JP6701517B2 - 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

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、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の溶鋼の温度を均一化させるための手段として、特許文献１〜３に開示されているものがある。
特許文献１は、多ストランドタンディッシュおいて、各ストランド間における溶鋼温度のバラツキを低減することを目的としている。具体的には、注入室とストランド室が堰で仕切られたＴ型タンディッシュにおいて、堰には二つの孔（湯道）が開口されており、孔の向きを所定のストランド間を向かせることで、各ストランド間における溶鋼温度のバラツキを低減させている。

特許文献２は、３ストランドタンディッシュにおいて、各ストランド間における溶鋼温度バラツキを低減することを目的としている。具体的には、注入室とストランド室が堰で仕切られたタンディッシュにおいて、堰には溶鋼流路が設けられ、且つ溶鋼を加熱するプラズマ加熱装置が備えられており、そのプラズマ加熱装置により、出鋼温度を均一化させている。

特許文献３は、多ストランドタンディッシュおいて、各ストランド間における溶鋼温度のバラツキを低減することを目的としている。具体的には、注入室と２つのストランド室から成るタンディッシュであって、注入室と２つのストランド室の間と、２つのストランド室それぞれの間が堰で仕切られており、２つのストランド室間の堰孔には誘導加熱装置が設置されていて、その誘導加熱装置により、２つのストランド室の溶湯を均熱化させている。

また、連続鋳造を効率よく操業を行うためには、タンディッシュ内の介在物が鋳型への流出してしまうことを防止することも必要となる。
このようなタンディッシュ内の介在物の流出を防止するための手段として、特許文献４〜６に開示されているものがある。
特許文献４は、溶鋼を分配する際に、タンディッシュ内の大型介在物が鋳型へ流出するのを防止することを目的としている。具体的には、注入室とストランド室が堰で仕切られたタンディッシュにおいて、その堰には１つないしは２つの孔が開口されている。この堰孔の向きは、溶鋼が鋳型注入孔へ直接流入する、溶鋼の鋳型注入孔への直送流が発生しやすい流出域を外した向きとしている。このような堰孔の向きにすることにより、大型介在物の流出を防止している。

特許文献５は、溶鋼が注入されたタンディッシュ内での介在物の浮上分離を向上させることを目的としている。具体的には、溶鋼鍋からの注入位置と鋳型注入室の間の底部に、高さの低い堰を設置したタンディッシュにおいて、堰には鋳型注入室を向いた１つの孔（溶鋼流路）が開口されている。その堰孔の手前には、溶鋼鍋からの流れが堰孔に直送しないように、底部から鋳型注入室側に向かって上昇した傾斜面を有する衝突部材が設置されていて、その衝突部材により溶鋼がタンディッシュ上部に流れるようになることで、介在物の浮上分離を促進させている。

特許文献６は、溶鋼が注入されたタンディッシュ内での介在物の浮上分離を向上させることを目的としている。具体的には、溶鋼鍋からの注入位置と鋳型注入室の間の内壁面側に、底部から鋳型注入室側に向かって上昇した面を有する傾斜部が設けられていて、溶鋼を傾斜部に沿わすことで、溶鋼の上昇流を促進させている。

特開２０１４−１１３６３４号公報 特開平６−１４２８５５号公報 実開平３−１０６２４３号公報 特開２００５−１３１６６１号公報 特開２００３−２４５７５７号公報 特開２００８−２５４０２８号公報

特許文献１は、堰孔（湯道）の向きを所定のストランド間に向かせているので、溶鋼をスムーズに流通させることができ、各ストランド間における溶鋼温度のバラツキを低減させている。
ところが、この文献においては、堰孔の向きを溶鋼が所定のストランド間に流れるような向きとなるように狙う、とのみの規定であるので、非常に稀ではあるが、実操業の条件によっては鋳型注入孔への溶鋼の直送流発生することが考えられる。それ故、可能性としては低いが、溶鋼温度がばらついてしまうことが考えられる。

一方、特許文献２は、溶鋼がストランド室内でスムーズに流通するような、ストランド室内での溶鋼流の狙い位置が明確に規定されていないので、実操業の条件によっては、鋳型注入孔への溶鋼の直送流が発生してしまう虞がある。
それ故、溶鋼温度のバラツキが大きくなる可能性が大である。たとえ、プラズマ加熱装置を用いても、溶鋼流の向きを適正化しない限りは、各ストランド間における溶鋼温度のバラツキが大きくなる虞がある。

特許文献３は、誘導加熱装置により、２つのストランド室の溶湯を均熱化させて、各ストランド間における溶鋼温度のバラツキを低減させている。
ところが、左右のストランド室間に設けられた堰の堰孔においては、溶鋼の流れが弱いため、その堰孔に流入した介在物が滞留してしまうので、その堰孔の内径が段々と細くなってゆき、滞留した多くの介在物により内部が詰まってしまう可能性がある。

また、注入室とストランド室間の堰孔の向きによっては、一方側の鋳型注入孔に溶鋼が流れてしまう、溶鋼の直送流が生じてしまう虞がある。それ故、各ストランド間における溶鋼温度のバラツキが大きくなる可能性がある。
以上の技術では、多ストランドタンディッシュにおいて、注入室からストランド室へ流出した溶鋼は、直送流を含めて、注入室に近い鋳型注入孔（ストランド）に優先的に流れ込むこととなり、注入室に近い鋳型注入孔においては、溶鋼温度が高くなる。一方で、注入室から遠い鋳型注入孔においては、温度が低くなった溶鋼が流れ込むこととなる。つまり、多ストランドタンディッシュ内における溶鋼温度のバラツキが大きくなってしまう虞がある。

また、注入室から遠い鋳型注入孔の内部では、流れ込んだ温度の低い溶鋼が固まってゆくので、その鋳型注入孔の内径が細くなってゆくこととなり、ノズル詰まりを引き起こす虞がある。
さて、特許文献４は、鋳型注入孔への溶鋼の直送流を防いでいるものの、実操業の条件によっては、各ストランド間における溶鋼温度のバラツキが大きくなる虞がある。また同文献の技術においては、堰孔からの噴流が堰近くの鋳型注入孔を超える条件でないために、特に４ストランド以上のタンディッシュに適用させた場合、そのタンディッシュおける溶鋼温度のバラツキを低減させることは不可能である。

特許文献５、６は、鋳型注入孔への溶鋼の直送流を防いでいるが、各ストランド室に１つの鋳型注入孔が備えられているタンディッシュに適用可能な技術であって、３つ以上の多ストランドタンディッシュに適用させた場合、必ずしも溶鋼温度のバラツキを低減させることはできないと考えられる。
そこで、本発明は、上記問題点に鑑み、注入室と鋳型注入孔を複数有するストランド室とを有する、平面視でＴ字状のタンディッシュにおいて、各鋳型注入孔に流れる溶鋼の到達時間の差を制御することで、そのタンディッシュ内における各ストランド間の溶鋼温度のバラツキを抑制することが可能な連続鋳造用タンディッシュと、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。

上述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を複数有するストランド室と、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、前記注入室から前記ストランド室に向けて水平もしくは下方で且つ水平方向斜め左側に移行する第１湯道と、前記注入室からストランド室に向けて水平もしくは下方で且つ水平方向斜め右側に移行する第２湯道とを有し、前記注入室の前方であって、前記ストランド室の底部から前側壁面にかけて立ち上がる傾斜面を有する傾斜部が備えられていて、前記鋳型注入孔は、前記第１湯道の水平方向を向く中心軸の延長線、前記第２湯道の水平方向を向く中心軸の延長線より左右方向外側の領域に位置し、前記第１湯道の出口及び前記第２湯道の出口と繋がる前記ストランド室の底部は、当該第１湯道の出口及び当該第２湯道の出口の下端以下に位置し、且つ、式（１）〜式（５）を満たしていることを特徴とする。

d₁≦0.3 [m] ・・・（１）
h≧d₁ [m] ・・・（２）
0.1z+d₂/2≦x₁≦(W+H)/tanθ [m] ・・・（３）
L≧x₂+0.2z+d₂ [m] ・・・（４）
0.58≦h/y≦1.73 [-] ・・・（５）
d₁：湯道の縦径
d₂：湯道の横径
x₁：水平方向を向く湯道の中心軸の延長線がストランド室の前側壁面と交差する点と、鋳型注入孔の上下方向を向く中心軸を通過する水平方向を向く延長線がストランド室の前側壁面と交差する点との距離
x₂：第１湯道の中心軸の延長線がストランド室の前側壁面と交差する点と、第２湯道の中心軸の延長線がストランド室の前側壁面と交差する点との間の距離
H：溶鋼の深さ
W：ストランド室の前後方向の長さ
z：湯道の軸心の延長線上におけるストランド室の長さ
h：傾斜部の高さ
y：傾斜部の前後方向の長さ
L：傾斜部の幅
θ：湯道の中心軸と、ストランド室の正面壁とがなす角度であり、ストランド室幅方向の中心側の角度
本発明にかかる連続鋳造方法は、上記の連続鋳造用タンディッシュを用いて、連続鋳造
を行うことを特徴とする。

本発明によれば、注入室と鋳型注入孔を複数有するストランド室とを有する、平面視でＴ字状のタンディッシュにおいて、各鋳型注入孔に流れる溶鋼の到達時間の差を制御することで、そのタンディッシュ内における各ストランド間の溶鋼温度のバラツキを抑制することが可能である。

本発明の連続鋳造用タンディッシュの平面図である。 本発明のタンディッシュの一部分を拡大した図であり、仕切り堰の形状及び、ストランド室の底部に設けられた傾斜部の形状を示す平面図である。 本発明のタンディッシュの一部分を拡大した図であり、ストランド室の底部に設けられた傾斜部の形状を示す側方断面図である。 ストランド室の底部の形状を示す第１図である ストランド室の底部の形状を示す第２図である。 ストランド室の底部の形状を示す第３図である。 本発明のタンディッシュに形成された湯道の形状を示した図である。 仕切堰の湯道の貫通形状が直線状とされている場合におけるタンディッシュの整備状況を示した図である。 仕切堰の湯道の途中で屈曲した貫通形状とされている場合におけるタンディッシュの整備状況を示した図である。 ストランド室内における溶鋼の流れの一例を示す図である（ｈ≧ｄ_１）。 ストランド室内における溶鋼の流れの一例を示す図である（ｈ＜ｄ_１）。 ストランド室内における溶鋼の流れの一例を示す図である。 ストランド室内における溶鋼の流れの一例を示す図である。 ストランド室内における溶鋼の流れの一例を示す図である。 ストランド室の底部に設けられた傾斜部の形状の一例を示す図である。 ストランド室の底部に設けられた傾斜部の形状の一例を示す図である。 タンディッシュ内における溶鋼温度Ｔの測定位置を示す図である。 水モデル実験をする際に用いたタンディッシュの形状を示す図である。 数値計算をする際に用いた形状Ａのタンディッシュを示す図である。 数値計算をする際に用いた形状Ｂのタンディッシュを示す図である。 数値計算をする際に用いた形状Ｃのタンディッシュを示す図である。 タンディッシュ内におけるΔＴの計算結果を示した図であり、到達時間差の指数（Δｔ／ｔ_ｒ）に対するタンディッシュ内における溶鋼温度の差（ΔＴ）の関係を示す図である。 本発明の連続鋳造用タンディッシュが適用される連続鋳造装置の概念図である。

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１４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、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、且つ複数のストランド６を有する多ストランドタンディッシュとしている。なお、ストランド６の個数としては、４つ以上の偶数個としている。
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。

図２Ａは、本発明のタンディッシュ１の構成を示す図であり、仕切堰８によって仕切られた注入室４とストランド室５の一部分を拡大した平面図である。図２Ｂは、ストランド室５の部分断面図（図１のＡ−Ａ断面の一部分）である。また、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。

まず、図２Ａ、図２Ｂ、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。なお、図２Ａ、図２Ｂに示す、湯道９や傾斜部１１の形状・寸法などの規定、つまり本発明のタンディッシュ１の特徴的な構成については、後ほど詳細に説明する。
図２Ａ、図２Ｂ、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（底部孔）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。
湯道９は、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もしくは徐々に下方に移行し、且つ水平方向において斜め左方向を向く湯道９ａ（第１湯道）と、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もしくは徐々に下方に移行し、且つ水平方向において斜め右方向を向く湯道９ｂ（第２湯道）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、第１湯道９ａのストランド室５側の出口１０ａ、及び、第２湯道９ｂのストランド室５側の出口１０ｂと繋がる底部２ｂを見たとき、当該底部２ｂの内面は、第１湯道９ａの出口１０ａ、及び、第２湯道９ｂの出口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、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、第１湯道９ａの出口１０ａ及び第２湯道９ｂの出口１０ｂの最下端部と同じ高さ（図３Ａ参照）、或いは、第１湯道９ａの出口１０ａ及び第２湯道９ｂの出口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。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。

さて、図４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４に示すように、仕切堰８に形成する湯道９（第１湯道９ａ及び第２湯道９ｂ）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。
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（堰孔）に付着した地金等を溶融して地金を除去する。

図５Ａ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５Ｂ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（第１湯道９ａ及び第２湯道９ｂ）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。
以下に、本発明のタンディッシュ１の構成について、図を参照しながらさらに詳しく説明する。
図２Ａ、図２Ｂに戻って、本発明のタンディッシュ１に設けられているストランド６は、平面視で、第１湯道９ａの水平方向を向く中心軸の延長線より左方向外側の領域に位置している。また、ストランド６は、第２湯道９ｂの水平方向を向く中心軸の延長線より右方向外側の領域に位置している。すなわち、第１湯道９ａの中心軸の延長線、及び、第２湯道９ｂの中心軸の延長線より外側に備えられている。

ここで、本発明のタンディッシュ１に関するパラメータの定義について、図を参照しながら説明する。
「x₁」は、湯道９（第１湯道９ａ及び第２湯道９ｂ）の中心軸が、対面するストランド室５の前側壁面７（正面壁）と交わる点と、仕切堰８から最も近いストランド６の中心を通過する前後方向を向く直線が、ストランド室５の正面壁７と交わる点との距離である。すなわち、「x₁」は、交点ａ_１と交点ａ_２との距離、又は、交点ａ_３と交点ａ_４との距離である。

「x₂」は、第１湯道９ａの中心軸の延長線が、ストランド室５の正面壁７と交差する点と、第２湯道９ｂの中心軸の延長線が、ストランド室５の正面壁７と交差する点との間の距離である。すなわち、「x₂」は、交点ａ_１と交点ａ_３との距離である。
「x₄」は、仕切堰８から最も近いストランド６の中心を通過する前後方向を向く直線と、傾斜部１１の左右方向端部との間の距離である。

「y」は、傾斜部１１の前後方向における長さ（奥行き）である。「h」は、傾斜部１１の高さである。「L」は、傾斜部１１の左右方向における長さ（幅）である。「H」は、ストランド室５内の溶鋼深さである。「d₁」は湯道９の縦径であり、「d₂」は湯道９の横径である。
「W」は、湯道９から最も近いストランド６の中心軸上におけるストランド室５の長さ（幅）である。「z」は、湯道９（第１湯道９ａ及び第２湯道９ｂ）の中心軸線上における、湯道９の出口からストランド室５の正面壁７までの距離である。「θ」は、湯道９（第１湯道９ａ及び第２湯道９ｂ）の中心軸と、ストランド室５の正面壁７とがなす角度であり、ストランド室５幅方向の中心側の角度を表現している。

「t_r」は、タンディッシュ１内における溶鋼１４の平均滞留時間（タンディッシュ１の容量／スループット）である。
「t_min」は、注入室４の注入位置（図１中の×印）にトレーサー（墨汁）を投入してから、ストランド６に到達するまでの最短滞留時間である。「t_max」は、注入室４の注入位置にトレーサー（墨汁）を投入してから、ストランド６に到達するまでの最長滞留時間である。「Δt」は、トレーサーの最長滞留時間と最短滞留時間との差（t_max-t_min）である。

「T_min」は、ストランド６の上方（湯面から０．３ｍ深さ）における溶鋼１４の温度のうち、溶鋼１４の最低温度である。「T_max」は、ストランド６の上方（湯面から０．３ｍ深さ）における溶鋼１４の温度のうち、溶鋼１４の最高温度である。「ΔT」は、溶鋼１４の最高温度と最低温度との差（T_max-T_min）である。
図４に示すように、湯道９（第１湯道９ａ及び第２湯道９ｂ）の縦径d₁は、湯道９を垂直に断面した場合における垂直方向の内径である。この湯道９の縦径d₁は、式（１）に示すように、０．３ｍ以下である。

d₁≦0.3 [m] ・・・（１）
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（第１湯道９ａ及び第２湯道９ｂ）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湯道９を経てストランド室５に入ってしまうと、介在物欠陥になり易い。つまり、湯道９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。

図２Ａ、図２Ｂに戻って、本発明のタンディッシュ１においては、注入室４側の前方であって、ストランド室５の前側内壁面（正面壁７）側には、当該ストランド室５の底部２ｂから正面壁７にかけて立ち上がるように形成された傾斜面１２を有する傾斜部１１が設けられている。
傾斜部１１は、側方断面視で、略三角形状とされている。

以降、ストランド室５の前後方向を奥行き方向とし、ストランド室５の左右方向を幅方向とする。これはタンディッシュ１の前後方向及び左右方向と一致する。
図６Ａに示すように、傾斜部１１の高さhは、式（２）に示すように、湯道９の縦径d₁以上である。
h≧d₁ [m] ・・・（２）
図６Ｂに示すように、傾斜部１１の高さｈが湯道９の縦径d₁より低い（h＜d₁）場合、湯道９の出口から流出した噴流（図中の実線矢印）の主流部が、傾斜部１１の上部やその上の内壁面に当たることとなるので、噴流が湯面上部に向かわなくなる。すなわち、噴流が傾斜部１１の傾斜面１２の下方から上方に沿わないものとなるので、噴流の上昇流が小さくなる。

その結果、湯道９の出口から流出した噴流が、ストランド室５の正面壁７に当たって、ストランド室５の左右方向に広がってゆくこととなる。この左右方向の流れの広がりにより、溶鋼１４の直送流が生じることとなる。この直送流は、仕切堰８（湯道９）に近いストランド６へ流入することとなり、当該ストランド６の溶鋼温度が高くなる。
それ故、図６Ａに示すように、傾斜部１１の高さｈを湯道９の縦径d₁以上と規定することで、湯道９の出口から流出した噴流（溶鋼１４）が、傾斜部１１の傾斜面１２の下方から上方に沿って上昇して、仕切堰８に近いストランド６を乗り越えるような、左右方向を向いた螺旋状の流れとなるので、直送流の発生を抑制することができる。

図２Ａ、図２Ｂに戻って、距離x₁（交点ａ_１と交点ａ_２との距離、又は、交点ａ_３と交点ａ_４との距離）は、式（３）を満たしている。
0.1z+d₂/2≦x₁≦(W+H)/tanθ [m] ・・・（３）
なお、式（３）は、湯道９の出口から流出する噴流と、仕切堰８に最も近いストランド６の位置との関係を表す式である。また、「0.1z」は、噴流の広がり幅（片側）の理論式であり、「N.ラジャラトナム著、野村安正訳：「噴流」森北出版(1985)p.43」に記載されている。

図７Ａに示すように、距離x₁が「0.1z+d₂/2」の値より下回る（0.1z+d₂/2＞x₁）場合、湯道９の出口から流出した噴流が、ストランド室５の正面壁７に衝突する位置と、仕切堰８近く（上記した左右方向外側領域）のストランド６との距離が近くなりすぎることとなる。すなわち、交点ａ_１と交点ａ_２（交点ａ_３と交点ａ_４）の距離が短くなる。
このような位置関係となると、流出して広がった噴流が、傾斜部１１で上昇流になる前に、傾斜部１１より左右方向に逸れてしまうこととなる。その結果、仕切堰８近くのストランド６への直送流が発生しやすくなる。

図７Ｂに示すように、距離x₁が「(W+H)/tanθ」の値を超える（x₁＞(W+H)/tanθ）場合、湯道９の出口から流出した噴流がストランド室５の正面壁７に衝突する位置が、仕切堰８近くのストランド６に対して幅方向に離れすぎることとなる。すなわち、交点ａ_１と交点ａ_２、乃至は、交点ａ_３と交点ａ_４が遠い位置となる。
このような位置関係となると、傾斜部１１で上昇流になった噴流が、その上昇した位置で反転（回転）してしまうこととなる（図中の破線矢印）。つまり、噴流が、仕切堰８近くのストランド６の上方で反転しなくなる。

その結果、反転し終えた噴流が仕切堰８近くのストランド６へ流れてしまうという、直送流の発生しやすい状態となる。すなわち、噴流が左右方向を向いた螺旋状の流れとならず、仕切堰８近くのストランド６を乗り越えることができないものとなる。
なお、図３に示す実施例、図６Ｂ、図７Ａ、図７Ｂなどに示す比較例においては、湯道９とストランド６の位置関係が、タンディッシュ１の前後方向を向く軸線上で左右対称（鏡像）となっているが、左右非対称でも構わない。従って本発明は、距離x₁が左右方向で異なった距離でも実現可能である。

傾斜部１１の幅Lは、式（４）を満たしている。
L≧x₂+0.2z+d₂ [m] ・・・（４）
なお、「0.2z」は、「0.1z」を２倍したもの（左右（両側）分）である。
図８に示すように、傾斜部１１の幅Lが「x₂+0.2z+d₂」を下回る（L＜x₂+0.2z+d₂）場合、湯道９の出口から流出した噴流の広がりが、傾斜部１１の左右方向両端からはみ出してしまい、噴流全体が上昇流にならない。その結果、ストランド室５の正面壁７で衝突した噴流が左右方向に広がってゆき、仕切堰８近くのストランド６への直送流が発生しやすくなる。それ故、傾斜部１１の幅Lを「x₂+0.2z+d₂」以上としている。

傾斜部１１の高さhと長さyとの比（h/y）は、式（５）を満たしている。
0.58≦h/y≦1.73 [-] ・・・（５）
図９Ａに示すように、傾斜部１１における比（h/y）が０．５８より小さい場合、傾斜面１２の傾斜角度が小さすぎることとなり、湯道９の出口から流出した噴流が傾斜部１１の傾斜面１２に到達したときに、上昇流になりにくい。その結果、流出した噴流が左右方向に広がってゆき、仕切堰８近くのストランド６への直送流が発生しやすくなる。なお、この場合、傾斜面１２の傾斜角度に換算すると30deg.となる。

図９Ｂに示すように、傾斜部１１における比（h/y）が１．７３より大きい場合、傾斜面１２の傾斜角度が大きすぎることとなり、湯道９の出口から流出した堰孔の噴流が傾斜部１１に到達したときに、上昇流になりにくい。その結果、流出した噴流が左右方向に広がってゆき、仕切堰８近くのストランド６への直送流が発生しやすくなる。なお、この場合、傾斜面１２の傾斜角度に換算すると60deg.となる。

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。

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。

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１０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１０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１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１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の影響によるノズル詰りが発生しないことが確認できる。
以上述べた本発明のタンディッシュ１を用いれば、溶鋼１４の温度偏差を小さくすること、すなわち多ストランドタンディッシュ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できるので、温度が低い溶鋼１４が流れ込む（低ΔT側）ストランド６におけるノズル詰まりと、温度が高い溶鋼１４が流れ込む（高ΔT側）ストランド６による鋳型１７下方のブレークアウトを抑制することができる。
［実施例］
まず、水モデル実験について説明する。

水モデル実験では、水を溶鋼１４と見立てて、実機を相似的にした１／３モデルで実験を行った。水モデル実験で用いたタンディッシュ１は、図１１に示すＴ型タンディッシュとした。ストランド６の数は４つ乃至は６つとした。
また、水モデル実験のタンディッシュ１において、仕切堰８に設けた第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の下端以下に位置させている。

表２に、水モデル実験における液体（水）の物性値を示す。

なお、水流量については、１ストランドあたりの単位時間の水流量を、9[L/min/str]とし、４ストランド(4str)における単位時間の水流量を、36[L/min] とし、６ストランド(6str)における単位時間の水流量を、54[L/min] とした。
水モデル実験の方法においては、以下のようにした。
１）溶鋼１４のモデルとした水を、タンディッシュ１内に満たしておき、フルード数近似で水を通水させる。

２）注入室４の注入位置（図１１中の×印）に墨汁５０ｍｌを添加し、墨汁が流れる様子をビデオカメラで撮影し、墨汁を添加した時から、ストランド室５の各ストランド６へ到達するまでの時間を測定する。
なお、この各ストランド６へ到達するまでの時間の差が大きいと温度偏差が大であり、ストランド６の到達時間の差が小さいと温度偏差が小である。

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。
数値計算条件として、熱流体解析ソフト：Fluent、計算モデル：k-ε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１２Ａ〜Ｃに示すＴ型タンディッシュとした。また、ストランド６の数は４つとした。

図１２Ａに示すタンディッシュは、仕切堰８を設けていないものである（比較例、形状Ａ）。
図１２Ｂに示すタンディッシュは、仕切堰を設けているが、高さが低いものであるので、注入室４とストランド室５が明確に仕切られていない。また、その仕切堰には、湯道９は設けられていない。すなわち、図１２Ｂに示すタンディッシュおいては、注入室４に注入された溶鋼１４は、低い仕切堰を乗り越えて、ストランド室５へ流れ込むようになっている（比較例、形状Ｂ）。

図１２Ｃ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、ストランド室５内の正面壁７には、傾斜部１１が設けられている（実施例、形状Ｃ）。
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の出口下端以下に位置させている。

表３に、数値計算における計算条件を示す。表４に、タンディッシュ１の形状Ａ〜Ｃ（形状Ｃについては２種類）についての寸法、構成の詳細を示す。

水モデル実験における各ストランド６へのトレーサー（墨汁）到達時間の偏差から、各ストランド６間における溶鋼１４の温度偏差を見積もるために、数値計算によりトレーサー到達時間と溶鋼１４の温度偏差の関係を求めた。
トレーサーは、溶鋼１４と同密度の粒子を設定して、注入室４の注入位置（図１２Ａ〜Ｃ中の×印）に投入した。

表５に、タンディッシュの形状Ｂにおける溶鋼温度の数値計算の結果と、実機（タンディッシュの形状Ｂ）内の溶鋼温度を実際に測定したときの結果を示す。
表５に示すように、実測した結果、ΔT（=T_max-T_min）が８℃と算出され、数値計算の結果、ΔTが１０℃と算出された。このように、溶鋼温度の数値計算の結果は、実測した結果との差が小さく、実機の現象を精度良く反映できていることが確認できる。

表６と図１３に、タンディッシュ１の形状Ａ〜Ｃにおける（Δt/t_r）とΔＴの関係を示す。

表６、図１３より、ΔＴを表１に示す７℃以下にするには、各ストランド６間における（Δt/t_r）を、０．１８以下にする必要があることが分かる。
なお、（Δt/t_r）の値が大きいほど、トレーサーが各ストランド６に到達するタイミングの差が大きくなる。
次に、本発明における連続鋳造用タンディッシュ１の実施例及び比較例について、説明する。

表７、表８に、本発明の連続鋳造用タンディッシュ１の実施例を示す。表９、表１０に、タンディッシュの比較例を示す。表８、表１０は、水モデルによる結果を示す。
なお、これら表７の実施例、表９の比較例は、表８、表１０に示す水モデルによる結果に基づいて、実機に換算したものである。

表７〜表１０に示すように、実施例（Ｎｏ，１〜Ｎｏ，９）、比較例において、ストランド６の数が４つであり、湯道９の数が２つである。なお、実施例（Ｎｏ，１０）は、ストランド６の数が６つである。
表７、表８のＮｏ，１（実施例）を参照すると、湯道９の断面形状が円形状とされている。縦径d₁が０．３ｍであり、式（１）を満たしている。高さhが０．３５ｍであり、式（２）を満たしている。距離x₁が１．２ｍであり、式（３）を満たしている（「0.1z+d₂/2」＝０．２７ｍ、「(W+H)/tanθ」＝１．４９ｍ）。幅Lが４．５ｍであり、式（４）を満たしている（「x₂+0.2z+d₂」＝３．６４ｍ）。（h/y）が１．１７となり、式（５）を満たしている。

（Δt/t_r）が０．１５となり、０．１８以下であるので、温度偏差が小さく、溶鋼１４の温度のバラツキを抑制されていることが分かる。また、鋳型１７への介在物の流出も抑制されていることが分かった。以上、表７、表８のＮｏ，１（実施例）は、優れているものであることが分かる。
表７、表８のＮｏ，２（実施例）を参照すると、湯道９の断面形状が扁平した円形状（楕円形状）とされている（例えば、図４参照）。縦径d₁が０．２ｍであり、式（１）を満たしている。高さhが０．３ｍであり、式（２）を満たしている。距離x₁が１．２ｍであり、式（３）を満たしている（「0.1z+d₂/2」＝０．２７ｍ、「(W+H)/tanθ」＝１．４９ｍ）。幅Lが４．５ｍであり、式（４）を満たしている（「x₂+0.2z+d₂」＝３．６４ｍ）。（h/y）が１．７３となり、式（５）を満たしている。

（Δt/t_r）が０．１８となっているので、温度偏差が小さく、溶鋼１４の温度のバラツキを抑制されていることが分かる。また、鋳型１７への介在物の流出も抑制されていることが分かった。以上、表７、表８のＮｏ，２（実施例）は、優れているものであることが分かる。
表７、表８のＮｏ，１０（実施例）を参照すると、ストランド６の数が６つとされ、且つ湯道９の断面形状が四角形状（例えば、図４参照）とされている。縦径d₁が０．２ｍであり、式（１）を満たしている。高さhが０．２５ｍであり、式（２）を満たしている。距離x₁が１．２ｍであり、式（３）を満たしている（「0.1z+d₂/2」＝０．２５ｍ〜「(W+H)/tanθ」＝１．４９ｍ）。幅Lが４．５ｍであり、式（４）を満たしている（「x₂+0.2z+d₂」＝３．５９ｍ）。（h/y）が１．２５となり、式（５）を満たしている。

（Δt/t_r）が０．１８となっているので、温度偏差が小さく、溶鋼１４の温度のバラツキを抑制されていることが分かる。また、鋳型１７への介在物の流出も抑制されていることが分かった。以上、表７、表８のＮｏ，１０（実施例）は、優れているものであることが分かる。
一方、表９、表１０のＮｏ，２（比較例）を参照すると、湯道９の断面形状が扁平した円形状とされている（例えば、図４参照）。（h/y）が１．７６となり、式（５）を満たしていない。（Δt/t_r）が０．２となり、０．１８を超えているので、温度偏差が大きく、溶鋼１４の温度のバラツキを抑制されていない。

表９、表１０のＮｏ，５（比較例）を参照すると、湯道９の断面形状が円形状とされている。距離x₁が０．１９ｍであり、式（３）を満たしていない（「0.1z+d₂/2」＝０．２２ｍ、「(W+H)/tanθ」＝１．４９ｍ）。幅Lが３．４８ｍであり、式（４）を満たしていない（「x₂+0.2z+d₂」＝３．５４ｍ）。（Δt/t_r）が０．２５となり、０．１８を超えているので、温度偏差が大きく、溶鋼１４の温度のバラツキを抑制されていない。

表９、表１０のＮｏ，８（比較例）を参照すると、湯道９の断面形状が四角形状（例えば、図４参照）とされている。縦径d₁が０．３２ｍであり、式（１）を満たしていない。高さhが０．１８ｍであり、式（２）を満たしていない。距離x₁が１．５２ｍであり、式（３）を満たしていない（「0.1z+d₂/2」＝０．２２ｍ、「(W+H)/tanθ」＝１．４９ｍ）。幅Lが３．５ｍであり、式（４）を満たしていない（「x₂+0.2z+d₂」＝３．５４ｍ）。（h/y）が０．３６となり、式（５）を満たしていない。（Δt/t_r）が０．２８となり、０．１８を超えているので、温度偏差が大きく、溶鋼１４の温度のバラツキを抑制されていない。また、鋳型１７への介在物の流出も抑制されていない。

以上、本発明によれば、注入室４とストランド６を複数有するストランド室５とを有する、平面視でＴ字状のタンディッシュ１において、各ストランド６に流れる溶鋼１４の到達時間の差を制御することで、そのタンディッシュ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１４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１４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、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。

なお、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事項を採用している。

１ タンディッシュ
２ａ 底部（注入室）
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 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
１０ａ 第１湯道の出口
１０ｂ 第２湯道の出口
１１ 傾斜部
１２ 傾斜面
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)

1. 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を複数有するストランド室と、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、前記注入室から前記ストランド室に向けて水平もしくは下方で且つ水平方向斜め左側に移行する第１湯道と、前記注入室からストランド室に向けて水平もしくは下方で且つ水平方向斜め右側に移行する第２湯道とを有し、
   前記注入室の前方であって、前記ストランド室の底部から前側壁面にかけて立ち上がる傾斜面を有する傾斜部が備えられていて、
   前記鋳型注入孔は、前記第１湯道の水平方向を向く中心軸の延長線、前記第２湯道の水平方向を向く中心軸の延長線より左右方向外側の領域に位置し、
   前記第１湯道の出口及び前記第２湯道の出口と繋がる前記ストランド室の底部は、当該第１湯道の出口及び当該第２湯道の出口の下端以下に位置し、且つ、式（１）〜式（５）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。
   d₁≦0.3 [m] ・・・（１）
   h≧d₁ [m] ・・・（２）
   0.1z+d₂/2≦x₁≦(W+H)/tanθ [m] ・・・（３）
   L≧x₂+0.2z+d₂ [m] ・・・（４）
   0.58≦h/y≦1.73 [-] ・・・（５）
   d₁：湯道の縦径
   d₂：湯道の横径
   x₁：水平方向を向く湯道の中心軸の延長線がストランド室の前側壁面と交差する点と、鋳型注入孔の上下方向を向く中心軸を通過する水平方向を向く延長線がストランド室の前側壁面と交差する点との距離
   x₂：第１湯道の中心軸の延長線がストランド室の前側壁面と交差する点と、第２湯道の中心軸の延長線がストランド室の前側壁面と交差する点との間の距離
   H：溶鋼の深さ
   W：ストランド室の前後方向の長さ
   z：湯道の軸心の延長線上におけるストランド室の長さ
   h：傾斜部の高さ
   y：傾斜部の前後方向の長さ
   L：傾斜部の幅
   θ：湯道の中心軸と、ストランド室の正面壁とがなす角度であり、ストランド室幅方向の中心側の角度
2. 請求項１に記載された連続鋳造用タンディッシュを用いて、連続鋳造を行うことを特徴とする連続鋳造方法。