい。カーボン含有率が１１％未満であると熱衝撃に弱く、３５％を超えると耐火物の強度や耐食性が低下するとともに、耐火物面におけるガラス層の形成が阻害されるからである。カーボン含有率のさらに好ましい範囲は１５〜３０％である。

また、浸漬ノズルを構成する耐火物に含まれるアルミナ、カーボン、ライムおよびシリカ以外の他の成分（不純物を含む）の合計は、本発明の効果を十分に発揮させる観点から、１５％未満とするのが望ましい。ここでいう他の成分とは、ジルコニア（ＺｒＯ₂）、酸化ナトリウム（Ｎａ₂Ｏ）、チタニア（ＴｉＯ₂）、Ｂ₂Ｏ₃等が該当し、微妙な物性の調整や原料配合上で含まれる成分である。

第１発明においては、上述のように耐火物の成分組成を規定し、この耐火物の設置領域を規定した浸漬ノズルを使用することに加え、タンディッシュ内の溶鋼を２５〜２００ｃｍ／ｓの流速で浸漬ノズル内を通過させて吐出孔から鋳型内へ供給する。すなわち、浸漬ノズル内を通過する溶鋼流速を２５〜２００ｃｍ／ｓの範囲に調整することが必要である。溶鋼流速が２５ｃｍ／ｓ未満であると、浸漬ノズルの内壁面の付着物を洗い流す作用が弱まり、溶鋼流速が２００ｃｍ／ｓを超えると、ノズル内壁の溶損が著しくなりやすいからである。ここで、浸漬ノズル内の溶鋼流速は、タンディッシュから鋳型に注入される単位時間あたりの溶鋼流量を浸漬ノズルの横断面積で除して求められる。溶鋼流速のさらに好ましい範囲は、３０〜１５０ｃｍ／ｓである。

第１発明の連続鋳造方法によれば、連続鋳造の際に、浸漬ノズルの内壁を構成する耐火物面に半溶融状態のガラス層が形成され、これに伴い、耐火物面と溶鋼との濡れ性が良好になり、しかも耐火物面が平滑化されるため、溶鋼中のアルミナが耐火物面に付着するのを軽減することができる。

特に、本発明者らが見出した上記の現象、すなわち、浸漬ノズル内に付着する介在物および地金から成る層が耐火物と完全には固着してはおらず、鋳造の進行に伴いノズル内壁を伝って徐々に流れ下り、吐出孔の周囲に堆積しつつ吐出孔から外側へ押し出されるように排出される現象は、第１発明の方法によって促進され、これにより浸漬ノズルの閉塞が防止される。すなわち、第１発明で規定する耐火物を用いて耐火物表面を平滑にして付着物の流動性を増すこと、第１発明で規定する耐火物を吐出孔上端より少なくとも５００ｍｍ上方の位置から下方の領域のノズル内壁全てに連続的に配置すること、および浸漬ノズル内のＡｒガス流量と溶鋼の流速とを第１発明で規定する適正な範囲に保つこと、を同時に満たすことにより、浸漬ノズルの閉塞を効果的に防止することができる。

厳密には、耐火物面におけるガラス層の形成は、浸漬ノズル内を通過する溶鋼の温度、すなわち耐火物面の温度の影響を受ける。しかし、通常の鋼の連続鋳造においては、溶鋼温度が１５００℃〜１５８０℃程度の範囲内に安定しており、耐火物面におけるガラス層の形成に及ぼす影響はほとんどない。

２．第２発明
第２発明は、第１発明を実施するに際し、前記図１に示すように、タンディッシュ４から鋳型１４へ溶鋼２を供給する浸漬ノズル６に電極７を接続し、タンディッシュ４内の溶鋼２に対極８を浸漬して、浸漬ノズル６とこの内部を通過する溶鋼２との間に通電回路を構成し、電極７と対極８との間に、浸漬ノズル６における平均電位が負となる電圧を印加し、浸漬ノズル６における平均電流密度の絶対値が０．５〜２０ｍＡ／ｃｍ²となる通電を行う連続鋳造方法である。

第２発明において、浸漬ノズルの平均電位が負となる電圧を印加するのは、浸漬ノズルの内壁を構成する耐火物の溶損を抑制しつつ、耐火物面にガラス層を安定して保持するためである。浸漬ノズルの電位が正となったときの反応によってノズル耐火物の溶損が進行するため、その逆の負の電位に浸漬ノズルを保つことが、耐火物の溶損抑制とガラス層の安定保持に有効だからである。

そして、耐火物の溶損抑制作用は、浸漬ノズルにおける平均電流密度の絶対値が０．５ｍＡ／ｃｍ²未満では十分に発揮されない。また、その平均電流密度の絶対値が２０ｍＡ／ｃｍ²を超えると、酸素イオンの移動に起因してアルミナ付着量の増大が顕在化するので望ましくない。浸漬ノズルにおける平均電流密度の絶対値のより望ましい範囲は、０．８〜１７ｍＡ／ｃｍ²である。

第２発明によれば、浸漬ノズルの内壁を構成する耐火物面のガラス層を安定して維持することができる。

３．第３発明
第３発明は、第２発明における印加電圧として、３〜２００ｍｓを一周期としこの周期内で正と負に切り替わるパルス状の電圧を用いる連続鋳造方法である。このパルス状の電圧は、一周期のうちで、浸漬ノズルが負極となる期間を正極となる期間よりも長くするか、または／および浸漬ノズルが負極となる期間での電位の絶対値を正極となる期間での電位の絶対値よりも大きくすることにより、浸漬ノズルにおける平均電位が負となるように制御された電圧である。第３発明では、前記図１に示すように、電極７と対極８との間に、パルス状の電圧を印加し、浸漬ノズル６における平均電流密度の絶対値が０．５〜２０ｍＡ／ｃｍ²となり、且つ、浸漬ノズル６が負極となる期間での電流密度の絶対値が１０〜２００ｍＡ／ｃｍ²となる通電を行う。

第２発明で説明した通り、浸漬ノズルにおける平均電流密度の絶対値の適正範囲は、０．５〜２０ｍＡ／ｃｍ²である。一方、本発明によって得られる耐火物面と溶鋼との良好な濡れ性は、電流密度の実効値が大きいほど改善される。そこで、平均電流密度を適正範囲に保ったまま、電流密度の実効値を高めることが、アルミナの付着を効果的に抑制し、本発明の効果をより一層高めるために望ましい。そのため、印加電圧にパルス状の電圧を採用する第３発明が有効である。

第３発明では、電極間に印加するパルス状の電圧として、一周期のうちで、浸漬ノズルが負極となる期間を、正極となる期間よりも長くするか、もしくは、浸漬ノズルが負極となる期間での電位の絶対値を、正極となる期間での電位の絶対値よりも大きくするか、またはこれら両方を行うことによって、浸漬ノズルにおける平均電位が負となる電圧を採用し、これにより、浸漬ノズルにおける平均電流密度の絶対値を０．５〜２０ｍＡ／ｃｍ²の範囲内に制御することができる。しかも、そのパルス状の電圧を採用することにより、電流密度の実効値、すなわち浸漬ノズルが正極または負極となる期間での電流密度の絶対値を大きくすることができる。

図２は、本発明の連続鋳造方法で採用するパルス状電圧の波形の一例を模式的に示す図である。同図に示すパルス状の電圧では、一周期のうちで、浸漬ノズルが負極となる期間（Ｔ_C）が、正極となる期間（Ｔ_A）よりも長く、浸漬ノズルが負極となる期間の電位（−Ｖ₁）と、正極となる期間の電位（Ｖ₁）との絶対値が等しい場合を例示している。

図２に示すパルス状電圧の場合、浸漬ノズルにおける平均電位（Ｖ_AVE）は、−Ｖ₁×｛（Ｔ_C−Ｔ_A）／（Ｔ_C＋Ｔ_A）｝で算出される。同様に、浸漬ノズルにおける平均電流（Ｉ_AVE）は、浸漬ノズルが負極となる期間の電流を（−Ｉ₁）とし、正極となる期間の電流を（Ｉ₁）としたとき、−Ｉ₁×｛（Ｔ_C−Ｔ_A）／（Ｔ_C＋Ｔ_A）｝で算出される。さらに、浸漬ノズルにおける平均電流密度（Ａ_AVE）は、平均電流（Ｉ_AVE）を、溶鋼と接するノズル壁面の総面積で除して求められる。そして、電流密度の実効値、すなわち浸漬ノズルが負極となる期間での電流密度は、Ａ_AVE×｛（Ｔ_C＋Ｔ_A）／（Ｔ_C−Ｔ_A）｝で求められる。

図２に示すパルス状電圧では、浸漬ノズルが負極となる期間の電位（−Ｖ₁）と、正極となる期間の電位（Ｖ₁）の絶対値が等しい場合を示しているが、浸漬ノズルが負極となる期間での電位の絶対値を、正極となる期間での電位の絶対値よりも大きくして、浸漬ノズルにおける平均電位が負となるパルス状電圧にすることもできる。この場合、一周期のうちで、浸漬ノズルの内壁が負極となる期間（Ｔ_C）と、正極となる期間（Ｔ_A）とを同じにすればよいが、前者の期間（Ｔ_C）を後者の期間（Ｔ_A）より長くしてもよい。

第３発明において、パルス状電圧の一周期を３〜２００ｍｓの範囲とするのは、３ｍｓ未満では安定して電流を流すことが困難であり、２００ｍｓを超えると、酸素イオンの移動に起因してアルミナ付着量の増大が顕在化するからである。このパルス状電圧の一周期のより望ましい範囲は、５〜１００ｍｓである。

また、浸漬ノズルが負極となる期間での電流密度の絶対値を１０〜２００ｍＡ／ｃｍ²とするのは、１０ｍＡ／ｃｍ²未満では耐火物面と溶鋼との濡れ性を十分に高めることができず、２００ｍＡ／ｃｍ²を超える大電流密度では、安定した通電が困難だからである。この電流密度の絶対値のより望ましい範囲は、１３〜１５０ｍＡ／ｃｍ²である。

第３発明によれば、浸漬ノズルの内壁を構成する耐火物面と溶鋼との良好な濡れ性をさらに高めて、アルミナの付着をより効果的に抑制することができる。

本発明の連続鋳造法の効果を確認するため、以下に示す試験を実施して、その結果を評価した。

前記図１に概略を示す連続鋳造装置を用い、成分組成が質量％で、Ｃ：０．１％、Ｓｉ：０．４％、Ｍｎ：０．８％、Ｐ：０．０２％、Ｓ：０．０１〜０．０３％、ｓｏｌ．Ａｌ：０．０３％の普通鋼の溶鋼を採用し、連続鋳造を行った。試験時のタンディッシュ内の溶鋼温度は、１５２０〜１５６０℃の範囲内であった。

表１に、鋳造試験で使用した浸漬ノズルの内壁を構成する耐火物の成分組成、浸漬ノズル内の溶鋼平均流速、およびその他の試験条件、ならびに浸漬ノズルの内壁面への介在物（アルミナ）付着速度指数をまとめて示す。

表１および後述する表２に示す「介在物付着速度指数」は、鋳造後に浸漬ノズルの吐出孔上端高さの内壁面における介在物付着厚さを周方向で１２点測定し、その平均値を求め、この平均介在物付着厚さを鋳造時間で除して求めた介在物付着速度を、通常のアルミナ−グラファイト質の耐火物からなる浸漬ノズルを使用した試験番号Ｈの場合を１０（基準）として指数化したものである。浸漬ノズルの内壁が溶損した場合は、同指数の符号はマイナスとなる。なお、表１における耐火物のＣａＯ原料には、全てＣａＯ−ＳｉＯ₂系原料であるＣａＯ・ＳｉＯ₂を用いた。

浸漬ノズルにおける耐火物の配置構成は、タイプI〜IIIの３種類とした。

図３は、実施例の試験で用いた浸漬ノズルにおける耐火物の配置構成を示す縦断面図であり、同図（ａ）はタイプI、同図（ｂ）はタイプII、および同図（ｃ）はタイプIIIの浸漬ノズルをそれぞれ示す。タイプI〜IIIの浸漬ノズルは、いずれも、スラグラインに相当する外壁部分（図３中のクロス斜線部参照）をジルコニア−グラファイト（ＺｒＯ₂：８５％、カーボン：１３％、およびその他成分：２％）の耐火物で構成したものであるが、以下の構成で相違する。

タイプIの浸漬ノズルは、図３（ａ）に示すように、上記のスラグライン部を除いて、全て表１に示す成分組成の耐火物で構成した。タイプIIの浸漬ノズルは、図３（ｂ）に示すように、本体の上部（図中の斜線部参照）をＣａＯを含まない通常のアルミナ−グラファイト（Ａｌ₂Ｏ₃：７２％、カーボン：２３％、ＳｉＯ₂：３％、およびその他成分：２％）で構成し、この本体上部および上記のスラグライン部を除いて、全て表１に示す成分組成の耐火物で構成した。タイプIIIの浸漬ノズルは、図３（ｃ）に示すように、吐出孔およびその周囲を除く本体内壁部（図中の白抜き部参照）のみに、表１に示す成分組成の耐火物を１０ｍｍの厚さで配し、この本体内壁部および上記のスラグライン部を除く全ての部分（図中の斜線部参照）を、タイプIIの場合と同じ通常のアルミナ−グラファイトで構成した。

特に、表１に示す成分組成のアルミナ−グラファイト質耐火物は、タイプIの場合、本体内壁における吐出孔上端から上方に７７５ｍｍの範囲で配置され、タイプIIの場合は、本体内壁における吐出孔上端から上方に１７５ｍｍの範囲で配置されている。タイプIIIのみが、吐出孔およびその周囲に表１に示す成分組成のアルミナ−グラファイト質耐火物が配置されていない。

浸漬ノズル内へのＡｒガスの吹き込み箇所、および浸漬ノズル内へのＡｒガスの吹き込み量は、以下の通りとした。

図４は、実施例の試験で採用したＡｒガスの吹き込み箇所を模式的に示す図である。同図では、Ａｒガスの吹き込み箇所を実線矢印で示し、浸漬ノズルの上端から９０ｍｍの位置に設けたポーラスプラグ、スライディングゲートの上プレート、および上ノズルからＡｒガスを吹き込むことが可能な状態を例示している。

表１における試験番号Ａ、Ｆ、Ｈ、ＫおよびＬでは、３層式スライディングゲートの上プレートから１０Ｎｌ／ｍｉｎ（Ｑ_SG）のＡｒガスを吹き込み、浸漬ノズル内でのＡｒガス流量（Ａｒガスの吹き込み流量）Ｑを前記（１）式に従って２Ｎｌ／ｍｉｎとした。試験番号Ｂ、Ｇ、ＩおよびＪでは、浸漬ノズルに設けたポーラスプラグから２Ｎｌ／ｍｉｎ（Ｑ_NZ）、２層式スライディングゲートの上プレートから１０Ｎｌ／ｍｉｎ（Ｑ_SG）、および上ノズルから１０Ｎｌ／ｍｉｎ（Ｑ_UN）のＡｒガスをそれぞれ吹き込み、浸漬ノズル内でのＡｒガス流量Ｑを前記（１）式に従って６Ｎｌ／ｍｉｎとした。

試験番号Ｃでは、３層式スライディングゲートの上プレートから１５Ｎｌ／ｍｉｎ（Ｑ_SG）のＡｒガスを吹き込み、浸漬ノズル内でのＡｒガス流量Ｑを前記（１）式に従って３Ｎｌ／ｍｉｎとした。試験番号Ｄでは、３層式スライディングゲートの上プレートから２Ｎｌ／ｍｉｎ（Ｑ_SG）のＡｒガスを吹き込み、浸漬ノズル内でのＡｒガス流量Ｑを前記（１）式に従って０．４Ｎｌ／ｍｉｎとした。試験番号Ｅでは、浸漬ノズルに設けたポーラスプラグから２Ｎｌ／ｍｉｎ（Ｑ_NZ）、２層式スライディングゲートの上プレートから２０Ｎｌ／ｍｉｎ（Ｑ_SG）、および上ノズルから２０Ｎｌ／ｍｉｎ（Ｑ_UN）のＡｒガスをそれぞれ吹き込み、浸漬ノズル内でのＡｒガス流量Ｑを前記（１）式に従って１０Ｎｌ／ｍｉｎとした。

表１において、試験番号Ａ〜Ｃは、第１発明で規定する条件をすべて満たす本発明例である。試験番号Ａ〜Ｃでは、浸漬ノズルの内壁を構成する耐火物のＣａＯの含有率が適正であるため、耐火物面に半溶融状態のガラス層が形成され、平滑で溶鋼との濡れ性が良好になる。さらに、ＳｉＯ₂の含有率が低いため溶鋼への酸素供給源が生じ難く、耐火物面のガラス層が維持されやすい。しかも、浸漬ノズル内のＡｒガス吹き込み流量と溶鋼流速が適性範囲内にあるため、アルミナ等の付着物が洗い流され易い。これらのことから、鋳造後の介在物付着速度指数は、本発明例の試験番号Ａ〜Ｃのいずれにおいても６となり、浸漬ノズルの内壁面へのアルミナ付着が効果的に抑制された。

試験番号Ｄは、浸漬ノズル内へのＡｒガス吹き込み流量が第１発明で規定する範囲に満たない比較例であり、Ａｒガス吹き込み流量が少ないため、ノズル内壁面にアルミナが多く付着した。

試験番号Ｅは、浸漬ノズル内へのＡｒガス吹き込み流量が第１発明で規定する範囲を超える比較例であり、Ａｒガス吹き込み流量が過多であるため、浸漬ノズルの内壁面へのアルミナ付着は少ないものの、鋳片の気泡性欠陥が発生した。

試験番号ＦおよびＧは、第１発明で規定する成分組成を満たす耐火物の設置範囲が、第１発明で規定する範囲を満足しない比較例であり、その設置範囲が適正でないため、アルミナ付着の防止に対する効果が十分に発揮されなかった。

試験番号Ｈは、ＣａＯ含有率が第１発明で規定する範囲に満たない通常のアルミナ−グラファイト質の浸漬ノズルを使用した比較例であり、耐火物面にガラス層が形成されないため、ノズル内壁面にアルミナが多く付着した。

試験番号Ｉは、ＣａＯ含有率が第１発明で規定する範囲を超える浸漬ノズルを使用した比較例である。この試験番号Ｉでは、ＣａＯの含有率が過剰に高いため、耐火物の溶損が過大になり、いわゆる自溶性ノズルの特性を示し、介在物付着速度指数はマイナスとなった。しかも、浸漬ノズルの高温となった部分に軟化が認められた。

試験番号Ｊは、浸漬ノズルの内壁を構成する耐火物の成分組成が第１発明の規定範囲を満たすが、浸漬ノズル内の溶鋼流速が第１発明の規定範囲を超える比較例であり、溶鋼流速が過大であったために浸漬ノズル内面の溶損が生じた。

試験番号Ｋは、試験番号Ｈと同様に、ＣａＯ含有率が第１発明で規定する範囲に満たない通常のアルミナ−グラファイト質の浸漬ノズルを使用した比較例であり、耐火物面にガラス層が形成されないため、ノズル内壁面にアルミナが多く付着した。

試験番号Ｌは比較例であり、試験番号ＨまたはＫの場合と同様に、浸漬ノズルの内壁を構成する耐火物のＣａＯ含有率が第１発明で規定する範囲に満たない。試験番号Ｌは、これに加えて、ＳｉＯ₂の含有率が高すぎるため、ノズル内壁面へのアルミナの付着が試験番号ＨまたはＫの場合よりもさらに増大した。これは、浸漬ノズルを構成する耐火物に含まれるＳｉＯ₂が、鋳造時に溶鋼中のＡｌや耐火物中のカーボン（グラファイト）によって還元され、溶鋼への酸素供給源となって溶鋼中のＡｌを酸化し、アルミナを生成したことによると考えられる。

次に、本発明例の試験番号Ａの条件に加え、前記図１に示す電源装置１０を使用して電極７と対極８に電圧を印加し、浸漬ノズルと溶鋼との間に電位差を与える通電を行いながら連続鋳造を実施した。

表２に、通電条件、および浸漬ノズルの内壁面への介在物付着速度指数をまとめて示す。表２において、電位または電流密度の符号がマイナスの時は、浸漬ノズルが負極となっていることを示し、同符号がプラスの時は浸漬ノズルが正極となっていることを示す。

表２に示す試験番号Ｍ〜Ｔは、いずれも第１発明で規定する条件を満たす本発明例である。このうち、試験番号ＭおよびＮは、さらに第２発明で規定する条件を満たし、試験番号ＯおよびＰは、それに加えて第３発明で規定する条件も満たしている。

試験番号ＭおよびＮでは、浸漬ノズルが負極となるように直流電圧を印加した。介在物付着速度指数はいずれも５であり、他の条件は同じで通電を行わなかった上記試験番号Ａ（介在物付着速度指数が６）に比べて、溶鋼中のアルミナが浸漬ノズル内壁面へ付着するのがより抑制された。また、耐火物の溶損も軽減された。

試験番号ＯおよびＰでは、前記図２に示す波形の交流パルス電圧を印加した。試験番号Ｏ、Ｐのいずれにおいても、浸漬ノズルが負極となる期間が、正極となる期間よりも長いため、平均電流は浸漬ノズルが負極となる方向に流れ、電流密度の実効値、すなわち浸漬ノズルが負極となる期間での電流密度の絶対値が、第３発明で規定する条件（１０〜２００ｍＡ／ｃｍ²）を満たしている。このため、試験番号Ｏ、Ｐのいずれも介在物付着速度指数が３であり、ノズル内壁面へのアルミナ付着の抑制効果はさらに増大した。また、耐火物の溶損は、試験番号ＭおよびＮと同様に軽減された。

試験番号Ｑは、第１発明の条件を満たすが、第２発明で規定する条件（浸漬ノズルの平均電流密度の絶対値が０．５〜２０ｍＡ／ｃｍ²）から外れる条件で通電した場合である。この場合、平均電流密度の絶対値が大き過ぎることに伴い、酸素イオンの移動に起因してアルミナの付着が増え、試験番号Ｍ、Ｎに比べると、アルミナの付着抑制効果が低く、無通電の場合（試験番号Ａ）に対する優位性が認められなかった。

試験番号Ｒは、第１発明および第２発明の条件を満たすが、第３発明で規定する条件（印加するパルス状電圧の周期が３〜２００ｍｓ）から外れる交流パルスを印加した場合である。この場合、パルス状電圧の周期が長過ぎることに伴い、酸素イオンの移動に起因すると考えられるアルミナの付着が増え、試験番号Ｏ、Ｐに比べると、介在物付着速度指数が高かった。

試験番号Ｓは、第１発明および第２発明の条件を満たすが、第３発明で規定する条件（浸漬ノズルが負極となる期間での電流密度の絶対値が１０〜２００ｍＡ／ｃｍ²）を満たさない場合である。この場合、浸漬ノズルが負極となる期間での電流密度の絶対値が小さいため、浸漬ノズルの耐火物面と溶鋼との濡れ性の向上が不十分であり、試験番号Ｏ、Ｐに比べると、介在物付着速度指数が高かった。

試験番号Ｔは、第１発明の条件を満たすが、第２発明で規定する条件（浸漬ノズルの平均電位が負）から外れる条件で通電した場合である。この場合、浸漬ノズルの平均電位が正であるので、ＣＯガス発生反応によるグラファイトの分解が促進され、浸漬ノズル耐火物の溶損が増し、いわゆる自溶性ノズルのように突発的な介在物欠陥が発生するおそれがある。また、通電によるアルミナの付着抑制効果は認められなかった。

本発明の鋼の連続鋳造方法によれば、浸漬ノズルを構成する耐火物の成分組成、その耐火物の設置範囲、当該ノズル内のＡｒガス流量、およびそのノズル内での溶鋼流速を適正化し、さらに浸漬ノズルと溶鋼の間に、浸漬ノズルにおける平均電位が負となる電圧（例えば、直流電圧やパルス状電圧）を印加して鋳造を行うため、ノズル内壁面へのアルミナの付着を効果的に抑制し、同時に浸漬ノズルの溶損を抑制し、さらにその効果を安定して維持することができる。

したがって、本発明の連続鋳造方法は、浸漬ノズルの内壁面へのアルミナの付着を大きく軽減し、浸漬ノズルの閉塞と溶損を同時に防止して安定した操業を実施できる鋳造方法として極めて有用な技術である。

１：取鍋、 ２：溶鋼、 ３：上ノズル、 ４：タンディッシュ、
５：スライディングゲート、 ６：浸漬ノズル、 ７：一方の電極、
８：他方の電極（対極）、 ９ａ、９ｂ：配線、 １０：電源装置、
１１、１２：絶縁用耐火物、 １３：吐出孔、 １４：鋳型、
１５：凝固殻、 １６：鋳片、 １７：モールドパウダー

Claims (3)

1. タンディッシュ内の溶鋼を浸漬ノズルに導入し、この浸漬ノズルの周壁の下部に形成された吐出孔から溶鋼を鋳型に供給して連続鋳造する鋼の連続鋳造方法であって、
   浸漬ノズルの内壁のうち、吐出孔の上端より少なくとも５００ｍｍ上方の位置から下方の領域の全てを、アルミナおよびグラファイトを主成分とし、質量％で、ＣａＯを３％以上５％未満、およびＳｉＯ₂を２０％以下で含有する耐火物で構成し、
   この浸漬ノズル内にＡｒガスを吹き込み、浸漬ノズル内でのＡｒガスの流量を０．８〜８Ｎｌ／ｍｉｎとしつつ、２５〜２００ｃｍ／ｓの流速で溶鋼を通過させることを特徴とする鋼の連続鋳造方法。
   
2. 前記浸漬ノズルに一方の電極を接続するとともに、前記タンディッシュ内の溶鋼に他方の電極を浸漬して、前記浸漬ノズルとこの内部を通過する溶鋼との間に通電回路を構成し、
   前記電極間に、前記浸漬ノズルにおける時間平均電位が負となる電圧を印加し、前記浸漬ノズルにおける平均電流密度の絶対値が０．５〜２０ｍＡ（ミリアンペア）／ｃｍ²となる通電を行うことを特徴とする請求項１に記載の鋼の連続鋳造方法。
3. 前記電極間に、３〜２００ｍｓ（ミリセカンド）を一周期としこの周期内で極性が正と負に切り替わるパルス状の電圧を印加し、
   一周期のうちで、前記浸漬ノズルが負極となる期間を正極となる期間よりも長くするか、または／および前記浸漬ノズルが負極となる期間での電位の絶対値を正極となる期間での電位の絶対値よりも大きくすることにより、前記浸漬ノズルにおける時間平均電位が負となる電圧に制御し、
   前記浸漬ノズルが負極となる期間での電流密度の絶対値が１０〜２００ｍＡ／ｃｍ²となる通電を行うことを特徴とする請求項２に記載の鋼の連続鋳造方法。

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