JP5156141B1

JP5156141B1 - 上ノズルの使用方法

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Publication number: JP5156141B1
Application number: JP2012224458A
Authority: JP
Inventors: 有人溝部; 兼士古川; 哲生続木; 正樹山本; 譲二栗栖
Original assignee: Krosaki Harima Corp
Current assignee: Krosaki Harima Corp
Priority date: 2012-07-13
Filing date: 2012-10-09
Publication date: 2013-03-06
Anticipated expiration: 2032-10-09
Also published as: WO2014010136A1; JP2014030851A; US20150196954A1; US9718128B2; TWI480379B; TW201402825A

Abstract

【課題】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上ノズルに、ガス吹き込み機能を付加して、更に付着物の発生を抑えること。
【解決手段】ノズル長さをＬ、計算上のヘッド高さをＨ、上端部から下方への距離ｚにおける半径をｒ(ｚ)としたとき、溶鋼が通過する内孔の軸に沿って切断した内孔壁面の断面形状が、log(ｒ(ｚ))＝(１／ｎ)×log((Ｈ＋Ｌ)／(Ｈ＋ｚ))＋log(ｒ(Ｌ)) (ｎ＝１.５〜６)で表される形状のノズルを使用し、内孔を通過する溶鋼の上ノズル最下端部の流速Ｖ_Ｌ（ｍ／ｓ）と、溶鋼の流量Ｑ_Ｌ（Ｌ／ｓ）と吹き込みガス流量Ｑ_Ｇ（ＮＬ／ｓ）の体積比であるガス比率Ｒ_Ｇ＝（Ｑ_Ｇ／Ｑ_Ｌ）×１００（％）が、Ｒ_Ｇ≦４．３×Ｖ_Ｌの関係を満足するようにする。
【選択図】図２

Description

本発明は、タンディッシュ底部に装着されるタンディッシュ羽口に嵌合される上ノズルであって、特に、溶鋼が通過する内孔の壁面に介在物や地金の付着を抑制するために内孔側に通気性耐火物を配置した上ノズルの使用方法に関する。

タンディッシュ羽口に嵌合される上ノズルにおいては、溶鋼が通過する内孔の壁面にアルミナクラスターなどの介在物や地金が付着して流路が縮小し、これらを除去するため、棒などを使用して内孔の洗浄を行う必要が発生したり、あるいは酸素洗浄を行わなければならなくなることによって操業阻害が発生したり、時には内孔がこの付着物によって完全に閉塞し、操業が継続できない状況に陥る場合もある。そこで、この付着物を防止する方法がこれまで種々発明、提案されている。

例えば、特許文献１には、上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上ノズルが提案されている。

また、特許文献２には、溶鋼が通過する内孔側に多孔質耐火物（通気性耐火物）を配置し、内孔に不活性ガスを吹き込む機能を有する連続鋳造用インサートノズル（上ノズル）が提案されている。

国際公開第２００９／１１３６６２号実開平０１−８４８６０号公報

上記特許文献１の上ノズルは本発明者らによる発明であり、本発明者らは、その優れた内孔形状を活かしつつ、更に付着物の発生を抑制するために、上記特許文献１の上ノズルに、上記特許文献２のようなガス吹き込み機能を付加することを試みた。

しかし、単に上記特許文献１の上ノズルにガス吹き込み機能を付加するだけでは、溶鋼の流れと吹き込みガスの流れのばらつきが起因すると思われる内孔壁面の一部分への介在物等の付着が発生し、そのまま成長を続けて溶鋼の流路を遮ってしまうことがあり、付着物の発生抑制には更なる改善の余地があった。

すなわち、本発明が解決しようとする課題は、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上ノズルに、ガス吹き込み機能を付加して、更に付着物の発生を抑えることを可能とするための上ノズルの使用方法を提供することにある。

本発明の一観点によれば、タンディッシュ底部のタンディッシュ羽口に嵌合され、溶鋼が通過する内孔側に通気性耐火物が配置された上ノズルであって下記の条件(１)を満足する上ノズルの使用方法において、下記の条件（２）及び条件（３）を満足することを特徴とする上ノズルの使用方法が提供される。
条件（１）
ノズル長さをＬ、計算上のヘッド高さをＨ、上端部から下方への距離ｚにおける半径をｒ(ｚ)としたとき、溶鋼が通過する内孔の軸に沿って切断した内孔壁面の断面形状が、
log(ｒ(ｚ))＝(１／１.５)×log((Ｈ＋Ｌ)／(Ｈ＋ｚ))＋log(ｒ(Ｌ))と、
log(ｒ(ｚ))＝(１／６)×log((Ｈ＋Ｌ)／(Ｈ＋ｚ))＋log(ｒ(Ｌ))
で表される曲線の間のｒ(ｚ)のｚ微分が連続する曲線であり、前記計算上のヘッド高さＨは、
Ｈ＝((ｒ(Ｌ)／ｒ(０))^ｎ×Ｌ)／（１−(ｒ(Ｌ)／ｒ(０))^ｎ) (ｎ＝１.５〜６)
であり、前記内孔の上端の内径ｒ(０)が下端の内径ｒ(Ｌ)の１.５倍以上であること。
条件（２）
内孔を通過する溶鋼の上ノズル最下端部の流速Ｖ_Ｌ（ｍ／ｓ）と、溶鋼の流量Ｑ_Ｌ（Ｌ／ｓ）と吹き込みガス流量Ｑ_Ｇ（ＮＬ／ｓ）の体積比であるガス比率Ｒ_Ｇ＝（Ｑ_Ｇ／Ｑ_Ｌ）×１００（％）が、Ｒ_Ｇ≦４．３×Ｖ_Ｌの関係であること。
条件（３）
内孔壁面を高さ方向に５等分したときの各々の部分からのガス吹き込み量が、全体の吹き込みガス流量の６０％以下であること。

以下、本発明を詳細に説明する。

まず、本発明の上ノズルは、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ために、上記特許文献１の内孔形状、すなわち上記条件（１）を満足することを前提とする。なお、上記条件（１）において「log(ｒ(ｚ))＝(１／１.５)×log((Ｈ＋Ｌ)／(Ｈ＋ｚ))＋log(ｒ(Ｌ))と、log(ｒ(ｚ))＝(１／６)×log((Ｈ＋Ｌ)／(Ｈ＋ｚ))＋log(ｒ(Ｌ))で表される曲線」とは、典型的には式１で表される曲線である。
log(ｒ(ｚ))＝(１／ｎ)×log((Ｈ＋Ｌ)／(Ｈ＋ｚ))＋log(ｒ(Ｌ)) (ｎ＝１.５〜６)
…式１

次に、上記条件（１）の詳細を、図１を参照して説明する。図１は、タンディッシュ及び上ノズルの軸方向断面のイメージ図である。図１において上ノズル１は、溶鋼が通過する内孔４を備える。そして、符号５がノズル上端２の内孔大径部（内径（ｒ（０））であり、符号６がノズル下端３の内孔小径部（内径（ｒ（Ｌ））であり、内孔大径部５から内孔小径部６にかけて内孔壁面７が存在する。なお、ノズル上端２が距離ｚの起点である。

上記条件（１）によれば、図１に示す内孔壁面７の断面形状は、
log(ｒ(ｚ))＝(１／１.５)×log((Ｈ＋Ｌ)／(Ｈ＋ｚ))＋log(ｒ(Ｌ))と、
log(ｒ(ｚ))＝(１／６)×log((Ｈ＋Ｌ)／(Ｈ＋ｚ))＋log(ｒ(Ｌ))
で表される曲線の間の滑らかな曲線、典型的には上記式１で表される曲線である。ここで滑らかな曲線とは、ｒ(ｚ)のｚ微分が連続する曲線である。

この上ノズルの内孔壁面の断面形状は、以下に説明するとおり、内孔壁面の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いう考えに基づくものである。

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スライディングノズル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（ノズル上端）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 …式２
で表される。

ところで、タンディッシュ内の溶鋼量は、操業中、ほぼ一定に保たれており、ヘッド高さは一定である。しかし、溶鋼は、タンディッシュの溶鋼面から上ノズルに直接流れ込むのではなく、タンディッシュ底面に近い位置から流れ込むことが知られている。すなわち、ヘッド高さとしては、溶鋼のヘッド高さＨ´に代えて、ノズル上端近傍のタンディッシュ底面に近い位置からの溶鋼流動に対して影響の大きい計算上のヘッド高さＨを用いるのが有効である。

したがって、式２は、次式ｖ(ｚ)＝ｋ(２ｇ(Ｈ＋ｚ))^１／２
と置き換えられ、このときｋは計算上のヘッド高さをＨとしたときの流量係数である。

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、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)とすると、
Ｑ＝ｖ(Ｌ)×Ａ(Ｌ)＝ｋ(２ｇ(Ｈ＋Ｌ))^１／２×Ａ(Ｌ)
で表される。

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 …式３
となる。

したがって、内孔の任意の位置の内径（半径）ｒ(ｚ)は、
log(ｒ(ｚ))＝(１／４)×log((Ｈ＋Ｌ)／(Ｈ＋ｚ))＋log(ｒ(Ｌ)) …式４
で表され、内孔壁面の断面形状を当該条件を満たす形状とすることによって、エネルギー損失を最小とすることができる。

ところで、上ノズルの内孔の下端（内孔小径部)の内径は、スループットによって決まる。一方、内孔の上端（内孔大径部）の内径は、内孔小径部の内径の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。これは、内孔大径部の内径が内孔小径部の内径の１.５倍未満では、上ノズル上端（内孔大径部）に発生する圧力（エネルギー）変動が高く、乱流が発生するからである。なお、内孔大径部の内径は、内孔小径部の内径の２.５倍以下であることが好ましい。内孔大径部の内径が大きいほど、タンディッシュの羽口も広くなるなど、現実的ではないからである。

一方、内孔大径部と内孔小径部の内径の比は、上記した式３より、
ｒ(０)／ｒ(Ｌ)＝((Ｈ＋Ｌ)／((Ｈ＋０))^１／４＝１.５〜２.５ …式５
で表されることから、内孔大径部及び内孔小径部の内径と、両内径の比が決まれば、計算上のヘッド高さＨを求めることができる。すなわち計算上のヘッド高さＨは、
Ｈ＝((ｒ(Ｌ)／ｒ(０))^４×Ｌ)／（１−(ｒ(Ｌ)／ｒ(０))^４)
で表される。

ここで、上記式４において、
log(ｒ(ｚ))＝(１／ｎ)×log((Ｈ＋Ｌ)／(Ｈ＋ｚ))＋log(ｒ(Ｌ))
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ことは上記特許文献１において実証されている。

また、計算上のヘッド高さＨにおいても同様に変数ｎを適用して、
Ｈ＝((ｒ(Ｌ)／ｒ(０))^ｎ×Ｌ)／(１−(ｒ(Ｌ)／ｒ(０))^ｎ)
とすることができることも上記特許文献１で実証されている。

すなわち、上記式５は、
ｒ(０)／ｒ(Ｌ)＝((Ｈ＋Ｌ)／(Ｈ＋０))^１／ｎ＝１.５〜２.５ …式６
となり、この式６より、内孔大径部及び内孔小径部の内径と、両内径の比が決まれば、ｎの値に応じた計算上のヘッド高さＨを求めることができる。

以上が本発明の前提となる条件（１）の詳細であり、この前提のもと本発明者らが種々検討した結果、タンディッシュ用上ノズルの内孔を通過する溶鋼流の乱流が介在物等の内孔壁面への付着と成長に影響し、その溶鋼流の乱流は溶鋼の流量と吹き込みガス流量に深く関係していることを見出した。

今、溶鋼の下降力Ｆ_Ｌは、式７で表される。
Ｆ_Ｌ＝Ｑ_Ｌ×Ｖ_Ｌ …式７
ここで、Ｑ_Ｌは溶鋼の流量（Ｌ／ｓ）、Ｖ_Ｌは上ノズル最下端部（ｚ＝Ｌ）での溶鋼の流速（ｍ／ｓ）である。

同様に、吹き込みガスの上昇力Ｆ_Ｇは、式８で表される。
Ｆ_Ｇ＝Ｑ_Ｇ×Ｖ_Ｇ …式８
ここで、Ｑ_Ｇは吹き込みガス流量（ＮＬ／ｓ）、Ｖ_Ｇは気泡上昇速度（ｍ／ｓ）である。

溶鋼の下降力Ｆ_Ｌと吹き込みガスの上昇力Ｆ_Ｇの衝突関係によりノズルの内孔で乱流が発生するものと考えられる。式７及び式８から乱流が発生する条件は次の式９で表される。すなわち、溶鋼の下降力Ｆ_Ｌに対して吹き込みガスの上昇力Ｆ_Ｇが一定割合以上に強くなると乱流が発生する。
Ｆ_Ｇ＞α×Ｆ_Ｌ …式９
ここで、αは定数である。

式７，８，９から、（Ｑ_Ｇ×Ｖ_Ｇ）＞α×（Ｑ_Ｌ×Ｖ_Ｌ）となり、式１０が導き出される。
Ｑ_Ｇ／Ｑ_Ｌ＞（α×Ｖ_Ｌ）／Ｖ_Ｇ …式１０

ここで、（Ｑ_Ｇ／Ｑ_Ｌ）×１００＝Ｒ_Ｇ、（α／Ｖ_Ｇ）×１００＝βとすると、Ｒ_Ｇは溶鋼の流量Ｑ_Ｌ（Ｌ／ｓ）に対する吹き込みガス流量Ｑ_Ｇ（ＮＬ／ｓ）の体積比率（％）すなわちガス比率（％）であり、βについては、吹き込まれたガスのガス径の違いなどの条件で、気泡上昇速度Ｖ_Ｇは若干変化するもののほぼ一定（Ｖ_Ｇ≒０．４ｍ／ｓ程度）と考えられるため、実質的に定数である。したがって、式１０を変形すると次の式１１に書き換えられる。
Ｒ_Ｇ＞β×Ｖ_Ｌ …式１１

式１１がノズルの内孔に乱流が発生する条件であり、逆に、次の式１２がノズルの内孔に乱流が発生しない条件である。
Ｒ_Ｇ≦β×Ｖ_Ｌ …式１２

この理論をもとに、タンディッシュ用上ノズルにおける種々条件下においてコンピューターシミュレーションによる流体解析を行った。なお、ガスの膨張は６倍、ガスは内孔壁面の高さ方向全体から均等に吹き込む想定にて行った。

コンピューターシミュレーションによる流体解析は、ＡＮＳＹＳ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（ただし、モデルにより変動あり。）
・流体：水（ただし、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）
・ＶｉｓｃｏｕｓＭｏｄｅｌ：Ｋ−ｏｍｅｇａ計算

図２にコンピューターシミュレーションによる流体解析結果の一例を示す。図中のＣＦＤ（Computational
Fluid Dynamics）流動状態がコンピューターシミュレーションによる流体解析結果のガスの軌跡を示す。このガスの軌跡が線状で並んだ状態にあるものは乱流が発生していないと判断し、ガスの軌跡が線状ではなく、明らかに迷走状態や蛇行状態を呈したり、渦流が発生したものは乱流が発生していると判断した。なお、図２における本発明形状とは、内孔形状（内孔壁面の断面形状）を上記式１においてｎ＝４の曲線としたもので、従来形状とは、本発明形状と最上端部内径（２ｒ（０））、最下端部内径（２ｒ（２３０）及びノズル長さＬは同一であるが、内孔形状は、最下端部から上方に５０ｍｍまでは最下端部内径のままとし、最下端部から上方５０ｍｍの位置から最上端部までは断面形状が直線のテーパ形状としたものである。また、本発明形状、従来形状ともに、ノズル本体全体を通気性耐火物で構成した場合を想定している。

同様にノズル形状、流体流速、吹き込みガス流量等を変動させて、種々の条件下において、図２と同じ要領でコンピューターシミュレーションによる流体解析を行った。その解析結果を表１に示す。

表１中のＣＦＤ流動状態欄は、図２と同様のガスの軌跡状態から乱流の発生状況の有無を判断したもので、○印は乱流が発生していない状態を示し、×印は乱流が発生した状態を示す。

次に表１の解析結果中の流体流速Ｖ_Ｌ（ｍ/ｓ）と、流体流量Ｑ_Ｌ（Ｌ／ｓ）と吹き込みガス流量Ｑ_Ｇ（ＮＬ／s）の比であるガス比率Ｒ_Ｇ（％）との関係をプロットしたグラフを図３に示す。

図３では表１の表記と同様に、ＣＦＤ流動状態において乱流が発生していない状態を○印、乱流が発生した状態を×印で層別した。すると図３の破線で示されるように、明確な相関が認められ、上記式１２の関係、すなわちβ＝４.３％／（ｍ／ｓ）を示していることがわかった。これらから、上ノズル内孔の溶鋼流動においては、次の式１３を満足するように吹き込みガス流量等を調整することで乱流の発生が抑えられ、内孔壁面への付着物の発生を抑えることができると言える。これが本発明の条件（２）である。
Ｒ_Ｇ（％）≦４．３×Ｖ_Ｌ（ｍ／ｓ） …式１３

ここで、ガスの吹き込み圧力は０．０５ＭＰａ以上とすることが好ましい。吹き込み圧力が０．０５ＭＰａ未満であると、安定したガスの流出状態が得られにくく、また、吹き込まれたガスによるガスカーテン効果が薄れてしまい、付着物の発生を抑制する効果が低下する。

次に、上ノズルの内孔の高さ方向におけるガス吹き込み量のバランスについて説明する。図４Ａ〜Ｄは、上ノズルの内孔壁面を図５に示すように高さ方向にＢ１〜５部分に５等分し、各部分からのガス吹き込み量を変化させたときのコンピューターシミュレーションによる流体解析結果のＣＦＤ流動状態を示す。なお、図４Ａ〜Ｄにおいてノズルの内孔形状（内孔壁面の断面形状）は上記式１においてｎ＝４の曲線とした。

図４Ａは、高さ方向中央のＢ３部分からのガス吹き込み量を変化させたときの結果である。図４Ａの（ａ）はＢ３部分も含め各部分からのガス吹き込み量が均等、すなわち各部分からのガス吹き込み量がいずれも全体の吹き込みガス流量の２０％となるようにした例、（ｂ）は、Ｂ３部分からのガス吹き込み量を６０％とし残りを他の部分から均等（１０％）に吹き込んだ例であり、いずれも乱流の発生は確認されなかった。

一方、図４Ａの（ｃ），（ｄ），（ｅ）は、それぞれＢ３部分からのガス吹き込み量を７０％，８０％，１００％としたもので、（ｃ）では微小な乱流が確認され、（ｄ）及び（ｅ）では顕著な乱流が確認された。すなわち、これらの例ではＢ３部分から集中的にはガス吹込みがなされることに伴い、当該部分のガス流量比率が部分的かつ極端に異なる結果、乱流が発生したと推定される。

図４Ｂの（ａ）〜（ｅ）は、それぞれＢ１部分、Ｂ２部分、Ｂ３部分、Ｂ４部分及びＢ５部分からのガス吹き込み量を６０％とし残りを他の部分から均等（１０％）に吹き込んだ例であり、いずれも乱流の発生は確認されなかった。

図４Ｃの（ａ）〜（ｅ）は、それぞれＢ１部分、Ｂ２部分、Ｂ３部分、Ｂ４部分及びＢ５部分からのガス吹き込み量を７０％とし残りを他の部分から均等（７．５％）に吹き込んだ例であり、いずれも乱流が発生した。

図４Ｄの（ａ）は、Ｂ１部分に全体の吹き込みガス流量の５％、同様にＢ２、Ｂ３、Ｂ４部分からはそれぞれ３０％、Ｂ５部分から５％の比率となるようにした例、（ｂ）は、Ｂ１部分からは０％、Ｂ２、Ｂ３、Ｂ４、Ｂ５部分からそれぞれ２５％の比率での例、（ｃ）は、Ｂ１、Ｂ２部分からそれぞれ０％、Ｂ３部分から２０％、Ｂ４部分から３０％、Ｂ５部分から５０％の比率となるようにした例である。いずれも乱流の発生は確認されなかった。

これらの例から、それぞれの部分のガス流量比率を６０％以下にすることで、ある部分から集中的にガス吹き込みが行われることを避けた結果、乱流は発生しなかったと推定される。

以上より、上ノズルの内孔壁面からのガス吹き込み量は高さ方向でなるべく均等となるようにすることが好ましく、少なくとも、内孔壁面を高さ方向に５等分したときの各々の部分からのガス吹き込み量が、全体の吹き込みガス流量の６０％以下となるようにする必要があると言える。これが本発明の条件（３）である。

なお、本発明において通気性耐火物は、本発明の条件（２）及び条件（３）を満足しさえすれば、上記各例のように内孔側の高さ方向全体に配置してもよく、部分的に配置してもよい。いずれの場合も周知の製造方法により、ガス吹き込み機能を有するタンディッシュ用上ノズルを製造可能である。

本発明により、上ノズルの内孔壁面にアルミナクラスター等の介在物や地金が付着することを抑えることができる。また、上ノズルの内孔の閉塞が無く安定した連続鋳造作業を維持できるので、鋳造中断を防止することができるとともに、鋳造された鋳片も欠陥の少ない良好な品質を確保することができ、生産性の向上にも寄与できる等、その効果は大なるものがある。

タンディッシュ及び上ノズルの軸方向断面のイメージ図である。コンピューターシミュレーションによる流体解析結果の一例を示す。流体流速Ｖ_Ｌと、流体流量Ｑ_Ｌと吹き込みガス流量Ｑ_Ｇの比であるガス比率Ｒ_Ｇとの関係をプロットしたグラフである。上ノズルの内孔壁面を高さ方向に５等分し、各部分からのガス吹き込み量を変化させたときのコンピューターシミュレーションによる流体解析結果のガスの軌跡を示す図である。同上同上同上上ノズルの内孔壁面を高さ方向に５等分したときの各部分を示す。

以下、実施例に基づき、本発明の実施の形態を説明する。

本発明を実際に連続鋳造設備のタンディッシュ実機に適用した結果を説明する。ただし、本実施例は、本発明の一態様に過ぎず、本発明は下記実施例に限定されるものではない。

表２に本発明の実施例及び比較例の上ノズルをタンディッシュ実機に使用した結果を示す。

表２に示した実施例１〜４及び比較例３，４のノズル形状は図２で説明した本発明形状で、比較例１，２のノズル形状は図２で説明した従来形状である。介在物等の付着状況は、回収された上ノズルを長さ方向に半割を行い、付着の状況を目視にて評価した。○印は介在物等の付着がほぼ無い状態、△は介在物等の付着が認められるものの少量である状態、×は介在物等の付着が著しい状態を示す。表中のノズル交換ｃｈ数の例えば＞１６ｃｈは、他の原因で交換になったものの、上ノズルの介在物等の付着状態からは十分にそれ以上に使用可能であったことを示す。なお、実施例及び比較例とも、ノズルの内孔壁面を５等分したときの各部分からのガス吹き込み量は均等とした。

実施例１〜４は、ノズル形状が上記条件（１）を満足する本発明形状であり、上記条件（２）、すなわちＲ_Ｇ≦４．３×Ｖ_Ｌ（Ｒ_Ｇ／Ｖ_Ｌ≦４．３）も満足する。介在物等の付着はほぼ無いか少量であり、ノズルの寿命も十分であった。

一方、比較例１は、上記条件（２）は満足するものの、ノズル形状が上記条件（１）を満足しない従来形状である。比較例２は、上記条件（１）及び上記条件（２）の両方を満足しない例である。比較例３，４は、上記条件（１）は満足するものの、上記条件（２）を満足しない例である。いずれも介在物等の付着が著しく、ノズルの寿命が短かった。

以上のとおり、本発明の実施例では介在物等の付着が抑制され、ノズルの寿命を１．５ないし２倍以上に延ばすことができた。

１上ノズル
２ノズル上端
３ノズル下端
４内孔
５内孔大径部
６内孔小径部
７内孔壁面

Claims

タンディッシュ底部のタンディッシュ羽口に嵌合され、溶鋼が通過する内孔側に通気性耐火物が配置された上ノズルであって下記の条件(１)を満足する上ノズルの使用方法において、下記の条件（２）及び条件（３）を満足することを特徴とする上ノズルの使用方法。
条件（１）
ノズル長さをＬ、計算上のヘッド高さをＨ、上端部から下方への距離ｚにおける半径をｒ(ｚ)としたとき、溶鋼が通過する内孔の軸に沿って切断した内孔壁面の断面形状が、
log(ｒ(ｚ))＝(１／１.５)×log((Ｈ＋Ｌ)／(Ｈ＋ｚ))＋log(ｒ(Ｌ)) と、
log(ｒ(ｚ))＝(１／６)×log((Ｈ＋Ｌ)／(Ｈ＋ｚ))＋log(ｒ(Ｌ))
で表される曲線の間のｒ(ｚ)のｚ微分が連続する曲線であり、前記計算上のヘッド高さＨは、
Ｈ＝((ｒ(Ｌ)／ｒ(０))^ｎ×Ｌ)／（１−(ｒ(Ｌ)／ｒ(０))^ｎ) (ｎ＝１.５〜６)
であり、前記内孔の上端の内径ｒ(０)が下端の内径ｒ(Ｌ)の１.５倍以上であること。
条件（２）
内孔を通過する溶鋼の上ノズル最下端部の流速Ｖ_Ｌ（ｍ／ｓ）と、溶鋼の流量Ｑ_Ｌ（Ｌ／ｓ）と吹き込みガス流量Ｑ_Ｇ（ＮＬ／ｓ）の体積比であるガス比率Ｒ_Ｇ＝（Ｑ_Ｇ／Ｑ_Ｌ）×１００（％）が、Ｒ_Ｇ≦４．３×Ｖ_Ｌの関係であること。
条件（３）
内孔壁面を高さ方向に５等分したときの各々の部分からのガス吹き込み量が、全体の吹き込みガス流量の６０％以下であること。