JP5768751B2 - 溶融金属の連続鋳造方法 - Google Patents

Description

本発明は、溶鋼などの溶融金属の連続鋳造において、タンディッシュから浸漬ノズルに供給する例えば溶鋼に旋回流を発生させてノズル詰まりを防止し、鋳型内における溶鋼の流動を安定化する連続鋳造方法に関するものである。

スラブの連続鋳造のように幅の広い鋳型に溶鋼を供給する場合は、通常、対向する位置に吐出口を有する一本の浸漬ノズルが使用される。この場合、鋳型内の流動に自励振動が生じ、流速の変動や湯面の波立ちを引き起こすので、鋳片表層部の品質欠陥を防止するために、鋳造速度を低下することが要求される。

従来、鋳型内流動の制御を目的として、電磁気力を用いた電磁ブレーキや電磁攪拌が採用されている。

しかしながら、電磁気力を使用する方法は、設備コストが高く、投資に見合ったメリットを得ることが難しい。また、制御対象である溶鋼流を計測することが難しく、制御対象の状態を把握せずに制御を行うことが求められるので、充分な効果を発揮させることが技術的に難しい。

そこで、特許文献１や特許文献２では、旋回流を付与する浸漬ノズルが開示されている。

このうち、特許文献１で開示された浸漬ノズルは、溶鋼流に旋回を付与するための捩り板状の部品をノズル孔内に備えたものである。また、特許文献２で開示された浸漬ノズルは、ノズル孔内に設置した旋回羽根の捩りピッチ・捩り角・外径・厚さを所定範囲内とすると共に、旋回羽根下端と吐出口との間の内径を絞ってその横断面積を規定し、タンディッシュと鋳型間の必要ヘッド予測値を適正範囲内におさめたものである。

これら特許文献１，２に開示された旋回流を付与する浸漬ノズル（以下、「旋回流付与浸漬ノズル」ともいう。）に関する技術は、鋳型内溶鋼の流動を安定化することができる現実的対策としてその有効性が確認されている。

しかしながら、非金属介在物を多く含む溶鋼を鋳造する場合には、浸漬ノズルの内部に設ける旋回羽根に非金属介在物が付着しやすいので、多量の溶鋼を連続して鋳造することが難しいという問題がある。

また、ノズル底部の滝壺状凹みの深さを大きくした浸漬ノズル（特許文献３）やノズル内径に段差を設けた浸漬ノズル（特許文献４）も公知である。

特許文献３に記載された浸漬ノズルは、鋳型短辺壁の内側に位置するノズル本体の側壁に、鋳型短辺壁に向けて下向きに開口した吐出口の吐出角度と、ノズル本体の底部に設けた凹状のボックスの深さと内径との比を規定したものである。

この特許文献３に開示された浸漬ノズルを用いれば、鋳造速度を増加させても鋳型内の表面流速は増加することがなく、モールドパウダーの巻き込みを有効に防止することができると記載されている。しかしながら、実操業において安定した巻き込み防止効果を得ることは難しい。

また、特許文献４に記載された浸漬ノズルは、溶鋼と接する部分を構成する耐火材料が黒鉛を含有し、ノズル孔部に複数の段差構造部位を有するものにおいて、溶融金属の通過量に対してノズル孔部の最小内径、最小横断面積、吐出口の断面積を規定したものである。

この特許文献４に開示された浸漬ノズルは、アルミナ付着による浸漬ノズルの閉塞を防止するとともに、浸漬ノズル内の溶融金属の偏流を抑制することにより鋳型内の流動を均一化し、鋳片品質の向上およびブレイクアウトの防止を狙ったものである。しかしながら、このような浸漬ノズルを用いた場合であっても、現実の鋳造操業においてはノズル詰まりが発生し易く、安定した偏流抑制効果も得られにくい。

上記の問題を解決する方法として、発明者のうちの１名は、特許文献５，６に記載の発明を提案した。これらの発明は、溶鋼の旋回流を形成させるための、簡便で効果的な旋回流付与機構をタンディッシュ内に設けることにより、前述の旋回流付与浸漬ノズルの欠点であるノズル詰まりを解消するものである。その結果、鋳型内における溶鋼の流動が安定し、安定した鋳造操業および鋳片の品質向上が期待できる。

しかしながら、特許文献５，６で提案した発明のようにスライディングゲートよりも上流側で溶鋼に旋回流を付与する場合は、形成された旋回流がスライディングゲートを通過することになるので、以下のような問題がある。

すなわち、スライディングゲートは、孔を設けた３枚のプレートのうちの真ん中に配置されたプレートを摺動して流路面積を絞ることによって流量を制御している。従って、この絞り部によって狭くなった流路を、旋回の付与により遠心力が作用する溶鋼流が通過する際に、壁面の摩擦力で周方向の流速が低減する。以下、この周方向の流速の低減を旋回流の減衰ともいう。また、片側に偏った流路を通過することで流れの中心が偏り、浸漬ノズル内で偏流が生じるという問題もある。

スライディングゲートの絞り部を通過する際の周方向の流速の低減や、浸漬ノズル内で生じる偏流は、鋳型内の流動を不安定にするばかりでなく、浸漬ノズル内の流れに澱みを発生させ、溶鋼中に含まれる非金属介在物などによるノズル閉塞の原因にもなる。

国際公開第９９／１５２９１号パンフレット 特開２００２−２３９６９０号公報 特許第３０２７６４５号公報 特許第３２０７７９３号公報 特開２００７−６９２３６号公報 特開２００８−３００６９号公報

本発明が解決しようとする問題点は、スライディングゲートよりも上流側で溶鋼に旋回流を付与する方法では、スライディングゲートの絞り部を通過する際に周方向の流速が低減し、また、浸漬ノズル内で偏流が発生するという点である。

本発明は、
スライディングゲートよりも上流側で溶融金属に旋回流を付与する方法においても、スライディングゲートの絞り部を通過する際に周方向の流速が低減せず、また、浸漬ノズル内で偏流が発生しないようにするために、
側壁に１つ以上の側孔が設けられた中空の耐火物製構造体をタンディッシュ内に配置し、該タンディッシュ内の溶融金属を、前記耐火物製構造体の前記側孔の外面側に開口した入側開口から内面側に開口した出側開口に向かって通過させることにより、タンディッシュから下流側の浸漬ノズルに供給される溶融金属に旋回流を付与する連続鋳造方法において、
流量制御をスライディングゲートのみで行い、このスライディングゲートの鋳造時の開孔面積Ｓ（cm²）が、全開時の開孔面積Ｓ₀（cm²）に対して下記(1)式の関係を満足し、かつ、前記開孔面積Ｓ₀と溶融金属の供給量Ｑ（ton／min）の間に下記(2)式の関係が成り立ち、
前記浸漬ノズル内の水平断面における溶融金属の総流速平均が２．０〜４．５（m／sec）の範囲となるように、内径を縮小した絞り部の長さＬを１００mm以上有する浸漬ノズルを使用することを最も主要な特徴としている。
スライディングゲートの鋳造時の開孔率（＝Ｓ／Ｓ₀）≧０．４…(1)
０．０６≦Ｑ／Ｓ₀≦０．２０…(2)

上記本発明では、溶融金属の供給量Ｑに応じて流量制御に用いるスライディングゲートの鋳造時の開孔率（Ｓ／Ｓ₀）とＱ／Ｓ₀を規定することで、スライディングゲートの絞り部を通過する際の旋回流の減衰や、浸漬ノズル内の偏流を効果的に抑制することができる。

本発明は、浸漬ノズル内の溶融金属に適正な強さの旋回流を形成し、さらにスライディングゲートの絞り部での旋回流の減衰や、浸漬ノズルで発生する偏流を抑制できるので、旋回流付与浸漬ノズルの欠点であるノズル閉塞を解消することができる。また、旋回流付与浸漬ノズルの優れた効果である鋳型内溶融金属の流動安定性や非金属介在物の除去を実現することができる。そして、これによって、安定した連続鋳造操業および鋳片の品質向上が可能となる。

本発明を実施するための連続鋳造装置を模式的に示す図であり、（ａ）は縦断面図、（ｂ）は（ａ）図のＡ−Ａ断面を拡大して示した図、（ｃ）は（ａ）図のＢ−Ｂ方向から見た開孔部を示した図で、紙面左側は発明例１を、紙面右側は比較例１を示す図、（ｄ）はスライディングゲート部の縦断面図である。 本発明を実施するための他の連続鋳造装置を模式的に示す図であり、（ａ）は縦断面図、（ｂ）は（ａ）図のＡ−Ａ断面図、（ｃ）は（ａ）図のＢ−Ｂ方向から見た開孔部を示した図である。 本発明を実施するための更に他の連続鋳造装置を模式的に示す図２と同様の図である。 本発明方法を使用した水モデル試験装置を模式的に示した縦断面図である。 発明例２と比較例２における鋳造後の浸漬ノズルへの介在物の付着度合いを比較した図である。

本発明では、スライディングゲートよりも上流側で溶融金属に旋回流を付与する方法においても、スライディングゲートの絞り部で旋回流が減衰せず、浸漬ノズルで偏流が発生しないようにすることを目的とするものである。

そして、前記目的を、溶融金属の供給量Ｑに応じて流量制御に用いるスライディングゲートの鋳造時の開孔率（Ｓ／Ｓ₀）とＱ／Ｓ₀を最適範囲に規定することにより実現した。

発明者らは、上述の課題を解決するために、スライディングゲートの絞り部での旋回流の減衰や浸漬ノズル内で偏流を起こすことなく、浸漬ノズルを通過する溶鋼流に旋回を付与し、鋳型内における溶鋼の流動を安定化できる鋳造方法について検討および考察を重ねた。その結果、下記の（ａ）〜（ｅ）の知見を得た。

（ａ）浸漬ノズル内に旋回羽根を設置して旋回流を形成する方法は、浸漬ノズル内を下降する溶鋼流が旋回羽根に当たる際に流れの淀みや渦を生じ、Al₂O₃などの非金属介在物の付着を招く。加えて、流速の大きな浸漬ノズル内に旋回羽根を設置すると、溶鋼の流動抵抗が大きくなって、旋回付与のエネルギー効率が低くなる。従って、溶鋼の供給量（単位時間当たりの鋳造量（ton／min））が大きい場合には、形成できる旋回強さが限られることになる。

（ｂ）直径の比較的大きな中空の円筒状、円錐状または円錐台状の側面を有し、その側面に、流入する溶鋼に周方向の速度成分を付与する側孔を設けた旋回流付与機構は、流れの淀みや渦が生じにくい流路形状となるため、Al₂O₃などの非金属介在物が溶鋼流路の内壁に付着しにくくなる。仮に付着した場合にも、流路断面積が大きいので閉塞には至りにくい。さらに、低流速かつ流れの渦が生じにくいことが、溶鋼の小さな流動抵抗を実現するので、位置エネルギーを有効に活用でき、強い旋回流を得ることができる。

（ｃ）浸漬ノズルの上流のタンディッシュ内に前記旋回流付与機構を設置して旋回流を形成する場合、溶鋼の流量制御をスライディングゲートで行うと、旋回する流れがスライディングゲートの絞り部を通過する際に、遠心力の作用で壁面の摩擦力が大きくなって旋回流が減衰する。

また、スライディングゲートの絞り部は片側に偏っているため、この絞り部を通過する溶鋼流の中心が偏り、浸漬ノズル内で偏流が生じ易くなる。そのため、鋳型内における溶鋼の流動に好影響を与える適正な強さの旋回を得るには、流量制御に用いるスライディングゲートの開孔面積を適正化する必要がある。

（ｄ）スライディングゲートの全開時の開孔面積Ｓ₀（cm²）を、溶鋼の供給量Ｑ（ton／min）に対して適正な範囲となし、かつ、前記Ｓ₀と鋳造時の開孔面積Ｓ（cm²）の間に適切な関係が成り立つように、前記供給量Ｑに応じて使用するスライディングゲートの開孔面積Ｓを規定することで、スライディングゲートでの過剰な絞りによる極端な流路面積の減少、壁面の摩擦による周方向流速の低減が抑制される。また、浸漬ノズル内においても適正な強さの旋回流が得られる。

（ｅ）浸漬ノズルの水平断面における溶鋼の総流速平均が一定の範囲となるように、浸漬ノズルの全長のうちの適正な長さＬ（mm）だけ内径を縮小した絞り部を設けることにより、スライディングゲートを通過した際に生じた偏流を整流化する効果が得られる。ノズル孔の内径を中心寄りに狭くすることで偏心する流心を中心寄りに矯正するもので、２つの吐出口に対してより均等に溶鋼を供給することが可能となり、左右の吐出口からの溶鋼の吐出量をより均等にすることができる。なお、本明細書における溶鋼の総流速平均とは、周方向と軸方向の平均流速の合成ベクトルを意味する。

本発明は、上記の知見に基づいて成されたものであり、その要旨は、下記の（１）および（２）に示す例えば溶鋼の連続鋳造方法である。

請求項１の発明は、タンディッシュ２の内部に設置した中空の耐火物製構造体１の側壁に設けた１つ以上（図１では１０個）の側孔１ａから上ノズル２ａを経て下流に配置された浸漬ノズル３に、タンディッシュ２内の溶鋼４を供給する連続鋳造方法である。

その際、前記側孔１ａの外面側に開口した入側開口１ａａから内面側の出側開口１ａｂに向かってタンディッシュ２内の溶鋼４を通過させることにより、浸漬ノズル３に供給される溶鋼４に周方向の流速を付与して旋回流を形成する。

具体的には、前記側孔１ａは、水平方向の円形断面の中心Ｏから放射状に伸びる仮想線Ｘ1〜Ｘ5上にその出側開口１ａｂの中心を有し、仮想線Ｘ1〜Ｘ5に対して側孔１ａの中心軸Ｙ1〜Ｙ5の方向を傾斜させて形成しているのである。

このような側孔１ａを設けた耐火物製構造体１は、その軸１ｂが鉛直となるようにタンディッシュ２の内部に設置され、タンディッシュ２内の溶鋼４は、側孔１ａを通過して耐火物製構造体１内に流入する際に、周方向の速度成分を付与されて旋回流を形成し、浸漬ノズル３を経て鋳型６に供給される。

その際、請求項１の発明では、流量制御にストッパーを用いず、スライディングゲート５のみで行う。そして、その際、スライディングゲート５の鋳造時の開孔面積Ｓ（cm²）が全開時の開孔面積Ｓ₀（cm²）に対し、下記(1)式の関係を満足し、かつ、前記開孔面積Ｓ₀と溶鋼４の供給量Ｑ（ton／min）の間に下記(2)式の関係が成り立つようにするのである。

スライディングゲート５の鋳造時の開孔率（＝Ｓ／Ｓ₀）≧０．４…(1)
０．０６≦Ｑ／Ｓ₀≦０．２０…(2)

請求項１の発明において、前記(1)(2)式のように規定するのは、以下の理由による。
耐火物製構造体１の側孔１ａを通過することにより形成される旋回流は、浸漬ノズル３に流入するまでにスライディングゲート５の絞り部５ａを通過する。

スライディングゲート５の絞り部５ａは流路面積が狭く（図１（ｃ）参照）、旋回流を付与された溶鋼流には遠心力が作用するので、絞り部５ａを通過する際に壁面の摩擦力で周方向の流速が低減する。また、片側に偏った絞り部５ａを通過することで（図１（ｄ）参照）、溶鋼流の中心が偏り、浸漬ノズル３内で偏流が生じる。これら周方向流速の低減や偏流は、浸漬ノズル３内の流れに澱みを発生させ、溶鋼４中に含まれる非金属介在物などによるノズル閉塞の原因となる。

そこで、発明者らは、実験と検討を重ねてスライディングゲート５による旋回流の減衰および浸漬ノズル３で発生する偏流の発生挙動を調査した。その結果、スライディングゲート５の鋳造時の開孔率Ｓ／Ｓ₀の値が０．４以上であれば、スライディングゲート５の絞り部５ａにおける流路面積の極端な減少や流路の偏りを防ぐことができ、壁面の摩擦力による旋回流の減衰や、浸漬ノズル３内での偏流を抑制でき、浸漬ノズル３内においても、鋳型内流動を安定化させるのに充分な強さの旋回流を得られることが判明した。

スライディングゲート５の鋳造時の開孔率Ｓ／Ｓ₀の上限は特に規定しないが、大きくなりすぎると流量制御が難しく、安定的な操業が困難になるという理由から、現実的な上限値は０．９程度である。スライディングゲート５の鋳造時の開孔率Ｓ／Ｓ₀のより好ましい範囲は、０．５≦Ｓ／Ｓ₀≦０．８である。

そして、その上で、全開時の開孔面積Ｓ₀（cm²）が、溶鋼４の供給量Ｑ（ton／min）に対し、前記(2)式の関係を満たすようなＳ₀のスライディングゲート５を用いて流量制御を行えば、安定した操業を行うことができることが明らかとなった。

すなわち、Ｑ／Ｓ₀が０．２よりも大きい場合には流量制御が難しく、安定的な操業が困難だからである。一方、鋳造時の開孔率Ｓ／Ｓ ₀ が０．４より小さい場合にはスライディングゲート５のＱ／Ｓ ₀ が０．０６より小さくなるからである。

なお、スライディングゲート５の鋳造時の開孔率Ｓ／Ｓ₀が０．４を下回ると、スライディングゲート５の絞り部５ａによる顕著な旋回流の減衰が生じ、浸漬ノズル３の下部まで充分な強さの旋回を伝えることができない。

請求項１の発明は、浸漬ノズル３内の水平断面における溶鋼４の総流速平均が２．０〜４．５（m／sec）の範囲となるように、内径を縮小した絞り部３ａａの長さＬを１００mm以上有する浸漬ノズル３を使用することを特徴とするものである。

発明者らは、実用規模の連続鋳造機（以降、実機という。）のタンディッシュ２から鋳型６への給湯の実物大の水モデル実験（以降、単に実物大の水モデル実験と略す。）による検討を重ねてスライディングゲート５による旋回流の偏流発生挙動を調査した。

その結果、スライディングゲート５の片方に偏った絞り部５ａを通過することで流れの中心が偏り、浸漬ノズル３内で偏流が発生した場合にも、請求項１の発明で規定した浸漬ノズル３を使用すれば、偏心する流心を中心寄りに矯正する効果が得られることを見出したのである。

請求項１の発明において、浸漬ノズル３のノズル孔３ａの内径を中心寄りに狭くする絞り部３ａａの水平断面における溶鋼流の総流速平均の範囲を２．０〜４．５（m／sec）としたのは、以下の理由による。

スライディングゲート５の絞り部５ａを通過することにより生じた偏流を浸漬ノズル３の内部で矯正するためには、浸漬ノズル３のノズル孔３ａの内径を縮小して偏った流心をノズル孔３ａの中心に戻す必要がある。

ノズル孔３ａの内径が狭くなった領域における総流速平均が２．０（m／sec）よりも小さい条件ではその効果が得られにくいので、請求項１の発明では、総流速平均の下限を２．０（m／sec）とした。また、壁面の摩擦力は流速が速いほど大きくなるので、総流速平均が４．５（m／sec）よりも大きくなると偏流を矯正する効果は得られるものの、ノズル孔３ａの内径が狭くなった領域を通過する間に旋回流が減衰して、鋳型６内の流動の安定化に効果をもたらすのに充分な強さの旋回を得られなくなる。従って、請求項１の発明では、総流速平均の上限を４．５（m／sec）とした。

ところで、ノズル孔３ａの絞り部３ａａの水平断面における総流速平均が２．０〜４．５（m／sec）の範囲内となる部分の長さＬが１００mmに満たない浸漬ノズル３を使用した場合は、スライディングゲート５の絞り部５ａによって生じた偏流を浸漬ノズル３で充分に矯正することができず、充分な鋳型６内の流動安定化作用を発揮できない。そこで、請求項１の発明では、浸漬ノズル３内の水平断面における溶融金属４の総流速平均が２．０〜４．５（m/sec）の範囲内となる絞り部３ａａの長さＬを１００mm以上とした。

請求項１の発明では、前記絞り部３ａａの長さＬの上限値は特に規定しないが、Ｌの値が大きくなりすぎると浸漬ノズル３の長さが無用に長くなってコストが増大するので、現実的な上限値は１０００mm程度である。

図１〜３に示す３タイプの連続鋳造装置について、前記本発明を実施した場合における効果について、図４に示す実物大の水モデル試験装置により、メニスカス流速を観察する検証を行った。その結果を、下記表１に示す。

図４に示す実物大の水モデル試験装置は、側壁に側孔１ａを有する耐火物構造体１を内部に設置したタンディッシュ２、スライディングゲート５、浸漬ノズル３および鋳型６をアクリルで作成したものである。

試験は、タンディッシュ２に一定量の水４’を供給しつつ、スライディングゲート５の開度を調整して浸漬ノズル３から鋳型６に同じ量の水を排出し、常に鋳型６内の水面のレベルが一定になるようにして行った。

浸漬ノズル３で発生する偏流と鋳型６内における流動を総合的に判断するため、プロペラ流速計７を用いて鋳型６の厚さ方向の１/２、幅方向両側から１/４、水面下５０mmの位置において鋳型６の短辺から浸漬ノズル３に向かう鋳型長辺に平行な左右のメニスカス流速を測定した。

このメニスカス流速は、図４に矢印で示すように、浸漬ノズル３の吐出口３ｂから出る水４’の反転流８が湯面に到達して鋳型６の短辺から浸漬ノズル３に向かう流速であり、吐出流の偏りが大きいと反転流８の左右の差が大きくなるため、反転流８の左右の差を調べることで浸漬ノズル３内の偏流の程度を知ることができる。

さらに、この反転流８の流速を１５分間測定した際の標準偏差を平均流速で割った値（σ／Ave.）から、鋳型表面の流速変動の程度を知ることができ、この値が小さいほど安定した流れであることを示している。σ／Ave.の値は０．３以下、反転流８の左右の差は２０％以下がより好ましい。

（発明例１）
図１は、前述した通り、本発明方法を実施するためのタイプ１の連続鋳造装置を模式的に示す図である。図１に示す実施例は、前記請求項１の発明で規定する条件を満たす実施例である。

中空円筒状の耐火物製構造体１は、内径が４００mm、外径が５５０mm、高さが１２００mmのアルミナ−シリカ系耐火物で構成されており、側壁には傾斜角度θ1が４０°、高さが１２０mm、幅が８０mmの側孔１ａが円周方向に５個、高さ方向に２段設けられている。タンディッシュ２内の湯面高さは、耐火物製構造体１の上端面１ｃよりも２００mm下方にある。

水４’の供給量Ｑ＝５．３（ton／min）に対し、スライディングゲート５の全開時の開孔面積Ｓ₀は５６．７（cm²）であることから、Ｑ／Ｓ₀は０．０９となって前記(2)式の関係を満足している。さらに、スライディングゲート５の鋳造時の開孔面積Ｓは２４．３（cm²）であり、上記Ｓ₀との間にはＳ／Ｓ₀＝０．４３と、前記(1)式の関係が成り立つ。

図１に示す発明例１において、水４’は側孔１ａを通過することによって周方向の流速を付与され、内径の絞られた上ノズル２ａおよびスライディングゲート５を通過する際に角運動量保存の法則に従って周方向の流速を増し、浸漬ノズル３内において強い旋回流を形成する。

浸漬ノズル３内に形成された旋回流は、遠心力の作用により浸漬ノズル３の下端近傍の２つの吐出口３ｂから均一に、そして均等に吐出し、鋳型６内において安定した流動を形成する。スライディングゲート５の開孔面積を前記のように規定することにより、スライディングゲート５の絞り部５ａによる流路面積の減少が抑えられ、水４’がスライディングゲート５を通過する際の旋回流の減衰や偏流が生じにくくなる。

さらに、浸漬ノズル３内の水平断面における総流速平均が２．０〜３．０（m／sec）の範囲内となる絞り部３ａａの長さＬが１５０（mm）の浸漬ノズル３を用いているので、浸漬ノズル３内における更なる整流効果により、周方向に均等な旋回流が得られる。

発明例１において、実物大の水モデル試験により測定したσ／Ave.は０．２３と極めて小さく、鋳型６内の表面の流動を安定化させるのに充分な強さの旋回流が得られることを示している。また、反転流８の左右の差は２２％と充分許容できる範囲であり、浸漬ノズル３内の偏流が抑制されることを示している。

前述した鋳型６内の流動の安定化効果は、鋳型６内の溶鋼流速を適正な範囲に制御することを容易にするので、清浄な鋼を得るのに好適である。加えて、前述した気泡による介在物の捕捉および浮上効果も、鋼の清浄化を促進する。さらに、旋回流が形成されると、浸漬ノズル３の内壁近傍の流れが安定化するので、非金属介在物の付着による浸漬ノズルの閉塞が生じにくい。

（比較例１）
比較例１は、図１に示すタイプ１の連続鋳造装置を用いた場合の比較例であり、前記請求項１の発明で規定する条件を満たさない例である。

スライディングゲート５の全開時の開孔面積Ｓ₀は２４．６（cm²）、鋳造時の開孔面積Ｓは２３．５（cm²）であることから、開孔率Ｓ／Ｓ₀は０．９６であり、前記(1)式の関係が成り立っている。しかしながら、水４’の供給量Ｑ＝５．３（ton／min）に対して前記Ｓ₀は２４．６（cm²）であるため、Ｑ／Ｓ₀は０．２２と前記(2)式で規定された上限よりも大きな値である。

比較例１において、実物大の水モデル試験により測定したσ／Ave.は０．３２と大きく、旋回流による鋳型６内の流動安定化効果が充分に得られず、鋳型６内の表面の流速変動が大きいことを示している。

浸漬ノズル３内の水平断面における総流速平均が２．０〜３．０（m／sec）の範囲内となる絞り部３ａａの長さＬが１５０（mm）の浸漬ノズル３を用いているが、反転流８の左右の差は２６％と、水流量が同じ条件である発明例１と比べると大きくなる。比較例１は、前述のようにＱ／Ｓ₀の値が規定範囲を超えて大きいために、スライディングゲート５の絞り部５ａによる旋回流の減衰が大きく、浸漬ノズル３内で充分な強さの旋回が得られないために、偏流を矯正する効果が充分に発揮されない。

（発明例２）
図２は前記請求項１の発明で規定するいずれの条件をも満たす実施例である。図２に示すように、中空円錐台状の耐火物製構造体１は、側孔１ａが開口している部位において、側孔１ａの下端部の内径は５５０mm、外径は７００mmで、側孔１ａの上端部の内径は４００mm、外径は５５０mmである。また、内面高さは１４０mm、全高が１８０mmである。

耐火物製構造体１はアルミナ−マグネシア系耐火物製である。側孔１ａが開口している部位における平均内径２Ｒは（５５０（mm）＋４００（mm））／２より４７５mmであり、平均内半径Ｒは２３７．５ｍｍである。この中空円錐台状の耐火物製構造体１の上端部には開口がなく、定常操業時のタンディッシュ２内の湯面高さは、耐火物製構造体１が完全に浸漬する高さとなる。

水４’の供給量Ｑ＝４．６（ton／min）に対し、スライディングゲート５の全開時の開孔面積Ｓ₀は２６．４（cm²）であることから、Ｑ／Ｓ₀は０．１７と前記(2)式の関係を満足している。さらに、スライディングゲート５の鋳造時の開孔面積Ｓは２２．９（cm²）であることから、開孔率Ｓ／Ｓ₀は０．８７であり、前記(1)式の関係が成り立つ。

発明例２においては、浸漬ノズル３内の水平断面における総流速平均が２．０〜４．５（m／sec）の範囲内となる絞り部３ａａの長さＬを２００（mm）とするような浸漬ノズル３を用いているので、浸漬ノズル３内における更なる整流効果により、周方向に均等な旋回流が得られる。

発明例２において、実物大の水モデル試験により測定したσ／Ave.は０．２０と極めて小さく、鋳型内表面の流動を安定化させるのに充分な強さの旋回流が得られることを示している。また、反転流８の左右の差は９％と極めて小さく、スライディングゲート５の絞り部５ａで生じた偏流が浸漬ノズル３内で矯正され、整流化されることを示している。

（比較例２）
比較例２は、図２に示すタイプ２の連続鋳造装置を用いた場合の比較例であり、前記請求項１の発明で規定する条件を満たさない例である。

スライディングゲート５の鋳造時の開孔面積Ｓは２５．３（cm²）、全開時の開孔面積Ｓ₀は９５．０（cm²）であることから、Ｓ／Ｓ₀は０．２７で、前記(1)式で規定された値よりも小さい値である。また、水４’の供給量Ｑは４．６（ton／min）であることから、Ｑ／Ｓ₀は０．０５なので前記(2)式で規定された値よりも小さい値である。

比較例２において、実物大の水モデル試験により測定したσ／Ave.は０．３５と大きく、鋳型６内の表面流速変動が大きいことを示している。浸漬ノズル３内の水平断面における総流速平均が２．０〜３．０（m／sec）の範囲内となる絞り部３ａａの長さＬが２００（mm）の浸漬ノズル３を用いているので、浸漬ノズル３内による整流効果が得られる。しかしながら、前述のようにＱ／Ｓ₀およびＳ／Ｓ₀の値が規定値に満たないために、スライディングゲート５の絞り部５ａにおける流路面積の変化が大きく、旋回流の著しい減衰により比較例１と同様、浸漬ノズル３内で充分な強さの旋回が得られず、偏流を矯正する効果が充分に発揮されないため、反転流８の左右の差は２５％であり、発明例２と比べて大きくなっている。

（比較例３）
図３は、タイプ３の連続鋳造装置を模式的に示す図であり、前記請求項１で規定する条件の後段部分を満たさない比較例である。

図３に示すように、中空円錐台状の耐火物製構造体１は、側孔１ａが開口している部位において、側孔１ａの下端部で内径が６００mm、外径が８００mmで、側孔１ａの上端部で内径が４５０mm、外径が６００mmである。また、内面高さは１６０mm、全高が２００mmである。

耐火物製構造体１はアルミナ−マグネシア系耐火物製である。側孔１ａが開口している部位における平均内径２Ｒは（６００（mm）＋４５０（mm））／２より５２５mmであり、平均内半径Ｒは２６２．５mmである。なお、発明例２と同様、中空円錐台状の耐火物製構造体１の上端部には開口部がない。タンディッシュ２内の湯面高さは、耐火物製構造体１が完全に浸漬する高さとなる。

水４’の供給量Ｑ＝５．８（ton／min）に対し、スライディングゲート５の全開時の開孔面積Ｓ₀は４７．８（cm²）であることから、Ｑ／Ｓ₀＝０．１２と前記(2)式の関係を満足している。さらに、スライディングゲート５の鋳造時の開孔面積Ｓは３９．３（cm²）であることから、開孔率Ｓ／Ｓ₀は０．８２であり、前記(1)式の関係が成り立つ。

比較例３は、中空円錐台状の耐火物製構造体１の上端部に開口部がないので、旋回流に起因する渦の発生が防止され、タンディッシュ２内のスラグが鋳型６内に持ち込まれる可能性は非常に低い。また、比較例３は、発明例１に比べて耐火物製構造体１が小さいので、低コストである。

比較例３において、実物大の水モデル試験により測定したσ／Ave.は０．２５と極めて小さく、鋳型内表面の流動を安定化させるのに充分な強さの旋回流が得られることを示している。また、反転流８の左右の差は１１％と水流量に対して極めて小さく、スライディングゲート５の絞り部５ａで生じた偏流が浸漬ノズル３内で矯正され、整流化されることを示している。

但し、浸漬ノズル３内の水平断面における総流速平均が２．０〜３．５（m／sec）の範囲内となる絞り部３ａａの長さＬが５０（mm）で、１００（ｍｍ）に満たないため、浸漬ノズル３による充分な整流効果は得られない。しかしながら、前述したスライディングゲートの開孔率Ｓ／Ｓ₀が０．８２であり、前記(1)式を満足するため、反転流８の左右の差は２３％と後述する比較例４の１／２に抑えられている。

（比較例４）
比較例４は、図３に示すタイプ３の連続鋳造装置を用いた場合の例であり、前記請求項１の発明で規定する条件の前段部分の(1)式を満たさない実施例である。

スライディングゲート５の鋳造時の開孔面積Ｓは２０．６（cm²）、全開時の開孔面積Ｓ₀の値は５２．８（cm²）であることから、Ｓ／Ｓ₀＝０．３９は前記(1)式で規定された値よりも小さい値である。水４’の供給量Ｑは４．１（ton／min）であることから、Ｑ／Ｓ₀は０．０８なので前記(2)式を満足している。

比較例４において、実物大の水モデル試験により測定したσ／Ave.は０．２９と水４’の供給量に対して大きく、鋳型内表面流速変動が大きいことを示している。浸漬ノズル３内の水平断面における総流速平均が２．０〜２．５（m／sec）の範囲内となる絞り部３ａａの長さＬが２００（mm）の浸漬ノズル３を用いているが、反転流８の左右の差は２５％であり、前述のようにＳ／Ｓ₀の値が規定値に満たないために、スライディングゲート５による旋回流の減衰が大きく、比較例１と同様、浸漬ノズル３内で充分な強さの旋回が得られないために、偏流を矯正する効果が充分に発揮されない。

（比較例５）
比較例５は、図３に示すタイプ３の連続鋳造装置を用いた場合の例であり、前記請求項１の発明で規定する条件の前段部分の(1)式と後段部分を満たさない例である。

スライディングゲート５の鋳造時の開孔面積Ｓは１９．９（cm²）、全開時の開孔面積Ｓ₀は５２．８（cm²）であることから、Ｓ／Ｓ₀は０．３８で、前記(1)式で規定された値よりも小さい値である。一方、水４’の供給量Ｑは４．１（ton／min）であることから、Ｑ／Ｓ₀は０．０８なので前記(2)式を満足している。また、浸漬ノズル３内の水平断面における総流速平均が２．０〜４．５（m／sec）の範囲内となる部分３ａａの長さＬは５０（mm）であり、請求項１の発明で規定した値よりも小さい。

比較例５において、実物大の水モデル試験により測定したσ／Ave.は０．３１と大きく、鋳型６内の表面流速変動が大きいことを示している。反転流８の左右の差も４６％と大きく、スライディングゲート５の絞り部５ａで生じた偏流が、浸漬ノズル３内においても充分に矯正されずに吐出流に偏りが生じることを示している。

また、比較例５のσ／Ave.の値は、水４’の供給量Ｑとスライディングゲート５の全開時の開孔面積Ｓ₀の値が同じで、Ｌの値が異なる条件である比較例４と比べても大きく、Ｌの値が小さいために、浸漬ノズル３内での整流効果が充分でなく、旋回流の偏流により鋳型３内の表面の流速変動が大きくなることを示している。

次に、前述の実物大の水モデル試験による検証結果を踏まえ、実機の鋼の連続鋳造機を用い、図２の発明例２の条件と、その比較試験である比較例２の水モデル試験と同じ条件で、厚さが２７０mm、幅が１４５０mmのスラブを、鋳造速度１．７m／minで、Ｃ濃度が０．０５mass％、Si濃度が０．０１mass％、Mn濃度が０．３mass％、sol.Al濃度が０．０５mass％のアルミキルド低炭素鋼を９００ton鋳込んで鋳造試験を行った。

なお、両者はタンディッシュ内のＴ[Ｏ]（トータル酸素）がほぼ同じで、母溶鋼中の介在物量がほぼ同程度のもとで行い、タンディッシュは容量３０トン、溶鋼深さは鋳造中両者同一レベルに維持して行った。

連続鋳造前の浸漬ノズル３の両吐出口３ｂの合計面積に対する連続鋳造後の両吐出口３ｂの合計面積の比率を吐出口面積率として閉塞状況を比較した結果を図５に示す。なお、連続鋳造後の浸漬ノズルの吐出孔面積の測定は、連続鋳造後に回収して行った。

図５に示すように、発明例２の条件の吐出口面積率は８９％であり、比較例２の条件の吐出口面積率６２％と比べ、吐出口の閉塞が軽微にとどまったことが確認された。

これは、発明例２ではスライディングゲート５の絞り部５ａにおける旋回流の減衰が少なく、浸漬ノズル３内においても充分な旋回が得られるために吐出口３ｂにおける流れが均一かつ安定しており、非金属介在物付着の起点となる流れの淀みが生じにくいことに起因すると考えられる。浸漬ノズル３の吐出口３ｂの閉塞が小さいことは、鋳造の進行に伴う吐出流の変化が小さく、鋳型内の流動が安定化しやすいことを意味している。

以上、本発明を水モデルで検証し、実用規模の連続鋳造方法の鋼での適用例について記載したが、本発明は、鋼以外の溶融金属の連続鋳造方法にも適用できることは言うまでもない。

本発明の方法は、捩り板状旋回羽根を内部に有する旋回流付与浸漬ノズルの欠点であるノズル閉塞を起こすことなく、浸漬ノズル内の溶融金属に旋回流を形成し、スライディングゲートの絞りによる旋回流の減衰や偏流を抑制し、旋回流付与浸漬ノズルが有する、鋳型内溶融金属の優れた流動安定性や、非金属介在物の除去などの効果を発揮して、安定した連続鋳造操業および鋳片の品質向上を達成することができる。従って、本発明の溶融金属の連続鋳造方法は、安価な設備と簡便な方法により連続鋳造の安定化および金属鋳片の高清浄度化を目指す鋳造分野において広範に適用できる技術である。

１ 耐火物製構造体
１ａ 側孔
１ａａ 入側開口
１ａｂ 出側開口
２ タンディッシュ
３ 浸漬ノズル
３ａａ 絞り部
４ 溶鋼
５ スライディングゲート
５ａ 絞り部
６ 鋳型

Claims (1)

1. 側壁に１つ以上の側孔が設けられた中空の耐火物製構造体をタンディッシュ内に配置し、該タンディッシュ内の溶融金属を、前記耐火物製構造体の前記側孔の外面側に開口した入側開口から内面側に開口した出側開口に向かって通過させることにより、タンディッシュから下流側の浸漬ノズルに供給される溶融金属に旋回流を付与する連続鋳造方法において、
   流量制御をスライディングゲートのみで行い、このスライディングゲートの鋳造時の開孔面積Ｓ（cm²）が、全開時の開孔面積Ｓ₀（cm²）に対して下記(1)式の関係を満足し、かつ、前記開孔面積Ｓ₀と溶融金属の供給量Ｑ（ton／min）の間に下記(2)式の関係が成り立ち、
   前記浸漬ノズル内の水平断面における溶融金属の総流速平均が２．０〜４．５（m／sec）の範囲となるように、内径を縮小した絞り部の長さＬを１００mm以上有する浸漬ノズルを使用することを特徴とする溶融金属の連続鋳造方法。
   スライディングゲートの鋳造時の開孔率（＝Ｓ／Ｓ₀）≧０．４…(1)
   ０．０６≦Ｑ／Ｓ₀≦０．２０…(2)

Images