JPH0685979B2 - 水平連続鋳造方法及び水平連続鋳造装置用ノズル - Google Patents
水平連続鋳造方法及び水平連続鋳造装置用ノズルInfo
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- JPH0685979B2 JPH0685979B2 JP18541390A JP18541390A JPH0685979B2 JP H0685979 B2 JPH0685979 B2 JP H0685979B2 JP 18541390 A JP18541390 A JP 18541390A JP 18541390 A JP18541390 A JP 18541390A JP H0685979 B2 JPH0685979 B2 JP H0685979B2
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Description
【発明の詳細な説明】 ［産業上の利用分野］ この発明は、水平連続鋳造方法及び水平連続鋳造装置に
おいてタンディッシュからモールドに溶融金属を供給す
るノズルに関する。
おいてタンディッシュからモールドに溶融金属を供給す
るノズルに関する。
この発明は炭素鋼、ステンレス鋼、その他金属のビレッ
トなどの水平連続鋳造に利用される。
トなどの水平連続鋳造に利用される。
［従来の技術］ 水平連続鋳造装置は設備費、設置面積が垂直連続鋳造装
置に比べて少なくてすみ、また鋳片の曲げによる応力発
生がなく、鋳片内圧が小さいことからバルジングの発生
も少ない。特に、小容量の鋳造設備では経済効率がよ
い。したがって、近年、ビレットなどの鋳造に水平連続
鋳造装置が実用化されている。
置に比べて少なくてすみ、また鋳片の曲げによる応力発
生がなく、鋳片内圧が小さいことからバルジングの発生
も少ない。特に、小容量の鋳造設備では経済効率がよ
い。したがって、近年、ビレットなどの鋳造に水平連続
鋳造装置が実用化されている。
第１図は、一般的な水平連続鋳造装置における、タンデ
ィッシュ11とモールド21との接続部の縦断面を示してい
る。図面に示すように、水平連続鋳造装置ではタンディ
ッシュ11とモールド21は、タンディッシュノズル12、ス
ライディングノズル14およびフィードノズル16を介して
連絡している。タンディッシュ11、タンディッシュノズ
ル12、スライディングノズル14およびフィードノズル16
は、比較的熱伝導率の低い耐火物で作られている。モー
ルド21は一般に比較的熱伝導率の高い金属材料で作られ
ており、冷却水Ｗによって冷却される。モールドの入側
にはブレークリング18が装着されている。ブレークリン
グ18は、耐熱性セラミックスで作られている場合が多
い。なお、装置によっては、上記スライディングノズル
14を備えていないものもある。
ィッシュ11とモールド21との接続部の縦断面を示してい
る。図面に示すように、水平連続鋳造装置ではタンディ
ッシュ11とモールド21は、タンディッシュノズル12、ス
ライディングノズル14およびフィードノズル16を介して
連絡している。タンディッシュ11、タンディッシュノズ
ル12、スライディングノズル14およびフィードノズル16
は、比較的熱伝導率の低い耐火物で作られている。モー
ルド21は一般に比較的熱伝導率の高い金属材料で作られ
ており、冷却水Ｗによって冷却される。モールドの入側
にはブレークリング18が装着されている。ブレークリン
グ18は、耐熱性セラミックスで作られている場合が多
い。なお、装置によっては、上記スライディングノズル
14を備えていないものもある。
モールド21内に供給された溶湯Ｍはモールド内周面によ
り冷却され、凝固殻Ｓを形成する。凝固殻Ｓの形成はブ
レークリング18より開始される。ブレークリング18は、
凝固殻Ｓが逆方向にすなわちフィードノズル16側に成長
するのを防ぐ。溶湯Ｍが凝固して形成された鋳片は、モ
ールド21出側からピンチロールなどの引抜き装置（図示
しない）により間欠的に引き抜かれる。この操作によ
り、ブレークリング18と凝固殻Ｓの先端部との間に空隙
が生じ、この空隙に新たに溶湯Ｍが流れ込み、新たな凝
固殻Ｓが生成する。
り冷却され、凝固殻Ｓを形成する。凝固殻Ｓの形成はブ
レークリング18より開始される。ブレークリング18は、
凝固殻Ｓが逆方向にすなわちフィードノズル16側に成長
するのを防ぐ。溶湯Ｍが凝固して形成された鋳片は、モ
ールド21出側からピンチロールなどの引抜き装置（図示
しない）により間欠的に引き抜かれる。この操作によ
り、ブレークリング18と凝固殻Ｓの先端部との間に空隙
が生じ、この空隙に新たに溶湯Ｍが流れ込み、新たな凝
固殻Ｓが生成する。
この過程で製造された凝固殻Ｓの表面には凹みを生じる
ことがある。この凹みが大きいと、後工程で鋳片表面を
研削手入れするとき研削量が多くなり、歩留の低下を招
く。発明者らは、この凹みがモールド内圧力変動により
生ずるものであること、この圧力変動が大きい場合には
ブレークアウトを生じるため鋳込み不能になることさえ
あること、また、タンディッシュ11とモールド21を接続
するノズルを適切に設計することにより、このモールド
内圧力変動を抑え、凹みを防止することが可能であるこ
とを見いだした。
ことがある。この凹みが大きいと、後工程で鋳片表面を
研削手入れするとき研削量が多くなり、歩留の低下を招
く。発明者らは、この凹みがモールド内圧力変動により
生ずるものであること、この圧力変動が大きい場合には
ブレークアウトを生じるため鋳込み不能になることさえ
あること、また、タンディッシュ11とモールド21を接続
するノズルを適切に設計することにより、このモールド
内圧力変動を抑え、凹みを防止することが可能であるこ
とを見いだした。
タンディッシュからモールドに至る間の溶湯流路（ノズ
ル）に関する従来の技術としては、特開昭52−136837号
公報および特開昭61−14050号公報で開示された水平連
続鋳造装置があるが、いずれもモールド内の溶湯の圧力
変動を考慮したものではなく、またモールド内圧力変動
を抑えるために必須の要素となる溶湯流路の長さについ
ても全く触れられていない。このため、従来の技術は上
記の効果を発揮するものではなかった。
ル）に関する従来の技術としては、特開昭52−136837号
公報および特開昭61−14050号公報で開示された水平連
続鋳造装置があるが、いずれもモールド内の溶湯の圧力
変動を考慮したものではなく、またモールド内圧力変動
を抑えるために必須の要素となる溶湯流路の長さについ
ても全く触れられていない。このため、従来の技術は上
記の効果を発揮するものではなかった。
［発明が解決しようとする課題］ 本発明は、凹みのない高品質の鋳片を製造することがで
き、ブレークアウトを発生しにくい安定した操業の可能
な水平連続鋳造方法及び水平連続鋳造装置用ノズルを提
供するものである。
き、ブレークアウトを発生しにくい安定した操業の可能
な水平連続鋳造方法及び水平連続鋳造装置用ノズルを提
供するものである。
［課題を解決するための手段］ この発明は、タンディッシュとモールドとがノズルを介
して連絡し、モールドの入側にブレークリングを取り付
けて鋳片を間欠的に引き抜く水平連続鋳造方法におい
て、前記ノズルの断面積Ａｉに対するノズルの長さＬｉ
の比の和Σ（Ｌｉ/Aｉ）と前記鋳片の引抜加速度ａｏが
次式を満たすことを特徴とする水平連続鋳造方法。
して連絡し、モールドの入側にブレークリングを取り付
けて鋳片を間欠的に引き抜く水平連続鋳造方法におい
て、前記ノズルの断面積Ａｉに対するノズルの長さＬｉ
の比の和Σ（Ｌｉ/Aｉ）と前記鋳片の引抜加速度ａｏが
次式を満たすことを特徴とする水平連続鋳造方法。
ここで、 ΔＰａ（加速）：加速時の許容モールド内圧力変動［Ｐ
ａ］ ΔＰａ（減速）：減速時の許容モールド内圧力変動［Ｐ
ａ］ ρ ：溶融金属の密度［kg/m3］ Ａｏ ：モールド断面積［m2］ ａｏ ：鋳片の引抜加速度［m/s2］ またタンディッシュとモールドとをノズルを介して連絡
し、モールドの入側にブレークリングを取り付けて、ス
テンレス鋼を間欠的に引き抜く水平連続鋳造方法におい
て、前記ノズルの断面積Ａｉに対するノズルの長さＬｉ
の比の和Σ（Ｌｉ/Aｉ）と前記鋳片の引抜加速度ａｏが
次式を満たすことを特徴とするステンレス鋼鋳片の水平
連続鋳造方法。
ａ］ ΔＰａ（減速）：減速時の許容モールド内圧力変動［Ｐ
ａ］ ρ ：溶融金属の密度［kg/m3］ Ａｏ ：モールド断面積［m2］ ａｏ ：鋳片の引抜加速度［m/s2］ またタンディッシュとモールドとをノズルを介して連絡
し、モールドの入側にブレークリングを取り付けて、ス
テンレス鋼を間欠的に引き抜く水平連続鋳造方法におい
て、前記ノズルの断面積Ａｉに対するノズルの長さＬｉ
の比の和Σ（Ｌｉ/Aｉ）と前記鋳片の引抜加速度ａｏが
次式を満たすことを特徴とするステンレス鋼鋳片の水平
連続鋳造方法。
ここで、ρ：溶融金属の密度［kg/m3］ Ａｏ：モールド断面積［m2］ ａｏ：鋳片の引抜加速度［m/s2］ さらに、タンディッシュとモールドとをノズルを介して
連絡し、モールドの入側にブレークリングを取り付け
て、ステンレス鋼を間欠的に引き抜く水平連続鋳造装置
において、前記ノズルの断面積Ａｉに対するノズルの長
さＬｉの比の和Σ（Ｌｉ/Aｉ）が次式を満たすことを特
徴とする水平連続鋳造装置用ノズルである。
連絡し、モールドの入側にブレークリングを取り付け
て、ステンレス鋼を間欠的に引き抜く水平連続鋳造装置
において、前記ノズルの断面積Ａｉに対するノズルの長
さＬｉの比の和Σ（Ｌｉ/Aｉ）が次式を満たすことを特
徴とする水平連続鋳造装置用ノズルである。
ここで、ρ：ステンレス溶鋼の密度［kg/m3］ Ａｏ：モールド断面積［m2］ まず、本発明の請求項１の発明について説明する。
鋳片を間欠的に引き抜く場合、加速および減速工程を含
む。鋳片は例えば第４図に示すような引抜速度パターン
に従って引き抜かれる。図中ａの部分は加速工程、ｂの
部分は定速引抜工程、ｃの部分は減速工程であり、これ
らの工程により鋳片は一定量引き抜かれる。ｄ、ｈの部
分は停止工程であり、この工程で第１図のブレークリン
グ18と凝固殻Ｓの先端との間の空隙部に流れ込んだ溶湯
が凝固する。ｅ、ｆ、ｇは押戻し工程であり、新たに生
成する凝固殻が凝固にともない収縮するのを補償するた
めに設けられている。押戻し工程中にも加速工程e,減速
工程ｇがあるが、その加速度の大きさは、ａ、ｃの工程
と比べて非常に小さいため、以下に述べるモールド内圧
力変動の要因としての効果が小さい。従って、押戻し工
程は以下の説明から省略して考える。
む。鋳片は例えば第４図に示すような引抜速度パターン
に従って引き抜かれる。図中ａの部分は加速工程、ｂの
部分は定速引抜工程、ｃの部分は減速工程であり、これ
らの工程により鋳片は一定量引き抜かれる。ｄ、ｈの部
分は停止工程であり、この工程で第１図のブレークリン
グ18と凝固殻Ｓの先端との間の空隙部に流れ込んだ溶湯
が凝固する。ｅ、ｆ、ｇは押戻し工程であり、新たに生
成する凝固殻が凝固にともない収縮するのを補償するた
めに設けられている。押戻し工程中にも加速工程e,減速
工程ｇがあるが、その加速度の大きさは、ａ、ｃの工程
と比べて非常に小さいため、以下に述べるモールド内圧
力変動の要因としての効果が小さい。従って、押戻し工
程は以下の説明から省略して考える。
以上の工程にしたがって鋳片が加減速されるとき、タン
ディッシュとモールドをつなぐ各ノズル部位にある溶湯
もこれに従って加減速される。この溶湯の加減速はタン
ディッシュ内の圧力とモールド内の圧力の差によって生
じる。すなわち、引抜加速時には各ノズル内の溶湯を加
速するためにモールド内の圧力は下がり、逆に引抜減速
時には各ノズル内の溶湯を減速するためにモールド内の
圧力は上昇する。ここで、タンディッシュの容量は十分
大きく、タンディッシュ内の溶湯の加減速による圧力変
動は無視できるものとする。
ディッシュとモールドをつなぐ各ノズル部位にある溶湯
もこれに従って加減速される。この溶湯の加減速はタン
ディッシュ内の圧力とモールド内の圧力の差によって生
じる。すなわち、引抜加速時には各ノズル内の溶湯を加
速するためにモールド内の圧力は下がり、逆に引抜減速
時には各ノズル内の溶湯を減速するためにモールド内の
圧力は上昇する。ここで、タンディッシュの容量は十分
大きく、タンディッシュ内の溶湯の加減速による圧力変
動は無視できるものとする。
この圧力変動とノズルの形状との関係を示す式を導く。
第２図に示すように、一つのノズル（断面積:A、長さ:
L）によりタンディッシュ11とモールド21とが連絡して
いる場合、ノズルの両端の圧力差（タンディッシュ内圧
に比しモールド内圧が高い場合を正）をΔＰとすると、
ノズル内の溶湯に作用する力は−ΔＰ・Ａである。ノズ
ル内の溶湯の質量をｍ、溶湯の加速度をａとすれば、 さらに、ρを溶融金属の密度、Ａｏをモールドの断面
積、ａｏを鋳片引抜の加速度とすれば、連続の関係より
ａとａｏの関係はａ＝（Ａｏ/A）・ａｏであるので、式
（１）は となる。（２）式の右辺のそれぞれの変数はいずれも前
もって知ることのできる値であるから、この式により引
抜加減速に伴う圧力変動ΔＰを求めることができる。
第２図に示すように、一つのノズル（断面積:A、長さ:
L）によりタンディッシュ11とモールド21とが連絡して
いる場合、ノズルの両端の圧力差（タンディッシュ内圧
に比しモールド内圧が高い場合を正）をΔＰとすると、
ノズル内の溶湯に作用する力は−ΔＰ・Ａである。ノズ
ル内の溶湯の質量をｍ、溶湯の加速度をａとすれば、 さらに、ρを溶融金属の密度、Ａｏをモールドの断面
積、ａｏを鋳片引抜の加速度とすれば、連続の関係より
ａとａｏの関係はａ＝（Ａｏ/A）・ａｏであるので、式
（１）は となる。（２）式の右辺のそれぞれの変数はいずれも前
もって知ることのできる値であるから、この式により引
抜加減速に伴う圧力変動ΔＰを求めることができる。
以上は一つのノズルの場合であった。ノズルが複数の場
合には、ノズルの各要素ごとに圧力変動ΔＰを式（２）
により求め、これらを加え合わせればよく、次の式
（３）が得られる。
合には、ノズルの各要素ごとに圧力変動ΔＰを式（２）
により求め、これらを加え合わせればよく、次の式
（３）が得られる。
ノズルはタンディッシュノズル、スライディングノズル
およびフィードノズルを含むものとし、上記添え字ｉは
これらのノズルを区別、表示するものである。同じ断面
積のノズルは、一つのノズルとして扱ってもよい。
およびフィードノズルを含むものとし、上記添え字ｉは
これらのノズルを区別、表示するものである。同じ断面
積のノズルは、一つのノズルとして扱ってもよい。
式（３）から明らかなように、圧力変動を小さくするに
は各ノズル長さＬｉを短く、各ノズル断面積Ａｉを大き
くとればよい。溶湯密度ρ、モールド断面積Ａｏは製造
条件によって決まるものであるから変更することはでき
ない。また、引抜加速度ａｏを小さくすることにより圧
力変動を小さくすることができるが、これは鋳造速度を
一定に考えた場合、図の−引抜工程に要する時間が長く
なることを意味する。このような引抜速度をとった場
合、鋳片の表面欠陥（コールドシャットマーク、ホット
ティア）の性状が悪化することが知られているため、実
際には引抜加速度は0.7m/s2程度にしか低くできない。
は各ノズル長さＬｉを短く、各ノズル断面積Ａｉを大き
くとればよい。溶湯密度ρ、モールド断面積Ａｏは製造
条件によって決まるものであるから変更することはでき
ない。また、引抜加速度ａｏを小さくすることにより圧
力変動を小さくすることができるが、これは鋳造速度を
一定に考えた場合、図の−引抜工程に要する時間が長く
なることを意味する。このような引抜速度をとった場
合、鋳片の表面欠陥（コールドシャットマーク、ホット
ティア）の性状が悪化することが知られているため、実
際には引抜加速度は0.7m/s2程度にしか低くできない。
なお、ノズルの内面には実際にはスラグや凝固殻が付着
し、有効ノズル断面積が減少する。また、ノズル径が階
段状または急激に変化する際にも溶湯がなめらかに流れ
ないため有効断面積が減少する。従って、圧力変動は
（３）式で与えられる値よりさらに大きな値であること
が予想される。圧力変動を（３）式の値に近付けるため
にはノズルの断熱対策、各ノズルをなめらかに接続する
等の対策を施す必要がある。
し、有効ノズル断面積が減少する。また、ノズル径が階
段状または急激に変化する際にも溶湯がなめらかに流れ
ないため有効断面積が減少する。従って、圧力変動は
（３）式で与えられる値よりさらに大きな値であること
が予想される。圧力変動を（３）式の値に近付けるため
にはノズルの断熱対策、各ノズルをなめらかに接続する
等の対策を施す必要がある。
以上のことから、鋳片の凹みやブレークアウトを生じさ
せないための許容圧力変動をΔＰａとすると、許容圧力
変動ΔＰａは、鋳片引抜加速時（モールド内圧力降下）
と加速時（モールド内圧力上昇）それぞれ（４）式を満
たすことが必要である。
せないための許容圧力変動をΔＰａとすると、許容圧力
変動ΔＰａは、鋳片引抜加速時（モールド内圧力降下）
と加速時（モールド内圧力上昇）それぞれ（４）式を満
たすことが必要である。
ここで、 ΔＰａ（加速）：加速時の許容モールド内圧力変動［Ｐ
ａ］ ΔＰａ（減速）：減速時の許容モールド内圧力変動［Ｐ
ａ］ ρ ：溶融金属の密度［kg/m3］ Ａｏ ：モールド断面積［m2］ ａｏ ：鋳片の引抜加速度［m/s2］ である。
ａ］ ΔＰａ（減速）：減速時の許容モールド内圧力変動［Ｐ
ａ］ ρ ：溶融金属の密度［kg/m3］ Ａｏ ：モールド断面積［m2］ ａｏ ：鋳片の引抜加速度［m/s2］ である。
次に本発明の請求項２の発明について説明する。
第５図はステンレス鋼の水平連続鋳造設備に関して、実
際によりこれを調べた結果である。加速時の圧力際下が
−20kpa（−0.20kg/cm2）以下または減速時の圧力上昇
が30kpa（0.30kg/cm2）以上である時、ブレークアウト
を生じ鋳造不可能であった。また、加速時の圧力降下が
−8kpa（−0.08kg/cm2）から−20kpa（−0.20kg/cm2）
の間では、鋳片表面1m2あたり0.3〜15個の凹みが生じ
た。また、減速時の圧力上昇が20kpa（0.20kg/cm2）〜3
0kpa（0.30kg/cm2）の間では、圧力上昇のために鋳片表
面に微細な亀裂が生じ、この亀裂から溶鋼が鋳片表面に
しみだし、ブレークアウトにはいたらないまでも鋳片の
品質が著しく悪化した。加減速に伴う圧力変動を−8kpa
（−0.08kg/cm2）〜20kpa（−0.20kg/cm2）に抑えた場
合、問題なく表面性状の良好な鋳片の鋳造が可能であっ
た。
際によりこれを調べた結果である。加速時の圧力際下が
−20kpa（−0.20kg/cm2）以下または減速時の圧力上昇
が30kpa（0.30kg/cm2）以上である時、ブレークアウト
を生じ鋳造不可能であった。また、加速時の圧力降下が
−8kpa（−0.08kg/cm2）から−20kpa（−0.20kg/cm2）
の間では、鋳片表面1m2あたり0.3〜15個の凹みが生じ
た。また、減速時の圧力上昇が20kpa（0.20kg/cm2）〜3
0kpa（0.30kg/cm2）の間では、圧力上昇のために鋳片表
面に微細な亀裂が生じ、この亀裂から溶鋼が鋳片表面に
しみだし、ブレークアウトにはいたらないまでも鋳片の
品質が著しく悪化した。加減速に伴う圧力変動を−8kpa
（−0.08kg/cm2）〜20kpa（−0.20kg/cm2）に抑えた場
合、問題なく表面性状の良好な鋳片の鋳造が可能であっ
た。
以上のことから、ステンレス鋼の水平連続鋳造を行う場
合、許容圧力変動ΔＰａは加速時には−8kpa（−0.08kg
/cm2）、減速時には20kpa（0.20kg/cm2）とし、（５）
式を満すことが必要である。
合、許容圧力変動ΔＰａは加速時には−8kpa（−0.08kg
/cm2）、減速時には20kpa（0.20kg/cm2）とし、（５）
式を満すことが必要である。
ここで、ρ：溶融金属の密度［kg/m3］ Ａｏ：モールド断面積［m2］ ａｏ：鋳片の引抜加速度［m/s2］ なお、減速時の許容圧力変動ΔＰａは加速時のそれに比
べて大きいので、引抜パターンの減速時の引抜加速度
を、加速時の引抜加速度に比べて大きく設定することが
できる。
べて大きいので、引抜パターンの減速時の引抜加速度
を、加速時の引抜加速度に比べて大きく設定することが
できる。
次に本発明の請求項３の発明について説明する。
いま、鋳片引抜の加速、減速の加速度の大きさを0.7m/s
2程度にしかできないことを考慮すると、通常考えられ
る引抜パターンにおいてブレークアウト、鋳片表面の凹
み、微細な亀裂等の問題を生じないためノズルの形状に
関する条件が導かれる。加速時の上記条件ａｏ≧0.7m/s
2を式（５）に適用すると、ブレークアウト、鋳片表面
の凹みを発生させないための条件として、 同様に、減速時条件はａｏ≦−0.7m/s2であるので、ブ
レークアウト、鋳片表面の微細な亀裂を発生させないた
めの条件として、 が得られる。
2程度にしかできないことを考慮すると、通常考えられ
る引抜パターンにおいてブレークアウト、鋳片表面の凹
み、微細な亀裂等の問題を生じないためノズルの形状に
関する条件が導かれる。加速時の上記条件ａｏ≧0.7m/s
2を式（５）に適用すると、ブレークアウト、鋳片表面
の凹みを発生させないための条件として、 同様に、減速時条件はａｏ≦−0.7m/s2であるので、ブ
レークアウト、鋳片表面の微細な亀裂を発生させないた
めの条件として、 が得られる。
鋳片性状に問題を発生させないためには、式（６）、
（７）両方を満たさなければならないから、（８）式を
満足することが必要である。
（７）両方を満たさなければならないから、（８）式を
満足することが必要である。
ここで、ρ：ステンレス溶鋼の密度［kg/m3］ Ａｏ：モールド断面積［m2］ （８）式を満たすようにノズルを設計することにより、
通常の引抜パターンによる鋳片製造においてブレークア
ウト、微細な亀裂等の問題を避けることが可能である。
通常の引抜パターンによる鋳片製造においてブレークア
ウト、微細な亀裂等の問題を避けることが可能である。
上記許容圧力変動ΔＰａを満たすノズルの設計に際して
は、式（４）から明らかなように、ノズル長さＬｉをで
きるだけ小さく、ノズル断面積Ａｉをできるだけ大きく
することが望ましい。しかし、ノズルの全長ΣＬｉは、
装置の構成上、タンディッシュ耐火物、鉄皮、フィード
ノズルなどの厚みの和が下限となる。スライディングノ
ズルを設けた場合、ノズルの長さはそれだけ長くなる。
ノズル全長ΣＬｉはスライディングノズルを設けない場
合、300mm以内に、スライディングノズルを設けた場合
は500mm以内にそれぞれ抑えることが望ましい。また、
ノズルの断面積Ａｉを大きくすると、ノズルが大型化し
て築炉作業性の悪化、コストの上昇を招く。タンディッ
シュノズルおよびスライディングノズルの断面積は通常
モールド断面積の0.5〜1.5倍とすることが望ましい。フ
ィードノズル16は、ブレークリングを固定するために用
いられるので、第１図から明らかなようにその断面積は
モールド断面積に比べて小さいが、モールド断面積の0.
4倍以上にすることが望ましい。ノズルの形状決定に当
たっては、これらのノズルを組み合わせて圧力変動を許
容圧力変動ΔＰａ以内に抑えるよう考慮することが重要
である。
は、式（４）から明らかなように、ノズル長さＬｉをで
きるだけ小さく、ノズル断面積Ａｉをできるだけ大きく
することが望ましい。しかし、ノズルの全長ΣＬｉは、
装置の構成上、タンディッシュ耐火物、鉄皮、フィード
ノズルなどの厚みの和が下限となる。スライディングノ
ズルを設けた場合、ノズルの長さはそれだけ長くなる。
ノズル全長ΣＬｉはスライディングノズルを設けない場
合、300mm以内に、スライディングノズルを設けた場合
は500mm以内にそれぞれ抑えることが望ましい。また、
ノズルの断面積Ａｉを大きくすると、ノズルが大型化し
て築炉作業性の悪化、コストの上昇を招く。タンディッ
シュノズルおよびスライディングノズルの断面積は通常
モールド断面積の0.5〜1.5倍とすることが望ましい。フ
ィードノズル16は、ブレークリングを固定するために用
いられるので、第１図から明らかなようにその断面積は
モールド断面積に比べて小さいが、モールド断面積の0.
4倍以上にすることが望ましい。ノズルの形状決定に当
たっては、これらのノズルを組み合わせて圧力変動を許
容圧力変動ΔＰａ以内に抑えるよう考慮することが重要
である。
［実施例］ 第３図（ａ）〜（ｃ）は、それぞれノズルの寸法、引抜
速度パターンおよび圧力変動を示している。第３図
（ａ），（ｂ）は（ｃ）に示す従来のノズルをこの発明
に従って改良したものである。第１表にはそれぞれのノ
ズルにおける圧力変動ΔＰｎを（３）式を用いて計算し
た結果を示した。ΔＰｎは（５）式で直接評価できる。
なお、第３図中の圧力変動のグラフには、圧力変動とと
もに、タンディッシュ内の溶鋼の静圧が70kpa（0.7kg/c
m2）である状態での圧力値を計算した結果を示した。
速度パターンおよび圧力変動を示している。第３図
（ａ），（ｂ）は（ｃ）に示す従来のノズルをこの発明
に従って改良したものである。第１表にはそれぞれのノ
ズルにおける圧力変動ΔＰｎを（３）式を用いて計算し
た結果を示した。ΔＰｎは（５）式で直接評価できる。
なお、第３図中の圧力変動のグラフには、圧力変動とと
もに、タンディッシュ内の溶鋼の静圧が70kpa（0.7kg/c
m2）である状態での圧力値を計算した結果を示した。
引抜速度パターンはすべて同じものを用いたが、この発
明による場合の圧力変動は従来のものに比べてかなりが
小さくなっている。すなわち、加速時には従来−10.4kp
a（−0.104kg/cm2）であったものが、実施例（ａ）では
−3.6kpa（−0.036kg/cm2）、実施例（ｂ）では−6.6kp
a（−0.066kg/cm2）にまで改善されている。減速時には
従来25.9kpa（0.259kg/cm2）であったものが、実施例
（ａ）では9.0kpa（0.09kg/cm2）、実施例（ｂ）では1
6.4kpa（0.164kg/cm2）にまで改善されている。なお、
第１表より実施例（ｃ）は式（５）の条件を満たしてい
ないことは明らかである。
明による場合の圧力変動は従来のものに比べてかなりが
小さくなっている。すなわち、加速時には従来−10.4kp
a（−0.104kg/cm2）であったものが、実施例（ａ）では
−3.6kpa（−0.036kg/cm2）、実施例（ｂ）では−6.6kp
a（−0.066kg/cm2）にまで改善されている。減速時には
従来25.9kpa（0.259kg/cm2）であったものが、実施例
（ａ）では9.0kpa（0.09kg/cm2）、実施例（ｂ）では1
6.4kpa（0.164kg/cm2）にまで改善されている。なお、
第１表より実施例（ｃ）は式（５）の条件を満たしてい
ないことは明らかである。
実施例（ｃ）では鋳片表面1m2あたり0.3〜15個の凹みが
生じ、また鋳片表面に微細な亀裂が生じ、この亀裂から
溶鋼が鋳片表面にしみだしたため鋳片の品質が著しく悪
化した。実施例（ａ）、（ｂ）では良好な表面性状をも
った鋳片の鋳造が可能であった。
生じ、また鋳片表面に微細な亀裂が生じ、この亀裂から
溶鋼が鋳片表面にしみだしたため鋳片の品質が著しく悪
化した。実施例（ａ）、（ｂ）では良好な表面性状をも
った鋳片の鋳造が可能であった。
［発明の効果］ この発明では、適切なノズル寸法を選択することにより
モールド内の溶湯の圧力変動を抑えることができる。こ
の結果、ブレークアウトや鋳片表面に発生する微細割
れ、凹みの発生が防止されるので、鋳片品質および歩留
りが向上し、またきず取り作業の省略を図ることができ
る。
モールド内の溶湯の圧力変動を抑えることができる。こ
の結果、ブレークアウトや鋳片表面に発生する微細割
れ、凹みの発生が防止されるので、鋳片品質および歩留
りが向上し、またきず取り作業の省略を図ることができ
る。
第１図は、一般的な水平連続鋳造装置における、タンデ
ィッシュとモールドとの接続部の縦断面図である。第２
図は、圧力変動算出のための諸元を示す単一ノズルおよ
びモールドの模式図である。第３図（ａ），（ｂ），
（ｃ）は、それぞれノズルの寸法図、引抜速度パターン
および圧力変動グラフをまとめて示しており、第３図
（ａ），（ｂ）はこの発明のものであり、第３図（ｃ）
は従来のものである。第４図は、一般的な引抜パターン
を示す図、第５図は許容圧力変動範囲を示す図である。 11…タンディッシュ、12…タンディッシュノズル、14…
スライディングノズル、16…フィードノズル、18…ブレ
ークリング、21…モールド、22…モールド側壁、Ｍ…溶
湯、Ｓ…凝固殻、Ｗ…冷却水。
ィッシュとモールドとの接続部の縦断面図である。第２
図は、圧力変動算出のための諸元を示す単一ノズルおよ
びモールドの模式図である。第３図（ａ），（ｂ），
（ｃ）は、それぞれノズルの寸法図、引抜速度パターン
および圧力変動グラフをまとめて示しており、第３図
（ａ），（ｂ）はこの発明のものであり、第３図（ｃ）
は従来のものである。第４図は、一般的な引抜パターン
を示す図、第５図は許容圧力変動範囲を示す図である。 11…タンディッシュ、12…タンディッシュノズル、14…
スライディングノズル、16…フィードノズル、18…ブレ
ークリング、21…モールド、22…モールド側壁、Ｍ…溶
湯、Ｓ…凝固殻、Ｗ…冷却水。
Claims (3)
- 【請求項１】タンディッシュとモールドとがノズルを介
して連絡し、モールドの入側にブレークリングを取り付
けて鋳片を間欠的に引き抜く水平連続鋳造方法におい
て、前記ノズルの断面積Ａｉに対するノズルの長さＬｉ
の比の和Σ（Ｌｉ/Aｉ）と前記鋳片の引抜加速度ａｏが
次式を満たすことを特徴とする水平連続鋳造方法。 ここで、 ΔＰａ（加速）：加速時の許容モールド内圧力変動［Ｐ
ａ］ ΔＰａ（減速）：減速時の許容モールド内圧力変動［Ｐ
ａ］ ρ ：溶融金属の密度［kg/m3］ Ａｏ ：モールド断面積［m2］ ａｏ ：鋳片の引抜加速度［m/s2］ - 【請求項２】タンディッシュとモールドとをノズルを介
して連絡し、モールドの入側にブレークリングを取り付
けてステンレス鋼を間欠的に引き抜く水平連続鋳造方法
において、前記ノズルの断面積Ａｉに対するノズルの長
さＬｉの比の和Σ（Ｌｉ/Aｉ）と前記鋳片の引抜加速度
ａｏが次式を満たすことを特徴とするステンレス鋼鋳片
の水平連続鋳造方法。 ここで、ρ：溶融金属の密度［kg/m3］ Ａｏ：モールド断面積［m2］ ａｏ：鋳片の引抜加速度［m/s2］ - 【請求項３】タンディッシュとモールドとをノズルを介
して連絡し、モールドの入側にブレークリングを取り付
けてステンレス鋼を間欠的に引き抜く水平連続鋳造装置
において、前記ノズルの断面積Ａｉに対するノズルの長
さＬｉの比の和Σ（Ｌｉ/Aｉ）が次式を満たすことを特
徴とする水平連続鋳造装置用ノズル。 ここで、ρ：ステンレス溶鋼の密度［kg/m3］ Ａｏ：モールド断面積［m2］
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP18541390A JPH0685979B2 (ja) | 1990-07-16 | 1990-07-16 | 水平連続鋳造方法及び水平連続鋳造装置用ノズル |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP18541390A JPH0685979B2 (ja) | 1990-07-16 | 1990-07-16 | 水平連続鋳造方法及び水平連続鋳造装置用ノズル |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPH0475751A JPH0475751A (ja) | 1992-03-10 |
| JPH0685979B2 true JPH0685979B2 (ja) | 1994-11-02 |
Family
ID=16170357
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP18541390A Expired - Lifetime JPH0685979B2 (ja) | 1990-07-16 | 1990-07-16 | 水平連続鋳造方法及び水平連続鋳造装置用ノズル |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JPH0685979B2 (ja) |
Cited By (1)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JPS6042918A (ja) * | 1983-08-19 | 1985-03-07 | Matsushita Electric Ind Co Ltd | フィルタ装置 |
-
1990
- 1990-07-16 JP JP18541390A patent/JPH0685979B2/ja not_active Expired - Lifetime
Cited By (1)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JPS6042918A (ja) * | 1983-08-19 | 1985-03-07 | Matsushita Electric Ind Co Ltd | フィルタ装置 |
Also Published As
| Publication number | Publication date |
|---|---|
| JPH0475751A (ja) | 1992-03-10 |
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