JP5267315B2 - 連続鋳造用タンディッシュ及び連続鋳造方法 - Google Patents

Description

本発明は、取鍋から鋳型に溶鋼を供給する際に用いられる連続鋳造用タンディッシュ及び当該タンディッシュを用いた連続鋳造方法に関する。

鋼の連続鋳造においては、精錬工程で成分と温度を調整された溶鋼は、取鍋内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、取鍋内の溶鋼は、注入ノズルなどを通じて一旦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。

上述のタンディッシュは、種々の形のものが存在するが、いわゆる舟型のものが多く用いられている。このようなタンディッシュによれば、注入ノズルからタンディッシュの中央部に溶鋼が供給され、舟の舳先に相当する両端部の流出口から連続鋳造機の鋳型に耐火物のノズルを通じて溶鋼が流出される。タンディッシュの両端部の流出口には、例えば上下に移動して流出口の開口面積を調整する棒状のストッパーが設けられており、このストッパーによりタンディッシュ内の溶鋼の流量制御が行われている。

また、タンディッシュ内には高温の溶鋼が供給されるため、タンディッシュの側壁や底部には、耐火レンガ、耐火性ボード等の耐火物が内張りされている。そして、タンディッシュ内の溶鋼が耐火物に抜熱され、流出口付近で溶鋼が冷却して凝固するのを防止するため、通常、溶鋼が注入される前に耐火物を予熱することが行われている。この耐火物の予熱には、例えばタンディッシュ底部において、注入ノズルと流出口との間に電気抵抗発熱体を設けて耐火物を予熱することが提案されている（特許文献１）。

特開昭５２−１１６７３１号公報

ところで、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ほかに、鋼の精錬時に不可避的に混入した酸化物であるスラグや、脱酸のために添加されたアルミ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、溶鋼中の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ことがなく、非金属介在物などが原因で生じる圧延時の疵などを抑制できる。

これを図に基づいて説明すると、例えば図１２に示すように、タンディッシュ１００の入側、すなわち注入ノズル１１０と流出口１１１の間の領域では、注入ノズル１１０からの強い流れが支配的となり、溶鋼Ｍはタンディッシュ１００の底面に到達した後、タンディッシュ１００内を上昇する。このとき、溶鋼Ｍ中の介在物Ｒは浮上分離される。

しかしながら、タンディッシュ１００の出側、すなわち流出口１１１と短辺壁１００ａとの間の領域では、短辺壁１００ａと長辺壁１００ｂから溶鋼Ｍが抜熱され冷却されて生じる熱対流が支配的となり、流出口１１１に向かう溶鋼Ｍの下降流Ｆが発生する。そのため、流出口１１１の上方で浮上分離された介在物Ｒや溶鋼Ｍ中に浮遊する介在物Ｒが、この下降流Ｆによって流出口１１１に向かって流れてしまう。これにより、介在物Ｒを含む溶鋼Ｍが流出口１１１から鋳型に流れ、最終的に製造される鋼の品質が低下することが懸念される。

また、上述した特許文献１の方法では、電気抵抗発熱体によって、注入ノズル１１０と流出口１１１との間のタンディッシュ１００の底部を加熱することができるが、流出口１１１と短辺壁１００ａとの間の領域において、当該短辺壁１００ａや長辺壁１００ｂを加熱することはできない。したがって、かかる電気抵抗発熱体によって、短辺壁１００ａと長辺壁１００ｂからの溶鋼Ｍの抜熱を抑制することはできず、溶鋼Ｍの下降流Ｆを抑制することはできない。

本発明は、かかる点に鑑みてなされたものであり、連続鋳造用のタンディッシュにおいて、溶鋼中の介在物を十分に分離除去することを目的とする。

前記の目的を達成するため、本発明は、一対の長辺壁と一対の短辺壁を備えた鋼の連続鋳造用のタンディッシュであって、タンディッシュから鋳型へ溶鋼を流出させる流出口は、取鍋からタンディッシュへ溶鋼を流入させる注入ノズルに対し、平面視において、前記長辺壁に沿って同一直線上に並んで配置され、前記短辺壁の内部と前記長辺壁の内部の両方に抵抗加熱体が設けられ、前記長辺壁の内部の前記抵抗加熱体は、Ｌ _１ ≧Ｌ _２ を満足し、前記抵抗加熱体の下端部はタンディッシュ底部位置であり、前記抵抗加熱体の上端部は少なくとも最大溶鋼湯面位置であり、前記抵抗加熱体の加熱熱流束Ｗ（Ｗ／ｍ ^２ ）は、０＜Ｗ≦２Ｑを満足することを特徴としている。なお、抵抗加熱体は、通電によりそれ自体が発熱する構造を有するものをいう。
但し
Ｌ _１ ：短辺壁の内側面と、流出口の中心を通って長辺壁と直角方向に延伸する中心線との最短距離
Ｌ _２ ：流出口の中心を通って長辺壁と直角方向に延伸する中心線と、長辺壁の内部の抵抗加熱体の注入ノズル側の端部との最短距離
Ｑ：短辺壁と長辺壁からの溶鋼の抜熱熱流束（Ｗ／ｍ ^２ ）

本発明によれば、短辺壁の内部又は短辺壁の内部と長辺壁の内部に抵抗加熱体が設けられているので、抵抗加熱体による溶鋼の加熱によって、短辺壁又は短辺壁と長辺壁からの溶鋼の抜熱を抑制することができる。これによって、溶鋼の熱対流による下降流を抑制することができるので、溶鋼中の介在物が流出口に流れるのを抑制することができる。したがって、タンディッシュ内で介在物を十分に分離除去することができる。なお、抵抗加熱体の加熱熱流束は、要求される鋼の品質によって任意に設定することができる。

前記短辺壁の内部の抵抗加熱体の長辺壁側の両端部は、平面視において、前記長辺壁の両内側面まで設けられていることが最も好適である。

別な観点による本発明は、前記タンディッシュを用いた鋼の連続鋳造方法であって、前記抵抗加熱体の加熱熱流束によって、前記短辺壁と前記長辺壁からの溶鋼の抜熱を抑制し、当該溶鋼の下降流を抑制することを特徴としている。

本発明によれば、連続鋳造用のタンディッシュにおいて、溶鋼中の介在物を十分に分離除去することができる。

本実施の形態にかかるタンディッシュの構成の概略を示す縦断面の説明図である。 本実施の形態にかかるタンディッシュの構成の概略を示す横断面の説明図である。 本実施の形態にかかるタンディッシュの構成の概略を示す縦断面の説明図である。 本実施の形態にかかるタンディッシュの構成の概略を示す縦断面の説明図である。 短辺壁、長辺壁及び抵抗加熱体の構成の概略を示す横断面の説明図である。 短辺壁の温度分布及び各部材の諸元を示す説明図である。 タンディッシュ内の溶鋼の流れの様子を示す説明図である。 他の実施の形態にかかるタンディッシュの構成の概略を示す横断面の説明図である。 他の実施の形態にかかるタンディッシュの構成の概略を示す横断面の説明図である。 実施例１において、短辺壁の内部及び外部の温度分布の測定結果を示すグラフである。 実施例２において、タンディッシュから流出する介在物の比率についてのシミュレーション結果を示すグラフである。 従来のタンディッシュ内の溶鋼の流れの様子を示す説明図である。

以下、本発明の実施の形態について説明する。図１は、本実施の形態にかかるタンディッシュ１の構成の概略を示す縦断面の説明図である。図２は、タンディッシュ１の構成の概略を示す横断面の説明図である。

タンディッシュ１は、図１及び図２に示すように、一対の短辺壁１０（図示にの例では一端側のみ表示している）と一対の長辺壁１１、１１を備え、平面形態が長方形に形成されている。また、タンディッシュ１は、天井面１２と底面１３を備え、内部に溶鋼Ｍを貯留することができる。

タンディッシュ１の中央付近の天井面１２には、図１に示すように、注入ノズル２０が下方向に向けて挿入されている。この注入ノズル２０により、上方の取鍋２１からタンディッシュ１内に溶鋼Ｍを流入させることができる。タンディッシュ１の短辺壁１０付近の底面１３には、流出口２２が形成されている。流出口２２には、図示しない連続鋳造機の鋳型に連通するノズル２３が接続されている。この流出口２２とノズル２３により、タンディッシュ１内の溶鋼Ｍを鋳型に供給することができる。なお、これら注入ノズル２０と流出口２２は、平面視においてタンディッシュ１の長辺壁１１に沿って同一直線状に並んで配置されている。

流出口２２の上方には、流量調節棒２４が設けられている。流量調節棒２４は、上下動することで流出口２２の開口面積を変えて、タンディッシュ１内の溶鋼Ｍの流量を調整することができる。

短辺壁１０の内部には、図１及び図３に示すように、通電により発熱する抵抗加熱体３０が埋設されている。抵抗加熱体３０は、図３に示すように、側面視において、その形状が短辺壁１０と相似形の台形となるように配置されている。また、抵抗加熱体３０は、短辺壁１０のほぼ全面に配置され、その長辺壁１１側の両端部は、図２に示すように、平面視において、長辺壁１１の両内側面まで設けられている。また、抵抗加熱体３０は、図３に示すように、その下端部がタンディッシュ１の底部の位置になるように配置されており、また、その上端部が少なくとも最大溶鋼湯面位置、すなわち、定常状態のタンディッシュ１内の溶鋼Ｍの湯面Ｍ_１よりも上方に位置するように配置されている。

さらに、抵抗加熱体が長辺壁１１の内部にも設けられている場合、一対の長辺壁１１、１１の内部には、図２及び図４に示すように、他の抵抗加熱体３１、３１がそれぞれ埋設されている。抵抗加熱体３１は、側面視において、その形状が長方形状に形成されている。抵抗加熱体３１は、流出口２２に対向する位置に配置されている。抵抗加熱体３１の短辺壁１０側の端部３１ｂは、平面視において、流出口２２の中心を通って長辺壁１１と直角方向に延伸する中心線Ｐよりも短辺壁１０側に位置しており、例えば短辺壁１０と長辺壁１１との間のコーナー付近に位置している。一方、抵抗加熱体３１の注入ノズル２０側の端部３１ａは、平面視において、中心線Ｐよりも注入ノズル２０側に位置している。ここでは、端部３１ａと中心線Ｐとの間の最短距離Ｌ_２は、短辺壁１０の内側面と中心線Ｐとの間の最短距離Ｌ_１と等しくなっている。また、抵抗加熱体３１の上端部は、溶鋼Ｍの最大溶鋼湯面位置Ｍ_１よりも上方に位置しており、抵抗加熱体３１の下端部は、タンディッシュ１の底部に位置している。なお、抵抗加熱体３１の注入ノズル２０側の端部３１ａの位置は、短辺壁１０の内側面と中心線Ｐとの間の一部または全部に設けられていれば良いが、本実施の形態に限定されず、端部３１ａはさらに流出口２２側に位置していてもよい。

なお、これら抵抗加熱体３０、３１は、図１及び図２において図示しないタンディッシュ１の他端側にも同様に設けられている。

次に、短辺壁１０、長辺壁１１及び抵抗加熱体３０、３１の構成について詳しく説明する。

短辺壁１０には、図５に示すように、外側から鉄皮４０、パーマネントレンガ４１、抵抗加熱体３０、ウェアレンガ４２がこの順で配置されている。同様に、長辺壁１１にも、外側から鉄皮４０、パーマネントレンガ４１、抵抗加熱体３１、ウェアレンガ４２がこの順で配置されている。なお、パーマネントレンガ４１は半永久的に鉄皮４０に固定された耐火レンガであり、ウェアレンガ４２は溶鋼Ｍとの接触により浸食されたときに定期的に補修される耐火レンガである。抵抗加熱体３０、３１には、当該抵抗加熱体３０、３１に通電するためのケーブル４３がそれぞれ接続されている。ケーブル４３は、例えば鉄皮４０及びパーマネントレンガ４１の厚み方向に形成された孔４４を介して、図示しない電源に接続されている。

また、抵抗加熱体３０、３１は、その加熱熱流束Ｗ（Ｗ／ｍ^２）が下記式（１）を満たすように発熱する。
０＜Ｗ≦２Ｑ・・・・（１）
但し、Ｑ：短辺壁１０と長辺壁１１からの溶鋼Ｍの抜熱熱流束（Ｗ／ｍ^２）

上記式（１）の根拠について説明する。発明者らが汎用の数値熱流体解析ソフト「ＦＬＵＥＮＴ」を用いてシミュレーションを行ったところ、抵抗加熱体３０、３１による加熱を少しでも行えば、タンディッシュ１から流出する介在物の個数が減少することが分かった。このシミュレーションの結果については、実施例２において詳しく説明する。

溶鋼Ｍの抜熱がゼロになると、図１２に示した抜熱に起因する溶鋼Ｍの熱対流、すなわち溶鋼Ｍの下降流Ｆがなくなる。そうすると、溶鋼Ｍの介在物の浮上分離効果は最大となる。また、抵抗加熱体３０、３１によって溶鋼Ｍに付与される加熱熱流束はＷ／２となる。したがって、抵抗加熱体３０、３１による加熱熱流束Ｗの好適な上限値は、上記式（１）で示した溶鋼Ｍの抜熱熱流束Ｑの２倍となる。ちなみに、加熱熱流束Ｗを溶鋼Ｍの抜熱熱流束Ｑの２倍よりも大きくなる様に加熱すると、溶鋼Ｍが加熱されて溶鋼Ｍの上昇流が発生することで溶鋼Ｍの対流が発生して、下降流が発生することも懸念されるため、上昇流発生による悪影響が出ない範囲で、加熱熱流束Ｗを溶鋼Ｍの抜熱熱流束Ｑの２倍よりも大きくなる様に加熱しても良い。但し、加熱コストを考慮すると、加熱熱流束Ｗの上限値は溶鋼Ｍの抜熱熱流束Ｑの２倍とすることが、最も好適である。

なお、抵抗加熱体３０、３１の加熱熱流束Ｗの値を上記式（１）の範囲内でどの値に設定するかは、要求される鋼の品質によって任意に設定することができる。例えば介在物を全く許容しないような高い品質が要求されている場合、抵抗加熱体３０、３１の加熱熱流束Ｗは２Ｑに設定される。これに対して、介在物がある程度許容されているような場合は、要求レベルに応じて、加熱熱流束Ｗの値を任意に設定することができる。従って、加熱熱流束Ｗの下限値は、０＜Ｗとなる。

また、品質の要求レベルに応じて、抵抗加熱体３０、３１の加熱熱流束Ｗを下記式（２）の範囲としてもよく、より好ましくは下記式（３）としてもよい。
１．５Ｑ≦Ｗ≦２Ｑ・・・・（２）
１．９Ｑ≦Ｗ≦２Ｑ・・・・（３）

ここで、後述の実施例２の結果（図１１）を参照すると、例えば加熱熱流束Ｗがゼロの場合、すなわち溶鋼Ｍの抜熱熱流束Ｑが５０００Ｗ／ｍ^２の場合、例えば１００μｍの直径の介在物は７％程度鋳型に流出した。これに対して、介在物の鋳型への流出が４．５％となる、すなわち介在物の鋳型への流出改善率が３５％（＝（７％−４．５％）／７％）となるのは、溶鋼Ｍの抜熱熱流束が１２５０Ｗ／ｍ^２の場合であった。この抜熱熱流束から加熱熱流束Ｗを算出すると、加熱熱流束Ｗは１．５Ｑとなった。そこで、加熱熱流束Ｗの好ましい下限値を、上記式（２）で示したように１．５Ｑとした。

また、介在物が鋳型へ流出するのをさらに抑制するため、介在物の鋳型への流出が３．５％となる、すなわち介在物の流出改善率が５０％（＝（７％−３．５％）／７％）となるのは、溶鋼Ｍの抜熱熱流束が２５０Ｗ／ｍ^２の場合であった。この抜熱熱流束から加熱熱流束Ｗを算出すると、加熱熱流束Ｗは１．９Ｑとなった。そこで、加熱熱流束Ｗのより好ましい下限値を、上記式（３）で示したように１．９Ｑとした。

発明者らは、上記式（１）における溶鋼Ｍの抜熱熱流束Ｑの算出方法を検討した。ここでは、図６に示すように短辺壁１０近傍の溶鋼Ｍの抜熱熱流束Ｑについて説明する。

短辺壁１０の外側の空気Ａ、鉄皮４０、パーマネントレンガ４１、抵抗加熱体３０、ウェアレンガ４２、短辺壁１０の内側の溶鋼Ｍについて、各部材の温度分布及び諸元は図６に示すように設定した。温度分布は図中の折れ線グラフであり、各部材の諸元は表中の値である。

ここで、文献 Ｊ．Ｐ．ホールマン著 平田賢監訳 伝熱工学 ＜上＞ ブレイン図書出版株式会社 第１版 （１９８２） ｐｐ２９〜３３に記載されているとおり、鉄皮４０側の熱流束一定の条件から下記式（４）が得られ、溶鋼Ｍ側の熱流束一定の条件から下記式（５）が得られる。
ｈ_０（Ｔ_０−Ｔ_Ａ）＝α_Ｓ（Ｔ_１−Ｔ_０）＝α_Ｐ（Ｔ_２−Ｔ_１）＝ｑｔ_Ｈ／２＋α_Ｈ（Ｔ_３−Ｔ_２）・・・・（４）
−ｑｔ_Ｈ／２＋α_Ｈ（Ｔ_３−Ｔ_２）＝α_Ｗ（Ｔ_L−Ｔ_３）・・・・（５）

上記式（４）及び（５）から、Ｔ_３、Ｔ_０が以下の通りに求まり、溶鋼Ｍの抜熱熱流束Ｑを示す上記式（５）は、下記式（６）で表される。
Ｑ＝α_Ｗ（Ｔ_L−Ｔ_３）・・・・（６）
但し、
Ｔ_３＝Ｔ_０−ｑｔ_Ｈ／２／α_Ｈ＋ｈ_０（１／α_Ｓ＋１／α_Ｐ＋１／α_Ｈ）（Ｔ_０−Ｔ_Ａ）
Ｔ_０＝｛Ｔ_Ｌ＋ｈ_０Ｔ_Ａ（１／α_Ｓ＋１／α_Ｐ＋１／α_Ｈ＋１／α_Ｗ）＋ｑｔ_Ｈ（１／α_Ｗ＋１／２／α_Ｈ）｝／｛１＋ｈ_０（１／α_Ｓ＋１／α_Ｐ＋１／α_Ｈ＋１／α_Ｗ）}

なお、長辺壁１１の抵抗加熱体３１を用いた場合も、溶鋼Ｍの抜熱熱流束Ｑは上記式（６）で算出することができる。

次に、以上のように構成されたタンディッシュ１の作用について、図７に基づいて説明する。なお、図７は、タンディッシュ１内の溶鋼Ｍの流れを説明するため、溶鋼Ｍの湯面Ｍ_１の位置までのタンディッシュ１内の一部を示している。

先ず、取鍋２１から注入ノズル２０を介してタンディッシュ１内に溶鋼Ｍが供給される。そして最大溶鋼湯面位置、すなわち定業操業時において溶鋼Ｍの湯面Ｍ_１の位置が所定の高さで安定する。注入ノズル２０から供給された溶鋼Ｍは、タンディッシュ１の底面１３に到達した後、流出口２２に向かって流れる。注入ノズル２０と流出口２２の間の領域では、注入ノズル２０からの強い流れが支配的になり、湯面Ｍ_１に向かう上昇流Ｆ_１が形成される。また、この上昇流Ｆ_１により、溶鋼Ｍ中の介在物Ｒも湯面Ｍ_１まで浮上する。

また、取鍋２１からタンディッシュ１内に溶鋼Ｍを供給する際に、抵抗加熱体３０、３１を通電することにより発熱させる。このとき、抵抗加熱体３０、３１の加熱熱流束Ｗが好ましくは上記式（１）を満たすように、抵抗加熱体３０、３１を発熱させる。そうすると、短辺壁１０と長辺壁１１からの溶鋼Ｍの抜熱が減少し、この抜熱による溶鋼Ｍの下降流Ｆ_２は極めて小さくなるか、あるいはゼロになる。このため、湯面Ｍ_１に浮上している介在物Ｒが流出口２２に流れるのを抑制することができる。

さらに、このように溶鋼Ｍの下降流Ｆ_２が極めて小さくなると、流出口２２と短辺壁１０との間の領域で溶鋼Ｍ中に浮遊している介在物Ｒが、浮力により湯面Ｍ_１に向かって上昇する。したがって、溶鋼Ｍ中の介在物Ｒが流出口２２に流れるのを抑制することができる。

介在物Ｒが十分に除去された溶鋼Ｍは、流出口２２から流出し、ノズル２３を通じて連続鋳造機の鋳型に供給される。

以上の実施の形態によれば、短辺壁１０の内部及び長辺壁１１の内部に、抵抗加熱体３０、３１が設けられているので、抵抗加熱体３０、３１による溶鋼Ｍの加熱によって、短辺壁１０及び長辺壁１１からの溶鋼Ｍの抜熱を抑制することができる。これによって、溶鋼Ｍの熱対流による下降流Ｆ_２を抑制することができるので、溶鋼Ｍ中の介在物Ｒが流出口２２に流れるのを抑制することができる。したがって、タンディッシュ１内で介在物Ｒを十分に分離除去することができる。

また、抵抗加熱体３０、３１の加熱熱流束Ｗが上記式（１）を満たしていると、溶鋼Ｍに適切な量の加熱熱流束を付与することができる。これによって、品質の要求レベルに応じて、加熱熱流束Ｗの値を任意に設定することができ、溶鋼Ｍの抜熱を適切に抑制することができ、品質の要求レベルが高い場合でも、介在物Ｒを十分に分離除去することができる。

以上の実施の形態では、短辺壁１０の内部と長辺壁１１の内部の両方に抵抗加熱体３０、３１が設けられていたが、短辺壁１０のみに設けられていてもよい。すなわち図８に示すように、短辺壁１０の内部にのみ抵抗加熱体３０を設けてもよい。この場合でも、抵抗加熱体３０によって、溶鋼Ｍの熱対流による下降流Ｆ_２の発生に最も大きく起因する溶鋼Ｍの短辺壁１０からの抜熱を抑制することができるため、溶鋼Ｍの熱対流による下降流Ｆ_２を抑制することができる。

また、以上の実施の形態において、長辺壁１１の内部には、流出口２２より注入ノズル２０側まで延伸する抵抗加熱体３１が配置されていたが、図９に示すように、短辺壁１０から中心線Ｐまで延伸する抵抗加熱体５０を配置してもよい。上述したように溶鋼Ｍの抜熱による下降流Ｆ_２は、そのほとんどが流出口２２と短辺壁１０との間の領域で発生する。したがって、本実施の形態の抵抗加熱体５０を用いた場合でも、溶鋼Ｍの抜熱を抑制することができ、溶鋼Ｍの熱対流による下降流Ｆ_２を抑制することができる。

また、図２に示すとおり、長辺壁１１の内部の抵抗加熱体３１は、その注入ノズル２０側の端部３１ａを中心線Ｐよりも注入ノズル２０側に位置させ、例えば、中心線Ｐとの間の最短距離Ｌ_２が、短辺壁１０の内側面と中心線Ｐとの間の最短水平距離Ｌ_１と等しくなるように配置されることによって、短辺壁１０と流出口２２との間の領域に加えて、流出口２２より注入ノズル２２側の領域の溶鋼Ｍも加熱することができ、すなわち流出口２２の周囲に渡って溶鋼Ｍを加熱することができるので、当該溶鋼Ｍの溶鋼Ｍの熱対流による下降流Ｆ_２をより確実に抑制することができる。

以下、本発明のタンディッシュを用いた場合の溶鋼の抜熱抑制効果について説明する。本実施例においては、先に図６に示した短辺壁１０を用い、下記の条件において、短辺壁１０の内部のみに抵抗加熱体３０を設けた場合について、短辺壁１０の内部及び外部の温度分布を測定する実験を行った。なお、パーマネントレンガ４１にはシリカ質の耐火レンガが用いられ、ウェアレンガ４２にはアルミナ質の耐火レンガが用いられた。また、抵抗加熱体３０のヒーターにはカーボンヒーターが用いられた。

短辺壁１０内の鉄皮４０、パーマネントレンガ４１、抵抗加熱体３０、ウェアレンガ４２の熱伝導率及び厚みは、表１に示したとおりである。また、抵抗加熱体３０の加熱量（加熱熱流束）は、０（ｋＷ／ｍ^２）、５．０（ｋＷ／ｍ^２）、１２．４（ｋＷ／ｍ^２）の３種類の条件とした。

以上の条件で実験を行った結果を表２及び図１０に示す。表２中の試験Ｎｏ．１は図１０中の“○”に該当し、表２中の試験Ｎｏ．２は図１０中の“□”に該当し、表２中の試験Ｎｏ．３は図１０中の“■”に該当する。

表２及び図１０を参照すると、試験Ｎｏ．１に比べて、試験Ｎｏ．２及び試験Ｎｏ．３の方が溶鋼の抜熱熱流束を抑制できることが分かった。すなわち、本発明の抵抗加熱体を用いた場合、溶鋼からの抜熱熱流束を十分に抑制できることが分かった。

次に、本発明のタンディッシュを用いた場合の介在物の除去効果について説明する。本実施例では、先に図１及び図２に示したタンディッシュ１、すなわち短辺壁１０と長辺壁１１の内部に抵抗加熱体３０、３１を用いた場合において、汎用の数値熱流体解析ソフト「ＦＬＵＥＮＴ」を用いてシミュレーションを行った。

本実施例では、抵抗加熱体３１が設けられていない部分の長辺壁１１、天井面１２、底面１３においては、５０００Ｗ／ｍ^２で抜熱される場合を想定した。また、抵抗加熱体３０、３１が設けられている部分の短辺壁１０及び長辺壁１１においては、０Ｗ／ｍ^２、５００Ｗ／ｍ^２、１０００Ｗ／ｍ^２、２５００Ｗ／ｍ^２、５０００Ｗ／ｍ^２の５通りの条件で抜熱される場合を想定した。なお、抜熱が０Ｗ／ｍ^２の場合は、抵抗加熱体３０、３１の加熱によって溶鋼Ｍの抜熱がない状態を示し、抜熱が５０００Ｗ／ｍ^２の場合は、抵抗加熱体３０、３１による溶鋼Ｍの加熱を行っていない状態を示している。溶鋼Ｍについては、比重が７２００ｋｇ／ｍ^３、熱膨張率が１．２５×１０^−４、熱伝導率が４１Ｗ／ｍＫ、比熱が７５０Ｊ／ｋｇＫとした。溶鋼Ｍ中の介在物Ｒについては、濃度の輸送方程式にストークス浮上速度を考慮し、湯面Ｍ_１において単純除去されるモデルとした。

そして、取鍋２１からタンディッシュ１への溶鋼Ｍの流入流量が一定で、かつタンディッシュ１から鋳型への流出流量が一定となる定常操業時において、取鍋２１から流入する介在物Ｒの個数（ここでの検討は１０００個とした）に対して、鋳型に流出した介在物Ｒの個数の比率を算出した。具体的には、注入ノズル２０面に１０００個の粒子を置いて、取鍋２１からタンディッシュ１へ介在物Ｒを流入させた場合の、タンディッシュ１内での粒子の軌跡を計算し、鋳型に流出した介在物Ｒの個数をカウントして求めた。ちなみに、介在物Ｒのサイズは、品質に影響するサイズとして、直径が１００μｍおよび１５０μｍについて検討した。

以上の条件でシミュレーションを行った結果を図１１に示す。図１１を参照すると、溶鋼Ｍの抜熱が５０００Ｗ／ｍ^２の場合、１００μｍの介在物Ｒは８％、１５０μｍの介在物Ｒは１．２％程度鋳型に流出している。これに対して、溶鋼Ｍの抜熱を減少させる、すなわち抵抗加熱体３０、３１によって溶鋼Ｍを少しでも加熱すると、鋳型に流出する介在物Ｒが減少することが分かった。したがって、本発明のタンディッシュを用いた場合、加熱熱流束Ｗの値を任意に設定することで、品質の要求レベルに応じて、介在物を適切に除去することができ、品質の要求レベルが高い場合でも、介在物を十分に除去できることが分かった。

本発明は、連続鋳造用のタンディッシュを用いて、取鍋から鋳型に溶鋼を供給する際に有用である。

１ タンディッシュ
１０ 短辺壁
１１ 長辺壁
１２ 天井面
１３ 底面
２０ 注入ノズル
２１ 取鍋
２２ 流出口
２３ ノズル
２４ 流量調節棒
３０、３１ 抵抗加熱体
４０ 鉄皮
４１ パーマネントレンガ
４２ ウェアレンガ
４３ ケーブル
４４ 孔
５０ 抵抗加熱体
Ｍ 溶鋼
Ｐ 中心線
Ｒ 介在物

Claims (3)

1. 一対の長辺壁と一対の短辺壁を備えた鋼の連続鋳造用のタンディッシュであって、
   タンディッシュから鋳型へ溶鋼を流出させる流出口は、取鍋からタンディッシュへ溶鋼を流入させる注入ノズルに対し、平面視において、前記長辺壁に沿って同一直線上に並んで配置され、
   前記短辺壁の内部と前記長辺壁の内部の両方に抵抗加熱体が設けられ、
   前記長辺壁の内部の前記抵抗加熱体は、Ｌ _１ ≧Ｌ _２ を満足し、
   前記抵抗加熱体の下端部はタンディッシュ底部位置であり、
   前記抵抗加熱体の上端部は少なくとも最大溶鋼湯面位置であり、
   前記抵抗加熱体の加熱熱流束Ｗ（Ｗ／ｍ ^２ ）は、０＜Ｗ≦２Ｑを満足することを特徴とする、連続鋳造用タンディッシュ。
   但し
   Ｌ _１ ：短辺壁の内側面と、流出口の中心を通って長辺壁と直角方向に延伸する中心線との最短距離
   Ｌ _２ ：流出口の中心を通って長辺壁と直角方向に延伸する中心線と、長辺壁の内部の抵抗加熱体の注入ノズル側の端部との最短距離
   Ｑ：短辺壁と長辺壁からの溶鋼の抜熱熱流束（Ｗ／ｍ ^２ ）
2. 前記短辺壁の内部の抵抗加熱体の長辺壁側の両端部は、平面視において、前記長辺壁の両内側面まで設けられていることを特徴とする、請求項１に記載の連続鋳造用タンディッシュ。
3. 請求項１又は２に記載のタンディッシュを用いた鋼の連続鋳造方法であって、
   前記抵抗加熱体の加熱熱流束によって、前記短辺壁と前記長辺壁からの溶鋼の抜熱を抑制し、当該溶鋼の下降流を抑制することを特徴とする、連続鋳造方法。
   

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