JPH1043842A - 鋼の連続鋳造用タンディッシュ - Google Patents

Abstract

(57)【要約】 【課題】 敷を取鍋からの溶鋼の注入点位置が鋳型への
流出孔位置より高い形状としたタンディッシュでは、取
鍋からタンディッシュへの溶鋼注入開始直後、タンディ
ッシュ敷に注入流が衝突して多量の溶鋼の飛沫が発生す
る。 【解決手段】 堰高さ（Ｈ）が、（１）式を満足する範
囲内である耐火物性の堰２を、溶鋼１１の注入点３周囲
のタンディッシュ１の敷１２に設け、堰にて溶鋼を滞留
させスプラッシュの発生を防止する。但し、（１）式に
おいてＨｏは堰設置位置でのタンディッシュ内面高さ、
Ｑはタンディッシュへの最大溶鋼注入量、Ｒは堰の幅を
表す。尚、堰に所定面積の切り欠け５や貫通孔１３を設
けることができる。 Ho≧ H≧ 0.6×｛[1.312×(Q/R) ² ＋1]^1/2 −1 ｝……
（１）

Description

【発明の詳細な説明】

【０００１】

【発明の属する技術分野】本発明は鋼の連続鋳造用タン
ディッシュに関し、詳しくは、取鍋からタンディッシュ
への溶鋼注入開始直後に発生する溶鋼の飛沫を防止する
ためにタンディッシュ内に設ける堰の形状に関するもの
である。

【０００２】

【従来の技術】鋼の連続鋳造におけるタンディッシュの
敷（敷とは内表面の底部をいう）は、鋳造終了時のタン
ディッシュ内残鋼量を少なくするために、一般に取鍋か
らの溶鋼注入点位置を、鋳型への流出孔位置より高い位
置としている。そのため、タンディッシュへの注入開始
直後には、注入点周囲は敷に衝突する注入流に常時曝さ
れるので、溶鋼の飛沫（以下、「スプラッシュ」と記
す）が発生し、そして、タンディッシュ内の溶鋼面が上
昇して注入流の有するエネルギーを緩和しうる溶鋼深さ
になるまで継続する。

【０００３】発生したスプラッシュは、溶鋼中に落下し
て再溶解し、或いはタンディッシュ側壁耐火物へ付着し
て溶鋼面の上昇に伴い再溶解する。更には、タンディッ
シュの上蓋裏面に付着堆積する。このスプラッシュは、
比表面積が大きく、容易に雰囲気中の酸素と反応して酸
素濃度が高くなり、これがタンディッシュ内溶鋼に再溶
解するため、鋳造初期の鋳片品質を悪化させる一因とな
っている。

【０００４】又、最近は耐火物コスト低減のため、使用
済みタンディッシュを使用毎に冷間補修せず、例えば特
開平８−１２８８号公報に開示されるように、タンディ
ッシュの内面を補修することなく熱間状態で連続的に再
使用する、所謂、熱間回転使用が実施されている。冷間
補修では、タンディッシュ側壁及び上蓋裏面の付着地金
は掻き落とす等して除去できるので、品質上および操業
上の問題を生じることはない。これに対し、熱間回転使
用の場合には、これらの部位の付着地金を効率よく除去
する方法がなく、通常、ガスバーナーにより付着地金を
溶融して排出する方法が用いられている。しかし、この
方法では地金は溶融過程で酸化し、酸化物を多量に含む
地金がタンディッシュ敷に付着・残留し、これが取鍋か
ら受鋼した時点で再溶解するので、鋳造開始直後の鋳片
品質は著しく悪化する。又、付着地金を放置すると、付
着量が次第に増加して風袋でのタンディッシュ重量が増
加し、所定量の溶鋼がタンディッシュ内に確保できず、
最終的には操業不可能となる等、品質上および操業上の
問題が生じる。そのため、これらの問題を解決する様々
な方法が多数提案されている。

【０００５】例えば、実開昭５８−５７３５６号公報
（以下、「先行技術１」と記す）には、タンディッシュ
内をＡｒ等の不活性ガスで置換する技術が開示されてい
る。先行技術１によれば、スプラッシュの酸化を防止で
き、併せて、取鍋からの注入流及びタンディッシュ内溶
鋼の酸化を防止できるので、清浄性の高い鋳片が得られ
るとしている。

【０００６】又、特開昭６４−３４５５１号公報（以
下、「先行技術２」と記す）には、ロングノズル直下の
タンディッシュ敷に、ロングノズルの下端位置より高さ
が高い鉄板製の堰を設け、ロングノズルの下端を堰で溜
めた溶鋼中に浸漬させて注入する方法が開示されてい
る。先行技術２によれば、ロングノズルの先端が早期に
浸漬されるので、スプラッシュの発生を抑え且つ空気酸
化も防止され、又、鉄板製の堰は溶鋼の熱により溶けて
消失するので、定常鋳造中は堰による上昇流がなく、湯
面を浮遊するスラグの上昇流による巻き込みもないの
で、品質の良好な鋳片が得られるとしている。

【０００７】

【発明が解決しようとする課題】先行技術１では、スプ
ラッシュの酸化を防止することは可能だが、スプラッシ
ュの発生を防止することはできない。又、先行技術２で
は、溶鋼が鉄板製堰により冷却され、溶鋼温度が低下し
て流出孔及び浸漬ノズルでのノズル詰まりの虞があり、
又、堰高さの下限値が不明のため堰高さを過剰に高くす
る虞があると共に、長尺のロングノズルも必要のため、
堰や耐火物コストのアップにつながる。更に、熱間回転
使用のタンディッシュでは、高温のタンディッシュ内に
堰を人手で設置することは困難で、堰を設置するための
専用設備が必要となり、製造コストの上昇を招く。

【０００８】本発明は上記事情に鑑みなされたもので、
その目的とするところは安価で且つ安定操業が可能とな
り、更に、熱間回転使用でも適用することができるスプ
ラッシュの発生を防止するに好適な堰を有する連続鋳造
用タンディッシュを提供することである。

【０００９】

【課題を解決するための手段】第１の発明による鋼の連
続鋳造用タンディッシュは、敷を取鍋からの溶鋼の注入
点位置が鋳型への流出孔位置より高い形状とし、溶鋼の
注入点周囲の敷に耐火物製の堰を設けた鋼の連続鋳造用
タンディッシュにおいて、前記堰の高さが（１）式を満
足することを特徴とするものである。 Ho≧ H≧ 0.6×｛[1.312×(Q/R) ² ＋1]^1/2 −1 ｝……（１）

【００１０】但し、（１）式において各記号は以下を表
すものである。 Ｈ ；堰高さ（cm） Ｈｏ；堰設置位置でのタンディッシュ内面高さ（cm） Ｑ ；タンディッシュへの最大溶鋼注入量（リットル／
分） Ｒ ；堰幅（cm）

【００１１】タンディッシュ敷の注入点近傍に背丈の高
い堰を設ければ、堰より注入点側のタンディッシュ内
（以下、堰より注入点側のタンディッシュ内を「堰内」
と記す）に溶鋼が滞留して、スプラッシュの発生を防止
することができるが、堰高さを過剰に高くすると堰を構
成する耐火物費用が増加して合理的でなく、定常鋳造中
に不要な溶鋼の上昇流を発生し品質を劣化させ、更に、
堰内に滞留する溶鋼量が増えるので鋳造初期に堰にかか
る溶鋼荷重が増加して、使用中に堰が倒れる可能性が高
く、従って、堰はスプラッシュの発生を防止する最小の
高さであることが必要である。

【００１２】本発明者等は取鍋からタンディッシュに注
入された溶鋼が注入点近傍に設けた堰を乗り越えず、堰
内に滞留する最小の堰高さを求めるために、水モデル実
験にて調査した。その結果、以下の３点が明らかとなっ
た。 ：注入された水は、注入点で激しく雰囲気ガスを巻き
込み、水の飛沫が発生する。 ：注入点位置だけが飛沫の発生位置でない。 ：注入された水がタンディッシュの敷を流れる時に、
図２に模式的に示すような、流速が遅くなる部位で雰囲
気ガスを巻き込み、所謂、跳水現象（Hydraulicjump）
と呼ばれる水嵩が高くなる現象が発生する。

【００１３】以上の調査結果から、跳水高さ以上の堰を
設置すれば、注入された水が堰を乗り越えず、堰内に溜
まり、水滴飛沫の発生を防止できると推定した。この跳
水高さｈは、図２に示すようにタンディッシュ敷を速度
ｕ、液膜厚ｄで水が流れる時、重力加速度をｇとする
と、フルード数の関数として（３）式で表されること
は、例えばJ.R.D.Fancis等の「Civil Engineering Hydr
aulics,(1984年)289頁」にも記載されているように公知
である。尚、（３）式において、Ｆr は堰上流側におい
て（４）式で規定されるフルード数である。 h ＝ (d/2)× [(8×Fr² ＋1)^1/2 −1] ……（３） Fr＝u/(g×d)^1/2 ……（４）

【００１４】（３）式よる跳水高さは、以下の手順で算
出することができる。取鍋からのタンディッシュへの最
大溶鋼注入量をＱ（リットル／分）、堰幅をＲ（cm）、
液膜厚をｄ（cm）、タンディッシュ敷の溶鋼流速をｕ
（cm／秒）、重力加速度をｇ（cm／秒² ）とすると、タ
ンディッシュ敷での溶鋼流速ｕは（５）式から求めるこ
とができる。 u ＝ (1000×Q)/(60×R ×d) ……（５）

【００１５】ここで、液膜厚ｄは本発明者等の溶融アル
ミニウムの実験結果から推定し、鋼の実機タンディッシ
ュの場合では液膜厚ｄを１．２cmの一定値とした。重力
加速度を９８０cm／秒² として、求めた溶鋼流速ｕから
（４）式によりフルード数Ｆr を算出し、更に（３）式
にフルード数Ｆr を代入して、種々の注入量及び堰幅に
ついて跳水高さを算出することができる。尚、タンディ
ッシュへの最大溶鋼注入量とは、鋳造開始時にタンディ
ッシュに溶鋼を注ぎ上げる際の最大流量のことであり、
最大溶鋼注入量から跳水高さを求める理由は、注入量が
最大となるときに跳水高さが最大となるからである。

【００１６】次に、（３）式の妥当性を、１／３規模の
水モデル装置にて調査した。相似則の一致はフルード数
相似である。フルード数相似とは、〔速度／（重力加速
度×距離）^1/2 ＝フルード数〕の値が、モデルと実機と
で同一になる条件で実験を行うもので、従って、１／３
モデル実験においては、相似則により、流速は実機の１
／ ３、長さは１／３、面積は１／９、体積は１／２７
となる。ちなみに１／３モデルでの液膜厚は０．４cmと
なる。

【００１７】実機での堰幅Ｒは１０８cm、堰設置位置の
タンディッシュ内面高さは９０cm、鋳造開始時の取鍋か
らタンディッシュへの溶鋼注入量は最大１７トン／分で
ある。この溶鋼注入量を溶鋼比重７．０g ／cm³ で換算
すると、最大溶鋼注入量Ｑは２４２９リットル／分とな
り、１／３モデルでは相似則より、タンディッシュへの
最大注入量は１５５リットル／分と算出され、モデル実
験での水の流量は１５５リットル／分の一定量とした。

【００１８】１／３モデルでのタンディッシュの概略を
図３に示す。図３に示すように、堰は注入点から流出孔
側に２０cm離れた位置にタンディッシュの全幅に渡って
設置し、又、注入点は流出孔側と反対側のタンディッシ
ュ壁面から１５．５cm離れた位置である。実機に相当す
る堰幅は３６cmとなるが、堰を設置する位置のタンディ
ッシュ幅を３０cm、３５cm及び４０cm、即ち堰幅を３０
cm、３５cm及び４０cmの３水準に変更し試験した。実機
のロングノズルに対応する注入管の径は３cmΦである。
このように設定したモデルで、堰高さＨを８．５cmまで
変更して、飛散する水滴の調査を行った。

【００１９】飛散した水滴を集めて計量し、計量値を比
較した。堰が無いときの飛沫発生量を１．０として、堰
高さを変更した時の飛沫発生量を指数化して比較した結
果を図４に示す。図４に示すように水モデル実験におい
ては、堰高さを高くすると共に水の飛沫発生量が減少す
ることが分かる。飛沫発生量指数が０．２以下を目標と
すると、目標を達成する堰高さは、堰幅が３０cmでは
６．０cm以上、堰幅が３５cmでは５．０cm以上、堰幅が
４０cmでは４．０cm以上となる。

【００２０】又、最大溶鋼注入量Ｑを１５５リットル／
分とし、堰幅が３０cm、３５cm、及び４０cmの３ケース
について、（５）式からタンディッシュ敷での流速を求
め、更に（４）式からフルード数を求め、求めたフルー
ド数を（３）式に代入して、モデル実験における跳水高
さｈを算出した。算出結果は、堰幅が３０cmの時にｈ＝
５．９５cm、３５cmの時にｈ＝５．０７cm、４０cmの時
にｈ＝４．４２cmとなり、この算出した値を図４に併せ
て記した。すると、図４に示すように水モデル実験によ
る飛沫発生量０．２以下となる堰高さは、（３）式の算
出値と良く一致することが分かる。即ち、堰高さを
（３）式で求めた跳水高さより高くすると飛沫の発生を
防止できること、しかも堰高さが跳水高さを超える範囲
では飛沫防止効果はそれ以上は改善しないことが確認で
きた。

【００２１】以上の水モデルの結果が、実機の溶鋼の場
合にも同様に適用できるものとして、液膜厚ｄを１．２
cmの一定とし、（５）式の速度、及び（４）式のフルー
ド数を（３）式に代入すると、実機における溶鋼での跳
水高さｈを推定する式が（６）式として得られる。 h＝ 0.6×｛[1.312×(Q/R) ² ＋1]^1/2 −1 ｝ ……（６）

【００２２】設置する堰高さＨが、（６）式から求めた
跳水高さｈ以上であれば跳水による堰からの流出を防止
し、堰内に溶鋼を滞留させることができるので、こうし
て堰高さの下限値を決める（１）式の右辺不等式が導か
れる。

【００２３】注入流の有するエネルギーを緩和するだけ
の滞留量を確保できれば、堰の目的は達成される。水モ
デルの結果でも堰高さを（３）式で算出される跳水高さ
以上としても飛沫発生の防止効果はそれ以上は改善しな
いので、堰高さＨは、（６）式で算出される跳水高さよ
り大幅に高くする必要はなく、最大でも堰を設置した位
置のタンディッシュ内面高さ（Ｈｏ）の１／２以下で十
分である。更に、望ましくは（６）式の値より１０cm以
内に抑えることが、耐火物コスト的にも不要な溶鋼の上
昇流を抑えるためにも、又、堰の倒壊を防止するために
も望ましい。

【００２４】第２の発明による鋼の連続鋳造用タンディ
ッシュは、第１の発明による鋼の連続鋳造用タンディッ
シュにおいて、堰が切り欠けを有し、その切り欠け幅が
（２）式を満足することを特徴とするものである。 (20000×M)／(V×t ₁ ×H)≦ｗ≦ R×[1−(60 ×M)／(q×t ₂ )]…（２）

【００２５】但し、（２）式において各記号は以下を表
すものである。 ｗ ；切り欠け幅（cm） Ｈ ；堰高さ（cm） ｑ ；タンディッシュへの平均溶鋼注入量（リットル／
分） Ｒ ；堰幅（cm） Ｖ ；堰の切り欠けからの溶鋼の平均排出速度（cm／
秒） Ｍ ；堰内溶鋼が堰高さとなった時の堰内溶鋼量（リッ
トル） ｔ₁ ；タンディッシュ内残溶鋼の湯面が堰下端位置の時
点から排出完了するまでの所要時間（秒） ｔ₂ ；タンディッシュへの注入開始を起点とした設定時
間（秒）

【００２６】堰に切り欠けが無いと、鋳造終了時に堰内
に溶鋼が残留して、鋼歩留りが低下する。しかし切り欠
け幅が大きすぎると、鋳造開始時に堰内に溶鋼が溜まら
ず、スプラッシュの発生が防止できない。本発明者等
は、堰に最適幅の切り欠けを設ければ、この問題は解決
されると推定し、検討して水モデルで確認した。

【００２７】〔切り欠け幅の最小値の検討〕切り欠け幅
の最小値は、鋳造終了時に堰内に溶鋼が残らないように
することから求めることができる。そこで、鋳造終了時
に堰内に溶鋼が残らない条件を、以下のように考えた。

【００２８】溶鋼が堰の切り欠けから排出する状態を図
５に示すように仮定した。切り欠けからの排出速度は堰
内の溶鋼高さＺにより生ずる静圧差による速度とする。
すると排出速度は、堰内の溶鋼高さＺが最大のＨの時に
最大となり、堰内に溶鋼が無くなると最小の零となる。
堰からの溶鋼排出速度はこれらの平均値で代表されると
仮定し、略平均値となる堰内溶鋼高さＺが〔堰高さＨ×
１／２〕となる時の排出速度を平均排出速度Ｖとした。
又、排出する断面積は、堰内の溶鋼高さＺの１／１０の
高さと、切り欠け幅ｗとで形成する断面積とした。する
と排出中の堰内の溶鋼高さＺの平均値は〔堰高さＨ×１
／２〕となるので、排出断面積の平均値は〔（堰高さＨ
×１／２０）×切り欠け幅ｗ〕となる。

【００２９】そして、堰内溶鋼は、図３に示すタンディ
ッシュ内残溶鋼の湯面が堰下端位置の時点から鋳型に排
出完了するまでの所要時間以内に、堰から排出しなけれ
ばならないと仮定した。すると、堰の切り欠けからの溶
鋼の平均排出速度をＶ（cm／秒）、切り欠け幅をｗ（c
m）、タンディッシュ内残溶鋼の湯面が堰下端位置の時
点から排出完了するまでの所要時間（以下、「所要時
間」と記す）をｔ₁ （秒）、堰内溶鋼が堰高さとなった
時の堰内溶鋼量をＭ（リットル）とすると、ｔ₁ 時間内
に堰内溶鋼量Ｍは、断面積〔（堰高さＨ×１／２０）×
切り欠け幅ｗ〕を平均排出速度Ｖにて、堰外に流出して
しまわなければならない。これを式で示すと（７）式が
得られる。 1000×M ≦（ V×w ×H ×t ₁ ）/20 ……（７）

【００３０】（７）式を変形すれば、（２）式の左辺不
等式が得られ、切り欠けの最小値を求めることができ
る。尚、切り欠けが複数ある場合は切り欠け幅ｗは、そ
れら複数の幅を合計した値となる。

【００３１】〔切り欠け幅の最大値の検討〕鋳造開始時
に堰内に溶鋼を速やかに溜めるには、切り欠け幅を余り
大きくしては良くない。そこで、切り欠けがあった状態
でも堰内に溶鋼が滞留する状況を以下のように仮定し
た。

【００３２】堰の有無に関わらず、タンディッシュ敷を
通過する単位幅当たりの溶鋼速度は一定であるとする。
即ち、切り欠け幅を差し引いた堰幅に比例して溶鋼は堰
内に滞留するものとする。この前提のもとで、堰内溶鋼
が堰高さとなった時の堰内溶鋼量をＭ（リットル）、ロ
ングノズルからのタンディッシュへの平均溶鋼注入量を
ｑ（リットル／分）、堰幅をＲ（cm）、切り欠け幅をｗ
（cm）、タンディッシュへの注入開始を起点とした設定
時間（以下、「設定時間」と記す）をｔ₂ （秒）とする
と、ｔ₂ 時間内に堰内に溶鋼をＭ以上溜めなければなら
ない。これを式で示すと（８）式が得られる。 M≦ (q/60) ×[(R −ｗ)/R]×t ₂ ……（８）

【００３３】（８）式を変形すると（２）式の右辺不等
式が得られ、切り欠けの最大幅を求めることができる。
鋳造開始時期のタンディッシュへの溶鋼注入量として平
均値を用いる理由は、堰内に所定量の溶鋼を溜めるため
には、最大値でも最小値でも、正確さに欠けるからであ
る。

【００３４】〔水モデルの結果〕（２）式の妥当性を１
／３規模の水モデル装置にて調査した。相似則の一致は
フルード数相似にて行った。１／３のタンディッシュは
図３に示すもので、堰高さを検討したものと同一であ
り、堰幅も３０cm、３５cm、及び４０cmの３水準で実施
した。但し、堰高さは各水準とも５cmの一定とした。

【００３５】実機でのタンディッシュへの平均溶鋼注入
量ｑは１４２９リットル／分（１０トン／分）であり、
１／３モデルでは９２リットル／分になる。実機での所
要時間ｔ₁ は、タンディッシュ内残溶鋼が４０トンで、
鋳造終了時４トンを残し鋳造終了し、鋳造速度が７トン
／分であるので、３０９秒となる。１／３モデルでは、
相似則により所要時間は実機の所要時間ｔ₁ の１／
３、即ち、１７８秒となるので、所要時間が１７８秒と
なるように流出孔からの排水量を制御した。

【００３６】設定時間ｔ₂ は実機でのスプラッシュ発生
状況から決定した。図６は堰を設置していないタンディ
ッシュへの鋳造開始から５秒毎にスプラッシュ発生状況
を調査した結果である。図６より時間が経過すると共
に、単位時間当たりに発生するスプラッシュ量は減少
し、スプラッシュ発生は注入開始後２０秒前後までが多
いことが分かる。従ってスプラッシュの発生を防止する
ためには、注入開始後２０秒よりかなり速い時期に、堰
内に溶鋼を所定量滞留させる必要があり、従って、本発
明では設定時間を１０秒とした。スプラッシュ発生の時
間は、溶鋼の注入量、タンディッシュ形状により異なる
ので、設定時間は各連続鋳造機にて、スプラッシュ発生
状況を調査して決めることが望ましいが、１０秒とすれ
ばすべての連続鋳造機に適用できる。尚、１／３モデル
の場合での設定時間は、相似則により実機の設定時間の
１／ ３、即ち、５．８秒となる。

【００３７】上記の条件で１／３の水モデルにおいて、
注入点周囲に切り欠け幅の異なる堰を設置して、水の飛
沫発生量、及び鋳造末期の堰内残水量の調査を行った。
調査結果を図７及び図８に示す。図７は鋳造終了時の堰
内残水量を調査した結果で、図８は鋳造初期の飛沫の発
生量を調査した結果である。図７より切り欠け幅の最小
値は、堰幅が小さい程小さくなるが、最小幅を２cm以上
とすれば堰幅４０cmまでの水モデル実験では、残水量を
零とすることができる。又、図８より飛沫の発生量指数
が０．２となる切り欠け幅の範囲は、堰幅３０cmで１２
cm以下、堰幅３５cmで１０cm以下、堰幅４０cmで８cm以
下となり、それ以上では飛沫発生量が増加することが分
かる。

【００３８】又、１／３モデルでの堰内容積と平均排出
速度とを算出し、これらの算出値と上記の条件とから、
（２）式により１／３モデル実験における切り欠けの最
小幅と最大幅とを算出すると、最小幅は堰幅が３０cmで
１．７cm、堰幅が３５cmで２．０cm、堰幅が４０cmで
２．３cmとなり、又、最大幅は堰幅が３０cmで１２．０
cm、堰幅が３５cmで１０．５cm、堰幅が４０cmで７．９
cmとなった。

【００３９】図７及び図８には、これらの算出値も記入
されており、これらの算出値より、水モデルでの実験結
果の方が、目的を満たす範囲はやや広いものの、（２）
式による範囲は水モデルの結果の範囲内であり、少なく
とも（２）式の範囲内であれば、鋳造開始時のスプラッ
シュを防止し、且つ鋳造終了時に堰内に残鋼の発生を防
止できることが分かる。

【００４０】第３の発明による鋼の連続鋳造用タンディ
ッシュは、第１の発明による鋼の連続鋳造用タンディッ
シュにおいて、前記堰が、切り欠けと貫通孔又は貫通孔
を有しており、この貫通孔の少なくとも１つはタンディ
ッシュの敷と接し、且つ、切り欠けと貫通孔又は貫通孔
の総断面積が、（１）式に規定される堰高さと（２）式
に規定される切り欠け幅との積として定まる総断面積と
等しいことを特徴とするものである。

【００４１】発明者らは、切り欠けの他に貫通孔を有す
る堰についても、１／３の水モデルを用いて、水の飛沫
発生量及び鋳造末期の堰内残水量の調査をおこなった。
堰幅は３５cm、堰高さは（１）式の下限値である５cmと
した。水モデルにおける条件は上記の切り欠け幅の最小
値、最大値を検討した条件と同一である。

【００４２】図９に示すタイプＢとタイプＣの２種類の
切り欠けと貫通孔を堰に設けた。タイプＢは、流路とし
て同一の幅を有した切り欠けを２つと、１つの切り欠け
の断面積と等しい断面積を有する貫通孔を中央部に設
け、タイプＣは、同一の幅を有した切り欠けを２つと、
１つの切り欠けの断面積の１／２と等しい断面積を有す
る貫通孔を中央部に２つ設けており、これらの貫通孔は
タンディッシュ敷に接している。そして、試験は貫通孔
の断面積が常に総断面積の１／３となるようにして行な
った。図９に示すタイプＡは、比較のために用いた堰
で、流路として切り欠けのみ３つ設置した場合で、３つ
の切り欠けの幅を等しくしている。

【００４３】水モデルによる調査結果を図１０及び図１
１に示す。図１０は鋳造終了時の堰内残水量を調査した
結果で、図１１は鋳造初期の飛沫の発生量を調査した結
果である。図１０より、タイプＢ及びタイプＣはタイプ
Ａより堰内残水の排出効率がよいことが分かる。これ
は、タイプＢ及びタイプＣでは敷と接する貫通孔からの
排出効率がよいためである。そして、（２）式による切
り欠けの最小幅は前述のように２．０cmであるので、堰
高さと切り欠けの最小幅との積として定まる計算最小断
面積は１０cm² となり図１０に併せて示しているが、図
１０に示すように、堰に設ける切り欠けと貫通孔との総
断面積を計算最小断面積以上にしておけば、鋳造終了時
に堰内に残鋼の発生を防止できることが分かる。

【００４４】又、図１１に示すように、タイプＢ及びタ
イプＣでは、タイプＡと比べて、流路の総断面積が大き
くなるに従い水の飛沫発生量が大きくなったが、堰高さ
（５cm）と（２）式による切り欠けの最大幅（１０．５
cm）との積として定まる計算最大断面積（５２．５c
m² ）以下では、水の飛沫発生量に大差ないことが分か
る。これは、流路の総断面積が大きくなると、貫通孔の
幅（ｗ₃ ′、ｗ₃ ″、ｗ₄′）を高さ（Ｈ′）に比較し
て大きくする必要があるために貫通孔からの流出量が多
くなるが、計算最大断面積付近では切り欠けと同一な寸
法の貫通孔を設けることができるからである。このよう
に、堰に設ける切り欠けと貫通孔との総断面積を計算最
大断面積以下にしておけば、鋳造開始時のスプラッシュ
を防止できることが分かる。

【００４５】即ち、切り欠けと貫通孔又は貫通孔の総断
面積が、（１）式に規定される堰高さと（２）式に規定
される切り欠け幅との積として定まる切り欠けの総断面
積と等しくすれば、鋳造終了時での堰内残鋼の発生を防
止でき、且つ、鋳造開始時のスプラッシュを防止でき
る。貫通孔と敷とを接する目的は、鋳造終了時に堰内に
残溶鋼を残さないためである。

【００４６】

【発明の実施の形態】図１にて本発明の実施の形態を説
明する。図１（ａ）は本発明にかかるタンディッシュの
正面図、図１（ｂ）及び図１（ｃ）は、図１（ａ）のＸ
−Ｘ断面図であり、図１（ｂ）は堰に切り欠けのみ設置
した場合、図１（ｃ）は堰に切り欠けと貫通孔とを設置
した場合である。図において、１はタンディッシュ、２
は耐火物製の堰、３は取鍋からの注入点、４は流出孔、
５は堰の切り欠け、６はロングノズル、７は浸漬ノズ
ル、８はタンディッシュの上蓋、９は取鍋、１０は鋳
型、１１は溶鋼、１２は敷、１３は貫通孔である。タン
ディッシュ１の敷１２は注入点３の位置が流出孔４の位
置よりも高く、タンディッシュ１全体でみれば、注入点
３側から流出孔４側に傾斜している。ｗ₁ 、ｗ₂ 、ｗ₃
は切り欠け５の幅、ｗ ₃ ′は貫通孔１３の幅である。

【００４７】取鍋９からの溶鋼１１の注入流はロングノ
ズル６を介して注入点３に落下し、堰２内に滞留し、滞
留した溶鋼１１は堰２をオーバーフローし、流出孔４よ
り浸漬ノズル７を介して鋳型１０に鋳造される。鋳造開
始時には、堰２内に溶鋼１１を滞留させ、注入流の落下
するエネルギーを緩和してスプラッシュの発生を防止
し、鋳造末期には、堰２の切り欠け５及び貫通孔１３か
ら堰２内の溶鋼１１は排出される。このようなタンディ
ッシュ１の構造において、本発明の諸元は以下の手順で
決定される。

【００４８】〔手順１〕；堰２の設置位置を決める。堰
２は注入点３から任意の位置に設置することが可能であ
るが、堰２内に迅速に溶鋼１１を滞留させるためには、
注入点３からの距離（図１に示すＪの距離）を、３０cm
から１００cmの範囲とすることが望ましい。３０cm未満
の場合、注入流のエネルギーを緩和するには堰２内の溶
鋼滞留量が不足し、又、１００cmを超える場合は滞留す
る溶鋼１１の上昇速度が遅くなり、スプラッシュの発生
防止が遅れて都合が悪い。堰２の設置位置が決まると、
堰幅Ｒ、及び、鋳造末期のタンディッシュ１内溶鋼レベ
ルが堰２の下端位置となる時のタンディッシュ１内の残
溶鋼量が定まる。この残溶鋼量と、鋳型への鋳造量とか
ら、所要時間ｔ₁ が決定する。又、設定時間ｔ₂ は、使
用するタンディッシュ１によりスプラッシュ発生期間が
異なるので、堰２を使用しない鋳造でのスプラッシュ発
生状況を調査して決めることが望ましいが、設定時間を
１０秒とすれば、殆どのタンディッシュ１に問題なく適
用できる。

【００４９】〔手順２〕；鋳造開始時のタンディッシュ
１への溶鋼注入量はタンディッシュ１の容量により異な
るので、使用するタンディッシュ１での溶鋼注入量を把
握する。この時、タンディッシュ１への最大溶鋼注入量
Ｑと、平均溶鋼注入量ｑとを区別して把握する。注入量
が安定して一定の場合には、最大値と平均値とを同一と
することができる。

【００５０】〔手順３〕；上記の条件から先ず、堰高さ
Ｈの下限を（１）式右辺より算出する。そして、設置す
る堰２の高さを、（１）式右辺を満足し、且つ堰２の設
置位置のタンディッシュ１の内面高さの１／２以下とな
る任意の高さに決める。

【００５１】〔手順４〕；堰高さＨを決めると、図１に
示す距離ｋ及び距離ｊから堰内溶鋼量Ｍが求まる。又、
堰高さＨが決まることで、堰２からの平均排出速度Ｖを
堰２の１／２高さでの値として算出する。

【００５２】〔手順５〕；以上の条件を（２）式に代入
して、切り欠け幅の最小値と最大値を算出し、切り欠け
幅ｗを最小値と最大値の間の任意の値として決める。そ
して、切り欠け５のみ設置する場合には、決めた切り欠
け幅ｗから、切り欠け５の数、及び切り欠け５の設置位
置を任意に決め、堰２に設置する。図１（ｂ）では切り
欠け５の数を３とし、堰２の中央と両サイドとに設置し
た場合である。又、切り欠け５と貫通孔１３とを設置す
る場合には、設定した堰高さＨと、設定した切り欠け幅
ｗとの積を算出し、堰に設ける切り欠け５と貫通孔１３
の総断面積が、堰高さＨと切り欠け幅ｗとの積と等しく
なるように、切り欠け５と貫通孔１３の個数及び各断面
積を任意に決め、堰２に設置する。その際に、貫通孔１
３の少なくとも１つは、タンディッシュ１の敷１２に接
して設ける。

【００５３】〔手順６〕；このようにして、定めた堰高
さＨ、及び、切り欠け５又は切り欠け５と貫通孔１３と
を有する堰２をタンディッシュ１に設置して、鋳造を開
始する。

【００５４】上記では、貫通孔１３のみ設置した場合の
説明を省略したが、その場合には〔手順５〕の切り欠け
５と貫通孔１３とを設置した場合に準じて行なえばよ
い。尚、図１は単ストランドのタンディッシュ１である
が、２以上の多ストランドで、注入点３を挟み両方に鋳
型１０への流出孔４を備えたタンディッシュ１の場合に
は、注入点３を挟み両方に堰２を設置することで本発明
の適用が可能である。

【００５５】

【実施例】図１に示す構成のタンディッシュにおいて、
堰に切り欠けのみ３つ設置したタイプＡの堰形状（実施
例１）と、切り欠け及び貫通孔を設けたタイプＢの堰形
状（実施例２）にて本発明を実施した。鋳造した溶鋼
は、１ヒート２５０トンの炭素が０．０４wt％以下の低
炭素アルミキルド鋼で、２ヒート以上連続して鋳造し
た。タンディッシュ容量は８０トン、取鍋からの注入点
は、流出孔と反対側のタンディッシュ側壁から４６cmの
距離（図１の距離ｋ）、堰は注入点より６０cm流出孔側
に離れた距離（図１の距離ｊ）として、堰の幅Ｒは１０
８cm、タンディッシュ内溶鋼レベルが堰下端位置となる
時のタンディッシュ内残溶鋼量は４０トンとなる。堰設
置位置でのタンディッシュ内面高さは９０cmである。鋳
造開始時のタンディッシュへの溶鋼注入量の最大値Ｑは
２４２６リットル／分、平均値ｑは１４２９リットル／
分である。又、鋳造末期はタンディッシュ内残鋼４トン
で鋳造を終了し、残溶鋼の鋳型への鋳造量は平均７トン
／分であるので、所要時間ｔ ₁ は３０９秒である。スプ
ラッシュ発生を極力抑えるために、設定時間ｔ₂ は１０
秒と決めた。

【００５６】これらの条件から堰の高さＨを（１）式か
ら求めると、堰高さは１４．９cmが得られる。この計算
値から、タンディッシュ堰高さを１５cmと決めた。そし
て、タンディッシュ堰高さから、堰内溶鋼が堰高さとな
った時の堰内溶鋼量Ｍは１６９リットルと求まり、又、
堰の高さから、堰からの平均排出速度Ｖは１２１cm／秒
と算出できる。

【００５７】以上の条件で（２）式から切り欠け幅の最
小値、最大値を求めると、切り欠けの最小値は６．０c
m、最大値は３１．４cmが得られ、本実施例では切り欠
け幅ｗを３０cmと設定した。実施例１では、堰の中央と
両サイド側にそれぞれ１０cmずつ切り欠けを設けた。実
施例２では、両サイド側にそれぞれ１０cmずつの切り欠
けと、中央部に幅１５cm、高さ１０cmの貫通孔を敷に接
して設置した。堰の材質はハイアルミナ煉瓦である。
又、比較のために、堰を設置しない鋳造（従来例）を、
堰以外の条件を実施例と同一として実施した。尚、タン
ディッシュ内は不活性ガスによる置換を行っておらず、
２ヒートの連続連続鋳造では、鋳型内溶鋼通過量が約１
７０トン経過した時点から取鍋交換が行なわれる。鋳造
中及び鋳造後の調査から得られた結果を以下に示す。

【００５８】図１２には鋳造状況を撮影し、画像解析処
理して得られたスプラッシュ発生頻度の結果を、従来例
を１とした指数の比較として示す。従来例を１とした場
合、実施例１では０．２２、実施例２では０．２０とな
り、従来例に比較して、本実施例では明らかにスプラッ
シュ発生頻度が減少した。

【００５９】図１３にタンディッシュ内への溶鋼注入開
始からの溶鋼成分のsol.〔Ａｌ〕、全酸素量（Ｔ〔Ｏ〕
ともいう）、及び全窒素量（Ｔ〔Ｎ〕ともいう）の推移
を鋳型内から分析試料を採取して調査した結果を示す。
図より本実施例では、従来例と比較して、注入開始時期
でのsol.〔Ａｌ〕の減少も少なく、又、全酸素量、全窒
素量のピックアップも減少していた。これは、本実施例
の場合は湯溜まりが早期にできて、タンディッシュ内で
の酸化が減少したためである。又、鋳造開始後鋳型内溶
鋼通過量が４０トンから１７０トンまでの期間、所謂定
常鋳造部における全酸素量も明らかに本実施例の方が少
ない。これは堰を設置したことによりタンディッシュ内
での非金属介在物の浮上が促進されたためである。更
に、取鍋交換時（鋳型内溶鋼通過量が１７０トン以降）
の全酸素量も、本実施例の方が少ない。これは取鍋交換
時のタンディッシュ内溶鋼量低下に伴い発生するタンデ
ィッシュ内溶鋼の短絡流が堰により抑制されたためであ
る。

【００６０】図１４には鋳片から検鏡試料を採取して、
鋳型内溶鋼通過量による鋳片の非金属介在物発生量指数
の推移を調査した結果を示す。実施例では注入開始直後
（鋳型内溶鋼通過量０〜４０トン）、定常部（鋳型内溶
鋼通過量４０〜１７０トン）、取鍋交換部（１７０〜２
５０トン）での介在物発生指数が、何れも従来例の１／
２以下で、従来例より良好であった。

【００６１】図１５には付着地金を除去せず放置した熱
間回転使用タンディッシュにおける、鋳造ヒート数によ
るタンディッシュ風袋重量の推移を従来例と実施例につ
いて比較したものを示す。実施例では４００ヒート使用
後の風袋重量変化は１０トンであるに対し、従来例では
１５０ヒートで１２トンとなり、従来例と比較して実施
例ではタンディッシュの風袋重量の変化が小さい、即ち
スプラッシュ起因の地金付着が抑制されたことが分か
る。

【００６２】図１６は、実施例と従来例とで得られた鋳
片を薄鋼板に圧延し、薄鋼板における非金属介在物によ
る製品欠陥発生率を、鋳造開始初期における鋳片（鋳造
開始部鋳片）、定常部鋳片、及び取鍋交換部鋳片に分類
して、比較した図である。実施例では従来例の１／２の
製品欠陥発生率で、本発明により製品欠陥率が低下し歩
留りが向上することを示している。

【００６３】又、本発明によれば、熱間回転使用タンデ
ィッシュの使用回数は４００回を超えて連続して使用可
能であるが、従来法では風袋重量が増加するので、連続
使用は高々２００回であった。

【００６４】

【発明の効果】本発明によれば、取鍋からタンディッシ
ュへの注入開始直後に発生するスプラッシュを軽減でき
るので、鋳造開始直後の溶鋼酸化を抑制し、品質の優れ
た鋳片を製造することができる。又、スプラッシュによ
るタンディッシュ内面、上蓋裏面への地金付着が低減
し、熱間回転使用のタンディッシュにおいてはタンディ
ッシュの連続使用回数が向上して耐火物の延命が図れ
る。更に、堰によりタンディッシュ内での非金属介在物
の浮上・分離が促進され、定常部及び取鍋交換部鋳片に
おいても清浄性を高めることができる。

【図面の簡単な説明】

【図１】本発明の実施の形態を説明する概要図であり、
（ａ）は正面図、（ｂ）及び（ｃ）は（ａ）のＸ−Ｘ断
面図である。

【図２】跳水現象の発生する状況を模式的に示した図で
ある。

【図３】１／３規模のタンディッシュ水モデル装置の概
略を示した図である。

【図４】１／３水モデルにより、水の飛沫発生量指数に
及ぼす堰高さの影響を調査した結果と、（１）式による
最小堰高さの計算値とを比較して示した図である。

【図５】堰の切り欠けから排出する流量を推定するため
に、切り欠けから排出する状態を仮定して示した図であ
る。

【図６】連続鋳造機の堰無しタンディッシュの場合にお
ける、タンディッシュへの注入開始後の単位時間当たり
のスプラッシュ発生量指数の推移を示した図である。

【図７】１／３水モデルにより、堰高さ一定条件で鋳造
終了時における堰内の残水量に及ぼす切り欠け幅の影響
を調査した結果と、（２）式による堰の切り欠けの最小
幅の計算値とを比較して示した図である。

【図８】１／３水モデルにより、堰高さ一定条件で水の
飛沫発生量指数に及ぼす切り欠け幅の影響を調査した結
果と、（２）式による堰の切り欠けの最大幅の計算値と
を比較して示した図である。

【図９】切り欠けと貫通孔とを設けた堰の概要図であ
る。

【図１０】１／３水モデルにより、鋳造終了時における
堰内の残水量に及ぼす、堰に設けた流路形状の影響を調
査した結果を示した図である。

【図１１】１／３水モデルにより、水の飛沫発生量指数
に及ぼす、堰に設けた流路形状の影響を調査した結果を
示した図である。

【図１２】本発明による実施例でのスプラッシュ発生頻
度指数を従来例とで比較して示した図である。

【図１３】本発明による実施例での鋳型内溶鋼通過量に
対するsol.〔Ａｌ〕、Ｔ〔Ｏ〕、Ｔ〔Ｎ〕の成分推移
を、従来例とで比較して示した図である。

【図１４】本発明による実施例での鋳型内溶鋼通過量に
対する鋳片の介在物発生量指数の推移を、従来例とで比
較して示した図である。

【図１５】本発明による実施例と従来例とで、鋳造ヒー
ト数によるタンディッシュ風袋重量の推移を比較して示
した図である。

【図１６】本発明による実施例と従来例とで、非金属介
在物による製品欠陥発生率指数を比較して示した図であ
る。

【符号の説明】

１ タンディッシュ ２ 堰 ３ 注入点 ４ 流出孔 ５ 切り欠け ６ ロングノズル ７ 浸漬ノズル ８ 上蓋 ９ 取鍋 １０ 鋳型 １１ 溶鋼 １２ 敷 １３ 貫通孔

───────────────────────────────────────────────────── フロントページの続き (72)発明者 久保 典子 東京都千代田区丸の内一丁目１番２号 日 本鋼管株式会社内 (72)発明者 石井 俊夫 東京都千代田区丸の内一丁目１番２号 日 本鋼管株式会社内 (72)発明者 久保田 淳 東京都千代田区丸の内一丁目１番２号 日 本鋼管株式会社内 (72)発明者 鈴木 真 東京都千代田区丸の内一丁目１番２号 日 本鋼管株式会社内

Claims (3)

【特許請求の範囲】
1. 【請求項１】 敷を取鍋からの溶鋼の注入点位置が鋳型
   への流出孔位置より高い形状とし、溶鋼の注入点周囲の
   敷に耐火物製の堰を設けた鋼の連続鋳造用タンディッシ
   ュにおいて、前記堰の高さが（１）式を満足することを
   特徴とする鋼の連続鋳造用タンディッシュ。 Ho≧ H≧ 0.6×｛[1.312×(Q/R) ² ＋1]^1/2 −1 ｝……（１） 但し、（１）式において各記号は以下を表すものであ
   る。 Ｈ ；堰高さ（cm） Ｈｏ；堰設置位置でのタンディッシュ内面高さ（cm） Ｑ ；タンディッシュへの最大溶鋼注入量（リットル／
   分） Ｒ ；堰幅（cm）
2. 【請求項２】 前記堰が切り欠けを有し、その切り欠け
   幅が（２）式を満足することを特徴とする請求項１に記
   載の鋼の連続鋳造用タンディッシュ。 (20000×M)／(V×t ₁ ×H)≦ｗ≦ R×[1−(60 ×M)／(q×t ₂ )]…（２） 但し、（２）式において各記号は以下を表すものであ
   る。 ｗ ；切り欠け幅（cm） Ｈ ；堰高さ（cm） ｑ ；タンディッシュへの平均溶鋼注入量（リットル／
   分） Ｒ ；堰幅（cm） Ｖ ；堰の切り欠けからの溶鋼の平均排出速度（cm／
   秒） Ｍ ；堰内溶鋼が堰高さとなった時の堰内溶鋼量（リッ
   トル） ｔ₁ ；タンディッシュ内残溶鋼の湯面が堰下端位置の時
   点から排出完了するまでの所要時間（秒） ｔ₂ ；タンディッシュへの注入開始を起点とした設定時
   間（秒）
3. 【請求項３】 前記堰が、切り欠けと貫通孔又は貫通孔
   を有しており、この貫通孔の少なくとも１つはタンディ
   ッシュの敷と接し、且つ、切り欠けと貫通孔又は貫通孔
   の総断面積が、（１）式に規定される堰高さと（２）式
   に規定される切り欠け幅との積として定まる総断面積と
   等しいことを特徴とする請求項１に記載の鋼の連続鋳造
   用タンディッシュ。