JP6672549B2 - 連続鋳造用タンディッシュ、及びそのタンディッシュを用いた連続鋳造方法 - Google Patents
連続鋳造用タンディッシュ、及びそのタンディッシュを用いた連続鋳造方法 Download PDFInfo
- Publication number
- JP6672549B2 JP6672549B2 JP2016169646A JP2016169646A JP6672549B2 JP 6672549 B2 JP6672549 B2 JP 6672549B2 JP 2016169646 A JP2016169646 A JP 2016169646A JP 2016169646 A JP2016169646 A JP 2016169646A JP 6672549 B2 JP6672549 B2 JP 6672549B2
- Authority
- JP
- Japan
- Prior art keywords
- runner
- chamber
- tundish
- strand
- molten steel
- Prior art date
- Legal status (The legal status is an assumption and is not a legal conclusion. Google has not performed a legal analysis and makes no representation as to the accuracy of the status listed.)
- Active
Links
Landscapes
- Continuous Casting (AREA)
Description
本発明は、注入室とストランド室とを仕切る仕切堰に、注入室からストランド室へ溶鋼を流通させる湯道（堰孔）が設けられた連続鋳造用のタンディッシュ、及びそのタンディッシュを用いた連続鋳造方法に関する。
従来より、連続鋳造装置では、転炉や二次精錬設備等から出鋼された溶鋼を取鍋によってタンディッシュまで搬送し、搬送された取鍋内の溶鋼をタンディッシュへ注入後、このタンディッシュから鋳型へ溶鋼を供給することで、溶鋼を連続的に鋳造している。
連続鋳造を効率よく操業を行うためには、タンディッシュ内において、注入室からストランド室へ溶鋼をスムーズに流通させる際に、スラグの逆流を抑制し、且つ各ストランド間における溶鋼温度を均一化させることが必要となる。
連続鋳造を効率よく操業を行うためには、タンディッシュ内において、注入室からストランド室へ溶鋼をスムーズに流通させる際に、スラグの逆流を抑制し、且つ各ストランド間における溶鋼温度を均一化させることが必要となる。
このようなタンディッシュ内において、溶鋼の温度を均一化させるための手段として、例えば、特許文献１〜６に開示されているものがある。
特許文献１は、コンパクトでありながら多ストランドに適用でき、且つ、鋳片への品質を維持しつつストランド間での溶鋼温度のバラツキを十分に小さくすることができるタンディッシュを提供することを目的としている。
特許文献１は、コンパクトでありながら多ストランドに適用でき、且つ、鋳片への品質を維持しつつストランド間での溶鋼温度のバラツキを十分に小さくすることができるタンディッシュを提供することを目的としている。
具体的には、特許文献１のタンディッシュ３は、注入室１０と、ストランド室１１と、仕切堰１２と、堰孔２１とを備え、ストランド室１１には、第１番目〜第６番目の注入口２２ａ〜２２ｆが順に形成されており、仕切堰１２に形成した堰孔２１ａ、２１ｂのうち一方の湯道２１ａを、第２番目の注入口２２ｂと第３番目の注入口２２ｃの間に向けて配置し、他方の湯道２１ｂを、第４番目の注入口２２ｄと第５番目の注入口２２ｅの間に向けて配置するものである。
特許文献２は、タンディッシュからモールドへ溶鋼を分配する際、大型介在物の流出を抑制し、清浄度の高い鋼を製造する経済的で実用的な連続鋳造方法とその装置を提供することを目的としている。
具体的には、連続鋳造用のタンディッシュ１に堰４を配設して注入槽２と分配槽３に区分し、タンディッシュ底壁に接する堰４の下部に注入槽２から分配槽３に溶鋼を噴流する１個または２個の堰穴５を開口し、分配槽３において堰穴５から噴流する溶鋼の噴流域７と浸漬ノズル流出域８が互いに交差することのない位置関係を保って堰穴５と浸漬ノズルの排出口６が配設されているものである。
具体的には、連続鋳造用のタンディッシュ１に堰４を配設して注入槽２と分配槽３に区分し、タンディッシュ底壁に接する堰４の下部に注入槽２から分配槽３に溶鋼を噴流する１個または２個の堰穴５を開口し、分配槽３において堰穴５から噴流する溶鋼の噴流域７と浸漬ノズル流出域８が互いに交差することのない位置関係を保って堰穴５と浸漬ノズルの排出口６が配設されているものである。
特許文献３は、プラズマ加熱装置を備えた３ストランドを有するタンディッシュの各ストランドの出鋼温度が均一化するように制御することを目的としている。
具体的には、プラズマ加熱装置を備えた３ストランドを有するタンディッシュにおいて、溶鋼流路に設けた堰の開口面積とプラズマ加熱装置の設置位置とを制御して各ストランドからの出鋼温度を均一化することとしている。
具体的には、プラズマ加熱装置を備えた３ストランドを有するタンディッシュにおいて、溶鋼流路に設けた堰の開口面積とプラズマ加熱装置の設置位置とを制御して各ストランドからの出鋼温度を均一化することとしている。
特許文献４は、従来の誘導加熱タンディッシュの欠点である鋳片品質の差異の解消と鋳込み作業性の向上、及び、誘導加熱部の多数回使用を可能とすることを目的としている。
具体的には、受湯室１と出湯室３と誘導加熱部２とを直列状に配置し、誘導加熱部２に受湯室１と出湯室３とを接続するスリーブ状の溶湯通路２ｂを設け、更に、出湯室１に設けた複数の出湯孔３ａ，３ｂ，３ｃを溶湯通路の延長線上から直交した位置に設けているものである。
具体的には、受湯室１と出湯室３と誘導加熱部２とを直列状に配置し、誘導加熱部２に受湯室１と出湯室３とを接続するスリーブ状の溶湯通路２ｂを設け、更に、出湯室１に設けた複数の出湯孔３ａ，３ｂ，３ｃを溶湯通路の延長線上から直交した位置に設けているものである。
特許文献５は、タンディッシュをコンパクトに形成することで、連続鋳造設備のストランド間隔を狭くすることを目的としている。また、この技術は、ストランド間隔の狭い連続鋳造設備に適用できるものとされている。また、溶湯を保熱すると同時に、出湯室内の溶湯の均熱化を行うことで、溶湯過熱温度（ΔT）を低くした低温鋳造を効果的に行い、連続鋳造における鋳片の品質および操業改善を図ることを目的としている。
具体的には、一つの受湯室と二つの出湯室を有する連続鋳造用タンディッシュであって、二つの出湯室間に誘導加熱堰が設けられ、且つこの誘導加熱堰内に受湯室と出湯室、および出湯室間に貫通する溶湯通路が設けられているものである。また、出湯室間に貫通する溶湯通路が受湯室に貫通して形成されている。
特許文献６は、介在物を浮上させることが容易であるＴ型タンディッシュを用いた上で、溶鋼スループットを考慮することで確実に介在物を浮上させることを目的としている。
特許文献６は、介在物を浮上させることが容易であるＴ型タンディッシュを用いた上で、溶鋼スループットを考慮することで確実に介在物を浮上させることを目的としている。
具体的には、連続鋳造装置の鋳造方法において、連続鋳造装置１に具備されるタンディッシュを、取鍋９からの溶鋼２を装入する注入室１０と注入室１１の溶鋼２を鋳型４に装入する分配室１１とを備えたＴ型タンディッシュ３とし、このＴ型タンディッシュ３に注入室１０と分配室１１とを仕切る仕切堰１９を設け、この仕切堰１９の形状を最適化する。これらの形状を有するＴ型タンディッシュに応じて溶鋼スループットを制御しながら鋳造を行うこととしている。
特許文献７は、タンディッシュの整備時間を短縮することを目的としている。また、湯落ち部において溶湯全てに一定の滞留時間を与え、当該湯落ち部における介在物の浮上分離をより確実なものとすることも目的としている。
具体的には、内部に堰で区切られた湯落ち部とノズル部とを有するタンディッシュであって、湯落ち部とノズル部とが、それぞれの鉄皮に設けた係止手段を介して分離可能に結合され、かつ、湯落ち部内に、溶湯を蛇行させてノズル部側に導く手段を設けているものである。
具体的には、内部に堰で区切られた湯落ち部とノズル部とを有するタンディッシュであって、湯落ち部とノズル部とが、それぞれの鉄皮に設けた係止手段を介して分離可能に結合され、かつ、湯落ち部内に、溶湯を蛇行させてノズル部側に導く手段を設けているものである。
また、タンディッシュ内において、スラグの逆流を抑制するための手段として、例えば、特許文献８、９に開示されているものがある。
特許文献８は、介在物の浮上分離を目的としている。具体的には、注入室とストランド室が堰で仕切られ、堰孔が底部で繋がり且つ、ストランド室側の孔が低くなっているものである。また、堰孔内で介在物を浮上分離させるためにArガスを吹き込むこととしている。
特許文献８は、介在物の浮上分離を目的としている。具体的には、注入室とストランド室が堰で仕切られ、堰孔が底部で繋がり且つ、ストランド室側の孔が低くなっているものである。また、堰孔内で介在物を浮上分離させるためにArガスを吹き込むこととしている。
特許文献９は、残鋼の低減を目的としている。具体的には、注入室とストランド室が堰で仕切られ、堰孔が底部で繋がり且つ、ストランド室側の孔が低くなっているものである。また、堰部に加熱装置が備えられている。
さて、特許文献１は、鋳片の品質を維持しつつストランド間での溶鋼温度のバラツキを十分に小さくすることができる技術であり、堰孔を注入口の間に向けて配置することが記載されている。しかしながら、同文献には、堰孔と注入口との距離についての記載が無いため、堰孔からの吐出流が注入口に近づく場所（例えば、同文献の図２中のP1と22b、P2と22e）では、直送流（吐出された溶鋼がショートカットするように直接注入口へ流れ込むこと）が発生することが考えられる。
特許文献２では、堰穴５からの吐出流がノズル排出口６に直接流れることを避ける配置にしているが、端部に配置されたノズル排出口までの距離に関する条件が記載されて無いため、ノズル排出口が同文献の図３のような配置である場合、溶鋼が端部のノズル排出口までに到達するまでの時間、すなわち端部における溶鋼の滞留時間が、中央部における滞留時間よりも非常に長くなり、溶鋼の温度低下が大きくなる虞がある。
特許文献３では、段落［００１７］においては、同文献の図３に示すタンディッシュは、理想的な形状であるが、工業的には使用不可能な形状である、と記載されている。また、吐出孔とストランドの位置関係が図のみの開示であり、本文中には明記されていない。
なお、本願発明は、プラズマ加熱処理なしでも適用可能な技術である。つまり、本願発明は、プラズマ加熱装置の有無は問わない。
なお、本願発明は、プラズマ加熱処理なしでも適用可能な技術である。つまり、本願発明は、プラズマ加熱装置の有無は問わない。
特許文献４は、２つの出湯孔を結ぶ直線と、溶湯通路の延長線が直交するように、当該溶湯通路を設ける必要があるが、出湯孔の間隔が広い場合、受湯室を大きくする必要があるので、実現させることは困難である。
なお、本願発明は、特許文献４のように、平面視で、溶湯通路が前方へ真っ直ぐ向いていてもよいが、斜め方向を向いていてもよい。また、溶鋼加熱処理なしでも適用可能な技術である。
なお、本願発明は、特許文献４のように、平面視で、溶湯通路が前方へ真っ直ぐ向いていてもよいが、斜め方向を向いていてもよい。また、溶鋼加熱処理なしでも適用可能な技術である。
特許文献５では、溶鋼通路13,14と、出湯孔10との位置関係が明記されていないため、出湯孔から流出した吐出流が直接出湯される可能性がある。
なお、本願発明は、溶鋼加熱処理なしでも適用可能な技術であるので、特許文献５のような、出湯室間の堰および貫通孔は不要となる。
特許文献６では、同文献の図２に示すように、平面視で、２つの湯道が水平方向内側を向いているため、各湯道からの吐出流がストランド室で衝突するので、その衝突後の流れの向きが不安定となる可能性がある。この技術を、注入口が複数配置されたタンディッシュに適用した場合、吐出流を均一な流れとすることが難しいと考えられる。そもそも、この技術は、２つの注入口を備えたタンディッシュを対象としたものと考えられるので、注入口を3個以上備えたタンディッシュの場合の作用効果は不明である。
なお、本願発明は、溶鋼加熱処理なしでも適用可能な技術であるので、特許文献５のような、出湯室間の堰および貫通孔は不要となる。
特許文献６では、同文献の図２に示すように、平面視で、２つの湯道が水平方向内側を向いているため、各湯道からの吐出流がストランド室で衝突するので、その衝突後の流れの向きが不安定となる可能性がある。この技術を、注入口が複数配置されたタンディッシュに適用した場合、吐出流を均一な流れとすることが難しいと考えられる。そもそも、この技術は、２つの注入口を備えたタンディッシュを対象としたものと考えられるので、注入口を3個以上備えたタンディッシュの場合の作用効果は不明である。
特許文献７は、堰孔からノズル部への直送流が発生する虞があり、溶湯の温度偏差が増大する可能性がある。また、同文献の第２図に示すように、タンディッシュは、複雑な堰形状であるので、施工することが難しいものであると考えられる。
特許文献８は、同文献の図１に示すように、溶鋼流路が直線で無いため、タンディッシュ整備時において、溶鋼流路内を酸素洗浄する時に、周囲の堰耐火物を溶損させる虞がある。
特許文献８は、同文献の図１に示すように、溶鋼流路が直線で無いため、タンディッシュ整備時において、溶鋼流路内を酸素洗浄する時に、周囲の堰耐火物を溶損させる虞がある。
特許文献９は、同文献の図２に示すように、注入室と堰孔が底面で繋がっておらず、つまり堰孔の底面がスリーブ煉瓦の厚みだけ、注入室の底面より高い位置となっているので、注入室に残鋼が少し生じる虞がある。操業条件によっては、異鋼種連々時に注入室へスラグが逆流すると推定される。
そこで、本発明は、上記問題点に鑑み、Ｔ型多ストランドタンディッシュにおいて、異鋼種連々時にストランド室内のスラグが注入室に逆流することを抑制し且つ、後チャージの取鍋開口時に逆流スラグを巻き込むことを抑制するとともに、各ストランド間の温度バラツキを抑制することができる連続鋳造用タンディッシュ、及びそのタンディッシュを用いた連続鋳造方法を提供することを目的とする。
そこで、本発明は、上記問題点に鑑み、Ｔ型多ストランドタンディッシュにおいて、異鋼種連々時にストランド室内のスラグが注入室に逆流することを抑制し且つ、後チャージの取鍋開口時に逆流スラグを巻き込むことを抑制するとともに、各ストランド間の温度バラツキを抑制することができる連続鋳造用タンディッシュ、及びそのタンディッシュを用いた連続鋳造方法を提供することを目的とする。
上記の目的を達成するため、本発明においては以下の技術的手段を講じた。
本発明にかかる連続鋳造用タンディッシュは、取鍋からの溶鋼が注入される注入室と、前記注入室の前方であって、当該注入室より左右方向に長尺とされ、且つ底部に前記溶鋼を鋳型に装入する鋳型注入孔が左右方向に３以上６以下、列設されているストランド室と、前記注入室と前記ストランド室とを仕切る仕切堰と、前記仕切堰の下部に設けられ且つ前記注入室から前記ストランド室へ直線状に貫通する湯道と、を備えたタンディッシュにおいて、前記湯道は、平面視で、当該湯道の中心軸が前記タンディッシュの幅方向中央で前後を向く線を基準として水平方向外側に向くように２本設けられていて、前記湯道の中心軸上における当該湯道の出口から、対向する前記ストランド室内の側壁までの距離ＬＰＰが式（１）を満たし、平面視で、前記湯道の出口における左右方向一端から、対向する前記ストランド室内の側壁まで延長した直線を一の仮想線とし、前記湯道の出口における左右方向他端から、対向する前記ストランド室内の側壁まで延長した直線を他の仮想線とした場合、前記一対の仮想線に囲まれる領域の左右方向外側に、前記鋳型注入孔が設けられており、前記領域の外側であって且つ、隣り合う２つの前記鋳型注入孔の重心を結ぶ線分の中点が、前記領域内に重複し、前記湯道の出口と繋がる前記ストランド室の底部は、当該湯道の出口の下端以下に位置し、且つ、式（２）〜式（８）を満たしていることを特徴とする。
本発明にかかる連続鋳造用タンディッシュは、取鍋からの溶鋼が注入される注入室と、前記注入室の前方であって、当該注入室より左右方向に長尺とされ、且つ底部に前記溶鋼を鋳型に装入する鋳型注入孔が左右方向に３以上６以下、列設されているストランド室と、前記注入室と前記ストランド室とを仕切る仕切堰と、前記仕切堰の下部に設けられ且つ前記注入室から前記ストランド室へ直線状に貫通する湯道と、を備えたタンディッシュにおいて、前記湯道は、平面視で、当該湯道の中心軸が前記タンディッシュの幅方向中央で前後を向く線を基準として水平方向外側に向くように２本設けられていて、前記湯道の中心軸上における当該湯道の出口から、対向する前記ストランド室内の側壁までの距離ＬＰＰが式（１）を満たし、平面視で、前記湯道の出口における左右方向一端から、対向する前記ストランド室内の側壁まで延長した直線を一の仮想線とし、前記湯道の出口における左右方向他端から、対向する前記ストランド室内の側壁まで延長した直線を他の仮想線とした場合、前記一対の仮想線に囲まれる領域の左右方向外側に、前記鋳型注入孔が設けられており、前記領域の外側であって且つ、隣り合う２つの前記鋳型注入孔の重心を結ぶ線分の中点が、前記領域内に重複し、前記湯道の出口と繋がる前記ストランド室の底部は、当該湯道の出口の下端以下に位置し、且つ、式（２）〜式（８）を満たしていることを特徴とする。
ＬＰＰ＜10×D ・・・（１）
0.08≦D (円相当径) [m] ・・・（２）
d1≦0.3 [m] ・・・（３）
0.115≦(x1 2+y1 2)0.5≦1 [m] ・・・（４）
0.05≦y1/x1≦1 [-] ・・・（５）
0≦y3/x3≦0.36 [-] ・・・（６）
x3≧0.5 [m] ・・・（７）
B≦-0.7tanh(3.5A-2.3)+1.1 ・・・（８）
ただし、D：湯道の円相当径
A=(x1 2/(x1 2+y1 2))2・(x3 2/(x3 2+y3 2))3・(x2/x3)0.4
B=y2/x1
d1：湯道の縦径
x1：湯道の水平方向の長さ
x2：注入室底部の水平方向の長さ
x3：注入室底部に設けられた傾斜部の水平方向の長さ
y1：湯道の上下方向の傾斜高さ
y2：湯道のストランド室側の上端と、注入室の底部前端の上下方向の距離
y3：注入室底部に設けられた傾斜部の上下方向の高さ
上記のタンディッシュを用いた連続鋳造方法は、上記の連続鋳造用のタンディッシュを用いて連続鋳造を行うに際し、前記ストランド室側の溶鋼の湯面が前記湯道の上端より上方に位置しているときに、前チャージの溶鋼を注入室に注入することを終了し、式（９）を満たしながら、前記前チャージにおける溶鋼の湯面を、前記湯道の傾斜高さｙ１以下に低下させた後、後チャージの溶鋼における前記注入室への注入を開始することを特徴とする。
0.08≦D (円相当径) [m] ・・・（２）
d1≦0.3 [m] ・・・（３）
0.115≦(x1 2+y1 2)0.5≦1 [m] ・・・（４）
0.05≦y1/x1≦1 [-] ・・・（５）
0≦y3/x3≦0.36 [-] ・・・（６）
x3≧0.5 [m] ・・・（７）
B≦-0.7tanh(3.5A-2.3)+1.1 ・・・（８）
ただし、D：湯道の円相当径
A=(x1 2/(x1 2+y1 2))2・(x3 2/(x3 2+y3 2))3・(x2/x3)0.4
B=y2/x1
d1：湯道の縦径
x1：湯道の水平方向の長さ
x2：注入室底部の水平方向の長さ
x3：注入室底部に設けられた傾斜部の水平方向の長さ
y1：湯道の上下方向の傾斜高さ
y2：湯道のストランド室側の上端と、注入室の底部前端の上下方向の距離
y3：注入室底部に設けられた傾斜部の上下方向の高さ
上記のタンディッシュを用いた連続鋳造方法は、上記の連続鋳造用のタンディッシュを用いて連続鋳造を行うに際し、前記ストランド室側の溶鋼の湯面が前記湯道の上端より上方に位置しているときに、前チャージの溶鋼を注入室に注入することを終了し、式（９）を満たしながら、前記前チャージにおける溶鋼の湯面を、前記湯道の傾斜高さｙ１以下に低下させた後、後チャージの溶鋼における前記注入室への注入を開始することを特徴とする。
S(US)≦x1 ・・・（９）
ただし、
S(US)=124.5d2b(t/T)0.7(x1 2/(x1 2+y1 2))2(x3 2/(x3 2+y3 2))3(x2/x3)0.4(1-Fr)3
T=98901(d2b)4/3
Fr=UL/(9.8d1)0.5
t=y2/US
S(US)：湯道内をスラグが逆流する距離
d1: 湯道の縦径
d2：湯道の横径
U S ：湯面降下速度
U L ：湯道内の平均溶鋼速度
b：スラグの厚み
Fr：フルード数
t：湯面が湯道のストランド室側の上端に達してから、湯道の注入室側の下端に達するまでの時間
ただし、
S(US)=124.5d2b(t/T)0.7(x1 2/(x1 2+y1 2))2(x3 2/(x3 2+y3 2))3(x2/x3)0.4(1-Fr)3
T=98901(d2b)4/3
Fr=UL/(9.8d1)0.5
t=y2/US
S(US)：湯道内をスラグが逆流する距離
d1: 湯道の縦径
d2：湯道の横径
U S ：湯面降下速度
U L ：湯道内の平均溶鋼速度
b：スラグの厚み
Fr：フルード数
t：湯面が湯道のストランド室側の上端に達してから、湯道の注入室側の下端に達するまでの時間
本発明によれば、Ｔ型多ストランドタンディッシュにおいて、異鋼種連々時にストランド室内のスラグが注入室に逆流することを抑制し且つ、後チャージの取鍋開口時に逆流スラグを巻き込むことを抑制するとともに、各ストランド間の温度バラツキを抑制することができる。
以下、本発明にかかる連続鋳造用タンディッシュ、及びそのタンディッシュを用いた連続鋳造方法の実施形態を、図を参照して説明する。
なお、以下に説明する実施形態は、本発明を具体化した一例であって、その具体例をもって本発明の構成を限定するものではない。従って、本発明の技術的範囲は、本実施形態に開示内容だけに限定されるものではない。
なお、以下に説明する実施形態は、本発明を具体化した一例であって、その具体例をもって本発明の構成を限定するものではない。従って、本発明の技術的範囲は、本実施形態に開示内容だけに限定されるものではない。
以下、本発明の実施の形態を図面に基づいて、詳細に説明する。
図１、図３４に示すように、連続鋳造用タンディッシュ１は、溶鋼１４を鋳型１７に装入する鋳型注入孔６（ストランド）が設けられた底部２ａ，２ｂと、その底部２ａ，２ｂの周縁から立ち上がる周壁３とを備えている。なお以降、単にタンディッシュ１と呼ぶこともある。
図１、図３４に示すように、連続鋳造用タンディッシュ１は、溶鋼１４を鋳型１７に装入する鋳型注入孔６（ストランド）が設けられた底部２ａ，２ｂと、その底部２ａ，２ｂの周縁から立ち上がる周壁３とを備えている。なお以降、単にタンディッシュ１と呼ぶこともある。
また、本発明のタンディッシュ１は、取鍋１６内の溶鋼１４が注入される注入室４と、注入室４の前方であって、且つ底部２ｂに溶鋼１４を鋳型１７に装入するストランド６を複数有し、溶鋼１４をストランド６を介して鋳型１７に鋳込むストランド室５と、注入室４とストランド室５とを仕切る仕切堰８と、を有していて、ストランド室５は注入室４より左右方向に長尺のものとされている。
すなわち、本発明の対象としては、平面視でＴ字状とし、且つストランド室５の底部２ｂに３個以上６個以下のストランド６を左右方向に列設されているタンディッシュ１である。言い換えると、１ストランド及び２ストランドのタンディッシュは、本発明の対象ではない。
また、連続鋳造装置１５で鋳造される鋳片１９の形状は、限定されず、スラブ、ブルーム、ビレット等であってもよい。
また、連続鋳造装置１５で鋳造される鋳片１９の形状は、限定されず、スラブ、ブルーム、ビレット等であってもよい。
さて、注入室４は、ストランド６が設けられていない底部２ａと、底部２ａの３つ周縁それぞれから上方に向かって立設された３つの周壁３と、ストランド室５に対して分割するように仕切る仕切堰８とで囲まれた部分で構成されている。
一方、ストランド室５は、ストランド６が複数設けられた底部２ｂと、底部２ｂの周縁それぞれから上方に向かって立設された周壁３と、当該ストランド室５と注入室４とを仕切る仕切堰８とで囲まれた部分で構成されている。
一方、ストランド室５は、ストランド６が複数設けられた底部２ｂと、底部２ｂの周縁それぞれから上方に向かって立設された周壁３と、当該ストランド室５と注入室４とを仕切る仕切堰８とで囲まれた部分で構成されている。
なお、仕切堰８を有さないタンディッシュや、定常の溶湯容量のとき、仕切堰８の上端が湯面よりも下に位置することとなるタンディッシュは、本発明の対象としていない。
次いで、図１、図３Ａ、図３Ｂを参照しながら、本発明のタンディッシュ１に備えられている湯道９（堰孔）の概要について、説明する。
図３Ａ、図３Ｂは、注入室４及びストランド室５の断面図（図１のＡ−Ａ断面）である。なお、図３Ｃも注入室４及びストランド室５の断面図であり、図１のＡ−Ａ断面に相当するものである。
次いで、図１、図３Ａ、図３Ｂを参照しながら、本発明のタンディッシュ１に備えられている湯道９（堰孔）の概要について、説明する。
図３Ａ、図３Ｂは、注入室４及びストランド室５の断面図（図１のＡ−Ａ断面）である。なお、図３Ｃも注入室４及びストランド室５の断面図であり、図１のＡ−Ａ断面に相当するものである。
図１、図３Ａ、図３Ｂに示すように、注入室４とストランド室５を仕切る仕切堰８には、注入室４からストランド室５へ直線状に貫通する湯道９が設けられている。すなわち、注入室４とストランド室５は、仕切堰８の下部に開口された湯道９によって繋げられている。
タンディッシュ１の仕切堰８には、注入室４とストランド室５とを連通させる複数の湯道９が形成されている。本発明は、湯道９が２孔以上のものを対象としている。つまり、湯道９が１孔のものは本発明の対象としていない。
タンディッシュ１の仕切堰８には、注入室４とストランド室５とを連通させる複数の湯道９が形成されている。本発明は、湯道９が２孔以上のものを対象としている。つまり、湯道９が１孔のものは本発明の対象としていない。
本発明においては、注入室４からストランド室５へ向かう湯道９は、平面視で、その中心軸が水平方向で且つ左右方向に放射状となるように２つ設けられている。つまり、２つの湯道９は、前方に移行するにつれて、離れる方向となっている。
ところで、タンディッシュ１の整備を行う際には、タンディッシュ１を略９０度傾動させた後、酸素パイプ２０から酸素等を吹き込むことにより、酸素の燃焼熱によって、湯道９（底部孔）に付着した地金等を溶融して地金を除去する。
ところで、タンディッシュ１の整備を行う際には、タンディッシュ１を略９０度傾動させた後、酸素パイプ２０から酸素等を吹き込むことにより、酸素の燃焼熱によって、湯道９（底部孔）に付着した地金等を溶融して地金を除去する。
図２Ａに示すように、湯道９が注入室４からストランド室５へ直線状に貫通する形状であれば、仕切堰８を溶損させることなく、湯道９内の地金を除去することができる。
ところが、図２Ｂに示すように、注入室４とストランド室５とを繋ぐ湯道９が途中で屈曲した貫通形状である場合、整備状況によっては、仕切堰８を溶損させてしまう虞がある。
ところが、図２Ｂに示すように、注入室４とストランド室５とを繋ぐ湯道９が途中で屈曲した貫通形状である場合、整備状況によっては、仕切堰８を溶損させてしまう虞がある。
したがって、湯道９は、仕切堰８内を注入室４からストランド室５へ直線的に貫通していることが必要である。
さて、湯道９は、平面視で、注入室４からストランド室５に向かうにしたがって、水平方向斜め左側に移行し、且つ側面視で注入室４の底部２ａ側、仕切堰８の内壁面下端（仕切堰８の後壁面下端）からストランド室５の上部側、仕切堰８の内壁面（仕切堰８の前壁面）に向けて、直線状に貫通する湯道９（第１湯道９ａ）と、平面視で、注入室４からストランド室５に向かうにしたがって、水平方向斜め右側に移行し、且つ側面視で注入室４の底部２ａ側、仕切堰８の内壁面下端からストランド室５の上部側、仕切堰８の内壁面に向けて、直線状に貫通する湯道９（第２湯道９ｂ）と、を有している。
さて、湯道９は、平面視で、注入室４からストランド室５に向かうにしたがって、水平方向斜め左側に移行し、且つ側面視で注入室４の底部２ａ側、仕切堰８の内壁面下端（仕切堰８の後壁面下端）からストランド室５の上部側、仕切堰８の内壁面（仕切堰８の前壁面）に向けて、直線状に貫通する湯道９（第１湯道９ａ）と、平面視で、注入室４からストランド室５に向かうにしたがって、水平方向斜め右側に移行し、且つ側面視で注入室４の底部２ａ側、仕切堰８の内壁面下端からストランド室５の上部側、仕切堰８の内壁面に向けて、直線状に貫通する湯道９（第２湯道９ｂ）と、を有している。
ここで、ストランド室５の底部２ｂであって、各湯道９ａ，９ｂの出口１０ａ，１０ｂと繋がる底部２ｂを見たとき、当該底部２ｂの内面は、各湯道９ａ，９ｂの出口１０ａ，１０ｂの下端以下に位置している。
すなわち、本発明においては、各湯道９ａ，９ｂの出口１０ａ，１０ｂと繋がるストランド室５の底部２ｂは、各湯道９ａ，９ｂの出口１０ａ，１０ｂの最下端部と同じ高さ（図３Ａ参照）、或いは、各湯道９ａ，９ｂの出口１０ａ，１０ｂの最下端部よりも低い位置である（図３Ｂ参照）。
すなわち、本発明においては、各湯道９ａ，９ｂの出口１０ａ，１０ｂと繋がるストランド室５の底部２ｂは、各湯道９ａ，９ｂの出口１０ａ，１０ｂの最下端部と同じ高さ（図３Ａ参照）、或いは、各湯道９ａ，９ｂの出口１０ａ，１０ｂの最下端部よりも低い位置である（図３Ｂ参照）。
以上より、本発明は、図３Ａ、図３Ｂに例示している構造のタンディッシュ１を対象としている。
一方、図３Ｃは、仕切堰８に湯道９を形成した場合であって、湯道９の出口と繋がる底部２ｂを見たとき、当該底部２ｂが湯道９の出口の下端よりも上方に位置する場合のタンディッシュを示している。
一方、図３Ｃは、仕切堰８に湯道９を形成した場合であって、湯道９の出口と繋がる底部２ｂを見たとき、当該底部２ｂが湯道９の出口の下端よりも上方に位置する場合のタンディッシュを示している。
しかしながら、本発明では、図３Ｃに示す構造のタンディッシュは対象外である。つまり、本発明においては、ストランド室５の底部２ｂが各湯道９の出口の最下端部よりも高いものを対象としていない。
以下、さらに、タンディッシュ１の構成について詳しく説明する。
湯道９の形状については、右側の湯道９（第２湯道９ｂ）に着目して、説明する。以降の説明において、第２湯道９ｂを、単に湯道９と呼ぶこともある。
以下、さらに、タンディッシュ１の構成について詳しく説明する。
湯道９の形状については、右側の湯道９（第２湯道９ｂ）に着目して、説明する。以降の説明において、第２湯道９ｂを、単に湯道９と呼ぶこともある。
なお、左側の湯道９（第１湯道９ａ）は、右側の湯道９ｂを左右方向に反転させたものであり、以下に詳細に述べる条件が適用される。
本発明においては、湯道９の中心軸上における当該湯道９の出口１０から、対向するストランド室５内の側壁７（前側壁面）までの距離ＬＰＰが式（１）を満たすこととしている。
本発明においては、湯道９の中心軸上における当該湯道９の出口１０から、対向するストランド室５内の側壁７（前側壁面）までの距離ＬＰＰが式（１）を満たすこととしている。
ＬＰＰ＜10×D ・・・（１）
ただし、Dは、湯道９の内径であり、円相当径である。
すなわち、距離ＬＰＰは、図４中の一点鎖線で示す距離（Ａ点〜Ｂ点）のことであり、この距離が（10×D）未満となるようにしている。
本発明においては、参考文献「”噴流工学 -基礎と応用-”森北出版，2004年，1-1-1章」より、距離ＬＰＰの閾値を求めた。
ただし、Dは、湯道９の内径であり、円相当径である。
すなわち、距離ＬＰＰは、図４中の一点鎖線で示す距離（Ａ点〜Ｂ点）のことであり、この距離が（10×D）未満となるようにしている。
本発明においては、参考文献「”噴流工学 -基礎と応用-”森北出版，2004年，1-1-1章」より、距離ＬＰＰの閾値を求めた。
湯道９から流れ出す吐出流は、平面視で、進行するに伴って拡散する（水平方向に広がる）ようになる。このような吐出流の拡散が進行すると、吐出流の中心流速が低下してしまい、流れの向きが不安定になる。
そのため、吐出流が周辺の流体を巻き込みながら拡散して流れの向きが不安定になる領域（下記に示す参考文献における噴流の発達領域）に達するまでに、吐出流を、ストランド室５内であって、湯道９に対向する前側壁面７（正面壁）に衝突させる必要がある。
そのため、吐出流が周辺の流体を巻き込みながら拡散して流れの向きが不安定になる領域（下記に示す参考文献における噴流の発達領域）に達するまでに、吐出流を、ストランド室５内であって、湯道９に対向する前側壁面７（正面壁）に衝突させる必要がある。
そのため、３次元自由噴流（吐出流）において、流速が低下しない領域、すなわち上記の参考文献におけるコア領域が存在するように、湯道９の形状を設定する必要がある。
上記の式（１）は、吐出流にコア領域を存在させるための条件である。本発明においては、上記の参考文献より、吐出流が周辺の流体を巻き込まずに且つ、直進する初期領域は湯道９の円相当径の１０倍であり、この結果より、距離ＬＰＰの閾値（10×D）を設定した。
上記の式（１）は、吐出流にコア領域を存在させるための条件である。本発明においては、上記の参考文献より、吐出流が周辺の流体を巻き込まずに且つ、直進する初期領域は湯道９の円相当径の１０倍であり、この結果より、距離ＬＰＰの閾値（10×D）を設定した。
ところで、図４に示すように、平面視で、湯道９の出口１０における左右方向一端から、対向するストランド室５内の前側壁面７まで延長した直線を一の仮想線とし、湯道９の出口１０における左右方向他端から、対向するストランド室５内の前側壁面７まで延長した直線を他の仮想線とした場合、一対の仮想線に囲まれる領域の左右方向外側に、それぞれストランド６が設けられている。
つまり、ストランド室５の底部２ｂに複数配備されているストランド６のうち、領域外の左外側にストランド６が１個設けられ、且つ領域外の右外側にストランド６が１個設けられている。
また、領域外の左外側及び右外側に設けられている、２つのストランド６の重心を結ぶ線分の中点が、その領域内に重複することとしている。なお、一対の仮想線に囲まれる領域は、湯道９からの吐出流が流れる範囲ともいえる。
また、領域外の左外側及び右外側に設けられている、２つのストランド６の重心を結ぶ線分の中点が、その領域内に重複することとしている。なお、一対の仮想線に囲まれる領域は、湯道９からの吐出流が流れる範囲ともいえる。
理由としては、領域内にストランド６が存在すると、湯道９から流れ出した吐出流がそのストランド６に直接流れ込む、つまり短絡流が発生する虞がある。短絡流が発生してしまうと、そのストランド６における溶鋼温度が、他のストランド６の溶鋼温度より、高くなってしまう虞がある。
以上より、領域の外側であって、隣接する２つのストランド６の重心を結んだ直線の中点を、領域の内側に存在させることとしている。
以上より、領域の外側であって、隣接する２つのストランド６の重心を結んだ直線の中点を、領域の内側に存在させることとしている。
本発明においては、湯道９の内径Dは、式（２）に示すように、0.08m以上としている。
0.08≦D (円相当径) [m] ・・・（２）
湯道９の内径が0.08m未満とした場合は、鋳造中に湯道９内に介在物等が詰まってしまい鋳造できなくなる可能性がある。
さて、図５は、仕切堰８を幅方向で且つ垂直に断面した場合（図１のＢ−Ｂ断面）の断面図である。図５に示すように、仕切堰８に形成する湯道９の断面視の形状は、円形であっても、楕円形であっても、四角形であっても、扁平した円であってもよい。
0.08≦D (円相当径) [m] ・・・（２）
湯道９の内径が0.08m未満とした場合は、鋳造中に湯道９内に介在物等が詰まってしまい鋳造できなくなる可能性がある。
さて、図５は、仕切堰８を幅方向で且つ垂直に断面した場合（図１のＢ−Ｂ断面）の断面図である。図５に示すように、仕切堰８に形成する湯道９の断面視の形状は、円形であっても、楕円形であっても、四角形であっても、扁平した円であってもよい。
つまり、本発明においては、湯道９は楕円形や四角形も含むため、式（１）で示したように湯道９の内径は、円に換算したときの円相当径としている。
本発明においては、湯道９の縦径d1は、式（３）に示すように、0.3m以下である。
d1≦0.3 [m] ・・・（３）
湯道９の縦径d1が0.3mを超えている場合、取鍋１６のノズルの開口時に当該ノズルから落下した砂等の大部分が湯道９を通ってストランド室５に流入し易くなる。取鍋１６の開口時における多量の砂がストランド室５に入ってしまうと、介在物の欠陥になり易い。
本発明においては、湯道９の縦径d1は、式（３）に示すように、0.3m以下である。
d1≦0.3 [m] ・・・（３）
湯道９の縦径d1が0.3mを超えている場合、取鍋１６のノズルの開口時に当該ノズルから落下した砂等の大部分が湯道９を通ってストランド室５に流入し易くなる。取鍋１６の開口時における多量の砂がストランド室５に入ってしまうと、介在物の欠陥になり易い。
つまり、湯道の縦径d1を0.3m以下にすることによって、ストランド室５ではなく注入室４側で砂を浮上させることができる。なお、湯道の縦径d1は、図５に示すように、湯道９を垂直に断面した場合の垂直方向の径である。
さて、本発明においては、図６Ａに示すように、注入室４側の湯道９の入口１２と、ストランド室５側の湯道９の出口１０との水平距離（湯道９の水平方向の長さ）を「x1」とし、湯道９の出口１０と湯道９の入口１２との高低差（湯道の上下方向の高さ）を「y1」とした場合、湯道９の長さである「(x1 2+y1 2)0.5」は、式（４）を満たすこととしている。
さて、本発明においては、図６Ａに示すように、注入室４側の湯道９の入口１２と、ストランド室５側の湯道９の出口１０との水平距離（湯道９の水平方向の長さ）を「x1」とし、湯道９の出口１０と湯道９の入口１２との高低差（湯道の上下方向の高さ）を「y1」とした場合、湯道９の長さである「(x1 2+y1 2)0.5」は、式（４）を満たすこととしている。
0.115≦(x1 2+y1 2)0.5≦1 [m] ・・・（４）
湯道９の長さ（(x1 2+y1 2)0.5)が式（４）の下限値を下回る場合、仕切堰８の前後方向の厚みが薄くなりすぎてしまい、当該仕切堰８が割れてしまう虞がある。
一方、湯道９の長さ（(x1 2+y1 2)0.5)が式（４）の上限値を上回る場合、湯道９が長くなりすぎてしまうために、鋳造中等に湯道９が詰まる虞がある。特に、湯道９の内径（円相当径）Dが小さい場合には、詰まりが顕著になる。
湯道９の長さ（(x1 2+y1 2)0.5)が式（４）の下限値を下回る場合、仕切堰８の前後方向の厚みが薄くなりすぎてしまい、当該仕切堰８が割れてしまう虞がある。
一方、湯道９の長さ（(x1 2+y1 2)0.5)が式（４）の上限値を上回る場合、湯道９が長くなりすぎてしまうために、鋳造中等に湯道９が詰まる虞がある。特に、湯道９の内径（円相当径）Dが小さい場合には、詰まりが顕著になる。
以上より、本発明においては、式（４）の範囲となるようにしている。
なお、図６Ｂ、図６Ｃは、注入室４の底部２ａに設けられた傾斜部１１の上下方向の高さである「y3」の違いを示した図である。
また、本発明においては、湯道９の傾きを表す「y1/x1」は、式（５）を満たすこととしている。
なお、図６Ｂ、図６Ｃは、注入室４の底部２ａに設けられた傾斜部１１の上下方向の高さである「y3」の違いを示した図である。
また、本発明においては、湯道９の傾きを表す「y1/x1」は、式（５）を満たすこととしている。
0.05≦y1/x1≦1 [-] ・・・（５）
湯道９の傾き(y1/x1)が式（５）の下限値を下回る場合、湯道９が緩やか過ぎて、鋳造終了時に、注入室４や湯道９内の溶鋼１４がストランド室５に排出され難い。また、溶鋼１４が注入室４や湯道９に残留してしまうと、歩留が低下する上に、タンディッシュ１を整備する際に、溶解するための酸素洗浄の負荷が大きくなる。なお、式（５）の下限値を、湯道９の角度に変換すると、3degである。
湯道９の傾き(y1/x1)が式（５）の下限値を下回る場合、湯道９が緩やか過ぎて、鋳造終了時に、注入室４や湯道９内の溶鋼１４がストランド室５に排出され難い。また、溶鋼１４が注入室４や湯道９に残留してしまうと、歩留が低下する上に、タンディッシュ１を整備する際に、溶解するための酸素洗浄の負荷が大きくなる。なお、式（５）の下限値を、湯道９の角度に変換すると、3degである。
一方、湯道９の傾き(y1/x1)が式（５）の上限値を上回る場合、図７に示すように、湯道９を構成する仕切堰８の端部（湯道９の出口１０上端）が鋭利になり過ぎてしまい、その鋭利になった部分が欠損する虞がある。なお、式（５）の上限値を、湯道９の角度に変換すると、45degである。
以上より、本発明においては、式（５）の範囲となるようにしている。
以上より、本発明においては、式（５）の範囲となるようにしている。
図６Ｂに示すように、注入室４の底部２ａを側方から見たとき、当該底部２ａは、湯道９の入口１２に繋がり且つ、湯道９の傾斜角度と同じ傾斜角度を有していたとする。つまり、図６Ｂにおいては、注入室４の底部２ａは、湯道９の底部と連続して繋がっている傾斜部１１としている。
また、図６Ｃに示すように、注入室４の底部２ａを側方から見たとき、当該底部２ａは、湯道９の入口１２に繋がり且つ、水平である平坦部２ａ１と、平坦部２ａ１に繋がっていて傾斜する傾斜部１１とを有していたとする。
また、図６Ｃに示すように、注入室４の底部２ａを側方から見たとき、当該底部２ａは、湯道９の入口１２に繋がり且つ、水平である平坦部２ａ１と、平坦部２ａ１に繋がっていて傾斜する傾斜部１１とを有していたとする。
この場合、傾斜部１１の開始から終わりまでの高低差（注入室４の傾斜高さ）を「y3」とし、傾斜部１１の開始から終わりまでの水平長さ（注入室４の傾斜長さ）を「x3」としたとき、注入室４の傾斜部１１の傾き(y3/x3)は、式（６）を満たしている。
0≦y3/x3≦0.36 [-] ・・・（６）
なお、図６Ｂにおいては、「y3」は、湯道９の入口１２までの底部２ａ（傾斜部１１）の高低差である。また、「x3」は、湯道９の入口１２までの底部２ａ（傾斜部１１）の水平長さであり、x2=x3である。また、図６Ａにおいては、y3=0、すなわち底部２ａは平坦部２ａ１のみであり、x2=x3である。 「x2」は、注入室４底部２ａの水平方向の長さである。
0≦y3/x3≦0.36 [-] ・・・（６）
なお、図６Ｂにおいては、「y3」は、湯道９の入口１２までの底部２ａ（傾斜部１１）の高低差である。また、「x3」は、湯道９の入口１２までの底部２ａ（傾斜部１１）の水平長さであり、x2=x3である。また、図６Ａにおいては、y3=0、すなわち底部２ａは平坦部２ａ１のみであり、x2=x3である。 「x2」は、注入室４底部２ａの水平方向の長さである。
傾斜部１１の傾き(y3/x3)が式（６）の下限値を下回る場合、傾斜部１１は下方に傾斜していることになり、鋳造終了時に、注入室４に溶鋼１４が残留し易くなる。溶鋼１４が注入室４に残留してしまうと、歩留が低下する上に、タンディッシュ１を整備する際に、溶解するための酸素洗浄の負荷が大きくなる。
一方、傾斜部１１の傾き(y3/x3)が式（６）の上限値を上回る場合、傾斜部１１の傾斜が大き過ぎてしまうこととなる。そのため、取鍋１６から溶鋼１４を注入した場合、溶鋼１４の仕切堰８に向かう流れが強すぎてしまい、湯道９の入口１２側の仕切堰８の前側壁面７に沿って、溶鋼１４の湯面が一気に上昇することとなり、タンディッシュ１の上方の開口を閉鎖する蓋にまで達してしまう虞がある。
一方、傾斜部１１の傾き(y3/x3)が式（６）の上限値を上回る場合、傾斜部１１の傾斜が大き過ぎてしまうこととなる。そのため、取鍋１６から溶鋼１４を注入した場合、溶鋼１４の仕切堰８に向かう流れが強すぎてしまい、湯道９の入口１２側の仕切堰８の前側壁面７に沿って、溶鋼１４の湯面が一気に上昇することとなり、タンディッシュ１の上方の開口を閉鎖する蓋にまで達してしまう虞がある。
このように、タンディッシュ１の上方の開口を閉鎖する蓋に溶鋼１４が到達してしまった場合は、蓋とタンディッシュ１との隙間から溶鋼１４が漏れ出てしまう危険性がある。なお、式（６）の上限値を、傾斜部１１の角度に変換すると、20degである。
以上より、本発明においては、式（６）の範囲となるようにしている。
また、本発明においては、注入室４の傾斜部１１の傾斜長さx3は、式（７）に示すように、0.5m以上である。
以上より、本発明においては、式（６）の範囲となるようにしている。
また、本発明においては、注入室４の傾斜部１１の傾斜長さx3は、式（７）に示すように、0.5m以上である。
x3≧0.5 [m] ・・・（７）
注入室４の傾斜部１１の傾斜長さx3が下限値を下回る場合、取鍋１６のノズルから注入した溶鋼１４が平坦部２ａ１と傾斜部１１との境界に直接当たり易くなり、境界部分が溶損する虞があると共に、溶鋼１４の流れが不安定になり易い。
また、取鍋１６のノズルは、溶鋼１４の注入量を調整するために、100mm程度芯がズレる可能性があるため、傾斜部１１に直接、溶鋼１４を安定して当てるためにも、注入室４の傾斜部１１の傾斜長さx3は0.5m以上あることが望ましい。
注入室４の傾斜部１１の傾斜長さx3が下限値を下回る場合、取鍋１６のノズルから注入した溶鋼１４が平坦部２ａ１と傾斜部１１との境界に直接当たり易くなり、境界部分が溶損する虞があると共に、溶鋼１４の流れが不安定になり易い。
また、取鍋１６のノズルは、溶鋼１４の注入量を調整するために、100mm程度芯がズレる可能性があるため、傾斜部１１に直接、溶鋼１４を安定して当てるためにも、注入室４の傾斜部１１の傾斜長さx3は0.5m以上あることが望ましい。
上述した実施形態では、注入室４の底部２ａが傾斜部１１を有し（y3≧0, x3≧0）且つ平坦部２ａ１を有する(x2≧x3)ことを前提として説明したが、図６Ａに示すように、注入室４の底部２ａが平坦部２ａ１のみを有し（y3＝0、x2=x3）の場合がある。この場合は、式（６）の値は、零となるが、条件を満たしているため、図６ａの形状も適用可能である。また、式（７）は、x3=x2≧0.5になるため平坦部２ａ１の長さが式（７）を満たせばよい。
また、図６Ｂに示すように、注入室４の底部２ａが傾斜部１１のみを有する(y3≧0、x3≧0)場合がある。この場合も、傾斜部１１は、式（６）及び式（７）を満たせばよく、図６Ｂの形状も適用可能である。
以下の説明では、図６Ａ〜Ｃに示したタンディッシュ１の全てに適用するとして説明を続ける。図６Ａのタンディッシュ１の場合は、y3＝0、x2=x3を満たし、図６Ｂのタンディッシュ１の場合は、y3≧0,x2=x3を満たし、図６Ｃのタンディッシュ１の場合は、y3≧0, x2≧x3を満たすものとする。
以下の説明では、図６Ａ〜Ｃに示したタンディッシュ１の全てに適用するとして説明を続ける。図６Ａのタンディッシュ１の場合は、y3＝0、x2=x3を満たし、図６Ｂのタンディッシュ１の場合は、y3≧0,x2=x3を満たし、図６Ｃのタンディッシュ１の場合は、y3≧0, x2≧x3を満たすものとする。
さて、前チャージ（前ヒート）での鋳造を終了する場合は、取鍋１６のノズルから注入室４への溶鋼１４の注入を停止しつつ、タンディッシュ１内の溶鋼１４を鋳型１７に供給する。即ち、前ヒートでの鋳造を終了する場合は、タンディッシュ１内の溶鋼１４の湯面を定常状態から徐々に低下させて、タンディッシュ１内の前チャージの溶鋼１４をできるだけ鋳型１７に供給する。このとき、注入室４及びストランド室５の湯面は徐々に下降して行き、湯道９の高さになった場合には、ストランド室５の湯面上のスラグが注入室４へと逆流する虞がある。
そこで、発明者は、湯道９の形状及び注入室４の形状について検証を行い、湯道９の形状及び注入室４の形状を、後述するように指数Ａ及び指数Ｂに指数化したうえで、これら指数Ａ及び指数Ｂが式（８）を満たすようにすることによって、ストランド室５の湯面上のスラグが注入室４へと逆流しない形状を見出した。
B≦-0.7tanh(3.5A-2.3)+1.1 ・・・（８）
A=(x1 2/(x1 2+y1 2))2・(x3 2/(x3 2+y3 2))3・(x2/x3)0.4
B=y2/x1，y2=d1(1+y1 2/x1 2)0.5-y1
次に、式（８）で示されたパラメータ、指数Ａ、指数Ｂについて説明する。
B≦-0.7tanh(3.5A-2.3)+1.1 ・・・（８）
A=(x1 2/(x1 2+y1 2))2・(x3 2/(x3 2+y3 2))3・(x2/x3)0.4
B=y2/x1，y2=d1(1+y1 2/x1 2)0.5-y1
次に、式（８）で示されたパラメータ、指数Ａ、指数Ｂについて説明する。
図６に示すように、式（８）の「y2」は、湯道９のストランド室５側の出口１０と、湯道９の注入室４側の入口１２との高低差（湯道９の上下方向の重なり度合）である。
指数Ａは、「湯道９と注入室４の底部２ａの形状の指数」である。即ち、指数Ａにおいて、(x1 2/(x1 2+y1 2))2は、湯道９の形状であって傾斜の指数であり、x3 2/(x3 2+y3 2)は、傾斜部１１の傾斜の指数であり、(x2/x3)0.4は、平坦部２ａ１の長さ及び傾斜部１１の長さの指数である。指数Ａの数値が小さいほど、湯道９と注入室４の底部２ａの形状が急になり、スラグの逆流抑制を図ることができる。
指数Ａは、「湯道９と注入室４の底部２ａの形状の指数」である。即ち、指数Ａにおいて、(x1 2/(x1 2+y1 2))2は、湯道９の形状であって傾斜の指数であり、x3 2/(x3 2+y3 2)は、傾斜部１１の傾斜の指数であり、(x2/x3)0.4は、平坦部２ａ１の長さ及び傾斜部１１の長さの指数である。指数Ａの数値が小さいほど、湯道９と注入室４の底部２ａの形状が急になり、スラグの逆流抑制を図ることができる。
指数Ｂにおいて、「y2」は、湯道９の上下方向の重なり度合であるが、鋳造終了時に湯面を降下させ、湯面が湯道９に到達した場合の状況を考えると、この「y2」は「湯面下降時における注入室４とストランド室５とを湯面が繋がる上下距離」と見ることができる。
また、指数Ｂの「x1」は、湯道９の水平方向の長さであるが、湯面が湯道９に到達した場合の状況を考えると、この「x1」は湯道９内をスラグが注入室４へ向けて流れる距離（スラグ逆流可能距離）と見ることができる。
また、指数Ｂの「x1」は、湯道９の水平方向の長さであるが、湯面が湯道９に到達した場合の状況を考えると、この「x1」は湯道９内をスラグが注入室４へ向けて流れる距離（スラグ逆流可能距離）と見ることができる。
つまり、指数Ｂが小さいほど、スラグが注入室４に到達し難い。また、指数Ｂが大きくても、指数Ａが小さいと、スラグが注入室４に到達し難い。
なお、上記の式（８）の範囲は、図８に示す範囲となる。式（８）を満たす場合、スラグが注入室４に入り難く、鋳造停止後、溶鋼１４の湯面を下降させた場合に、ストランド室５のスラグが注入室４に逆流することを防止することができる。なお、y3=0のとき、x2=x3であり、B＜0も含むものとする。
なお、上記の式（８）の範囲は、図８に示す範囲となる。式（８）を満たす場合、スラグが注入室４に入り難く、鋳造停止後、溶鋼１４の湯面を下降させた場合に、ストランド室５のスラグが注入室４に逆流することを防止することができる。なお、y3=0のとき、x2=x3であり、B＜0も含むものとする。
以上、本発明によれば、タンディッシュ１を、式（１）〜式（８）を満たす構造にすることによって、前チャージにおいて、ストランド室５内における溶鋼１４の湯面を降下させる場合に、溶鋼１４の湯面上に存在するスラグが、ストランド室５と注入室４とを貫通する湯道９を介して注入室４に逆流することを抑制することができる。
さて、上述した構造を有するタンディッシュ１を異鋼種連々鋳造に用いることによって、前チャージと後チャージの切替時におけるスラグの逆流を十分に防止することができるが、さらに、下記に示す方法に従って連続鋳造を行うことで、よりスラグの逆流を防止することができる。
さて、上述した構造を有するタンディッシュ１を異鋼種連々鋳造に用いることによって、前チャージと後チャージの切替時におけるスラグの逆流を十分に防止することができるが、さらに、下記に示す方法に従って連続鋳造を行うことで、よりスラグの逆流を防止することができる。
図１０を用いて、異鋼種連々鋳造における前チャージと後チャージとの切替について説明する。まず、異鋼種連々鋳造においては、前チャージの溶鋼１４と、後チャージの溶鋼１４との成分が異なるため、溶鋼１４同士が混ざることによる成分変化を防止するため（成分まじりを防止するために、前チャージの溶鋼１４を出来る限り少なくしてから後チャージの溶鋼１４を注入する。
異鋼種連々鋳造の繋ぎ方としては、図１０のＳ１〜Ｓ３に示すように、鋳造をそのまま続ける希釈鋳造と、図１０のＳ４〜Ｓ６に示すように、前チャージの鋳造を一旦終了して前チャージ側の鋳片トップにシーケンスブロックを挿入して後チャージの溶鋼１４を注入するシーケンスブロック連々鋳造が挙げられる。なお、シーケンスブロックには、鋳片１９内での前チャージと後チャージの溶鋼１４を遮断して、成分混じりを抑制する役割を有する。
図１０のＳ１に示すように、鋳造をそのまま続ける稀釈鋳造では、前チャージの溶鋼１４の注入終了のタイミングは、タンディッシュ１内の湯面がストランド室５の湯道９よりも上方で行う。即ち、ストランド室５側の溶鋼１４の湯面が湯道９の出口１０の上端より上方に位置しているときに、前チャージの溶鋼１４を注入室４に注入することを終了する。
図１０のＳ２に示すように、前チャージの溶鋼１４の注入終了後も、タンディッシュ１内の溶鋼１４は鋳型１７に供給されるため、湯面は次第に低下して行き、湯面は湯道９の出口１０の上端に達する。湯面が湯道９の出口１０の上端に達すると、ストランド室５側に留まっていた湯面上のスラグが、次第にストランド室５側から注入室４側へ移動するようになる。
ここで、図９に示すように、スラグが湯道９を移動する距離（逆流距離）を「S(US)」としたとき、スラグの逆流距離S(US)が湯道９の水平方向の長さx1を超えないようにすれば、湯面降下時において、ストランド室５内のスラグが湯道９内を逆流したとしても、注入室４にまで移動しない。
即ち、式（９）を満たしながら、前チャージにおける溶鋼１４の湯面を、湯道９の傾斜高さy1以下に低下させる。
即ち、式（９）を満たしながら、前チャージにおける溶鋼１４の湯面を、湯道９の傾斜高さy1以下に低下させる。
つまり、式(a)で求められる逆流距離S(US)が湯道９の水平方向の長さx1に到達してしまう前に、湯面を湯道９の傾斜高さy1以下まで低下させる。
S(US)≦x1 ・・・（９）
ただし、S(US)=124.5d2b(t/T)0.7(x1 2/(x1 2+y1 2))2(x3 2/(x3 2+y3 2))3(x2/x3)0.4(1-Fr)3 …(a)
T=98901(d2b)4/3,Fr=UL/(9.8d1)0.5,t=y2/USである。
S(US)≦x1 ・・・（９）
ただし、S(US)=124.5d2b(t/T)0.7(x1 2/(x1 2+y1 2))2(x3 2/(x3 2+y3 2))3(x2/x3)0.4(1-Fr)3 …(a)
T=98901(d2b)4/3,Fr=UL/(9.8d1)0.5,t=y2/USである。
なお、逆流距離S(US)の始点は、ストランド室５内のスラグが湯道９に入り始める地点であるため、湯道９の出口１０の上端である。また、逆流距離S(US)の始点から注入室４側の水平方向を逆流距離S(US)の正としている。また、逆流距離S(US)は、式(a)により求めることができるが、y2＞0である場合は式(a)を適用し、y2≦0である場合は、逆流距離S(US)=0とする。また、y3=0のとき、x2/x3=1となる。
なお、「d1」は湯道９の縦径であり、「d2」は湯道９の横径である。「UL」は湯道９内の平均溶鋼速度であり、「US」は湯面降下速度である。「b」はスラグの厚みである。「Fr」はフルード数である。
そして、図１０のＳ３に示すように、湯面を湯道９の傾斜高さy1以下まで低下させた後は、後チャージの溶鋼１４を注入室４に注入する。即ち、後チャージの注入を開始する。
そして、図１０のＳ３に示すように、湯面を湯道９の傾斜高さy1以下まで低下させた後は、後チャージの溶鋼１４を注入室４に注入する。即ち、後チャージの注入を開始する。
なお、湯面を湯道９の傾斜高さy1以下まで低下させない場合は、注入室４にスラグが逆流してしまうこととなる。また、注入室４にスラグが逆流して残存した状態で、後チャージの溶鋼１４を注入すると、注入室４内でスラグが叩き込まれて微細に分散し、介在物性欠陥となってしまう虞がある。
なお、ストランド室５内のスラグは、溶鋼１４の酸化防止のために残留させている。
なお、ストランド室５内のスラグは、溶鋼１４の酸化防止のために残留させている。
シーケンスブロック連々鋳造においても、上述した稀釈鋳造と同じである（図１０のＳ４）。次に、図１０のＳ５に示すように、湯面を湯道９の傾斜高さｙ１以下まで低下させた後は、シーケンスブロックを鋳型１７に挿入し（図１０のＳ５）、その後、後チャージの溶鋼１４を注入室４に注入する（図１０のＳ６）。
［実験例］
さて、上述したスラグの逆流距離S(US)の式(a)は、水モデルの実験で求めたものである。
［実験例］
さて、上述したスラグの逆流距離S(US)の式(a)は、水モデルの実験で求めたものである。
以下に、水モデルの実験による式(a)の導出について説明する。
タンディッシュ１について、水モデル実験では、実機を相似的に１／３にした、１／３モデルのもので実験を行った。また、図１１に示すように、水モデル実験用のタンディッシュ１は、Ｔ型タンディッシュとした。ストランド数は５ストランドとした。
また、水モデル実験用のタンディッシュ１において、仕切堰８に設けた湯道９は、ストランド室５から注入室４へ向けて延びる直線状とした。湯道９の出口１０と繋がるストランド室５の底部２ｂは、湯道９の出口１０下端以下に位置させた。
タンディッシュ１について、水モデル実験では、実機を相似的に１／３にした、１／３モデルのもので実験を行った。また、図１１に示すように、水モデル実験用のタンディッシュ１は、Ｔ型タンディッシュとした。ストランド数は５ストランドとした。
また、水モデル実験用のタンディッシュ１において、仕切堰８に設けた湯道９は、ストランド室５から注入室４へ向けて延びる直線状とした。湯道９の出口１０と繋がるストランド室５の底部２ｂは、湯道９の出口１０下端以下に位置させた。
図１１の１／３モデルのタンディッシュ１の仕切堰８は、水の流れが分かるように、透明のアクリル樹脂を用いた。水モデルでは、水を溶鋼１４と仮定し、オイルをスラグと仮定して実験を行った。水及び実機における溶鋼１４の流体の物性の関係は、表１に示す通りである。また、オイル及び実機におけるスラグの物性の関係は、表２に示す通りである。
図１２に示すように、水モデル実験では、タンディッシュ１内に溶鋼１４のモデルである水を満たし、ストランド室５側の水面には、スラグのモデルであるオイルを成層させた。一定の流量で水をストランド室５のノズルから抜き、その様子をタンディッシュ１の上方に設けたビデオカメラで撮像した。ビデオカメラの撮像では、オイルが湯道９を逆流する様子を中心に撮像した。そして、オイルが湯道９の出口１０から入口１２までに到達する時間を計測した。水モデル実験の結果は、表３の通りである。なお、表３は、一続きのものであり、説明しやすくするため、２分割して上下に配置している。
発明者らは、水モデル実験の結果に基づき、湯道９を通るスラグ（オイル）の移動距離S(US)について検証を行った。検証を行うにあたって、水面上の油膜の広がりに関しての文献（高橋照男ら：化学工学論文集、第５巻第５号（１９７９）pp.526-531）によって導出された式(b)を参考にした。参考文献に記載の式(b)は、油膜の広がりに対する液体の物性値の影響を考慮した油膜の広がり距離Sに関する実験式である。
S=1.19M(1.25+μL/μU)0.5(t/T)0.7 ・・・(b)
ただし、M=5d2b/4(2(σL-σU-σUL)/ρU(1-ρU/ρL)g)0.5
T=(8.3ρU(1-ρU/ρL)g(d2b)2(ρLμL)0.5/16(σL-σU-σUL)2)2/3
g:重力加速度
t:湯面が湯道の出口（ストランド室側）上端に達してから、入口（注入室側）の下端に達するまでの降下時間
なお、ρLは下層（数値計算：溶鋼、水モデル実験：水）の密度であり、ρUは上層（数値計算：スラグ、水モデル実験：オイル）の密度である。μLは下層（数値計算：溶鋼、水モデル実験：水）の粘度であり、μUは上層（数値計算：スラグ、水モデル実験：オイル）の粘度である。σUは下層（数値計算：溶鋼、水モデル実験：水）の表面張力であり、σLは上層（数値計算：スラグ、水モデル実験：オイル）の表面張力である。σULは上層と下層の界面張力である。
ただし、M=5d2b/4(2(σL-σU-σUL)/ρU(1-ρU/ρL)g)0.5
T=(8.3ρU(1-ρU/ρL)g(d2b)2(ρLμL)0.5/16(σL-σU-σUL)2)2/3
g:重力加速度
t:湯面が湯道の出口（ストランド室側）上端に達してから、入口（注入室側）の下端に達するまでの降下時間
なお、ρLは下層（数値計算：溶鋼、水モデル実験：水）の密度であり、ρUは上層（数値計算：スラグ、水モデル実験：オイル）の密度である。μLは下層（数値計算：溶鋼、水モデル実験：水）の粘度であり、μUは上層（数値計算：スラグ、水モデル実験：オイル）の粘度である。σUは下層（数値計算：溶鋼、水モデル実験：水）の表面張力であり、σLは上層（数値計算：スラグ、水モデル実験：オイル）の表面張力である。σULは上層と下層の界面張力である。
ところで、上述した式(b)では、タンディッシュ１の底面２ａ，２ｂの形状の影響、湯道９におけるスラグの逆流等の影響が考慮されていない。そこで、水モデルの実験結果と式(b)を基にして、タンディッシュ１の底面２ａ，２ｂの形状の影響、湯道９におけるスラグの逆流等が考慮された回帰式(c)を導出した。
S(US)=0.2M(1.25+μL/μU)0.5(t/T)0.7(x1 2/(x1 2+y1 2))2(x3 2/(x3 2+y3 2))3(x2/x3)0.4(1-Fr)3 ・・・(c)
ただし、Fr=UL/(9.8d1)0.5
t=y2/US
d1: 湯道の縦径
d2：湯道の横径
Us：湯道内の平均溶鋼速度（水の平均速度）
UL：湯面（水面）の降下速度
b：オイル厚（スラグ厚）
そして、式(b)の液体の物性値に実機の値を代入して整理すると、上述した式(a)になる。
S(US)=0.2M(1.25+μL/μU)0.5(t/T)0.7(x1 2/(x1 2+y1 2))2(x3 2/(x3 2+y3 2))3(x2/x3)0.4(1-Fr)3 ・・・(c)
ただし、Fr=UL/(9.8d1)0.5
t=y2/US
d1: 湯道の縦径
d2：湯道の横径
Us：湯道内の平均溶鋼速度（水の平均速度）
UL：湯面（水面）の降下速度
b：オイル厚（スラグ厚）
そして、式(b)の液体の物性値に実機の値を代入して整理すると、上述した式(a)になる。
S(US)=124.5d2b(t/T)0.7(x1 2/(x1 2+y1 2))2(x3 2/(x3 2+y3 2))3(x2/x3)0.4(1-Fr)3 ・・・(a)
ただし、T=98901(d2b)4/3
Fr=UL/(9.8d1)0.5
t=y2/US
スラグ（オイル）の逆流距離S(US)の実測値と計算値とをまとめると、図１３に示すようになった。
ただし、T=98901(d2b)4/3
Fr=UL/(9.8d1)0.5
t=y2/US
スラグ（オイル）の逆流距離S(US)の実測値と計算値とをまとめると、図１３に示すようになった。
図１３に示すように、スラグ（オイル）の逆流距離S(US)の実測値と計算値とは相関関係があることを確認できる。したがって、式（９）を満たすように、連続鋳造を行うことによって、異鋼種連々鋳造における前チャージと後チャージとの切替時、即ち、湯面の降下時に注入室４にストランド室５からのスラグが逆流することを防止することができる。
ところで、鋳型１７へ注入される溶鋼１４の温度が高すぎると、鋳型１７下方で凝固シェルが破断して、未凝固溶鋼が下方に漏れてしまうブレークアウトが発生する虞がある。
ところで、鋳型１７へ注入される溶鋼１４の温度が高すぎると、鋳型１７下方で凝固シェルが破断して、未凝固溶鋼が下方に漏れてしまうブレークアウトが発生する虞がある。
ブレークアウトが発生すると、漏れてきた地金が連続鋳造装置１５のロールスタンドに付着してしまい、それを除去する作業が発生する。また、地金除去が困難な場合は、ロールスタンドの交換等を実施しなければならなくなる。このような、余計な作業をしなければならない問題が発生すると、連続鋳造装置１５の多大な復旧費用がかかってしまい、鋳片１９の生産に大きな影響を与えてしまう。
従って、上記したブレークアウトを抑制するために、タンディッシュ１内の溶鋼温度を、鋼の液相線温度に対して、＋２０℃〜４０℃の範囲に制御している。
一方で、多ストランドタンディッシュを用いた連続鋳造では、各ストランド６から各鋳型１７へ注入される溶鋼１４の温度に偏差が発生する。それ故、ブレークアウトを防止するために、溶鋼１４の温度偏差の高温側を基準にして、タンディッシュ１内の溶鋼温度を制御している。
一方で、多ストランドタンディッシュを用いた連続鋳造では、各ストランド６から各鋳型１７へ注入される溶鋼１４の温度に偏差が発生する。それ故、ブレークアウトを防止するために、溶鋼１４の温度偏差の高温側を基準にして、タンディッシュ１内の溶鋼温度を制御している。
例えば、ストランド室５の底部２ｂに設置された各ストランド６から流出する溶鋼温度の偏差が大きいと、溶鋼１４の温度偏差の低温側において、ストランド６の下方に設置された浸漬ノズル１３内で溶鋼１４が凝固し、ノズル詰りが発生する虞がある。
このように、ノズル詰りが発生したストランド６においては、連続鋳造を停止しなければならず、鋳片１９の生産に大きな影響を及ぼす。
このように、ノズル詰りが発生したストランド６においては、連続鋳造を停止しなければならず、鋳片１９の生産に大きな影響を及ぼす。
以上より、溶鋼１４の温度偏差を小さくすること、すなわちタンディッシュ１内における溶鋼温度を制御する必要がある。
図１４は、タンディッシュ１内における溶鋼温度の測定位置を示す図である。図１４に示すように、本実施形態においては、ストランド６のほぼ真上であって、溶鋼１４の湯面から０．３ｍの深さにおける溶鋼温度の測定を行った。
図１４は、タンディッシュ１内における溶鋼温度の測定位置を示す図である。図１４に示すように、本実施形態においては、ストランド６のほぼ真上であって、溶鋼１４の湯面から０．３ｍの深さにおける溶鋼温度の測定を行った。
表４に、測定されたタンディッシュ１内における溶鋼温度の偏差と、温度が低くなった溶鋼１４の影響により発生する浸漬ノズル１３内のノズル詰りとの関係を示す。
表４からわかるように、タンディッシュ１内のストランド６上方であって、湯面より０．３ｍの深さにおいて測定した溶鋼１４の温度偏差を７℃以下に制御すると、温度が低くなった溶鋼１４の影響による、浸漬ノズル１３内のノズル詰りが発生しないことが確認できる。
さて、図１５に示すように、前チャージの鋳造終了後、湯面を降下させた場合にストランド室５のスラグが湯道９を通って注入室４に逆流することがある。この場合には、注入室４に逆流したスラグと後チャージの溶鋼１４とが混ざってしまう。即ち、スラグ叩き込みが発生する。
さて、図１５に示すように、前チャージの鋳造終了後、湯面を降下させた場合にストランド室５のスラグが湯道９を通って注入室４に逆流することがある。この場合には、注入室４に逆流したスラグと後チャージの溶鋼１４とが混ざってしまう。即ち、スラグ叩き込みが発生する。
このようなスラグ叩き込みが発生した場合、スラグが微細に分断されて長時間に渡って注入室４内に滞留しながら、少しずつストランド室５を経由して、鋳型１７内に流出する虞がある。スラグが流出してしまうと、後チャージ側の製品において介在物性の欠陥が発生し、歩留まりが悪くなる虞がある。
例えば、図１６に示すように、従来の手法では、稀釈連続鋳造であっても、シーケンスブロックを挿入して連続鋳造する場合であっても、前チャージと後チャージとを繋ぐ鋳片１９では、スラグ系介在物により増加した長いクロップが発生する。このように、スラグが注入室４まで逆流してしまった場合は、図示したように、長いクロップが発生するため、スラグ逆流抑制の評価は不良となる。
例えば、図１６に示すように、従来の手法では、稀釈連続鋳造であっても、シーケンスブロックを挿入して連続鋳造する場合であっても、前チャージと後チャージとを繋ぐ鋳片１９では、スラグ系介在物により増加した長いクロップが発生する。このように、スラグが注入室４まで逆流してしまった場合は、図示したように、長いクロップが発生するため、スラグ逆流抑制の評価は不良となる。
一方、本発明のように、スラグが湯道９を通過したものの、注入室４内に入らなかった場合は、稀釈連続鋳造であっても、シーケンスブロックを挿入して連続鋳造する場合であっても、前チャージと後チャージとを繋ぐ鋳片１９の一部は、成分規格外れクロップが発生するものの、スラグ系介在物によるクロップよりも長さは非常に短い。この場合は、スラグの逆流抑制ができているため、スラグ逆流抑制の評価は良好となる。
なお、図１７に示すように、前チャージと後チャージとの切替において、前チャージの湯面を低くせずに、即ち、スラグを叩き込まないように、湯面が湯道９より高い位置のときに後チャージの溶鋼１４の注入を開始した場合、図１８に示すように、稀釈連続鋳造であっても、シーケンスブロックを挿入して連続鋳造する場合であっても、前チャージの溶鋼１４と後チャージの溶鋼１４とが大量に混ざり、成分が規格から外れる長いクロップが発生してしまう虞がある。
一方、本発明のようにすれば、稀釈連続鋳造であっても、シーケンスブロックを挿入して連続鋳造する場合であっても、成分が規格から外れるクロップの長さが非常に短くなる。
つまり、本発明によれば、後チャージ側の製品歩留まりを向上させることができる。
次いで、数値計算（数値シミュレーション）について説明する。
つまり、本発明によれば、後チャージ側の製品歩留まりを向上させることができる。
次いで、数値計算（数値シミュレーション）について説明する。
まず、数値計算による溶鋼１４の温度偏差について説明する。
数値計算の条件は実機条件に相当するものであり、その計算条件として、熱流体解析ソフト：ANSYS,Fluent16、計算モデル：Realized,K-ε,単相流乱流、定常伝熱,(Bousineq)モデル、介在物はEuler移流モデルで行った。
この数値計算では、実機とほぼ同じ１／１モデルで行った。数値計算で用いたタンディッシュ１は、図１９に示すＴ型タンディッシュとした。また、ストランド数は５ストランドとし、図１９の左側からNo.1ストランド〜No.5ストランドとした。湯道９は２つとし、図１９の左側から第１湯道９ａ、第２湯道９ｂとした。また、物性値及び境界条件は、表５に示す通りである。
数値計算の条件は実機条件に相当するものであり、その計算条件として、熱流体解析ソフト：ANSYS,Fluent16、計算モデル：Realized,K-ε,単相流乱流、定常伝熱,(Bousineq)モデル、介在物はEuler移流モデルで行った。
この数値計算では、実機とほぼ同じ１／１モデルで行った。数値計算で用いたタンディッシュ１は、図１９に示すＴ型タンディッシュとした。また、ストランド数は５ストランドとし、図１９の左側からNo.1ストランド〜No.5ストランドとした。湯道９は２つとし、図１９の左側から第１湯道９ａ、第２湯道９ｂとした。また、物性値及び境界条件は、表５に示す通りである。
また、温度偏差についての実施条件は、以下に示す通りである。
平均滞留時間は、（タンディッシュ容量:m3）/（取鍋から溶鋼流入量m3/s)から導出することとした。なお、タンディッシュ１内の流れは、平均滞留時間で規格化して評価することとした。
図２０に、湯道９に関する座標の位置を示す。
平均滞留時間は、（タンディッシュ容量:m3）/（取鍋から溶鋼流入量m3/s)から導出することとした。なお、タンディッシュ１内の流れは、平均滞留時間で規格化して評価することとした。
図２０に、湯道９に関する座標の位置を示す。
第１湯道９ａ(K=1)の場合、ストランド室５側での円相当直径を、D(1)とする（図２０中の(１)）。第１湯道９ａから流れ出す吐出流を、挟み込むストランド６の番号を、I1(例えば、No.2ストランド)、J1(例えば、No.3ストランド)とする（図２０中の(２)）。平面視において、２つのストランド６の重心を結んだ直線の中点座標を、PcLS(I1,J1)とする（図２０中の(３)）。
第１湯道９ａの一方端部（I1側）の座標を、PoI(1)とする（図２０中の(４)）。吐出流の外縁（一方端側）を示す直線LPoIと、耐火物壁（前側壁面７）RRの交点の座標を、PrI(1)とする（図２０中の(５)）。吐出流の外縁を示す（他方端側）直線LPoJと、耐火物壁（前側壁面７）RRの交点の座標を、PrJ(1)とする（図２０中の(６)）。
以上の第１湯道９ａに関する座標は、第１湯道９ａの他方端部（J1側）PoJ(1)を、原点(0,0)とした場合の相対座標である。
以上の第１湯道９ａに関する座標は、第１湯道９ａの他方端部（J1側）PoJ(1)を、原点(0,0)とした場合の相対座標である。
また、第２湯道９ｂの座標については、以下の通りである。
第２湯道９ｂ(K=2)の場合、ストランド６室側での円相当直径を、D(2)とする（図２０中の(１)）。第２湯道９ｂから流れ出す吐出流を、挟み込むストランド６の番号を、I2、J2とする（図２０中の(２)）。平面視において、２つのストランド６の重心を結んだ直線の中点座標を、PcLS(I2,J2)とする（図２０中の(３)）。
第２湯道９ｂ(K=2)の場合、ストランド６室側での円相当直径を、D(2)とする（図２０中の(１)）。第２湯道９ｂから流れ出す吐出流を、挟み込むストランド６の番号を、I2、J2とする（図２０中の(２)）。平面視において、２つのストランド６の重心を結んだ直線の中点座標を、PcLS(I2,J2)とする（図２０中の(３)）。
第２湯道９ｂの一方端部（ストランドI2側）の座標を、PoI(2)とする（図２０中の(４)）。吐出流の外縁（一方端側）を示す直線LPoIと耐火物壁（前側壁面７）RRの交点の座標を、PrI(2)とする（図２０中の(５)）。吐出流の外縁を示す（他方端側）直線LPoJと耐火物壁（前側壁面７）RRの交点を、PrJ(2)とする（図２０中の(６)）。
以上の第２湯道９ｂに関する座標は、第２湯道９ｂの他方端部（ストランドJ2側）PoJ(2)を、原点(0,0)とした場合の相対座標である。また、第２湯道９ｂに関する座標は、第１湯道９ａに関する座標を、左右方向に反転させたものであるので、各座標位置は一致する。
以上の第２湯道９ｂに関する座標は、第２湯道９ｂの他方端部（ストランドJ2側）PoJ(2)を、原点(0,0)とした場合の相対座標である。また、第２湯道９ｂに関する座標は、第１湯道９ａに関する座標を、左右方向に反転させたものであるので、各座標位置は一致する。
図２１に示すように、PrJ(1,2)、つまり原点(0,0)と（６）の点PrJ(1)を結ぶ直線、及び、（４）の点PoI(1)と（５）の点PrI(1) を結ぶ直線に囲まれる範囲に、（３）の中点PcLS(I1,J1)が存在するようにしておくと、ストランド６間の溶鋼温度の偏差が小さくなり、溶鋼温度のバラツキが抑制される。
なお、数値計算の結果、つまり温度偏差の評価するにあたっては、上述の数値計算により導出された、各ストランド６における溶鋼１４の流出温度の最大値Tomaxと、最小値Tominの差（Tomax-Tomin）を、各鋳型１７への注入温度の偏差量として定義した。図２２に、その各ストランド６と、鋳型１７への注入温度との関係を示す。
なお、数値計算の結果、つまり温度偏差の評価するにあたっては、上述の数値計算により導出された、各ストランド６における溶鋼１４の流出温度の最大値Tomaxと、最小値Tominの差（Tomax-Tomin）を、各鋳型１７への注入温度の偏差量として定義した。図２２に、その各ストランド６と、鋳型１７への注入温度との関係を示す。
また、湯道９が仕切堰８に３個以上設けられていて、３個目の以降の湯道９についても、座標の位置関係は上述したものと同じである。
以下に、溶鋼１４の温度偏差に関する数値計算の結果を示す。
図２３Ａに示すタンディッシュ１は、本発明の形状・構成を有するものであり、注入室４とストランド室５を明確に仕切る仕切堰８が設けられ、その仕切堰８に湯道９（第１湯道９ａ及び第２湯道９ｂ）が２つ設けられている。また、各湯道９ａ，９ｂの向きは、２つのストランド６間となっている。また、ストランド数は５ストランドである。
以下に、溶鋼１４の温度偏差に関する数値計算の結果を示す。
図２３Ａに示すタンディッシュ１は、本発明の形状・構成を有するものであり、注入室４とストランド室５を明確に仕切る仕切堰８が設けられ、その仕切堰８に湯道９（第１湯道９ａ及び第２湯道９ｂ）が２つ設けられている。また、各湯道９ａ，９ｂの向きは、２つのストランド６間となっている。また、ストランド数は５ストランドである。
また、仕切堰８に設けられた第１湯道９ａ及び第２湯道９ｂについては、注入室４からストランド室５へ向けて、左右方向外側を向いて延びる直線状としている。第１湯道９ａの出口１０ａ及び第２湯道９ｂの出口１０ｂと繋がるストランド室５の底部２ｂは、当該各湯道９ａ，９ｂの出口１０ａ，１０ｂ下端以下に位置させている。これを、溶鋼１４の温度偏差に関する実施例の形状Ａとする。
図２３Ｂに示すタンディッシュ１は、本発明の形状・構成を有するものであり、注入室４とストランド室５を明確に仕切る仕切堰８が設けられ、その仕切堰８に湯道９（第１湯道９ａ及び第２湯道９ｂ）が２つ設けられている。また、各湯道９ａ，９ｂの向きは、２つのストランド６間となっている。また、ストランド数は４ストランドであり、右側が長いストランド室５を有している。
これを、溶鋼１４の温度偏差に関する実施例の形状Ｂとする。なお、各湯道９ａ，９ｂ及び底部２ｂの構成については、図２３Ａのタンディッシュ１と同様である。
図２３Ｃに示すタンディッシュ１は、本発明の形状・構成を有するものであり、注入室４とストランド室５を明確に仕切る仕切堰８が設けられ、その仕切堰８に湯道９（第１湯道９ａ及び第２湯道９ｂ）が２つ設けられている。また、各湯道９ａ，９ｂの向きは、２つのストランド６間となっている。また、ストランド数は３ストランドである。
図２３Ｃに示すタンディッシュ１は、本発明の形状・構成を有するものであり、注入室４とストランド室５を明確に仕切る仕切堰８が設けられ、その仕切堰８に湯道９（第１湯道９ａ及び第２湯道９ｂ）が２つ設けられている。また、各湯道９ａ，９ｂの向きは、２つのストランド６間となっている。また、ストランド数は３ストランドである。
これを、溶鋼１４の温度偏差に関する実施例の形状Ｃとする。なお、各湯道９ａ，９ｂ及び底部２ｂの構成については、図２３Ａのタンディッシュ１と同様である。
表６、表７に、本発明のタンディッシュ１を用いた場合における、溶鋼１４の温度偏差に関する数値計算の結果を示す（本実施例）。なお、表６、表７は、一続きのものであり、説明しやすくするため、２分割としている。
表６、表７に、本発明のタンディッシュ１を用いた場合における、溶鋼１４の温度偏差に関する数値計算の結果を示す（本実施例）。なお、表６、表７は、一続きのものであり、説明しやすくするため、２分割としている。
表６、表７の実験番号１について、ストランド６は５個であり、３個以上６個以下を満たす。また、湯道９は２つであり、各湯道９ａ，９ｂからの吐出流線は交差しない。つまり、図２３Ａに示す形状Ａの構造を有するタンディッシュ１である。
第１湯道９ａの中心軸上における当該第１湯道９ａの出口１０ａから、対向するストランド室５内の前側壁面７までの距離ＬＰＰ(1)が1256.1mmであり、且つ10×D(1)が2500mmであるので、式（１）、ＬＰＰ(1)＜10×D(1)を満たす。
第１湯道９ａの中心軸上における当該第１湯道９ａの出口１０ａから、対向するストランド室５内の前側壁面７までの距離ＬＰＰ(1)が1256.1mmであり、且つ10×D(1)が2500mmであるので、式（１）、ＬＰＰ(1)＜10×D(1)を満たす。
また、第２湯道９ｂの中心軸上における当該第２湯道９ｂの出口１０ｂから、対向するストランド室５内の前側壁面７までの距離ＬＰＰ(2)が1051.44mmであり、且つ10×D(2)が2500mmであるので、式（１）、ＬＰＰ(2)＜10×D(2)を満たす。
さらに、２つのストランド６は領域外に存在しているとともに、領域外の２つのストランド６の重心を結んだ直線の中点が、図２０における直線LPoIと直線LPoJに囲まれる領域に存在している（図２４参照）。
さらに、２つのストランド６は領域外に存在しているとともに、領域外の２つのストランド６の重心を結んだ直線の中点が、図２０における直線LPoIと直線LPoJに囲まれる領域に存在している（図２４参照）。
以上より、各ストランド６間の温度偏差[Δ℃]が5.3℃であり、７℃以下に収まり、良好な結果となった。
表６、表７の実験番号２について、ストランド６は５個であり、３個以上６個以下を満たす。また、湯道９は２つであり、各湯道９ａ，９ｂからの吐出流線は交差しない。つまり、図２３Ａに示す形状Ａの構造を有するタンディッシュ１である。
表６、表７の実験番号２について、ストランド６は５個であり、３個以上６個以下を満たす。また、湯道９は２つであり、各湯道９ａ，９ｂからの吐出流線は交差しない。つまり、図２３Ａに示す形状Ａの構造を有するタンディッシュ１である。
第１湯道９ａの中心軸上における当該第１湯道９ａの出口１０ａから、対向するストランド室５内の前側壁面７までの距離ＬＰＰが1187.3mmであり、且つ10×D(1)が2500mmであるので、式（１）、ＬＰＰ(1)＜10×D(1)を満たす。
また、第２湯道９ｂの中心軸上における当該第２湯道９ｂの出口１０ｂから、対向するストランド室５内の前側壁面７までの距離ＬＰＰが1122.2mmであり、且つ10×D(2)が2500mmであるので、式（１）、ＬＰＰ(2)＜10×D(2)を満たす。
また、第２湯道９ｂの中心軸上における当該第２湯道９ｂの出口１０ｂから、対向するストランド室５内の前側壁面７までの距離ＬＰＰが1122.2mmであり、且つ10×D(2)が2500mmであるので、式（１）、ＬＰＰ(2)＜10×D(2)を満たす。
さらに、２つのストランド６は領域外に存在しているとともに、領域外の２つのストランド６の重心を結んだ直線の中点が、図２０における直線LPoIと直線LPoJに囲まれる領域に存在している（図２５参照）。
以上より、各ストランド６間の温度偏差[Δ℃]が5.2℃であり、７℃以下に収まり、良好な結果となった。
以上より、各ストランド６間の温度偏差[Δ℃]が5.2℃であり、７℃以下に収まり、良好な結果となった。
表６、表７の実験番号３について、ストランド６は５個であり、３個以上６個以下を満たす。また、湯道９は２つであり、各湯道９ａ，９ｂからの吐出流線は交差しない。つまり、図２３Ａに示す形状Ａの構造を有するタンディッシュ１である。
第１湯道９ａの中心軸上における当該第１湯道９ａの出口１０ａから、対向するストランド室５内の前側壁面７までの距離ＬＰＰが1418.1mmであり、且つ10×D(1)が2500mmであるので、式（１）、ＬＰＰ(1)＜10×D(1)を満たす。
第１湯道９ａの中心軸上における当該第１湯道９ａの出口１０ａから、対向するストランド室５内の前側壁面７までの距離ＬＰＰが1418.1mmであり、且つ10×D(1)が2500mmであるので、式（１）、ＬＰＰ(1)＜10×D(1)を満たす。
また、第２湯道９ｂの中心軸上における当該第２湯道９ｂの出口１０ｂから、対向するストランド室５内の前側壁面７までの距離ＬＰＰが1154.07mmであり、且つ10×D(2)が2500mmであるので、式（１）、ＬＰＰ(2)＜10×D(2)を満たす。
さらに、２つのストランド６は領域外に存在しているとともに、領域外の２つのストランド６の重心を結んだ直線の中点が、図２０における直線LPoIと直線LPoJに囲まれる領域に存在している（図２６参照）。
さらに、２つのストランド６は領域外に存在しているとともに、領域外の２つのストランド６の重心を結んだ直線の中点が、図２０における直線LPoIと直線LPoJに囲まれる領域に存在している（図２６参照）。
以上より、各ストランド６間の温度偏差[Δ℃]が4.5℃であり、７℃以下に収まり、良好な結果となった。
表６、表７の実験番号４について、ストランド６は４個であり、３個以上６個以下を満たす。また、湯道９は２つであり、各湯道９ａ，９ｂからの吐出流線は交差しない。つまり、図２３Ｂに示す形状Ｂの構造を有するタンディッシュ１である。
表６、表７の実験番号４について、ストランド６は４個であり、３個以上６個以下を満たす。また、湯道９は２つであり、各湯道９ａ，９ｂからの吐出流線は交差しない。つまり、図２３Ｂに示す形状Ｂの構造を有するタンディッシュ１である。
第１湯道９ａの中心軸上における当該第１湯道９ａの出口１０ａから、対向するストランド室５内の前側壁面７までの距離ＬＰＰが1256.1mmであり、且つ10×D(1)が2500mmであるので、式（１）、ＬＰＰ(1)＜10×D(1)を満たす。
また、第２湯道９ｂの中心軸上における当該第２湯道９ｂの出口１０ｂから、対向するストランド室５内の前側壁面７までの距離ＬＰＰが1051.44mmであり、且つ10×D(2)が2500mmであるので、式（１）、ＬＰＰ(2)＜10×D(2)を満たす。
また、第２湯道９ｂの中心軸上における当該第２湯道９ｂの出口１０ｂから、対向するストランド室５内の前側壁面７までの距離ＬＰＰが1051.44mmであり、且つ10×D(2)が2500mmであるので、式（１）、ＬＰＰ(2)＜10×D(2)を満たす。
さらに、２つのストランド６は領域外に存在しているとともに、領域外の２つのストランド６の重心を結んだ直線の中点が、図２０における直線LPoIと直線LPoJに囲まれる領域に存在している（図２７参照）。
以上より、各ストランド６間の温度偏差[Δ℃]が4.9℃であり、７℃以下に収まり、良好な結果となった。
以上より、各ストランド６間の温度偏差[Δ℃]が4.9℃であり、７℃以下に収まり、良好な結果となった。
表６、表７の実験番号５について、ストランド６は３個であり、３個以上６個以下を満たす。また、湯道９は２つであり、各湯道９ａ，９ｂからの吐出流線は交差しない。つまり、図２３Ｃに示す形状Ｃの構造を有するタンディッシュ１である。
第１湯道９ａの中心軸上における当該第１湯道９ａの出口１０ａから、対向するストランド室５内の前側壁面７までの距離ＬＰＰが1256.1mmであり、且つ10×D(1)が2500mmであるので、式（１）、ＬＰＰ(1)＜10×D(1)を満たす。
第１湯道９ａの中心軸上における当該第１湯道９ａの出口１０ａから、対向するストランド室５内の前側壁面７までの距離ＬＰＰが1256.1mmであり、且つ10×D(1)が2500mmであるので、式（１）、ＬＰＰ(1)＜10×D(1)を満たす。
また、第２湯道９ｂの中心軸上における当該第２湯道９ｂの出口１０ｂから、対向するストランド室５内の前側壁面７までの距離ＬＰＰが1051.44mmであり、且つ10×D(2)が2500mmであるので、式（１）、ＬＰＰ(2)＜10×D(2)を満たす。
さらに、２つのストランド６は領域外に存在しているとともに、領域外の２つのストランド６の重心を結んだ直線の中点が、図２０における直線LPoIと直線LPoJに囲まれる領域に存在している（図２８参照）。
さらに、２つのストランド６は領域外に存在しているとともに、領域外の２つのストランド６の重心を結んだ直線の中点が、図２０における直線LPoIと直線LPoJに囲まれる領域に存在している（図２８参照）。
以上より、各ストランド６間の温度偏差[Δ℃]が3.6℃であり、７℃以下に収まり、良好な結果となった。
次に、本発明と比較するために行った、数値計算による溶鋼温度の偏差の結果について述べる。
表８、表９に、数値計算による溶鋼温度の偏差の結果を示す（比較例）。なお、表８、表９は、一続きのものであり、説明しやすくするため、２分割としている。
次に、本発明と比較するために行った、数値計算による溶鋼温度の偏差の結果について述べる。
表８、表９に、数値計算による溶鋼温度の偏差の結果を示す（比較例）。なお、表８、表９は、一続きのものであり、説明しやすくするため、２分割としている。
表８、表９の実験番号１０について、ストランド６は５個であり、湯道９は２つである。つまり、図２９Ａに示す形状Ｄの構造を有するタンディッシュである。
しかし、領域外の２つのストランド６の重心を結んだ直線の中点が、図２０における直線LPoIと直線LPoJに囲まれる領域に存在していない（図３０参照）。各ストランド６間の温度偏差[Δ℃]が7.1℃であり、７℃以上となり、不良な結果となった。
しかし、領域外の２つのストランド６の重心を結んだ直線の中点が、図２０における直線LPoIと直線LPoJに囲まれる領域に存在していない（図３０参照）。各ストランド６間の温度偏差[Δ℃]が7.1℃であり、７℃以上となり、不良な結果となった。
表８、表９の実験番号１１について、ストランド６は５個であり、湯道９は２つである。つまり、図２９Ａに示す形状Ｄの構造を有するタンディッシュである。
しかし、領域外の２つのストランド６の重心を結んだ直線の中点が、図２０における直線LPoIと直線LPoJに囲まれる領域に存在していない（図３１参照）。各ストランド６間の温度偏差[Δ℃]が7.6℃であり、７℃以上となり、不良な結果となった。
しかし、領域外の２つのストランド６の重心を結んだ直線の中点が、図２０における直線LPoIと直線LPoJに囲まれる領域に存在していない（図３１参照）。各ストランド６間の温度偏差[Δ℃]が7.6℃であり、７℃以上となり、不良な結果となった。
表８、表９の実験番号１２について、ストランド６は４個であり、湯道９は２つである。つまり、図２９Ｂに示す形状Ｅの構造を有するタンディッシュである。
しかし、領域外の２つのストランド６の重心を結んだ直線の中点が、図２０における直線LPoIと直線LPoJに囲まれる領域に存在していない（図３２参照）。各ストランド６間の温度偏差[Δ℃]が8.2℃であり、７℃以上となり、不良な結果となった。
しかし、領域外の２つのストランド６の重心を結んだ直線の中点が、図２０における直線LPoIと直線LPoJに囲まれる領域に存在していない（図３２参照）。各ストランド６間の温度偏差[Δ℃]が8.2℃であり、７℃以上となり、不良な結果となった。
表８、表９の実験番号１３について、ストランド６は５個であり、湯道９は２つである。この湯道９は非常に細いものである。つまり、図２９Ｃに示す形状Ｆの構造を有するタンディッシュである。
しかし、領域外の２つのストランド６の重心を結んだ直線の中点は満たされているが、式（１）ＬＰＰ(K)＜10×D(K)を満たしていない（図３３参照）。
しかし、領域外の２つのストランド６の重心を結んだ直線の中点は満たされているが、式（１）ＬＰＰ(K)＜10×D(K)を満たしていない（図３３参照）。
具体的には、第１湯道９ａの中心軸上における当該第１湯道９ａの出口１０ａから、対向するストランド室５内の前側壁面７までの距離ＬＰＰが1258.5mmであり、且つ10×D(1)が900mmであるので、式（１）、ＬＰＰ(1)＜10×D(1)を満たさない。
また、第２湯道９ｂの中心軸上における当該第２湯道９ｂの出口１０ｂから、対向するストランド室５内の前側壁面７までの距離ＬＰＰが979.93mmであり、且つ10×D(2)が900mmであるので、式（１）、ＬＰＰ(2)＜10×D(2)を満たさない。
また、第２湯道９ｂの中心軸上における当該第２湯道９ｂの出口１０ｂから、対向するストランド室５内の前側壁面７までの距離ＬＰＰが979.93mmであり、且つ10×D(2)が900mmであるので、式（１）、ＬＰＰ(2)＜10×D(2)を満たさない。
以上より、各ストランド６間の温度偏差[Δ℃]が7.8℃であり、７℃以上となり、不良な結果となった。
続いて、数値計算によるスラグ逆流の抑制について説明する。
この数値計算を行う際の実施の条件については、上述した温度偏差における計算条件の通りである。つまり、実機条件に相当するもので行った。
続いて、数値計算によるスラグ逆流の抑制について説明する。
この数値計算を行う際の実施の条件については、上述した温度偏差における計算条件の通りである。つまり、実機条件に相当するもので行った。
表１０、表１１に、本発明のタンディッシュを用いた場合における、スラグ逆流の抑制に関する数値計算、式（ａ）の結果を示す（本実施例）。なお、表１０、表１１は、一続きのものであり、説明しやすくするため、２分割としている。
スラグが注入室４まで逆流してしまった場合は、長いクロップが発生するため、スラグ逆流抑制の評価は不良「×」となる。一方、スラグが湯道９を通過したものの、注入室４内に入らなかった場合は、クロップの長さは非常に短い。この場合は、スラグの逆流抑制ができているため、スラグ逆流抑制の評価は良好「〇」となる。
なお、操作性の不良とは、湯道９の詰まり等が発生する虞があり、耐火物の耐久性が低下すること、取鍋１６の砂がストランド室５へ流出することなどを示している。
なお、操作性の不良とは、湯道９の詰まり等が発生する虞があり、耐火物の耐久性が低下すること、取鍋１６の砂がストランド室５へ流出することなどを示している。
表１０、表１１の実験番号１（本実施例）について、このタンディッシュは湯道９が円形状であり、２個備えている。そして、式（２）〜式（８）を満たしている。また、湯道９の水平方向の長さx1は、650mmであり且つ、湯道９内をスラグが逆流する距離S(US)が0.515mであるので、式（９）、S(US)≦x1を満たす。その結果、スラグ逆流抑制及び操作性も良好であった。
表１０、表１１の実験番号１０について、このタンディッシュは湯道９が円形状であり、２個備えている。そして、式（２）〜式（８）を満たしている。また、湯道９の水平方向の長さx1は、300mmであり且つ、湯道９内をスラグが逆流する距離S(US)が0.274mであるので、式（９）、S(US)≦x1を満たす。その結果、スラグ逆流抑制及び操作性も良好であった。
表１０、表１１の実験番号１８について、このタンディッシュは湯道９が扁平形状であり、２個備えている。そして、式（２）〜式（８）を満たしている。また、湯道９の水平方向の長さx1は、600mmであり且つ、湯道９内をスラグが逆流する距離S(US)が0mであるので、式（９）、S(US)≦x1を満たす。その結果、スラグ逆流抑制及び操作性も良好であった。
表１０、表１１の実験番号１９について、このタンディッシュは湯道９が四角形状であり、２個備えている。そして、式（２）〜式（８）を満たしている。また、湯道９の水平方向の長さx1は、600mmであり且つ、湯道９内をスラグが逆流する距離S(US)が0.299mであるので、式（９）、S(US)≦x1を満たす。その結果、スラグ逆流抑制及び操作性も良好であった。
次に、本発明と比較するために行った、数値計算、式（ａ）によるスラグ逆流の抑制の結果について述べる。
表１２、表１３に、スラグ逆流の抑制に関する数値計算の結果を示す（比較例）。なお、表１２、表１３は、一続きのものであり、説明しやすくするため、２分割としている。
表１２、表１３に、スラグ逆流の抑制に関する数値計算の結果を示す（比較例）。なお、表１２、表１３は、一続きのものであり、説明しやすくするため、２分割としている。
表１２、表１３の実験番号１について、このタンディッシュは湯道が円形状であり、２個備えている。しかし、式（５）を満たしていないため、操作性が不良である。
表１２、表１３の実験番号７について、このタンディッシュは湯道が円形状であり、２個備えている。しかし、式（４）及び式（７）を満たしていないため、操作性が不良である。
表１２、表１３の実験番号７について、このタンディッシュは湯道が円形状であり、２個備えている。しかし、式（４）及び式（７）を満たしていないため、操作性が不良である。
表１２、表１３の実験番号８について、このタンディッシュは湯道が円形状であり、２個備えている。しかし、式（８）を満たしていない。また、湯道の水平方向の長さx1は、300mmであり且つ、湯道内をスラグが逆流する距離S(US)が0.381mであり、式（９）、S(US)≦x1を満たしていない。その結果、スラグ逆流抑制が不良であった。
表１２、表１３の実験番号１１について、このタンディッシュは湯道が円形状であり、２個備えている。しかし、湯道の水平方向の長さx1は、200mmであり且つ、湯道内をスラグが逆流する距離S(US)が0.266mであり、式（９）、S(US)≦x1を満たしていない。その結果、スラグ逆流抑制が不良であった。
表１２、表１３の実験番号１１について、このタンディッシュは湯道が円形状であり、２個備えている。しかし、湯道の水平方向の長さx1は、200mmであり且つ、湯道内をスラグが逆流する距離S(US)が0.266mであり、式（９）、S(US)≦x1を満たしていない。その結果、スラグ逆流抑制が不良であった。
以上、本発明によれば、タンディッシュ１の形状や連続鋳造の鋳造方法を適正に設定することにより、操業性を確保しつつ、異鋼種連々時にストランド５室内のスラグが逆流して注入室４に入ることを抑制し且つ、後チャージの取鍋１６開口時に逆流スラグを巻き込むことを抑制するとともに、タンディッシュ１内における各ストランド６間の溶鋼温度のバラツキを抑制することが可能である。
また、本発明によれば、低ΔT側のストランド６における浸漬ノズル１３のノズル詰りを抑制するとともに、高ΔT側のストランド６におけるブレークアウトを抑制することができる。
以上述べた、本発明の連続鋳造用タンディッシュ１は、図３４に示されるような連続鋳造装置１５を用いた連続鋳造方法に適用可能である。
以上述べた、本発明の連続鋳造用タンディッシュ１は、図３４に示されるような連続鋳造装置１５を用いた連続鋳造方法に適用可能である。
図３４に示すように、連続鋳造装置１５は、例えば、二次精錬処理後の溶鋼１４を連続的に鋳造する装置であり、取鍋１６内の溶鋼１４が注入されるタンディッシュ１と、当該タンディッシュ１内の溶鋼１４を鋳込む鋳型１７と、鋳型１７によって形成された鋳片１９を支持するサポートロール１８を備えている。
なお、今回開示された実施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。
なお、今回開示された実施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。
特に、今回開示された実施形態において、明示的に開示されていない事項、例えば、運転条件や操業条件、各種パラメータ、構成物の寸法、重量、体積などは、当業者が通常実施する範囲を逸脱するものではなく、通常の当業者であれば、容易に想定することが可能な値を採用している。
１ タンディッシュ
２ａ 底部（注入室）
２ａ１ 平坦部
２ｂ 底部（ストランド室）
３ 周壁
４ 注入室
５ ストランド室
６ 鋳型注入孔（ストランド）
７ 側壁（前側壁面、正面壁）
８ 仕切堰
９ 湯道（堰孔、底部孔）
９ａ 第１湯道
９ｂ 第２湯道
１０ 湯道の出口
１０ａ 第１湯道の出口
１０ｂ 第２湯道の出口
１１ 傾斜部
１２ 湯道の入口
１３ 浸漬ノズル
１４ 溶鋼
１５ 連続鋳造装置
１６ 取鍋
１７ 鋳型
１８ サポートロール
１９ 鋳片
２０ 酸素パイプ
２ａ 底部（注入室）
２ａ１ 平坦部
２ｂ 底部（ストランド室）
３ 周壁
４ 注入室
５ ストランド室
６ 鋳型注入孔（ストランド）
７ 側壁（前側壁面、正面壁）
８ 仕切堰
９ 湯道（堰孔、底部孔）
９ａ 第１湯道
９ｂ 第２湯道
１０ 湯道の出口
１０ａ 第１湯道の出口
１０ｂ 第２湯道の出口
１１ 傾斜部
１２ 湯道の入口
１３ 浸漬ノズル
１４ 溶鋼
１５ 連続鋳造装置
１６ 取鍋
１７ 鋳型
１８ サポートロール
１９ 鋳片
２０ 酸素パイプ
Claims (2)
- 取鍋からの溶鋼が注入される注入室と、前記注入室の前方であって、当該注入室より左右方向に長尺とされ、且つ底部に前記溶鋼を鋳型に装入する鋳型注入孔が左右方向に３以上６以下、列設されているストランド室と、前記注入室と前記ストランド室とを仕切る仕切堰と、前記仕切堰の下部に設けられ且つ前記注入室から前記ストランド室へ直線状に貫通する湯道と、を備えたタンディッシュにおいて、
前記湯道は、平面視で、当該湯道の中心軸が前記タンディッシュの幅方向中央で前後を向く線を基準として水平方向外側に向くように２本設けられていて、
前記湯道の中心軸上における当該湯道の出口から、対向する前記ストランド室内の側壁までの距離ＬＰＰが式（１）を満たし、
平面視で、前記湯道の出口における左右方向一端から、対向する前記ストランド室内の側壁まで延長した直線を一の仮想線とし、前記湯道の出口における左右方向他端から、対向する前記ストランド室内の側壁まで延長した直線を他の仮想線とした場合、
前記一対の仮想線に囲まれる領域の左右方向外側に、前記鋳型注入孔が設けられており、
前記領域の外側であって且つ、隣り合う２つの前記鋳型注入孔の重心を結ぶ線分の中点が、前記領域内に重複し、
前記湯道の出口と繋がる前記ストランド室の底部は、当該湯道の出口の下端以下に位置し、且つ、式（２）〜式（８）を満たしていることを特徴とする連続鋳造用のタンディッシュ。
ＬＰＰ＜10×D ・・・（１）
0.08≦D (円相当径) [m] ・・・（２）
d1≦0.3 [m] ・・・（３）
0.115≦(x1 2+y1 2)0.5≦1 [m] ・・・（４）
0.05≦y1/x1≦1 [-] ・・・（５）
0≦y3/x3≦0.36 [-] ・・・（６）
x3≧0.5 [m] ・・・（７）
B≦-0.7tanh(3.5A-2.3)+1.1 ・・・（８）
ただし、D：湯道の円相当径
A=(x1 2/(x1 2+y1 2))2・(x3 2/(x3 2+y3 2))3・(x2/x3)0.4
B=y2/x1
d1：湯道の縦径
x1：湯道の水平方向の長さ
x2：注入室底部の水平方向の長さ
x3：注入室底部に設けられた傾斜部の水平方向の長さ
y1：湯道の上下方向の傾斜高さ
y2：湯道のストランド室側の上端と、注入室の底部前端の上下方向の距離
y3：注入室底部に設けられた傾斜部の上下方向の高さ - 請求項１に記載された連続鋳造用のタンディッシュを用いて連続鋳造を行うに際し、
前記ストランド室側の溶鋼の湯面が前記湯道の上端より上方に位置しているときに、前チャージの溶鋼を注入室に注入することを終了し、
式（９）を満たしながら、前記前チャージにおける溶鋼の湯面を、前記湯道の傾斜高さｙ１以下に低下させた後、後チャージの溶鋼における前記注入室への注入を開始することを特徴とする連続鋳造方法。
S(US)≦x1 ・・・（９）
ただし、
S(US)=124.5d2b(t/T)0.7(x1 2/(x1 2+y1 2))2(x3 2/(x3 2+y3 2))3(x2/x3)0.4(1-Fr)3
T=98901(d2b)4/3
Fr=UL/(9.8d1)0.5
t=y2/US
S(US)：湯道内をスラグが逆流する距離
d1: 湯道の縦径
d2：湯道の横径
U S ：湯面降下速度
U L ：湯道内の平均溶鋼速度
b：スラグの厚み
Fr：フルード数
t：湯面が湯道のストランド室側の上端に達してから、湯道の注入室側の下端に達するまでの時間
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP2016169646A JP6672549B2 (ja) | 2016-08-31 | 2016-08-31 | 連続鋳造用タンディッシュ、及びそのタンディッシュを用いた連続鋳造方法 |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP2016169646A JP6672549B2 (ja) | 2016-08-31 | 2016-08-31 | 連続鋳造用タンディッシュ、及びそのタンディッシュを用いた連続鋳造方法 |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JP2018034187A JP2018034187A (ja) | 2018-03-08 |
| JP6672549B2 true JP6672549B2 (ja) | 2020-03-25 |
Family
ID=61564982
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP2016169646A Active JP6672549B2 (ja) | 2016-08-31 | 2016-08-31 | 連続鋳造用タンディッシュ、及びそのタンディッシュを用いた連続鋳造方法 |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JP6672549B2 (ja) |
Family Cites Families (6)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JPH0323044A (ja) * | 1989-06-21 | 1991-01-31 | Kawasaki Steel Corp | 連続鋳造におけるタンデイツシユへの溶鋼注入方法および装置 |
| JPH0592241A (ja) * | 1991-09-30 | 1993-04-16 | Nippon Steel Corp | 異鋼種連々鋳法 |
| JP2596853Y2 (ja) * | 1993-05-19 | 1999-06-21 | 新日本製鐵株式会社 | 誘導加熱用タンディッシュ |
| US6516870B1 (en) * | 2000-05-15 | 2003-02-11 | National Steel Corporation | Tundish fluxing process |
| JP4271551B2 (ja) * | 2003-10-29 | 2009-06-03 | 山陽特殊製鋼株式会社 | タンディッシュによる高清浄度鋼の連続鋳造装置 |
| JP5839405B2 (ja) * | 2012-12-12 | 2016-01-06 | 株式会社神戸製鋼所 | タンディッシュ |
-
2016
- 2016-08-31 JP JP2016169646A patent/JP6672549B2/ja active Active
Also Published As
| Publication number | Publication date |
|---|---|
| JP2018034187A (ja) | 2018-03-08 |
Similar Documents
| Publication | Publication Date | Title |
|---|---|---|
| JP5777603B2 (ja) | 連続鋳造方法 | |
| JP5008449B2 (ja) | Ｔ型タンディッシュ | |
| JP6701517B2 (ja) | 連続鋳造用タンディッシュ、及びそのタンディッシュを用いた連続鋳造方法 | |
| JP2005131661A (ja) | タンディッシュによる高清浄度鋼の連続鋳造方法と装置 | |
| JP6454205B2 (ja) | 連続鋳造用タンディッシュ、及びそのタンディッシュを用いた連続鋳造方法 | |
| KR101018148B1 (ko) | 용강 유동 유도형 턴디쉬 및 이를 이용한 연속주조방법 | |
| JP6672549B2 (ja) | 連続鋳造用タンディッシュ、及びそのタンディッシュを用いた連続鋳造方法 | |
| JP6668568B2 (ja) | 連続鋳造用タンディッシュ、及びそのタンディッシュを用いた連続鋳造方法 | |
| JP6454206B2 (ja) | 連続鋳造用タンディッシュ、及びそのタンディッシュを用いた連続鋳造方法 | |
| JP6818980B2 (ja) | 下注ぎ造塊設備 | |
| JP6701516B2 (ja) | 連続鋳造用タンディッシュ、及びそのタンディッシュを用いた連続鋳造方法 | |
| JP6668567B2 (ja) | 連続鋳造用タンディッシュ、及びそのタンディッシュを用いた連続鋳造方法 | |
| JP5794969B2 (ja) | 連続鋳造方法 | |
| JP2016190240A (ja) | 連続鋳造用タンディッシュ、及びそのタンディッシュを用いた連続鋳造方法 | |
| JP6454204B2 (ja) | 連続鋳造用タンディッシュ、及びそのタンディッシュを用いた連続鋳造方法 | |
| KR102033642B1 (ko) | 용융물 처리 장치 | |
| JP3470537B2 (ja) | 連続鋳造用タンディッシュにおける介在物除去方法 | |
| JP5839405B2 (ja) | タンディッシュ | |
| JP3336962B2 (ja) | 溶湯加熱方法と装置 | |
| KR102326858B1 (ko) | 용융물 처리 장치 및 용융물 처리 방법 | |
| JPH04238658A (ja) | 連続鋳造用浸漬ノズル | |
| JP2016190241A (ja) | 連続鋳造用タンディッシュ、及びそのタンディッシュを用いた連続鋳造方法 | |
| JP2005103567A (ja) | 連続鋳造用タンディッシュ及び連続鋳造方法 | |
| WO2010114019A1 (ja) | 連続鋳造用ホットトップ及び連続鋳造方法 | |
| JP5850776B2 (ja) | 連続鋳造用タンディッシュ |
Legal Events
| Date | Code | Title | Description |
|---|---|---|---|
| A521 | Written amendment |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A821 Effective date: 20160831 |
|
| A621 | Written request for application examination |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A621 Effective date: 20181203 |
|
| A977 | Report on retrieval |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A971007 Effective date: 20191009 |
|
| A131 | Notification of reasons for refusal |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A131 Effective date: 20191029 |
|
| A521 | Written amendment |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A523 Effective date: 20191127 |
|
| TRDD | Decision of grant or rejection written | ||
| A01 | Written decision to grant a patent or to grant a registration (utility model) |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A01 Effective date: 20200204 |
|
| A61 | First payment of annual fees (during grant procedure) |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A61 Effective date: 20200207 |
|
| R150 | Certificate of patent or registration of utility model |
Ref document number: 6672549 Country of ref document: JP Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: R150 |