JP5621737B2

JP5621737B2 - 連続鋳造における流量調整方法

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Publication number: JP5621737B2
Application number: JP2011201565A
Authority: JP
Inventors: 塚口　友一; 友一塚口; 真理子後
Original assignee: Nippon Steel Corp
Current assignee: Nippon Steel Corp
Priority date: 2011-09-15
Filing date: 2011-09-15
Publication date: 2014-11-12
Anticipated expiration: 2031-09-15
Also published as: JP2013059804A

Description

本発明は、鋼等の溶融金属の連続鋳造において、タンディッシュ等の中間容器から鋳型へ溶融金属を注入する際の、流量調整方法に関するものである。

鋼等の連続鋳造において、タンディッシュ等の中間容器から鋳型に注入する溶融金属の流量を調整する方法として、ストッパーの先端部外周面と上ノズル内周面との間隔を調整する方法が広く用いられている。

従来、ストッパーの流量調整ゲインを緩やかにし、制御精度を向上させる方法として、ストッパー下部に突起を設ける技術が知られている（例えば特許文献１）。

また、上ノズルや、前記特許文献１のような下部に突起を設けたストッパーに付着した介在物等を除去する方法として、前記ストッパーに振動を付与する技術が開示されている（例えば特許文献２）。

しかしながら、特許文献２に開示されたような振動を付与する場合はもとより、振動を外部から付与しなくとも、ストッパーは溶融金属流による力を受けて振動し、上ノズルと接触することによって損耗するという問題がある。このストッパーの振動は、溶融金属流を乱して上ノズル内への非金属介在物の付着を助長するおそれもある。

このような問題やおそれがあるにもかかわらず、従来は、ストッパーおよび上ノズルの形状をストッパーの振動を抑制する観点から検討することが、十分に行われていなかった。

実開昭６３−１５０７５２号公報特開平１１−１０３０１号公報

本発明が解決しようとする問題点は、ストッパーは溶融金属流による力を受けて振動し、上ノズルと接触することによって損耗するのに加えて、ストッパーの振動が溶融金属流を乱して上ノズル内への非金属介在物の付着を助長するおそれもあるという点である。

本発明は、タンディッシュ等の中間容器から鋳型に注入する溶融金属の流量を調整するストッパーの振動を抑制するという観点から、ストッパーおよび上ノズルの形状を提示することを目的とするものである。

発明者らは、ストッパーと上ノズルの間隙（以下、流路ともいう。）を流れる溶融金属がストッパーに及ぼす力（以下、ストッパー駆動力という。）について、流体力学的な計算および実験を基にした検討を重ね、流路の形状とストッパー駆動力との関係を明らかにした。

その結果、ストッパー駆動力として支配的に作用するのは、ストッパーと上ノズルの間隙を流れる溶融金属の流速変化に起因する圧力変化であることを知見した。

例えば、図２に示すように、ストッパー１と上ノズル２の間隙の横断面の面積Ａ₁，Ａ₂の変化が流路壁の傾きθで規定される単純な形状に簡略化して表し、流路長さＬに関して下記数式１に示す非定常流のベルヌイの式、および下記数式３に示す摩擦損失ヘッドを表す式を用いて、ストッパー１の紙面左右側の流路３ａ，３ｂ内の圧力を計算する。

図２のストッパー１は、単に紙面左右方向に平行移動するだけで、他の方向には移動が拘束されているとする。計算においては、なめらかな流線を仮定している。

この計算したストッパー１の前記左右側の流路３ａと３ｂの圧力差が、ストッパー１を振動させる駆動力になる。

前記数式１において、Ｈ（流体の持つエネルギー）は下記数式２で、ｈf（矩形流路における摩擦損失ヘッド）は、下記数式３により求められる。

図２に示した流路３ａ，３ｂを流れる流体の流量Ｑuを１００cm³／sec、流路３ａ，３ｂの奥行き長さＷを６mm、流路３ａ，３ｂの長さＬを８mmとし、流路３ａ，３ｂの摩擦係数λは、鋳鉄管と同程度の面粗さと仮定した０．０４を用いて計算した例を図３に示す。

流路壁の傾きを示すθは、tanθが−０．１，−０．０５，０，０．０５，０．１の５つの条件の場合について計算した。入口及び出口の平均流路厚さＤi，Ｄoは、まず、ストッパー１の左右の流路３ａと３ｂの横断面の面積Ａ₁とＡ₂が等しいときに、流路壁面の摩擦による圧力損失が等しくなる値をθの値毎に求めたものである。そして、その平均流路厚さＤi，Ｄoに対して左右の流路３ａ，３ｂの厚さが±５％変化したときの値を用いてストッパー駆動力を計算した。

tanθ毎の具体的な入口及び出口の平均流路厚さＤi，Ｄoの値を下記表１に示す。流体は、密度１０００kg／m³の水とした。また計算は、ストッパー１の左右の流路３ａ，３ｂからの流れが滑らかに合流するように、左右の流路３ａ，３ｂの出口圧力Ｐo₁，Ｐo₂が等しくなる条件を前提として行った。

図２において、流路長さＬは、厳密にはストッパー１の左右の流路３ａ，３ｂの入口厚さＤi₁，Ｄi₂と出口厚さＤo₁，Ｄo₂の中心位置を結ぶ長さＬ₁，Ｌ₂のようになり、流路厚さや流路壁の傾きθによってわずかに変化する。しかしながら、計算上は、図２中のＬのように近似して流路厚さや流路壁の傾きθによって変化しない値（Ｓ＝L・cosθ≒Ｌ）として取り扱った。

図３より、ストッパーに作用する駆動力は、tanθが正すなわち流路３ａ，３ｂの横断面の面積Ａ₁，Ａ₂が徐々に狭まる場合には、左右の流路３ａ，３ｂの面積差が解消する方向に働き、かつその絶対値はtanθが大きい場合でも小さく抑えられることが分かる。

逆に、tanθが負すなわち流路３ａ，３ｂの横断面の面積Ａ₁，Ａ₂が徐々に広がる場合には、左右の流路３ａ，３ｂの面積差が拡大し、上ノズル２との間隙が小さい方にストッパー１がさらに近付いて行く挙動を示すことが分かる。

このように、滑らかな流線を仮定して計算すると、横断面の面積Ａ₁，Ａ₂が徐々に狭まるような流路３ａ，３ｂをストッパー１の周囲に形成することによって、ストッパー１の外周囲の流路幅を均等に保つ駆動力が常に作用し、横断面で見た場合に上ノズル２の中心とストッパー１の中心が一致するようにストッパー１の位置が保たれることが分かる。

なお、図３に示した駆動力においては、前記数式２で示す流体の持つエネルギーのうちの運動エネルギー項（流速の２乗を含む項）が支配的であった。例えば、tanθが０．１の場合の駆動力に占める運動エネルギー項の割合は７割であった。

次に、水モデル実験によってストッパーおよび上ノズル形状を変化しながら、ストッパーの振動を調査した。その結果、得られた知見を以下に示す。

図２に示した、ストッパー１と上ノズル２の間の間隙の横断面の面積Ａ₁，Ａ₂の変化が流路壁の傾きθで規定される単純な形状に対して、実際の上ノズル１とストッパー２は図１のようにストッパー１の傾きαと上ノズル２の傾きβの組み合わせによって前記間隙の横断面の面積Ａ₁，Ａ₂の変化が規定される。

具体的には、図２のようにストッパー１の傾きαが９０°でないことから、前記流路壁の傾きθが０°（上ノズル２の傾きβが９０°）であっても、流路３ａ，３ｂの横断面の面積Ａ₁，Ａ₂は流れの方向に向かって徐々に縮小することになる。

逆に、流路３ａ，３ｂの横断面の面積Ａ₁，Ａ₂を流れの方向に向かって一定に保つには、流路壁の傾きθをマイナス（すなわち、縦断面で見た流路３ａ，３ｂの厚みが流れの方向に向かって徐々に広がる形状）にすることになる。

一方、水モデル実験の結果は、上ノズル２とストッパー１の間に形成される間隙の横断面の面積Ａ₁，Ａ₂が流れの方向に向かって一定もしくは徐々に縮小する形状であっても、流路壁の傾きθをマイナスとした場合にはストッパー１の振動が大きくなるというものであった。また、流路壁の傾きθが２０°（tanθ＝０．３６４０）を超えて大きくなり過ぎると、ストッパー１の振動が大きくなることも明らかとなった。

これらは、上記の計算では考慮しなかった流路３ａ，３ｂ内における流動の乱れ（渦の形成）に伴うエネルギー損失に起因する現象として理解できる。渦は流路３ａ，３ｂの厚み（横断面の面積Ａ₁，Ａ₂）が流れの方向に向かって徐々に拡大したり、流路３ａ，３ｂの厚みが急激に減少する場合に顕著に生じ、見かけ上前記数式２の摩擦損失項を増大させて、計算外のストッパー駆動力が作用し、その振動を招くのである。

それらの条件を除くと、水モデル実験の結果は、図３から推測される通りであった。すなわち、流路壁の傾きθが０〜２０°の範囲の流路３ａ，３ｂが十分な長さ存在すると、ストッパー１の振動が抑制されることが明らかとなった。

そして、発明者らは、計算と実験による検討を重ねて、前記流路３ａ，３ｂの長さＬの適正範囲などを求め、ストッパー１の振動を抑制できる形状の設計指針を見出して、以下の本発明を完成した。

すなわち、本発明の連続鋳造における流量調整方法は、
溶融金属の連続鋳造において、
図１のように、鋳型への溶融金属の流入量を調整するストッパー１と上ノズル２の間隙が０となって流入が閉止した際に、上ノズル２の内周と接するストッパー１の外周の直径Ｄs（cm）の接円の周長Ｓs（cm）が流量Ｑ（m³／hr）に対して下記数式４を満足し、
かつ、ストッパー１および上ノズル２の中心を通る縦断面において、ストッパー面が形成する流路壁の傾きαと上ノズル面が形成する流路壁の傾きβとの差θ＝α−βが０〜２０°の範囲にある場合の、前記接円よりも上流側の流路長さＬ（cm）と前記周長Ｓsとの関係が下記数式５を満たし、
前記θが０〜２０°となる領域における前記βが３５°〜７５°の範囲にあり、かつ、前記接円よりも下流側のストッパー先端部長さＭ（cm）が前記接円の直径Ｄsに対して下記数式６を満たすことを最も主要な特徴としている。

本発明を満たすストッパーおよび上ノズルを採用することによって、ストッパーの振動が低減し、ストッパーの振動に起因する耐火物の損耗や、非金属介在物の付着を抑制することができる。

本発明の連続鋳造における流量調整方法を実施するストッパーの先端部と上ノズルの中心を通る縦断面を示した図である。ストッパーの振動モデルの説明図で、（ａ）は上方から見た図、（ｂ）は（ａ）図のＡ−Ａ断面図である。流路壁の傾き角度差とストッパーに作用する駆動力の計算結果の関係を示した図である。本発明の第１の実施例を示した縦断面図である。本発明の第２の実施例を示した縦断面図である。本発明の第３の実施例を示した縦断面図である。本発明の第１の比較例を示した縦断面図である。本発明の第２の比較例を示した縦断面図である。本発明の第３の比較例を示した縦断面図である。本発明の第４の比較例を示した縦断面図である。

本発明では、ストッパーの振動を抑制するという目的を、以下のように、流入閉止時の上ノズルと接するストッパーの直径Ｄsの接円の周長Ｓs、前記接円よりも上流側の流路長さＬ、前記接円よりも下流側のストッパー先端部長さＭの範囲を規定することで実現した。

本発明の連続鋳造における流量調整方法は、
溶融金属の連続鋳造において、
鋳型への溶融金属の流入量を調整するストッパー１と上ノズル２の間隙が０となって流入が閉止した際に、上ノズル２の内周と接するストッパー１の外周の直径Ｄs（ cm）の接円の周長Ｓs（ cm）が流量Ｑ（m³／hr）に対して前記数式４を満足し、
かつ、ストッパー１および上ノズル２の中心を通る縦断面において、ストッパー面が形成する流路壁の傾きαと上ノズル面が形成する流路壁の傾きβとの差θ＝α−βが０〜２０°の範囲にある場合の、前記接円よりも上流側の流路長さＬ（ cm）と前記周長Ｓs（ cm）との関係が前記数式５を満たし、
前記θが０〜２０°となる領域における前記βが３５°〜７５°の範囲にあり、かつ、前記接円よりも下流側のストッパー先端部長さＭ（ cm）が前記接円の直径Ｄs（ cm）に対して前記数式６を満たすことを最も主要な特徴としている。

本発明においては、ストッパー１および上ノズル２の中心を通る縦断面においてストッパー面が形成する流路壁の傾きαと上ノズル面が形成する流路壁の傾きβが同一である領域が存在するときは、最も直径の小さい接円をもって周長Ｓsを定義する。

本発明において、「流入が閉止した際に、上ノズルの内周と接するストッパーの外周の直径Ｄsの接円の周長Ｓs（ cm）が流量Ｑ（m³／hr）に対して数式４を満足する」と規定したのは、以下の理由による。

流量の閉止時における接円周長をＳs（ cm）、流量をＱ（m³／hr）としたとき、Ｓs＜０．３Ｑであると、流量に対してストッパー１および上ノズル２の径が小さすぎて、上ノズル２の非金属介在物による閉塞や、ストッパー１の耐久性に問題が生じたからである。

一方、Ｓs＞Ｑであると、流量に対してストッパー１および上ノズル２の径が大きすぎて、ストッパー１の昇降に対して流量変化が大きくなり、流量制御が難しくなるからである。

また、本発明において、「ストッパー１および上ノズル２の中心を通る縦断面において、ストッパー面が形成する流路壁の傾きαと上ノズル面が形成する流路壁の傾きβとの差θ=α−βが０〜２０°の範囲にある場合の、前記接円よりも上流側の流路長さＬ（cm）と前記周長Ｓs（cm）との関係が前記数式５を満たす」と規定したのは、以下の理由による。

上述のように、計算と実験を重ねた結果、ストッパー面が形成する流路壁の傾きαと上ノズル面が形成する流路壁の傾きβとの差θが０°以上、２０°以下の範囲にある場合の、前記接円よりも上流側の流路長さＬが前記接円周長Ｓsの０．０６倍よりも大きい場合に、ストッパーの振動が抑制されることが判明したからである。

すなわち、前記θが規定範囲の上限あるいは下限を満たさない場合や、前記流路長さＬが規定値よりも短い場合には、ストッパー１の振動が大きくなるからである。本発明では、前記流路長さＬの上限は、ストッパー１および上ノズル２の径を無用に大きくしない観点から、前記接円周長Ｓsの０．２倍と規定する。なお、前記流路長さＬは、前記接円よりも上流側の流路３ａ，３ｂの上下端における流路厚みＤi₁ ，Ｄi₂，Ｄo₁ ，Ｄo₂の中心を結ぶ直線で、流路長さＬの下端は前記接円に一致する。

また、本発明において、「上ノズル面が形成する流路壁の傾きβの範囲を３５°〜７５°」としたのは、３５°未満であると、流路３ａ，３ｂの横断面の面積Ａ₁，Ａ₂が流れの方向に向かって急激に縮小するので、ストッパー１の振動が大きくなるからである。一方、７５°を超えて大きくなると、上ノズル２内にストッパー１を挿入して流路を閉止した際に、上ノズル２にストッパー１が焼き付き易くなる問題が生じるからである。

また、本発明において、「前記接円よりも下流側のストッパー先端部長さＭ（cm）が前記接円の直径Ｄs（cm）に対して数式６を満たす」と規定したのは、以下の理由による。

鋳造中、ストッパー１は閉止状態よりも上方向に持ち上げられて流量が制御される。
ストッパー１が閉止状態の前記接円よりも先端側方向にある程度の長さが無ければ、ストッパー１が上方向に持ち上げられた際にストッパー１の先端が上記接円よりも上へ抜けてしまうおそれがある。ストッパー１の先端が前記接円よりも上へ抜けると、ストッパー１と上ノズル２の間隙の流路長さＬが実質的に短くなるので、ストッパー振動の抑制作用が損なわれる。

ストッパー１が流量制御のために持ち上げられる距離は、概ね流量Ｑおよび前記接円周長Ｓs（直径Ｄs）に依存する。

本発明では、流量Ｑと前記接円周長Ｓsとの関係を数式４によって規定しているので、ストッパー１が流量制御のために持ち上げられる距離は、大まかに前記直径Ｄsに依存するとして、数式６に示すように、前記接円よりも下流側のストッパー先端部長さＭの下限値は前記接円の直径Ｄsの０．２倍とした。これよりも前記接円よりも下流側のストッパー先端部長さＭが小さいと、ストッパー１と上ノズル２の間隙の流路長さＬが操業中に短くなってしまうおそれがあり、流量制御に適しないからである。

また、前記接円よりも下流側のストッパー先端部長さＭの上限値は、前記接円の直径Ｄsの１．５倍とした。前記接円よりも下流側のストッパー先端部長さＭが、前記接円の直径Ｄsの１．５倍を超える長いストッパー先端部は不要であるし、折損を生じる危険が増すからである。

なお、前記接円から、上流側に少なくとも前記接円の直径Ｄsの０．２倍までのストッパー表面は、縦断面において傾きが不連続に変化することがない滑らかな曲面で構成されることが望ましい。加えて、前記接円からストッパー先端までのストッパー表面が、縦断面において傾きが不連続に変化することがない滑らかな曲面で構成されていれば、さらに望ましい。

以下、実施例および比較例を示して、本発明を具体的に説明する。なお、図中の寸法単位は全てmmである。

以下の図４〜図１０に示した縦断面図は、上ノズルの中心線とストッパーの中心線とが同一、すなわち紙面上方から見た場合に、上ノズルの中心にストッパーが位置している状態で描いている。

下記表２および図４〜図６に示すＡ、Ｂ、Ｃは、本発明の請求項１を満たす実施例であり、表２および図７〜図１０に示すＤ、Ｅ、Ｆ、Ｇは、本発明の請求項を満たさない比較例である。

図４に示す実施例Ａは、ストッパー面が形成する流路壁の傾きαと上ノズル面が形成する流路壁の傾きβが共に６３°と一定で、ストッパー閉止時の流路長さＬが２．９６cmの例である。ストッパー面の先端側は、ストッパー１と上ノズル２との接円から下流方向へ延び、先端部の球面領域へ滑らかに繋がっている。

また、図５に示す実施例Ｂは、ストッパー面が形成する流路壁の傾きαは６８°で一定、上ノズル面が形成する流路壁の傾きβは６０°で一定で、ストッパー閉止時の流路長さＬが４．４７cmの例である。ストッパー面の先端側は、実施例Ａと同様、ストッパー１と上ノズル２との接円から下流方向へ延び、先端部の球面領域へ滑らかに繋がっている。

また、図６に示す実施例Ｃは、ストッパー面が形成する流路壁の傾きαが上流側の９０°から先端の０°まで連続的に滑らかに変化し、流路壁の傾きβが６３°で一定の上ノズルに対して流路長さ領域におけるθが０°〜２０°で、ストッパー閉止時の流路長さＬが３．９７cmの例である。この実施例Ｃは、接円よりも下流側はθの値がマイナスであり、前記流路長さＬの上端よりも上流側はθの値が２０°を超えている（すなわち、ストッパー面が形成する流路壁の傾きαが８３°を超えている）。

これらの実施例Ａ、Ｂ、Ｃは、いずれも水モデル実験によって測定したストッパー先端部の水平方向の振幅が２mm未満に抑制された。

しかしながら、振幅の絶対値はストッパーの支持剛性の影響を受けるので、前記絶対値には意味が無い。

そこで、表２においては、実施例Ａ、Ｂ、Ｃのストッパー先端部の振幅の平均値に対して２倍未満の振幅に抑制された場合を振動指数１、２倍以上、３倍未満の振幅が測定された場合を振動指数２、３倍以上の振幅が測定された場合を振動指数３と定義して振動の大きさを表した。なお、ストッパーの振動は、ストッパーに貼り付けた加速度センサーを用いて測定した。

一方、図７に示す比較例Ｄは、ストッパー面が形成する流路壁の傾きαが５９°の一定、上ノズル面が形成する流路壁の傾きβが６３°の一定で、ストッパー１と上ノズル２との接円より上流側には、θが０°〜２０°を満たす領域が存在しない例である。この比較例Ｄでは、実施例Ａ〜Ｃに比べると大きなストッパーの振動が生じた（振動指数２）。

また、図８に示す比較例Ｅは、ストッパー１は前記実施例３と同様、ストッパー面が形成する流路壁の傾きαが上流側の９０°から先端の０°まで連続的に滑らかに変化したものである。しかしながら、上ノズル面が形成する流路壁も凸湾曲状に形成されているので、θが０°〜２０°の流路長さ領域における、ストッパー閉止時の流路長さＬが１．４３cmと小さく、ストッパー１の振動が大きくなる例である（振動指数３）。この比較例Ｅは、一般的によく見られる形態であるが、このように凸湾曲状の曲面を対向させる形態は、ストッパー１の振動が大きくなりがちである。

また、図９に示す比較例Ｆは、上ノズル面が形成する流路壁の傾きβが８０°と大きすぎることに加え、接円の周長Ｓsが１．０７cmで、流量Ｑ（４５m³／hr）に対して小さすぎるので（０．３Ｑ未満）、上ノズル２へのストッパー１の焼き付きや、ストッパー１の切損、あるいは上ノズル２の閉塞が生じやすい例である。

また、図１０に示す比較例Ｇは、接円の下流側のストッパー先端部長さＭが１．４cmと接円の直径Ｄs（１０．２cm）に比べて短いので（０．２Ｄs未満）、流量制御に適しない例である。さらに、θが０〜２０°の流路長さ領域における上ノズル面が形成する流路壁の傾きβが３０°と小さすぎるので、ストッパー１の振動が生じやすい（振動指数２）。

本発明は上記の例に限らず、請求項に記載された技術的思想の範疇であれば、適宜実施の形態を変更しても良いことは言うまでもない。

１ストッパー
２上ノズル
３ａ，３ｂ流路

Claims

溶融金属の連続鋳造において、
鋳型への溶融金属の流入量を調整するストッパーと上ノズルの間隙が０となって流入が閉止した際に、上ノズルの内周と接するストッパーの外周の直径Ｄsの接円の周長Ｓsが流量Ｑに対して下記1)式を満足し、
かつ、ストッパーおよび上ノズルの中心を通る縦断面において、ストッパー面が形成する流路壁の傾きαと上ノズル面が形成する流路壁の傾きβとの差θ＝α−βが０〜２０°の範囲にある場合の、前記接円よりも上流側の流路長さＬと前記周長Ｓsとの関係が下記2)式を満たし、
前記θが０〜２０°となる領域における前記βが３５°〜７５°の範囲にあり、かつ、前記接円よりも下流側のストッパー先端部長さＭが前記接円の直径Ｄsに対して下記3)式を満たすことを特徴とする連続鋳造における流量調整方法。
０．３Ｑ≦Ｓs≦Ｑ…1)
０．０６Ｓs≦Ｌ≦０．２Ｓs…2)
０．２Ｄs≦Ｍ≦１．５Ｄs…3)