JP6249940B2 - ３基の鋳型と２基の鋳型とを非対称に配置した下注造塊装置における下注造塊方法 - Google Patents

Description

本発明は、３基の鋳型と２基の鋳型とを非対称に配置した下注造塊装置における下注造塊方法に関する。

通常、下注造塊装置においては、取鍋からの溶鋼を注入する注入管を基準にすると、当該注入管に対して、左右対称に鋳型を配列して鋳造を行うことが多いが、取鍋の溶鋼重量と、鋳造する１つの鋼塊重量との兼ね合いによっては、左側に２基の鋳型、右側に１基の鋳型というように、非対称に鋳型を配置しなければならない場合がある。このように、非対称に鋳型を配置した場合、各鋳型内で湯上がり速度が異なるため、右側の鋳型の湯面が左側の鋳型の湯面よりも高くなり、鋳型間での湯面の高さが異なってしまう。

このようなことから、例えば、湯面が同じ高さとなるまで溶鋼の注入を中断したり、取鍋のノズルを絞って溶鋼の注入速度を極端に少なくすることで湯面の高い鋳型内の溶鋼を湯道に逆流させることにより、鋳型間での湯面の高さを均一化をしている。
しかしながら、このような方法では、注湯速度の制御が非常に大変であると共に、注湯時間が長くなり、作業効率が低下してしまう。また、溶鋼を湯道に逆流させる方法を行った場合は、湯道内に残留していた溶損した耐火物などがゆっくりとした流れで他の鋳型内に持ち込まれると共に、持ち込まれた耐火物は鋳型内で浮上することが難しいため、鋼塊のボトム部に容易に捕捉されて、介在物による欠陥が発生してしまう虞がある。

さて、上述した方法以外で鋳型間での湯面の高さを均一化する技術として、特許文献１〜４に示すものがある。
特許文献１は、１ランナー２モールドと１ランナー３モールド、特許文献２は１ランナー１モールドと１ランナー２モールドについてモールド間の溶鋼面差をなくすることを目的としている。特許文献１では、鋳型配置数の多い定盤湯道径より、鋳型配置数の少ない側の湯道径を小径にしている。また、特許文献２では、１つの注入管から定盤に形成された複数本のランナーを通して溶鋼を前記複数本のランナー上に夫々設けたモールド内に注入してなる下注ぎ造塊設備において、１ランナー２モールド側のランナーの断面積（ｄ１）と１ランナー１モールドの側のランナーの断面積（ｄ２）との比をｄ１：ｄ２＝１：０．４０〜０．６０としている。

特許文献３は、注入初期における注入管寄りのモールドに生じていた激しい湯暴れを防止し、且つ注入中期乃至末期におけるモールド内溶鋼の湯面差を減少することにより、鋼塊の表面疵および内部欠陥の発生とモールドの溶損を防止することを目的としている。この特許文献３では、少なくとも１本の１ランナー・多モールドの注入管よりの湯上り口断面積を１ランナー・１モールドの湯上り口断面積の１．３〜２．５倍の大きさにしている。

特許文献４は、下注ぎ造塊作業の注入中期から後期におけるモールド間の溶鋼の湯上りを均一化するとともに、注入初期におけるモールド内での溶鋼の湯暴れを減少することにより、鋼塊底部欠陥や表面疵の防止、モールドの溶損を防止することを目的としている。この特許文献４では、１ランナー２モールド側の注入管よりのモールドの湯道管の湯上がり口を少なくとも１層の溶損性の内側耐火物と、耐溶損性の外側耐火物層とから構成している。これにより、モールド内の溶鋼の湯面があがるにつれて溶損が進み、その断面積が拡大され、この結果、注入中期、乃至後期におけるモールド内に進入する溶鋼の流れはスムーズとなり溶鋼の流入量は他のモールドより増加するため各モールド間の湯面差を減少している。

また、上述した特許文献１〜４の他に、特許文献５に示す技術がある。この特許文献５は、溶融金属注入流に巻き込まれたガス体が湯道管を通じて鋳型内へ流れ込むことを防止することを目的としている。特許文献５では、下注ぎ管と鋳型との間に設けた湯道管の一部内径を他の湯道内径より小径にして、湯道全体の溶鋼流に抵抗を与え、ガスの巻き込み
を防止している。

特開昭５０−１１４３４１公報 特開昭５３−６５８１７号公報 特公昭６０−４３８２６号公報 特開昭５４−６２１２１号公報 実開昭５０−８９９１３号公報

特許文献１及び２では、１ランナー１モールド側の湯道全長を細くしているため、湯道内での溶鋼凝固やアルミナの付着によって詰まりが発生することがある。
特許文献３では、例えば、３０トンを超える大型の鋳型に適用した場合、鋳造終了後に鋳型を取り外した後、インゴットを湯道から切り離す作業（根切りと呼ばれる）を行う際に、湯道を繋ぐ湯口が大きいために強度が大きく、切り離し作業が困難となる。

特許文献４では、耐火物の溶損を利用しているため、溶損した耐火物が鋳型内に進入し、介在物欠陥を生じたり、溶損速度が鋳造条件で異なり不安定になることがある。特許文献５は、湯道径を細くすることが開示されているものの、湯道径を短くする基準が示されていないと共に、細くした湯道部の長さや鋳型の非対象についても示されておらず、湯面高さを一定にすることは困難である。

本発明は、上述の問題に鑑みてなされたもので、３基の鋳型と２基の鋳型とを非対称に配置した下注造塊装置における下注造塊方法であって、各鋳型間の湯面高さの差を少なくしつつ、高品質の鋼塊を製造することができる下注造塊方法を提供することを目的とする。

本発明は、上記目的を達成するために、次の手段を講じた。
即ち、本発明に係る３基の鋳型と２基の鋳型とを非対称に配置した下注造塊装置における下注造塊方法は、注入管から分かれた湯道に、鋳型数が２基である右側鋳型と鋳型数が３基である左側鋳型とが設けられた下注造塊装置において下注ぎ鋳造を行うに際して、前記注入管に注入する注湯流量は４．６〜６．７ｔ／ｍｉｎとし、前記右側鋳型側の湯道長さと左側鋳型側の湯道長さとの比を１：１．５〜１：１．６の範囲に設定されており、前記右側鋳型の湯道に関して、前記注入管から１番目の鋳型に至る第１湯道における細径部の内径を湯道内径Ｄ１（ｍｍ）とし、前記１番目の鋳型と２番目の鋳型とに至る第２湯道における細径部の内径を湯道内径Ｄ１’（ｍｍ）とし、前記左側鋳型の湯道に関して、前記注入管から２番目の鋳型に至る第３湯道の内径を湯道内径Ｄ２（ｍｍ）とし、前記２番目の鋳型から３番目の鋳型に至る第４湯道の内径、或いは、第４湯道に細径部を設けた場合の内径を湯道内径Ｄ２’（ｍｍ）とし、水モデルにおける注湯流量を実機に換算した場合の注湯流量をＷ _Ｒ としたとき、前記湯道内径Ｄ１、湯道内径Ｄ１’、湯道内径Ｄ２、湯道内径Ｄ２’は、式（１）〜（４）を満たし、前記第１湯道の細径部の長さＬ１、前記第２湯道の細径部の長さＬ２、前記第４湯道に細径部が設けられている場合の当該細径部の長さＬ３が、７５０ｍｍ以上であると共に前記第４湯道の細径部の終端位置から最も遠い鋳型の注入口までの距離Ｌ４（ｍｍ）が式（５）を満たすことを特徴とする。

本発明によれば、３基の鋳型と２基の鋳型とを非対称に配置した下注造塊装置における
下注造塊方法において、各鋳型間の湯面高さの差を少なくしつつ、高品質の鋼塊を製造することができる。

下注ぎ造塊を行う下注造塊装置の概略図である。 下注造塊装置の概略平面図である。 湯道内径と、注入流量における最大注入流量差との関係を示す図である。 湯道内径と、最大注入流量差をパーセントで表した場合の最大注入流量差との関係を示す図である。 水モデルの模型を示す図である。 D2=16mmφでの右湯道内径D1と、鋳型への注入流量との関係を示す図である。 注湯流量を変化させた場合の左湯道内径D2=16mmφでの右湯道内径D1と、最大注入流量差との関係を示す図である。 注湯流量を変化させた場合の最大注入流量差が7.1％以下となる右湯道内径の関係を示す図である。 注湯流量Ｑと、最大注入流量差が7.1%以下となる右湯道内径Ｄ1の最小径と最大径を示す図である。 第１右湯道の長さＬ１と、最大注入流量差との関係を示す図である。 第２右湯道の長さＬ２と、最大注入流量差との関係を示す図である。 左側の湯道にも細径部を設けた場合の下注造塊装置の概略図である。 スプラッシュの状態を示す図である。 D2=16mmφ、D2’=13mmφ、L3=228mmでの注湯流量Ｑと、離間距離L4と、スプラッシュの有無の関係図である。 D2=18mmφ、D2’=13mmφ、L3=228mmでの注湯流量Ｑと、離間距離L4と、スプラッシュの有無の関係図である。 D2=18mmφ、D2’=15mmφ、L3=228mmでの注湯流量Ｑと、離間距離L4と、スプラッシュの有無の関係図である。 注湯流量Ｑと、スプラッシュ発生の有無の離間距離Ｌ４の境界との関係を示す図である。 注湯流量Ｑ=16.0L/min、D1=D2=D1’=D2’=16mmφとした場合の注入開始からの時間と湯面高さとの関係を示す図である。 注湯流量Ｑ=16.0L/min、D1=D1’=11mmφ、D2=D2’=16mmφとした場合の注入開始からの時間と湯面高さとの関係を示す図である。 注湯流量Ｑ=16.0L/min、D1=13mmφ、D2=16mmφ、D1'=D2'=11mmφとした場合の注入開始からの時間と湯面高さとの関係を示す図である。 図１８〜図２０に示したケースＡ、Ｂ、Ｃと最大注入流量差(％)との関係を示す図である。

以下、図を参照しながら、本発明の実施形態について説明する。
造塊法として、下注ぎ造塊法と上注ぎ造塊法の２種類がある。上注ぎ造塊法では鋳型の上部の開口部に取鍋から直接、溶鋼を注ぎ込んで鋳造するのに対し、下注ぎ造塊法では、注入管と呼ばれるロート状の注ぎ口が設けられた垂直の管に溶鋼を注ぎ込んで、湯道を介して鋳型に注湯することにより鋳造を行う。本発明では、造塊法のうち、下注ぎ造塊法を対象としている。

下注ぎ造塊法において、２基以上の鋳型に同時に注湯する場合は、注入管の下部から左右若しくは多方向に分岐された湯道を経由して、各鋳型の底の注入口から当該鋳型内に溶鋼が注湯される。ここで、鉄鋼メーカでは多くの場合、大量のインゴットを効率良く鋳造し、注入場から搬出するため、鋳造したインゴットを鋳型と注入管、湯道ともども、運搬用列車の台車に積載して移動させる。このようなことから、湯道は、台車の長手方向、即ち、左右方向に沿った配列になる。つまり、湯道は、注入管から左右に分かれて設置され
る。

さて、上述したように、下注ぎ造塊法では、通常、注入管を基準として、左右対称に鋳型を配置する。ここで、取鍋の溶鋼重量と、鋳造する１つの鋼塊重量との兼ね合いによっては、鋳型数（鋳型の個数）が奇数にならざるを得ない場合が生じる。例えば、取鍋の溶鋼量が２５０トンで、鋳型内の鋼塊重量が５０トンの場合、注入管を基準として、一方側に設置された３基の鋳型と、他方側に設置された２基の鋳型とで同時に鋳造することになる。

このように、本発明の下注造塊方法では、溶鋼を注入する注入管の下端側から湯道を分岐させたうえで、注入管を基準として、鋳型が非対称に設置して鋳造を行うことを前提としている。また、本発明の下注造塊方法では、１ヒート分の溶解量が９０〜３００ｔで、鋳造時間が４５分〜１．５時間、注湯流量は５〜１０ｔ／ｍｉｎ、１基の鋳型当たりの注湯量が１５〜３０ｔの範囲である。

通常、大型の高品質インゴットの下注造塊方法下では、鋳片品質を保つためにスループットを１０ｔを超えて大きくすることは、注入口から鋳型内に噴出する溶鋼流速が過大になり鋳型内に投入される型内剤や保温剤を巻き込むため行われていない。また、注湯流量が２ｔ／ｍｉｎ以下の場合、溶鋼の温度低下、湯道内での溶鋼の凝固による詰まりを引き起こす虞があるため、２ｔ／ｍｉｎ以下での鋳造は行われない。なお、後述する水モデル等によって確認した注湯流量は、実機換算で４．６〜６．７ｔ／ｍｉｎの範囲である。

まず、下注造塊方法を行う下注造塊装置の構造について説明する。
図１は、下注造塊装置の全体を示している。
図１に示すように、下注造塊装置１は、下注ぎ造塊法により溶鋼２を鋳造するものであって、取鍋３内の溶鋼２を注入する注入管４と、注入管４の下端から左右に分岐した湯道５、９と、この湯道５、９に連通する鋳型６とを備えている。

詳しくは、定盤７には１本の注入管４が立設され、注入管４の下端であって定盤７の内部には当該注入管４から枝分かれした湯道５、９が形成されている。また、注入管４を基準として、左側に３基の鋳型６ａ、６ｂ、６ｃが設けられ、右側に２基の鋳型６ｄ、６ｅが設けられている。注入管４、湯道５、９、注入口８の内面は耐火物で構成され、鋳型６、は鋳鉄で構成されている。また、鋳型６上部の押湯部の内面には耐火物が貼られている。

以降、説明の便宜上、左側に設けた３基の鋳型６ａ、６ｂ、６ｃのことを「左側鋳型」、右側に設けた２基の鋳型６ｄ、６ｅのことを「右側鋳型」という。また、左側鋳型に関し、注入管４を基準として、１番目に左側に位置する鋳型６ｃのことを「鋳型Ｃ」、２番目に左側に位置する鋳型６ｂのことを「鋳型Ｂ」、注入管４から３番目（最も左側に位置する）鋳型６ａのことを「鋳型Ａ」という。右側鋳型に関し、注入管４を基準として、当該注入管４から１番目に位置する鋳型６ｄのことを「鋳型Ｄ」、２番目（最も右側に位置する）鋳型６ｅのことを「鋳型Ｅ」という。

注入管４から右側鋳型（鋳型Ｄ、鋳型Ｅ）に向かう湯道５は、鋳型Ｄの下部において幅方向中央部に形成された注入口８に接続されると共に、鋳型Ｅの下部において幅方向中央部に形成された注入口８に接続されている。
また、注入管４から左側鋳型（鋳型Ａ、鋳型Ｂ、鋳型Ｃ）に向かう湯道９は、鋳型Ｃの下部において幅方向中央部に形成された注入口８に接続されると共に、鋳型Ｂの下部において幅方向中央部に形成された注入口８に接続され、さらに、鋳型Ａの下部において幅方向中央部に形成された注入口８に接続されている。

以降、説明の便宜上、右側鋳型の湯道５に関して、注入管４から１番目の鋳型（鋳型Ｄ）に至る湯道のことを「第１湯道５ａ」、１番目の鋳型（鋳型Ｄ）から２番目の鋳型（鋳型Ｅ）に至る湯道のことを「第２湯道５ｂ」という。また、左側鋳型の湯道９に関して、注入管４から２番目の鋳型（鋳型Ｂ）に至る湯道のことを「第３湯道９ａ」、２番目の鋳型（鋳型Ｂ）から３番目の鋳型（鋳型Ａ）に至る湯道のことを「第４湯道９ｂ」という。

図１に示すように、湯道５において、第１湯道５ａ及び第２湯道５ｂには、左側鋳型に接続する湯道９よりも内径が小さい細径部５ａ−１及び細径部５ｂ−１が設けられている
。細径部５ａ−１の内径（湯道内径Ｄ１）と、細径部５ｂ−１の内径（湯道内径Ｄ１’）とは、同じである。また、湯道９において、第３湯道９ａの内径（湯道内径Ｄ２）と第４湯道９ｂ（湯道内径Ｄ２’）との内径は同じである。つまり、図１の下注造塊装置１は、湯道の内径に関して、「Ｄ１’＝Ｄ１」、「Ｄ２’＝Ｄ２」、「Ｄ１’（Ｄ１）＜Ｄ２’（Ｄ２）」を満たす。

さて、右側鋳型側の湯道５の長さＡ１と、左側鋳型側の湯道９の長さＡ２との比は、１：１．５〜１：１．６の範囲に設定されている。図２は、鋳型間の間隔および、鋳型、注入管の間隔を０として示した場合の下注造塊装置１の平面図を示したものである。図２を用いて、Ａ２／Ａ１について説明する。
図２に示すように、湯道５の全長Ａ１は、注入管４の外寸法ｄの半分［１／２ｄ］と、２基の右側鋳型（鋳型Ｄ、鋳型Ｅ）の外寸法Ｄ［３／２Ｄ］との合計である［１／２ｄ＋３／２Ｄ］になる。一方、湯道９の全長Ａ２は、注入管４の外寸法ｄの半分［１／２ｄ］と、３基の左側鋳型（鋳型Ａ、鋳型Ｂ、鋳型Ｃ）の外寸法Ｄ［５／２Ｄ］との合計である［１／２ｄ＋５／２Ｄ］になる。

ここで、右側鋳型側の湯道５の全長Ａ１と、左側鋳型側の湯道９の全長Ａ２との比（Ａ２／Ａ１）を、注入管４の外寸法ｄ及び鋳型の外寸法Ｄとで表すと、Ａ２／Ａ１＝（１／２ｄ＋５／２Ｄ）／（１／２ｄ＋３／２Ｄ）＝｛（１／２ｄ＋３／２Ｄ）＋Ｄ｝／（１／２ｄ＋３／２Ｄ）＝１＋２Ｄ／（ｄ＋３Ｄ）となる。ここで、通常、ｄ＝０．２Ｄ〜０．５Ｄであるため、Ａ２／Ａ１≒１．５〜１．６となる。実際の鋳型６、注入管４の配列では、鋳型間や注入管と鋳型間はスペースが設けられるが、このスペースの大きさは、鋳型６や注入管４の大きさに比べると小さいので、このＡ２／Ａ１の値に影響は与えない。

以上、まとめると、下注造塊装置１は、鋳型数が２基である右側鋳型（鋳型Ｄ、鋳型Ｅ）と、鋳型数が３基である左側鋳型（鋳型Ａ、鋳型Ｂ、鋳型Ｃ）とを有する装置であって、右側鋳型側の湯道長さＡ１と左側鋳型側の湯道長さＡ２との比が１：１．５〜１：１．６の範囲に設定された装置である。
次に、下注造塊方法について詳しく説明する。

例えば、左側に２基の鋳型を設置し、右側に２基の鋳型を設置した左右対称の鋳造において、鋳型間の注入速度は略一定と考えられるが、水モデル実験結果により、当該左右対称の鋳造でも、鋳型毎の注入流量のバラツキが生じている。しかしながら、左右対称の鋳造において、注湯流量を変化させて鋳造し、鋳型毎の注入流量のバラツキがあったとしても、品質上の問題は発生していない。そこで、左右非対称の鋳造においても、最大注入流量差（注入流量の差が最も大きい場合での流量差）が従来のような左右対称の鋳造と同等以下であれば問題がないとした。

図３及び図４は、左側に２基、右側に２基の左右対称の鋳型における水モデルの結果をまとめたものである。水モデルでは、鋳型は、透明ポリ塩化ビニル製であって、上部が底部よりも広がった上広鋳型とした。詳しくは、底面は、４４０×２２０ｍｍ、上面は、４８０×２６０ｍｍ、高さは、５６０ｍｍ、注入管の内径は、２６ｍｍφとした。注入管の左右の湯道長さは、９８５ｍｍである。

水モデルでは、注湯流量を１０Ｌ／ｍｉｎ、２０Ｌ／ｍｉｎ、３０Ｌ／ｍｉｎの３つのパターンとし、各パターンにおいて、左右の湯道の内径を同じとした。湯道の内径は、１４ｍｍφ、１６ｍｍφ、１８ｍｍφとした。また、水モデルでは、注湯流量を各パターンに応じて変化させ、各鋳型への湯上り速度を測定し、各鋳型への注入流量を求めた。左右に配置した鋳型の合計は４基であるため、各鋳型への注入流量は、注湯流量を鋳型基数の４で割った値（２．５Ｌ／ｍｉｎ、５．０Ｌ／ｍｉｎ、７．５Ｌ／ｍｉｎ）である。

このような水モデルでは、湯道内径（湯道内径）と、各注入流量における最大注入流量差との関係は、図３に示す結果となった。また、最大注入流量差を各鋳型への注入流量で割り、最大注入流量差をパーセントで示すと図４の結果となった。
図４に示すように、湯道の内径が変化したとしても、注入流量において最大注入流量差が７．１％以下であれば、品質上の問題は生じないと考えられる。

次に、左右非対称の鋳造において、鋳型間の注入速度を一定にするための湯道内径（湯道内径）の検証を行った。
まず、図１に示した下注造塊装置１の１／５に相当する非対称の水モデルの模型を作成する。具体的には、図５に示すように、水モデルでは、２基の右側鋳型６ｄ、６ｅに相当する鋳型（便宜上、鋳型Ｄ、鋳型Ｅという）を右側に配置し、３基の左側鋳型６ａ、６ｂ、６ｃに相当する鋳型（便宜上、鋳型Ａ、鋳型Ｂ、鋳型Ｃという）を左側に配置した模型を配置する。また、右側鋳型の湯道５に相当する湯道１０を鋳型Ｄ及び鋳型Ｅに接続する。左側鋳型の湯道９に相当する湯道１１を鋳型Ａ、鋳型Ｂ及び鋳型Ｃに接続する。

説明の便宜上、右側鋳型の湯道５に相当する湯道１０を「右湯道」といい、右湯道の内径を「右湯道内径」いう。左側鋳型の湯道９に相当する湯道１１を「左湯道」といい、左湯道の内径を「左湯道内径」という。
水モデルを用いて、右湯道内径と、左湯道内径と、注湯流量とを、それぞれ変化させた場合の各鋳型への注入流量を求めた。なお、左湯道内径は、１４ｍｍφ、１６ｍｍφ、１８ｍｍφとした。

図６は、左湯道内径Ｄ２を１６ｍｍφとした場合において、右湯道内径と、鋳型への注入流量との関係をまとめたものである。水モデルの実験結果から各鋳型（鋳型Ａ、鋳型Ｂ、鋳型Ｃ、鋳型Ｄ、鋳型Ｅ）への注入流量と、注湯流量Ｑと、右湯道内径Ｄ１との関係を整理すると、各鋳型への注入流量は、式（Ｉ）〜式（Ｖ）に示す結果となった。

次に、左右非対称の鋳型の注入流量においても、左右対称の鋳型における最大注入流量差が範囲以下（７．１％以下）となるための湯道内径、即ち、最適な湯面上昇速度を求める。詳しくは、式（Ｉ）〜式（Ｖ）に示された右湯道内径Ｄ１（湯道５の内径）と、最大注入流量差との関係を整理した。図７は、注湯流量Ｑを変化させた場合であって左湯道内径Ｄ２が１６ｍｍφである場合における右湯道内径Ｄ１と、鋳型への最大注入流量差との関係をまとめたものである。図７に示すように、注湯流量Ｑの増加とともに最大注入流量差は増加するが各注湯流量において、極小点が存在する。

そして、図７に示した最大注入流量差を図４と同じようにパーセントに置き換えると図８に示す図となる。そのうえで、最大注入流量差が７．１％以下となる右湯道内径の最小径と最大径を求める。図９は、図８に基づいて、注湯流量Ｑと、最大注入流量差が７．１％以下となる右湯道内径Ｄ１の最小径と最大径をまとめたものである。図９に示すように、所定の注湯流量Ｑにおいて、右湯道内径Ｄ１が最小径と最大径との範囲内にあるときは、最大注入流量差が７．１％以下となる。つまり、左湯道内径Ｄ２を１６ｍｍφに固定した場合において、注湯流量Ｑに応じて右湯道内径Ｄ１を１６ｍｍφ以下である細径にすることによって、最大注入流量差を７．１％以下にすることができる。

図９に示す結果、即ち左湯道内径Ｄ２を16ｍｍφに固定した場合において、最大注入流量差が７．１％以下となるための注湯流量Ｑと右湯道内径Ｄ１，Ｄ１’の最大値Ｄ１maxと最小値Ｄ１minとの関係をまとめると式（ａ）、式（ｂ）となった。

上述した実施形態では、左湯道内径Ｄ２が１６ｍｍφであるときの右湯道内径の最小径
と最大径とを求めているが、左湯道内径Ｄ２が１４ｍｍφ、１８ｍｍφであるときの右湯道内径Ｄ１の最小径と最大径とについても同様の方法で最大注入流量差が７．１％以下となる右湯道内径Ｄ１，Ｄ１’の最大値Ｄ１maxと最小値Ｄ１minとの関係との関係を求めると、式（ａ’）、式(ｂ’)となった。

ここで、右湯道１０に着目すると、注入管から１番目の鋳型（鋳型Ｄ）に至る第１右湯道１０ａ（第１湯道５ａに相当）と、１番目の鋳型（鋳型Ｄ）から２番目の鋳型（鋳型Ｅ）に至る第２右湯道１０ｂ（第２湯道５ｂに相当）とに分けて考えることができる。それゆえ、第１右湯道１０ａにおいて内径を小さくした細径部１０ａ−１の内径の上下限値（D1min,D1max）と、第２右湯道１０ｂにおいて内径を小さくした細径部１０ｂ−１の内径の上下限値（D1’min,D1’max）との両方が式（１ａ）〜式（４ａ）を満たすように細くすることによって、最大注入流量差を７．１％以下にすることができる。なお、式（ａ’）のＤ１max、式（ｂ’）のＤ１minに対し、効果をより確実にするために式（１ａ）ではＤ１を式（ａ’）のＤ１max未満とし、式（ｂ’）のＤ１minを超えるとした。したがって、式（１ａ）〜式（４ａ）では最大注入流量差が７．１％未満となる場合を示す。また、実機において、細径部が５５ｍｍφ以上（水モデルでは１１ｍｍφ以上）であると、湯道での溶鋼の詰まりが発生しないことから、右湯道内径の上下限値を考慮して、右湯道内径Ｄ１，Ｄ１’と左湯道内径Ｄ２と注湯流量Ｑとの関係をまとめると、式（１ａ）〜式（４ａ）になった。

なお、水モデルにおける細径部１０ａ−１及び細径部１０ｂ−１は、それぞれ実機における細径部５ａ−１及び細径部５ｂ−１に相当する。そのため、式（１ａ）〜式（４ａ）の水モデルにおいて実機に対応付けて考えると、当該式の湯道内径D1max、D1minは、細径部５ａ−１及び細径部５ｂ−１の内径の上下限値である。また、水モデルにおける左側鋳型の湯道１１は、実機における左側鋳型の湯道９に相当する。そのため、式（１ａ）〜式（４ａ）の水モデルにおいて実機に対応付けて考えると、湯道内径Ｄ２は、左側鋳型の湯道９の内径である。

さて、上述した結果は水モデルによる結果であるため、式（Ａ）を用いて、水モデルにおける注湯流量Ｑを実機のスループットＷ_Ｒ（ｔ／ｍｉｎ）に換算する。そうすると、スループット（実機の注湯流量）Ｗ_Ｒと、湯道内径Ｄ１と、湯道内径Ｄ２とは、式（１）〜式（４）となる。なお、湯道内径Ｄ１＝湯道内径Ｄ１’であるため、湯道内径Ｄ１’についても式（１）〜式（４）で求めることができる。

式（１）〜式（４）に示すように、湯道内径Ｄ１(Ｄ１’)を、湯道内径Ｄ２に基づいて設定することにより、右側鋳型の湯上がり速度と、左側鋳型の湯上がり速度とを一定にすることができると考えられる。
発明者は、右側鋳型（鋳型Ｄ、鋳型Ｅ）の湯道５と、左側鋳型（鋳型Ａ、鋳型Ｂ、鋳型Ｃ）の湯道９との関係について、さらに検証したところ、右側鋳型の湯道内径Ｄ１を左側鋳型の湯道内径Ｄ２に基づいて設定したとしても、右側鋳型の湯道５の長さが短すぎると効果が無いことが分かった。
そこで、湯道５の細径部の長さを求めるために、まず、水モデルにおいて、最大注入流量差が７．１％未満となる右湯道（湯道１０）の細径部の長さについて検証を行うこととした。

この水モデルでは、右湯道の細径部の長さの検証を行うに際しては、第１右湯道１０ａの細径部（実機において第１湯道５ａの細径部５ａ−１に相当）の長さＬ１と、第２右湯道１０ｂの細径部（実機において第２湯道５ｂの細径部５ｂ−１に相当）の長さＬ２との検証を行った。
左湯道内径を１６ｍｍφとし、第１右湯道細径部１０ａ−１、第２右湯道細径部１０ｂ−１の内径を１３ｍｍφとし、第２右湯道細径部１０ｂ−１の長さＬ２を１７１ｍｍとした場合における最大注入流量差と、第１右湯道１０ａの長さ（細径部１０ａ−１の長さ）Ｌ１との関係は、図１０に示す結果となった。図１０に示す矢印は、最大注入流量差が７．１％となったときの第１右湯道１０ａの長さ（細径部１０ａ−１の長さ）Ｌ１を示している。図１０に示すように、第１右湯道１０ａの長さ（細径部１０ａ−１の長さ）Ｌ１を１５０ｍｍ以上とすることによって、最大注入流量差が７．１％未満を安定して得ることができる。

同様に左湯道内径を１６ｍｍφとし、第１右湯道細径部１０ａ−１、第２右湯道細径部１０ｂ−１の内径を１３ｍｍφとし、第１右湯道細径部１０ａ−１の長さＬ１を１７１ｍｍとした場合における最大注入流量差と、第２右湯道１０ｂの長さ（細径部１０ｂ−１の長さ）Ｌ２との関係は、図１１に示す結果となった。図１１に示す矢印は、最大注入流量差が７．１％となったときの第２右湯道１０ｂの長さ（細径部１０ｂ−１の長さ）Ｌ２を示している。図１１に示すように、第２右湯道１０ｂの長さ（細径部１０ｂ−１の長さ）を１５０ｍｍ以上とすることによって、最大注入流量差を７．１％未満を安定して得ることができる。

以上のように、左湯道内径を１６ｍｍφし、右湯道内径を１３ｍｍφとした場合においては、右湯道（第１右湯道１０ａ、第２右湯道１０ｂ）における細径部の長さを少なくとも１５０ｍｍ以上にすることによって最大注入流量差７．１％未満を安定して得ることができる。なお、上述した実施形態では、左湯道内径を１６ｍｍφにした場合の結果について説明しているが、左湯道内径を１４ｍｍφ、１８ｍｍφにした場合でも同様の結果が得られた。

ここで、水モデルの細径部１０ａ−１の長さＬ１と、細径部１０ｂ−１の長さＬ２を実機に置き換える。実機の細径部５ａ−１の長さＬ１は、式（５）に示すように７５０ｍｍ以上とすることにより、最大注入流量差７．１％未満を安定して得ることができる。また。実機の細径部５ｂ−１の長さＬ２、後述する細径部９ｂ−１の長さＬ３も、を式（５）
に示すように７５０ｍｍ以上とすることにより、最大注入流量差を７．１％未満を安定して得ることができる。

つまり、水モデルを実機に換算した場合は、左側鋳型の湯道内径Ｄ２（水モデルの左湯道内径に相当）に対して、右側鋳型の湯道であって狭くなる細径部（第１湯道５ａの細径部５ａ−１及び第２湯道５ｂの細径部５ｂ−１）の内径、即ち、湯道内径Ｄ１、Ｄ１’（水モデルの右湯道内径に相当）が式（１）〜式（４）を満たし、さらに、細径部５ａ−１及び細径部５ｂ−１の長さＬ１，Ｌ２が７５０ｍｍ以上とすることにより、右側鋳型及び左側鋳型の湯上がり速度を一定にすることができる。

上述した実施形態では、図１及び図５に示すように、右側鋳型における第１湯道５ａと第２湯道５ｂの内径は一定としていた（Ｄ１’＝Ｄ１）。ここで、第１湯道５ａの内径（湯道内径Ｄ１）よりも第２湯道５ｂの内径（第２湯道内径Ｄ１’）を小さく（Ｄ１’＜Ｄ１）することによって、さらに、最大注入流量差をより小さくすることが期待できる。
また、左側鋳型の鋳型Ａは、最も注入管４から離れている。それゆえ、鋳型Ａにおいても上述した右側鋳型の鋳型Ｄ、Ｅと同じように内径を小さくすれば、さらに、最大注入流量差をより小さくすることが期待できる。

つまり、図１２に示す如く、左側鋳型における第３湯道９ａと第４湯道９ｂとの内径を一定（Ｄ２’＝Ｄ２）ではなく、第４湯道９ｂの内径を第３湯道９ａの内径よりも小さく（Ｄ２’＜Ｄ２）することによって、最大注入流量差をより小さくすることが期待できる。この場合、第４湯道９ｂにも第２湯道５ｂの細径部５ｂ−１と同じような細径部９ｂ−１を設けることが望ましい。第４湯道９ｂは第２湯道５ｂと同様の形状にすることが望ましい。

ここで、第４湯道９ｂに細径部９ｂ−１を設けた場合、当該細径部９ｂ−１の以外の内径は、第３湯道９ａの内径（Ｄ２）と同じと考えてよい。この場合、第４湯道９ｂの細径部９ｂ−１を除く部分は実質的に第３湯道９ａと同じであるから、細径部９ｂ−１の内径は、第４湯道９ｂの内径である「湯道内径Ｄ２’」に置き換えて考えることができる。
したがって、細径部９ｂ−１を設けた場合において、細径部９ｂ−１の内径（湯道内径Ｄ２’）と、他の湯道内径、注湯流量との関係は、上述した式（１）〜式（４）を変形した次式を満たすようにすればよい。

以上、図１及び図１２に示した下注造塊装置によって下注造塊方法を行うには、湯道内径Ｄ１、湯道内径Ｄ１’、湯道内径Ｄ２、湯道内径Ｄ２’は、式（１）〜（４）を満たし、第１湯道の細径部の長さＬ１、第２湯道の細径部の長さＬ２、第４湯道に細径部が設けられている場合の当該細径部の長さＬ３は、７５０ｍｍ以上にする必要がある。なお、細径部Ｌ１、Ｌ２、Ｌ３の長さを長くすると湯道内での溶鋼の詰まりが発生する虞があるので湯道内径にも依存するが、最大で１２００〜１６００ｍｍとするのが望ましい。

さて、左側鋳型において、第４湯道９ｂの細径部９ｂ−１の終端位置から最も遠い鋳型（鋳型Ａ）の注入口８までの距離Ｌ４が短いと、図１３に示すようなスプラッシュが発生する虞がある。スプラッシュは出来る限り発生しないことが好ましい。
そこで、水モデルにおいて、図１２に示すように、実機の第４湯道９ｂに相当する第１左湯道２０ｂを設け、当該第１左湯道２０ｂには実機の細径部９ｂ−１に相当する細径部２０ｂ−１を設けた。この細径部の終端部２１（実機の細径部９ｂ−１の終端位置に相当）から鋳型Ａの注入口１３までの部分には、第１左湯道２０ｂの細径部２０ｂ−１よりも大きな内径を有する大径部２２を設けてスプラッシュの実験を行うこととした。

左側鋳型において、第１左湯道２０ｂの細径部以外の部分の内径（細径部外内径という）は、鋳型Ｂから注入管までの湯道１１の内径と同じに設定した。即ち、大径部２２の内径は、細径部外内径と同じである。このような場合、上述したように、実機において細径部９ｂ−１の内径は湯道内径Ｄ２’に置き換えて考えることができるため、水モデルにおいても、細径部９ｂ−１に相当する第１左湯道の細径部２０ｂ−１の内径（細部内径という）や長さを変化させた実験を行った。この水モデルでは、上述した式（１ａ）〜式（４ａ）を満たすことを前提とした。

この水モデルでは、第１左湯道２０ｂ−１の細径部の終端部２１から注入口１３までの距離Ｌ４（離間距離Ｌ４という）を変化させ、スプラッシュの有無について調査を行った。スプラッシュの状況は、鋳造開始時の注入流の噴出状況をビデオ撮影によって撮像して確認した。
細径部外内径が１６ｍｍφ、細径部内径が１３ｍｍ、細径部長さが２２８ｍｍであるときの注湯流量と、離間距離Ｌ４と、スプラッシュの有無の関係は図１４に示す結果となった。図１４に示すように、注湯流量の増加に応じて離間距離Ｌ４を大きくすれば、スプラッシュは発生しなくなる。

また、細径部外内径が１８ｍｍφ、細部内径が１３ｍｍ、細径部長さが２２８ｍｍであるときの注湯流量と、離間距離Ｌ４と、スプラッシュの有無の関係は図１５に示す結果となった。細径部外内径が１８ｍｍφ、細部内径が１５ｍｍ、細径部長さが２２８ｍｍであるときの注湯流量と、離間距離Ｌ４と、スプラッシュの有無の関係は図１６に示す結果となった。

なお、上述した水モデルでは、鋳型Ａと鋳型Ｂとの間に設けた細径部２０ｂ−１の終端位置から注入口８までの離間距離Ｌ４について述べたが、実機における鋳型Ｄと鋳型Ｅとの間に設けた細径部５ｂ−１の終端位置から注入口８までの距離にも適用可能である。つまり、左側鋳型の細径部９ｂ−１と注入口８との関係を、右側鋳型の細径部５ｂ−１と注入口８との関係に適用可能である。

図１４〜１６に基づいて、スプラッシュ発生の有無の離間距離Ｌ４の境界と、細径部外内径Ｄ２と、細径部内径Ｄと、注湯流量Ｑとの関係を整理すると図１７に示す結果となった。式で示すと式（５ａ）で表すことができる。

なお、式（５ａ）では、細径部外内径＝湯道内径Ｄ２として表した。水モデルでは、左側鋳型の細径部９ｂ−１について検討を行ったが、右側鋳型の細径部５ｂ−１についても同様に考えられるため、細径部（細径部５ｂ−１、細径部９ｂ−１）の内径を細径部内径Ｄとした。
次に、式（Ａ）を用いて、水モデルにおける注湯流量を実機のスループットＷ_Ｒに換算すると、スループット（実機の注湯流量）Ｗ_Ｒと、細径部外内径等との関係は、式（５）となった。

なお、水モデル流量を実機のスループットに換算するに際しては、フルード数を適用した。即ち、流体の流速を「Ｖ」、代表寸法を「Ｌ」、動粘性係数を「ν」、フルード数を「Ｆｒ」、レイノルズ数を「Ｒｅ」、重力の加速度を「ｇ」とすると、これらの関係は、式（Ｂ）、（Ｃ）となる。

運動方程式を無次元化すると、（慣性項）＋（粘性項）／Ｒｅ＋（外力項）＝０でＦｒは外力項に（１／Ｆｒ^２）で入る。Ｒｅが大きくなれば、（粘性項）／Ｒｅが小さくなるため、Ｒｅは運動方程式より消去されることになる。Ｒｅ＞４０００以上で通常乱流領域とされており、Ｆｒ数近似を用いることができる。本発明の範囲ではＲｅ＞３８、０００となるので、乱流域となることからＦｒ数近似を適用した。

インゴットの下注ぎ鋳造における実機と模型実験のフルード数の一致させ、実機の代表寸法と水モデル模型の代表寸法比を５：１、すなわち１／５の縮尺モデルとした場合、フルード数一致の観点から、Ｖ／Ｌ^０．５を同じにする必要がある。縮尺を１／λ（＝１／５）とすると、Ｖ_Ｒ／Ｌ_Ｒ ^０．５＝Ｖ_Ｍ／Ｌ_Ｍ ^０．５（ここでＲは実機、Ｍはモデルを示す。）となる。

Ｖ_Ｍ／Ｖ_Ｒ＝Ｌ_Ｍ ^０．５／Ｌ_Ｒ ^０．５＝１／λ^０．５＝１／５^０．５≒０．４４７となる。つまり、Ｖ_Ｍ≒０．４４７Ｖ_Ｒとなる。したがって、縮尺１／５の模型実験では、０．４４７倍の流速でＦｒ数の一致が得られることになる。ここで、流量をＱ、時間をＴとすると、
Ｔ_Ｒ＝Ｌ_Ｒ／Ｖ_Ｒ
Ｔ_Ｍ＝Ｌ_Ｍ／Ｖ_Ｍ
Ｔ_Ｒ＝Ｔ_Ｍ・Ｌ_Ｒ／Ｌ_Ｍ・Ｖ_Ｍ／Ｖ_Ｒ＝Ｔ_Ｍλ^０．５
Ｑ_Ｍ／Ｑ_Ｒ＝（Ｌ_Ｍ ^３／Ｔ_Ｍ）／（Ｌ_Ｒ ^３／Ｔ_Ｒ）＝λ^−３・λ^０．５＝λ^−２．５
となり、この結果、水モデルの流量は、実機の流量の１／５^２．５＝０．０１７９倍となる。また、水モデルの流量Ｑ_Ｍ（Ｌ／ｍｉｎ）を実機スループットＷ_Ｒ（ｔ／ｍｉｎ）に換算する場合、溶鋼の比重を７ｔ／ｍ^３とすると、上述した式（Ａ）となる。

なお、水モデルでは、細径部の段差部は直角としたが、実機で湯道を耐火煉瓦で作る場合、木型や金型内で造型した後に煉瓦原料を型から抜き出すのを容易にするため、最大で２０ｍｍＲのコーナーＲもしくは２０ｍｍＣのチャンファーを設ける場合がある。細径部において、Ｒ部やチャンファー部を除く各長さが上述した長さを満たしておればよい。

表１〜３１は、本発明の下注造塊方法に基づいて実験を行った例と、本発明の下注造塊方法とは異なる方法によって実験を行った例とをまとめたものである。

２０ｔ鋼塊用鋳型の実機の１／５のスケールの模型を用いて実験を行った。水モデルでは、鋳型は、透明ポリ塩化ビニル製であって、上部が底部よりも広がった上広鋳型とした。詳しくは、底面は、２４０×２２０ｍｍ、上面は、２８０×２４０ｍｍ、高さは、５００ｍｍ、注入管の内径は、２６ｍｍφとした。水モデルにおいて、第１湯道に相当する長さは２５０ｍｍ、第２湯道に相当する長さは３９０ｍｍ、第３湯道に相当する長さは６４
０ｍｍ（２５０ｍｍ＋３９０ｍｍ）、第４湯道に相当する長さは、３９０ｍｍとした。鋳型１基の注湯量が１５〜３０ｔの鋳型の場合、第１湯道は実寸で１０００〜１８００ｍｍ、第２湯道は、１５００〜２５００ｍｍ、第３湯道は、２５００〜４０００ｍｍ、第４湯道は、１５００〜２５００ｍｍである。

左側鋳型において、細径部以外の湯道内径は、１４ｍｍφ、１６ｍｍφ、１８ｍｍφとした。左側鋳型において、細径部を設けた場合の細径部の内径は、１１ｍｍφ、１２ｍｍφ、１３ｍｍφ、１５ｍｍφとした。右側鋳型の細径部の内径に関して、湯道内径Ｄ１よりも湯道内径Ｄ１’と小さくした場合は、湯道内径Ｄ１’は、１１ｍｍφ、１２ｍｍφとした。右側の鋳型において細径部以外の湯道内径は左側鋳型の細径部以外の湯道内径、１４ｍｍφ、１６ｍｍφ、１８ｍｍφと同じとした。実機では、湯道内で溶鋼が固まって湯道詰まりを防ぐため通常、内径５５ｍｍφ以上の煉瓦が使用される。そのため、水モデルでは、最も細い部分の内径を１１ｍｍφ（実機５５ｍｍφ相当）とした。

注入管から鋳型Ｄまでの湯道に設けた細径部の長さは、５７ｍｍ、１１４ｍｍ、１７１ｍｍ、２２８ｍｍとした。鋳型Ｄから鋳型Ｅまでの湯道に設けた細径部の長さ、或いは、鋳型Ａから鋳型Ｂまでの湯道に設けた細径部の長さは、５７ｍｍ、１１４ｍｍ、１７１ｍｍ、２２８ｍｍ、２８５ｍｍ、３１４ｍｍとした。細径部から注入口までの距離（離間距離）は、５ｍｍ〜３０ｍｍの間で５ｍｍ刻みとした。

注湯流量Ｑは、１２．０Ｌ／ｍｉｎ（実機で４．６８ｔ／ｍｉｎ相当）、１４．０Ｌ／ｍｉｎ（実機で５．４６ｔ／ｍｉｎ相当）、１６．０Ｌｍｉｎ（実機で６．２４ｔ／ｍｉｎ相当）、１７．０Ｌｍｉｎ（実機で６．６３ｔ／ｍｉｎ相当）とした。なお、水モデルにおける注湯流量は、注入管に水を注入する前の配管に取り付けた流量計で注湯流量を計測した値である。

水モデルでは、透明な鋳型内に赤色インクで着色した水の湯面上昇速度をデジタルムービーカメラで撮影し、撮影した画像を再生し、一定時間ごとの湯面位置から上昇速度を求め、注入流量に換算した。注入流量は、例えば、２．４Ｌ／ｍｉｎ（実機で０．９３６ｔ／ｍｉｎ相当）、２．８Ｌ／ｍｉｎ（実機で１．０９２ｔ／ｍｉｎ相当）、３．２Ｌ／ｍｉｎ（実機で１．２４８ｔ／ｍｉｎ相当）、３．４Ｌ／ｍｉｎ（実機で１．３２６ｔ／ｍｉｎ相当）となった。

表１〜２６では、Ｄ１＝Ｄ１’でＤ１、Ｄ１’が式（１ａ）〜式（４ａ）を満たし、最大注入流量差が７．１％未満の場合を良好「○」、さらにＬ１、Ｌ２が１５０ｍｍ以上の場合を「○」とし、両方を満足する場合を総合で「○」と評価し、どちらかを満足しない場合を総合で「×」と評価した。また、表２７では、Ｌ１、Ｌ２、Ｌ３が全て１５０ｍｍ以上の場合においてＤ１’＜Ｄ１、Ｄ２’＜Ｄ２でＤ１’ 、Ｄ２’、Ｄ１が式（１ａ）〜式（４ａ）を満たし、最大注入流量差が７．１％未満の場合を良好「○」とし、総合で「○」と評価した。表２８〜３１では、Ｌ１、Ｌ２、Ｌ３が全て１５０ｍｍ以上の場合において、Ｄ１’ 、Ｄ２’、Ｄ１が式（１ａ）〜式（４ａ）を満たし、最大注入流量差が７．１％未満でスプラッシュが発生していない場合を良好「○」、最大注入流量差が７．１％以上、或いは、スプラッシュが発生している場合を不良「×」とし、どちらも満足する場合を総合で「○」、どちらかを満足しない場合を総合で「×」と評価した。

表１〜２６は、図１及び５に相当する下注造塊装置（水モデル）で下注造塊を行った結果である。表２７〜３１は、図１２に相当する下注造塊装置（水モデル）で下注造塊を行った結果である。
表１〜２６に示すように、注入管に注入する注湯流量（実機換算値）が４．６〜６．７ｔ／ｍｉｎであって、左湯道内径（Ｄ２）に対して、右湯道の細径部の内径（湯道内径Ｄ１、Ｄ１’）が式（１ａ）〜式（４ａ）を満たし、細径部の湯道長さ（細径部１０ａ−１及び細径部１０ｂ−１の長さ）Ｌ１、Ｌ２が１５０ｍｍ（実機換算７５０ｍｍ）以上である場合、最大注入流量差を７．１％未満にすることができた。

一方、細径部の湯道長さ（細径部１０ａ−１及び細径部１０ｂ−１の長さ）が１５０ｍｍ以上でも湯道内径Ｄ１、Ｄ１’が式（１ａ）〜式（４ａ）を満たさなかった場合、最大注入流量差を７．１％未満にすることができなかった。
例えば、実験１〜１４では、湯道内径Ｄ１、Ｄ１’が式（１ａ）〜式（４ａ）を満たすが、細径部の湯道長さが１５０ｍｍ以下のものが含まれているため、最大注入流量差が７．１％以上となる虞がある（総合評価「×」）。実験４９〜７２では、右側鋳型における湯道内径Ｄ１、Ｄ１’が左側鋳型の湯道内径よりも大きく、式（１ａ）〜式（４ａ）を満たしていないため、最大注入流量差を７．１％未満にすることができなかった。
表２７〜３１では、左湯道の細径部の内径（湯道内径Ｄ２’）及び右湯道の細径部の内径（湯道内径Ｄ１、Ｄ１’）が式（１ａ）〜式（４ａ）を満たし、細径部の湯道長さＬ１、Ｌ２、Ｌ３は１５０ｍｍ以上である場合、最大注入流量差が７．１％未満を確保できる。また、表２８〜３１において、離間距離Ｌ４が式（５ａ）を満たしている場合は、スプラッシュを抑制することができた。なお、式（１ａ）〜式（４ａ）には、湯道内径Ｄ２’が示されていないが、便宜上、当該式に示された湯道内径Ｄ１’を湯道内径Ｄ２’に読み替えて行った。

図１８〜図２１は、左側に３基の鋳型、右側に２基の鋳型を設置した下注造塊装置において下注造塊を行った実験結果をまとめた図である。図１８は、湯道内径Ｄ１、Ｄ１’と湯道内径Ｄ２とを同じにした結果（ケースＡ：注湯流量１６．０Ｌ／ｍｉｎ、Ｄ１＝Ｄ２＝１６ｍｍφ）である。図１９は、湯道内径Ｄ１、Ｄ１’を湯道内径Ｄ２よりも小さくして細径部を設けた結果（ケースＢ：注湯流量１６．０Ｌ／ｍｉｎ、Ｄ１＝Ｄ１’＝１１ｍｍφ、Ｄ２＝１６ｍｍφ）である。図２０は、細径部を設けた上で、湯道管内径Ｄ１’、Ｄ２’を湯道内径Ｄ１よりもさらに細くした結果（ケースＣ：注湯流量１６．０Ｌ／ｍｉｎ、Ｄ１＝１３ｍｍφ、Ｄ２＝１６ｍｍφ、Ｄ１’＝Ｄ２’＝１１ｍｍφ）である。なお、ケースＢとケースＣにおいてＬ１＝１７１ｍｍ、Ｌ２＝Ｌ３＝２２８ｍｍ、Ｌ４＝２５ｍｍである。

図１８では、鋳型Ａ〜鋳型Ｅにおける湯面高さのバラツキが発生している。図１９では、図１８に比べて、鋳型Ａ〜鋳型Ｅにおける湯面高さのバラツキは抑えられている。図２０では、図１９に比べて、さらに、鋳型Ａ〜鋳型Ｅにおける湯面高さのバラツキは抑えられている。
図２１は、図１８（ケースＡ）、図１９（ケースＢ）、図２０（ケースＣ）における最大注入流量差をまとめた図である。図２１に示すように、湯道管内径を「Ｂ」のようにすることにより最大注入流量差を１１．３％から４．２％に減少できる。さらに、湯道管内径Ｄ１’、Ｄ２’を湯道内径Ｄ１より細くした「Ｃ」ではさらに最大注入流量差が減少し、１．７％にすることができる。

以上、本発明によれば、各鋳型間の湯面高さの差を少なくしつつ、高品質の鋼塊を製造することができる。
なお、今回開示された実施の形態はすべての点で例示であって制限的なものではないと考えられるべきである。本発明の範囲は上記した説明ではなくて特許請求の範囲によって示され、特許請求の範囲と均等の意味及び範囲内でのすべての変更が含まれることが意図される。

１ 下注造塊装置
２ 溶鋼
３ 取鍋
４ 注入管
５ 湯道
５ａ 第１湯道
５ｂ 第２湯道
５ａ−１ 細径部
５ｂ−１ 細径部
６ 鋳型
９ 湯道
９ａ 第３湯道
９ｂ 第４湯道
９ｂ−１ 細径部

Claims (1)

1. 注入管から分かれた湯道に、鋳型数が２基である右側鋳型と鋳型数が３基である左側鋳型とが設けられた下注造塊装置において下注ぎ鋳造を行うに際して、
   前記注入管に注入する注湯流量は４．６〜６．７ｔ／ｍｉｎとし、前記右側鋳型側の湯道長さと左側鋳型側の湯道長さとの比を１：１．５〜１：１．６の範囲に設定されており、
   前記右側鋳型の湯道に関して、前記注入管から１番目の鋳型に至る第１湯道における細径部の内径を湯道内径Ｄ１（ｍｍ）とし、前記１番目の鋳型と２番目の鋳型とに至る第２湯道における細径部の内径を湯道内径Ｄ１’（ｍｍ）とし、
   前記左側鋳型の湯道に関して、前記注入管から２番目の鋳型に至る第３湯道の内径を湯道内径Ｄ２（ｍｍ）とし、前記２番目の鋳型から３番目の鋳型に至る第４湯道の内径、或いは、第４湯道に細径部を設けた場合の内径を湯道内径Ｄ２’（ｍｍ）とし、水モデルにおける注湯流量を実機に換算した場合の注湯流量をＷ_Ｒとしたとき、
   前記湯道内径Ｄ１、湯道内径Ｄ１’、湯道内径Ｄ２、湯道内径Ｄ２’は、式（１）〜（４）を満たし、
   前記第１湯道の細径部の長さＬ１、前記第２湯道の細径部の長さＬ２、前記第４湯道に細径部が設けられている場合の当該細径部の長さＬ３が、７５０ｍｍ以上であると共に前記第４湯道の細径部の終端位置から最も遠い鋳型の注入口までの距離Ｌ４（ｍｍ）が式（５）を満たすことを特徴とする３基の鋳型と２基の鋳型とを非対称に配置した下注造塊装置における下注造塊方法。