JPH11226708A - 鋼の連続鋳造用浸漬ノズル及びそれを用いる鋼の連続鋳造方法 - Google Patents
鋼の連続鋳造用浸漬ノズル及びそれを用いる鋼の連続鋳造方法Info
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- JPH11226708A JPH11226708A JP2964298A JP2964298A JPH11226708A JP H11226708 A JPH11226708 A JP H11226708A JP 2964298 A JP2964298 A JP 2964298A JP 2964298 A JP2964298 A JP 2964298A JP H11226708 A JPH11226708 A JP H11226708A
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Abstract
(57)【要約】
【課題】 本発明は、浸漬ノズルからの溶鋼吐出流を整
流化し、鋳型内に均一に分散させると共に、ノズル付着
をも防止することにより、常に鋳型内の溶鋼流動を最適
に制御できる鋼の連続鋳造用浸漬ノズル及びそれを用い
た連続鋳造方法を提供する。 【解決手段】 ノズル先端部にスリットを形成し、その
両端に１対の溶鋼吐出孔を設けた鋼の連続鋳造用浸漬ノ
ズルにおいて、スリット間隔を吐出孔径の０．１〜０．
４倍とし、少なくともスリット内壁には膨張カーボンを
０．５〜５．０％含有させ、その上で総カーボン含有率
を５％以下、又はシリカ含有率を５％以下にした材質を
適用したことを特徴とする鋼の連続鋳造用浸漬ノズル、
及びこの浸漬ノズルを用いて鋳造することを特徴とする
鋼の連続鋳造方法。
流化し、鋳型内に均一に分散させると共に、ノズル付着
をも防止することにより、常に鋳型内の溶鋼流動を最適
に制御できる鋼の連続鋳造用浸漬ノズル及びそれを用い
た連続鋳造方法を提供する。 【解決手段】 ノズル先端部にスリットを形成し、その
両端に１対の溶鋼吐出孔を設けた鋼の連続鋳造用浸漬ノ
ズルにおいて、スリット間隔を吐出孔径の０．１〜０．
４倍とし、少なくともスリット内壁には膨張カーボンを
０．５〜５．０％含有させ、その上で総カーボン含有率
を５％以下、又はシリカ含有率を５％以下にした材質を
適用したことを特徴とする鋼の連続鋳造用浸漬ノズル、
及びこの浸漬ノズルを用いて鋳造することを特徴とする
鋼の連続鋳造方法。
Description
【０００１】
【発明の属する技術分野】本発明は、鋼の連続鋳造用浸
漬ノズル及びそれを用いる鋼の連続鋳造方法に関する。
漬ノズル及びそれを用いる鋼の連続鋳造方法に関する。
【０００２】
【従来の技術】通常、タンディッシュから鋳型内への溶
鋼注入は、タンディッシュに設けられた逆Ｙ型２孔式吐
出孔を有する耐火物製の浸漬ノズル（以下、２孔式浸漬
ノズルと称す。）を介して行われている。浸漬ノズルの
左右吐出孔から鋳型内に流出した溶鋼は鋳型短片に衝突
した後、上下方向に分割され、一方は短片に沿って下向
きの下降流となり、他方は上昇して溶鋼表面流となる。
この溶鋼表面流が強すぎる場合には、溶鋼表面でパウダ
ーの巻き込みが生じ、反対に溶鋼表面流が弱すぎる場合
には、溶鋼表面への熱供給が不足し部分的に凝固したデ
ィッケルが鋳型内に持ち込まれる。さらに、短片下降流
が強すぎる場合には、鋳型内下方に向かう溶鋼の浸入深
さが深くなるため、溶鋼中の介在物は浮上しきれず鋳片
内部に捕捉される。このため、浸漬ノズルには、溶鋼表
面にパウダーの巻き込みとディッケルが生じない範囲の
表面流速を与え、その上で溶鋼の浸入深さをできるだけ
浅くすることが望まれている。例えば、特開昭６１−１
４０５１号公報において、図４に示すように浸漬ノズル
の先端部にスリット１を形成し、その両端に１対の溶鋼
吐出孔２を設けた構造の浸漬ノズル３（以下、スリット
式浸漬ノズルと称す。）が開発され、平均的な鋳型内の
溶鋼流動はほぼ適正な範囲に制御されている。
鋼注入は、タンディッシュに設けられた逆Ｙ型２孔式吐
出孔を有する耐火物製の浸漬ノズル（以下、２孔式浸漬
ノズルと称す。）を介して行われている。浸漬ノズルの
左右吐出孔から鋳型内に流出した溶鋼は鋳型短片に衝突
した後、上下方向に分割され、一方は短片に沿って下向
きの下降流となり、他方は上昇して溶鋼表面流となる。
この溶鋼表面流が強すぎる場合には、溶鋼表面でパウダ
ーの巻き込みが生じ、反対に溶鋼表面流が弱すぎる場合
には、溶鋼表面への熱供給が不足し部分的に凝固したデ
ィッケルが鋳型内に持ち込まれる。さらに、短片下降流
が強すぎる場合には、鋳型内下方に向かう溶鋼の浸入深
さが深くなるため、溶鋼中の介在物は浮上しきれず鋳片
内部に捕捉される。このため、浸漬ノズルには、溶鋼表
面にパウダーの巻き込みとディッケルが生じない範囲の
表面流速を与え、その上で溶鋼の浸入深さをできるだけ
浅くすることが望まれている。例えば、特開昭６１−１
４０５１号公報において、図４に示すように浸漬ノズル
の先端部にスリット１を形成し、その両端に１対の溶鋼
吐出孔２を設けた構造の浸漬ノズル３（以下、スリット
式浸漬ノズルと称す。）が開発され、平均的な鋳型内の
溶鋼流動はほぼ適正な範囲に制御されている。
【０００３】
【発明が解決しようとする課題】しかしながら、このよ
うなスリット式浸漬ノズルにおいても左右吐出孔から流
出する溶鋼の流速は必ずしも同一ではなく、浸漬ノズル
内における溶鋼流の乱れに起因して左右の吐出流に偏り
が生じ、この偏りは時間と共に変化する。また、鋳造時
間の経過とともに、溶鋼中のアルミナがスリット内壁に
付着してくると、偏流現象はより激しくなる。このよう
な偏流現象が発生した場合には、吐出流速の速い側で溶
鋼の表面流速及び溶鋼の浸入深さが同時に増大するた
め、パウダー起因の表面欠陥やアルミナ起因の内部欠陥
が多発し、鋳片品質は著しく低下する。即ち、従来のス
リット式浸漬ノズルによる鋳型内の平均的な流動制御だ
けでは、浸漬ノズル内における溶鋼流の乱れやアルミナ
付着に起因する偏流現象を防止し、鋳型内の溶鋼流動を
常に適正な範囲に制御することはできない。
うなスリット式浸漬ノズルにおいても左右吐出孔から流
出する溶鋼の流速は必ずしも同一ではなく、浸漬ノズル
内における溶鋼流の乱れに起因して左右の吐出流に偏り
が生じ、この偏りは時間と共に変化する。また、鋳造時
間の経過とともに、溶鋼中のアルミナがスリット内壁に
付着してくると、偏流現象はより激しくなる。このよう
な偏流現象が発生した場合には、吐出流速の速い側で溶
鋼の表面流速及び溶鋼の浸入深さが同時に増大するた
め、パウダー起因の表面欠陥やアルミナ起因の内部欠陥
が多発し、鋳片品質は著しく低下する。即ち、従来のス
リット式浸漬ノズルによる鋳型内の平均的な流動制御だ
けでは、浸漬ノズル内における溶鋼流の乱れやアルミナ
付着に起因する偏流現象を防止し、鋳型内の溶鋼流動を
常に適正な範囲に制御することはできない。
【０００４】本発明は、従来のスリット式浸漬ノズルに
おけるこれらの問題点を解決するもので、浸漬ノズルか
らの溶鋼吐出流を整流化し、鋳型内に均一に分散させる
と共に、アルミナ付着をも防止することにより、常に鋳
型内の溶鋼流動を最適に制御できる鋼の連続鋳造用浸漬
ノズル及びそれを用いる連続鋳造方法の提供を課題とし
ている。
おけるこれらの問題点を解決するもので、浸漬ノズルか
らの溶鋼吐出流を整流化し、鋳型内に均一に分散させる
と共に、アルミナ付着をも防止することにより、常に鋳
型内の溶鋼流動を最適に制御できる鋼の連続鋳造用浸漬
ノズル及びそれを用いる連続鋳造方法の提供を課題とし
ている。
【０００５】
【課題を解決するための手段】本発明は、（１）ノズル
先端部にスリットを形成し、その両端に１対の溶鋼吐出
孔を設けた鋼の連続鋳造用浸漬ノズルにおいて、スリッ
ト間隔を吐出孔径の０．１〜０．４倍とし、少なくとも
スリット内壁には膨張カーボンを０．５〜５．０％含有
させ、その上で総カーボン含有率を５％以下、又はシリ
カ含有率を５％以下にした材質を適用したことを特徴と
する鋼の連続鋳造用浸漬ノズルである。また、（２）前
記（１）記載の浸漬ノズルを用いて、鋳造することを特
徴とする鋼の連続鋳造方法である。
先端部にスリットを形成し、その両端に１対の溶鋼吐出
孔を設けた鋼の連続鋳造用浸漬ノズルにおいて、スリッ
ト間隔を吐出孔径の０．１〜０．４倍とし、少なくとも
スリット内壁には膨張カーボンを０．５〜５．０％含有
させ、その上で総カーボン含有率を５％以下、又はシリ
カ含有率を５％以下にした材質を適用したことを特徴と
する鋼の連続鋳造用浸漬ノズルである。また、（２）前
記（１）記載の浸漬ノズルを用いて、鋳造することを特
徴とする鋼の連続鋳造方法である。
【０００６】
【発明の実施の形態】スリット式浸漬ノズルでは、従来
の２孔式浸漬ノズルに比べて溶鋼吐出面積が大きくな
り、吐出流速が低下するため、溶鋼の表面流速及び溶鋼
の浸入深さを効果的に低減することができる。しかし、
スリットを設けて、溶鋼吐出面積を単純に増大させる
と、吐出孔やスリットの一部に負圧の領域が発生する。
この負圧の領域は浸漬ノズル内における溶鋼流の乱れに
起因して時間と共に変化する。このため、スリット式浸
漬ノズルからの溶鋼吐出流は左右に大きく変動し、偏流
現象が発生する。また、パウダーが吐出孔やスリットに
発生した負圧の領域に引き込まれ、スリット内壁に付着
し、これを起点として溶鋼中のアルミナが付着・堆積す
る。このように、鋳造時間の経過とともに、アルミナが
スリット内壁に付着してくると、偏流現象はより激しい
ものとなる。
の２孔式浸漬ノズルに比べて溶鋼吐出面積が大きくな
り、吐出流速が低下するため、溶鋼の表面流速及び溶鋼
の浸入深さを効果的に低減することができる。しかし、
スリットを設けて、溶鋼吐出面積を単純に増大させる
と、吐出孔やスリットの一部に負圧の領域が発生する。
この負圧の領域は浸漬ノズル内における溶鋼流の乱れに
起因して時間と共に変化する。このため、スリット式浸
漬ノズルからの溶鋼吐出流は左右に大きく変動し、偏流
現象が発生する。また、パウダーが吐出孔やスリットに
発生した負圧の領域に引き込まれ、スリット内壁に付着
し、これを起点として溶鋼中のアルミナが付着・堆積す
る。このように、鋳造時間の経過とともに、アルミナが
スリット内壁に付着してくると、偏流現象はより激しい
ものとなる。
【０００７】そこで、本発明者らは、スリット式浸漬ノ
ズルにおいて偏流現象が発生し難いスリット条件を検討
するために、実機連続鋳造機の縮尺度１／１の水モデル
実験装置を用いて、従来の２孔式浸漬ノズル及びスリッ
ト形状を種々変更したスリット式浸漬ノズルに関して、
左右の吐出流速を小型プロペラ流速計により測定した。
さらに、浸漬ノズルの吐出孔及びスリットに生じた負圧
の領域へのパウダー引き込み現象を評価するために、水
モデル実験装置の水面にはパウダーを模擬したシリコン
オイルを浮かべ、その挙動を観察した。スリット形成に
よる吐出流速の低減効果は、スリットがある場合の吐出
流速をスリットがない場合の吐出流速で除した値（吐出
流低減指標）により、また偏流現象は左右の吐出流速の
差の絶対値を平均吐出流速で除した値（偏流指標）によ
り評価した。図１は吐出流低減指標及び偏流指標に及ぼ
すスリット間隔Ｗの影響を示す。なお、吐出孔径はＤと
する。Ｗ／Ｄが０．１以上のスリットを形成することに
より吐出流速を低減できる。これは、スリット間隔を広
げると流動抵抗が小さくなり、吐出孔から流出していた
水の一部がスリットを通って流出するようになるためで
ある。また、Ｗ／Ｄが０．４を超えると偏流現象は顕著
となり、さらに水面に浮かべたシリコンオイルが吐出孔
やスリットの一部から引き込まれる現象が観察された。
その原因は、Ｗ／Ｄが０．４を超えると、吐出孔及びス
リットの一部に負圧の領域が形成され、その領域が時間
と共に左右に変動するためである。以上の結果から、ス
リット式浸漬ノズルからの吐出流速を低減し、且つ偏流
現象とアルミナ付着の原因となるパウダーの引き込み現
象を同時に抑制するためには、スリットの間隔をＷ／Ｄ
で０．１〜０．４に規定することが有効である。なお、
上記結果は全て先端部を凹型にしたスリット式浸漬ノズ
ルに関するものであるが、先端部を半球状に湾曲させて
も同様の結果が得られ、両者に差は見られなかった。
ズルにおいて偏流現象が発生し難いスリット条件を検討
するために、実機連続鋳造機の縮尺度１／１の水モデル
実験装置を用いて、従来の２孔式浸漬ノズル及びスリッ
ト形状を種々変更したスリット式浸漬ノズルに関して、
左右の吐出流速を小型プロペラ流速計により測定した。
さらに、浸漬ノズルの吐出孔及びスリットに生じた負圧
の領域へのパウダー引き込み現象を評価するために、水
モデル実験装置の水面にはパウダーを模擬したシリコン
オイルを浮かべ、その挙動を観察した。スリット形成に
よる吐出流速の低減効果は、スリットがある場合の吐出
流速をスリットがない場合の吐出流速で除した値（吐出
流低減指標）により、また偏流現象は左右の吐出流速の
差の絶対値を平均吐出流速で除した値（偏流指標）によ
り評価した。図１は吐出流低減指標及び偏流指標に及ぼ
すスリット間隔Ｗの影響を示す。なお、吐出孔径はＤと
する。Ｗ／Ｄが０．１以上のスリットを形成することに
より吐出流速を低減できる。これは、スリット間隔を広
げると流動抵抗が小さくなり、吐出孔から流出していた
水の一部がスリットを通って流出するようになるためで
ある。また、Ｗ／Ｄが０．４を超えると偏流現象は顕著
となり、さらに水面に浮かべたシリコンオイルが吐出孔
やスリットの一部から引き込まれる現象が観察された。
その原因は、Ｗ／Ｄが０．４を超えると、吐出孔及びス
リットの一部に負圧の領域が形成され、その領域が時間
と共に左右に変動するためである。以上の結果から、ス
リット式浸漬ノズルからの吐出流速を低減し、且つ偏流
現象とアルミナ付着の原因となるパウダーの引き込み現
象を同時に抑制するためには、スリットの間隔をＷ／Ｄ
で０．１〜０．４に規定することが有効である。なお、
上記結果は全て先端部を凹型にしたスリット式浸漬ノズ
ルに関するものであるが、先端部を半球状に湾曲させて
も同様の結果が得られ、両者に差は見られなかった。
【０００８】上記知見を基に、スリット間隔をＷ／Ｄで
０．１〜０．４に規定したスリット式浸漬ノズルを用い
て、溶鋼７５０ｔを連続鋳造した。鋳造前半には偏流現
象の発生もなく鋳造は安定していたが、鋳造後半になる
と偏流現象が発生すると共に、ストッパーの開度が徐々
に開き始めた。鋳造後のスリット式浸漬ノズルを調査し
たところ、スリット内壁にパウダーの付着はなく、アル
ミナのみが付着していた。このことから、スリット内壁
へのアルミナ付着はパウダーの引き込みに起因するもの
ではないと考えられる。そこで、本発明者らは、このよ
うな鋳造後半で発生するスリット内壁へのアルミナ付着
を防止する方法についても詳細な検討を行い、スリット
式浸漬ノズルの少なくともスリット内壁にはアルミナを
主成分とし、膨張カーボンを０．５〜５％とし、且つカ
ーボン含有率又はシリカ含有率を５％以下にした材質を
適用することを考案した。一般に、浸漬ノズルの材質と
しては、アルミナ及びカーボン（鱗片状黒鉛）を主体と
し、これに２０％程度のシリカを含有するアルミナグラ
ファイト材質が主流となっている。このような材質をス
リット式浸漬ノズルに適用すると、（１）式に示すよう
に耐火物中のシリカはカーボンにより還元され、ＳｉＯ
ガス及びＣＯガスを生成する。これらガスは耐火物内部
を拡散した後、（２）式と（３）式により溶鋼中のアル
ミニュウムと反応し、ノズル内壁にアルミナ層を生成す
る。
０．１〜０．４に規定したスリット式浸漬ノズルを用い
て、溶鋼７５０ｔを連続鋳造した。鋳造前半には偏流現
象の発生もなく鋳造は安定していたが、鋳造後半になる
と偏流現象が発生すると共に、ストッパーの開度が徐々
に開き始めた。鋳造後のスリット式浸漬ノズルを調査し
たところ、スリット内壁にパウダーの付着はなく、アル
ミナのみが付着していた。このことから、スリット内壁
へのアルミナ付着はパウダーの引き込みに起因するもの
ではないと考えられる。そこで、本発明者らは、このよ
うな鋳造後半で発生するスリット内壁へのアルミナ付着
を防止する方法についても詳細な検討を行い、スリット
式浸漬ノズルの少なくともスリット内壁にはアルミナを
主成分とし、膨張カーボンを０．５〜５％とし、且つカ
ーボン含有率又はシリカ含有率を５％以下にした材質を
適用することを考案した。一般に、浸漬ノズルの材質と
しては、アルミナ及びカーボン（鱗片状黒鉛）を主体と
し、これに２０％程度のシリカを含有するアルミナグラ
ファイト材質が主流となっている。このような材質をス
リット式浸漬ノズルに適用すると、（１）式に示すよう
に耐火物中のシリカはカーボンにより還元され、ＳｉＯ
ガス及びＣＯガスを生成する。これらガスは耐火物内部
を拡散した後、（２）式と（３）式により溶鋼中のアル
ミニュウムと反応し、ノズル内壁にアルミナ層を生成す
る。
【０００９】 ＳｉＯ2 （ｓ）＋Ｃ（ｓ）＝ＳｉＯ（ｇ）＋ＣＯ（ｇ） （１） ３ＳｉＯ（ｇ）＋２Ａｌ＝Ａｌ2 Ｏ3 （ｓ）＋３Ｓｉ （２） ３ＣＯ（ｇ）＋２Ａｌ＝Ａｌ2 Ｏ3 （ｓ）＋３Ｃ （３） このアルミナ層は反応により生成した極めて活性なアル
ミナからなるため、溶鋼中のアルミナを付着させ易く、
アルミナ付着の原因となる。スリット内壁は他のノズル
内壁に比べて溶鋼流速が速く、エジェクター効果による
吸引が生じるため、耐火物内部におけるＳｉＯガス及び
ＣＯガスの溶鋼側への拡散速度を速める。その結果、ス
リット内壁でアルミナ層の生成速度が速くなり、アルミ
ナ付着が生じ易い条件となる。以上の知見から、スリッ
ト内壁へのアルミナ付着を防止するためには、シリカ又
はカーボンの含有率を低下させ、アルミナ層生成の原因
となる（１）式の反応を抑制することが有効であると考
えられる。（１）式の反応を抑制するためのカーボン含
有率及びシリカ含有率を明らかにするため、カーボン含
有率とシリカ含有率を変更した直径２０ｍｍ×長さ５０
０ｍｍの耐火物をＡｒガス雰囲気中で加熱し、重量減少
量を測定することにより（１）式の反応速度を評価し
た。図２にシリカ含有率を一定（２５％）とした場合の
重量減少速度（＝（加熱前重量−加熱後重量）／時間）
とカーボン含有率の関係、図３にカーボン含有率を一定
（２５％）とした場合の重量減少速度とシリカ含有率の
関係を示す。なお、実験で使用した耐火物はカーボン、
シリカおよびアルミナからなるアルミナグラファイト材
質で、加熱温度は浸漬ノズルの使用温度に相当する１５
４０℃とした。カーボン含有率及びシリカ含有率は何れ
も５％以下にすることで、（１）式の反応速度を大きく
低減できることから、少なくともスリット内壁の耐火物
はカーボン又はシリカの含有率を５％以下にした材質に
する必要がある。
ミナからなるため、溶鋼中のアルミナを付着させ易く、
アルミナ付着の原因となる。スリット内壁は他のノズル
内壁に比べて溶鋼流速が速く、エジェクター効果による
吸引が生じるため、耐火物内部におけるＳｉＯガス及び
ＣＯガスの溶鋼側への拡散速度を速める。その結果、ス
リット内壁でアルミナ層の生成速度が速くなり、アルミ
ナ付着が生じ易い条件となる。以上の知見から、スリッ
ト内壁へのアルミナ付着を防止するためには、シリカ又
はカーボンの含有率を低下させ、アルミナ層生成の原因
となる（１）式の反応を抑制することが有効であると考
えられる。（１）式の反応を抑制するためのカーボン含
有率及びシリカ含有率を明らかにするため、カーボン含
有率とシリカ含有率を変更した直径２０ｍｍ×長さ５０
０ｍｍの耐火物をＡｒガス雰囲気中で加熱し、重量減少
量を測定することにより（１）式の反応速度を評価し
た。図２にシリカ含有率を一定（２５％）とした場合の
重量減少速度（＝（加熱前重量−加熱後重量）／時間）
とカーボン含有率の関係、図３にカーボン含有率を一定
（２５％）とした場合の重量減少速度とシリカ含有率の
関係を示す。なお、実験で使用した耐火物はカーボン、
シリカおよびアルミナからなるアルミナグラファイト材
質で、加熱温度は浸漬ノズルの使用温度に相当する１５
４０℃とした。カーボン含有率及びシリカ含有率は何れ
も５％以下にすることで、（１）式の反応速度を大きく
低減できることから、少なくともスリット内壁の耐火物
はカーボン又はシリカの含有率を５％以下にした材質に
する必要がある。
【００１０】シリカは低膨張性を、カーボンは高熱伝導
性を有しているため、単純にこれら成分を低下させた材
質をスリット内壁に適用すると、スリット式浸漬ノズル
の耐熱衝撃性は大きく低下するが、この問題は膨張カー
ボンを利用することにより解決できる。膨張カーボン
は、カーボン粉末の表面を酸で処理しカーボン層間化合
物を生成させ、これを８００〜１０００℃程度の高温で
加熱し、カーボン層間を数１０倍に膨張させたものであ
る。これを粉砕して得られる繊維状の膨張カーボンを耐
火物に使用すると、少量で耐火物の弾性率を大きく低減
することができ、耐火物の耐熱衝撃性を著しく向上でき
る。
性を有しているため、単純にこれら成分を低下させた材
質をスリット内壁に適用すると、スリット式浸漬ノズル
の耐熱衝撃性は大きく低下するが、この問題は膨張カー
ボンを利用することにより解決できる。膨張カーボン
は、カーボン粉末の表面を酸で処理しカーボン層間化合
物を生成させ、これを８００〜１０００℃程度の高温で
加熱し、カーボン層間を数１０倍に膨張させたものであ
る。これを粉砕して得られる繊維状の膨張カーボンを耐
火物に使用すると、少量で耐火物の弾性率を大きく低減
することができ、耐火物の耐熱衝撃性を著しく向上でき
る。
【００１１】したがって、シリカ又はカーボン含有率の
低下に伴う耐熱衝撃性の低下を、膨張カーボンの少量の
添加により補うことができる。シリカ又はカーボン含有
率を５％以下にした材質における膨張カーボンの含有率
は０．５〜５％が適当である。膨張カーボンの含有率が
０．５％未満では耐熱衝撃性が低下しスリットに亀裂が
発生するため、膨張カーボンの含有率が５％超では総カ
ーボン含有率が５％超となりスリットのアルミナ付着が
生じるためである。
低下に伴う耐熱衝撃性の低下を、膨張カーボンの少量の
添加により補うことができる。シリカ又はカーボン含有
率を５％以下にした材質における膨張カーボンの含有率
は０．５〜５％が適当である。膨張カーボンの含有率が
０．５％未満では耐熱衝撃性が低下しスリットに亀裂が
発生するため、膨張カーボンの含有率が５％超では総カ
ーボン含有率が５％超となりスリットのアルミナ付着が
生じるためである。
【００１２】ここでは、スリット内壁の材質として、カ
ーボン、シリカ及びアルミナからなるアルミナグラファ
イト材質を例に、本発明の説明を行ったが、必ずしもア
ルミナを含有する必要はなく、アルミナの代わりにジル
コニア、マグネシア等の酸化物を含有した材質やアルミ
ナの一部をジルコニア、マグネシア等で置き換えた材質
であっても同様の効果が得られる。また、本材質の適用
はスリット内壁だけに限られたものではなく、スリット
式浸漬ノズルのスリット全体やノズル全体に適用しても
アルミナ付着を低減する効果が得られる。以上に示した
ように、本発明のスリット式浸漬ノズルを用いて連続鋳
造することにより、偏流現象及びアルミナ付着を確実に
防止できるため、鋳型内の溶鋼流動は常に適正な範囲に
制御でき、鋳片品質は格段に向上すると共に、操業性も
大きく改善できる。
ーボン、シリカ及びアルミナからなるアルミナグラファ
イト材質を例に、本発明の説明を行ったが、必ずしもア
ルミナを含有する必要はなく、アルミナの代わりにジル
コニア、マグネシア等の酸化物を含有した材質やアルミ
ナの一部をジルコニア、マグネシア等で置き換えた材質
であっても同様の効果が得られる。また、本材質の適用
はスリット内壁だけに限られたものではなく、スリット
式浸漬ノズルのスリット全体やノズル全体に適用しても
アルミナ付着を低減する効果が得られる。以上に示した
ように、本発明のスリット式浸漬ノズルを用いて連続鋳
造することにより、偏流現象及びアルミナ付着を確実に
防止できるため、鋳型内の溶鋼流動は常に適正な範囲に
制御でき、鋳片品質は格段に向上すると共に、操業性も
大きく改善できる。
【００１３】
【実施例】以下に、実施例及び比較例を挙げて、本発明
について説明する。 〈実施例１〉内径９０ｍｍ，長さ１２００ｍｍ，吐出孔
径８０ｍｍ，吐出孔角度３５°，スリット間隔２０ｍｍ
のスリット式浸漬ノズルを用いて、鋳片サイズ２５０ｍ
ｍ（厚み）×１８３０ｍｍ（幅）、炭素濃度３０ｐｐｍ
の極低炭素鋼１２５０ｔを鋳造速度１．３ｍ／ｍｉｎで
鋳造した。スリット式浸漬ノズルのスリット内壁（表面
から５ｍｍ）は４％カーボン（膨張カーボンを含む）−
２５％シリカ−７１％アルミナでその内膨張カーボンを
１％含有した材質とし、その他のノズル材質は２５％カ
ーボン−１８％シリカ−５７％アルミナ材質とした。ス
リット式浸漬ノズルにはＡｒガス吹き込みを行うための
２５０ｍｍ長さの多孔質耐火物をノズル直胴部のパウダ
ーライン位置に配置し、そこからアルミナ付着防止用の
Ａｒガスを６Ｎｌ／ｍｉｎで吹き込んだ。鋳造した鋳片
は８５００ｍｍ長さに切断して１コイル単位とした。こ
のスラブを常法により熱間圧延、冷間圧延し、最終的に
０．７ｍｍ×幅１８３０ｍｍコイルの冷延鋼板とした。
鋳片品質については、冷間圧延後の検査ラインで目視観
察を行い、１コイル当たりに発生する表面欠陥の発生個
数を評価した。また、偏流現象の発生状況は鋳型内に埋
め込んだ熱電対から両短片の溶鋼表面高さの差を検出す
ることにより、アルミナ付着の状況はストッパー開度の
変化と鋳造後に回収した浸漬ノズルへのアルミナ付着厚
さにより評価した。その結果、鋳型の両短片の溶鋼表面
高さの差は５ｍｍ以下で、偏流現象は見られなかったた
め、鋳片欠陥は全く発生しなかった。また、鋳造時のス
トッパー開度はほぼ一定であり、鋳造後にスリット式浸
漬ノズルを回収し、アルミナ付着の発生状況を調査して
も、スリット内壁へのアルミナ付着は殆ど観察されなか
った。さらに、スリットには亀裂は見られず、耐熱衝撃
性も良好であった。 〈実施例２〉内径９０ｍｍ，長さ１２００ｍｍ，吐出孔
径８０ｍｍ，吐出孔角度３５°，スリット間隔２０ｍｍ
のスリット式浸漬ノズルを用いて、鋳片サイズ２５０ｍ
ｍ（厚み）×１８３０ｍｍ（幅）、炭素濃度３０ｐｐｍ
の極低炭素鋼１２５０ｔを鋳造速度１．３ｍ／ｍｉｎで
鋳造した。スリット式浸漬ノズルのスリット内壁は２５
％カーボン（膨張カーボンを含む）−３％シリカ−７２
％ジルコニアでその内膨張カーボンを０．８％含有した
材質とし、その他のノズル材質は２５％カーボン−１８
％シリカ−５７％アルミナ材質とした。スリット式浸漬
ノズルにはＡｒガス吹き込みを行うための２５０ｍｍ長
さの多孔質耐火物をノズル直胴部のパウダーライン位置
に配置し、そこからアルミナ付着防止用のＡｒガスを６
Ｎｌ／ｍｉｎで吹き込んだ。鋳型の両短片の溶鋼表面高
さの差は５ｍｍ以下で、偏流現象は見られなかったた
め、鋳片欠陥は全く発生しなかった。また、鋳造時のス
トッパー開度はほぼ一定であり、鋳造後にスリット式浸
漬ノズルを回収し、アルミナ付着の発生状況を調査して
も、スリット内壁へのアルミナ付着は殆ど観察されなか
った。さらに、スリットには亀裂は見られず、耐熱衝撃
性も良好であった。 〈比較例１〉内径９０ｍｍ，長さ１２００ｍｍ，吐出孔
径８０ｍｍ，吐出孔角度３５°，スリット間隔３５ｍｍ
のスリット式浸漬ノズルを用いて、鋳片サイズ２５０ｍ
ｍ（厚み）×１８３０ｍｍ（幅）、炭素濃度３０ｐｐｍ
の極低炭素鋼１２５０ｔを鋳造速度１．８ｍ／ｍｉｎで
鋳造した。スリット内壁を含むスリット式浸漬ノズル全
体の材質はカーボン２５％−シリカ２０％−アルミナ５
５％で膨張カーボンを含まないものとした。スリット式
浸漬ノズルにはＡｒガス吹き込みを行うための２５０ｍ
ｍ長さの多孔質耐火物をメニスカス位置に配置し、そこ
からアルミナ付着防止用のＡｒガスを６Ｎｌ／ｍｉｎで
吹き込んだ。その結果、鋳型の両短片の溶鋼表面高さの
差は３０ｍｍにも達し、偏流現象が激しかったため、パ
ウダーの巻き込みにより表面欠陥が発生した。また、鋳
造時のストッパー開度は鋳造開始から徐々に開き、鋳造
後に浸漬ノズルを回収し、アルミナ付着の発生状況を調
査したところ、スリット内壁にアルミナが付着し、部分
的にはスリットが完全に消失していた。 〈比較例２〉内径９０ｍｍ，長さ１２００ｍｍ，吐出孔
径８０ｍｍ，吐出孔角度３５°，スリット間隔３５ｍｍ
のスリット式浸漬ノズルを用いて、鋳片サイズ２５０ｍ
ｍ（厚み）×１８３０ｍｍ（幅）、炭素濃度３０ｐｐｍ
の極低炭素鋼１２５０ｔを鋳造速度１．８ｍ／ｍｉｎで
鋳造した。スリット式浸漬ノズルのスリット内壁は４％
カーボン−２５％シリカ−７１％アルミナで膨張カーボ
ンを含まない材質とし、その他のノズル材質は２５％カ
ーボン−１８％シリカ−５７％アルミナ材質とした。ス
リット式浸漬ノズルにはＡｒガス吹き込みを行うための
２５０ｍｍ長さの多孔質耐火物をノズル直胴部のパウダ
ーライン位置に配置した。鋳造開始直後に、鋳型内の溶
鋼が盛り上がり湯面変動が大きくなったため、鋳造を停
止し浸漬ノズルを回収したところ、スリットに大きな亀
裂が生成していた。
について説明する。 〈実施例１〉内径９０ｍｍ，長さ１２００ｍｍ，吐出孔
径８０ｍｍ，吐出孔角度３５°，スリット間隔２０ｍｍ
のスリット式浸漬ノズルを用いて、鋳片サイズ２５０ｍ
ｍ（厚み）×１８３０ｍｍ（幅）、炭素濃度３０ｐｐｍ
の極低炭素鋼１２５０ｔを鋳造速度１．３ｍ／ｍｉｎで
鋳造した。スリット式浸漬ノズルのスリット内壁（表面
から５ｍｍ）は４％カーボン（膨張カーボンを含む）−
２５％シリカ−７１％アルミナでその内膨張カーボンを
１％含有した材質とし、その他のノズル材質は２５％カ
ーボン−１８％シリカ−５７％アルミナ材質とした。ス
リット式浸漬ノズルにはＡｒガス吹き込みを行うための
２５０ｍｍ長さの多孔質耐火物をノズル直胴部のパウダ
ーライン位置に配置し、そこからアルミナ付着防止用の
Ａｒガスを６Ｎｌ／ｍｉｎで吹き込んだ。鋳造した鋳片
は８５００ｍｍ長さに切断して１コイル単位とした。こ
のスラブを常法により熱間圧延、冷間圧延し、最終的に
０．７ｍｍ×幅１８３０ｍｍコイルの冷延鋼板とした。
鋳片品質については、冷間圧延後の検査ラインで目視観
察を行い、１コイル当たりに発生する表面欠陥の発生個
数を評価した。また、偏流現象の発生状況は鋳型内に埋
め込んだ熱電対から両短片の溶鋼表面高さの差を検出す
ることにより、アルミナ付着の状況はストッパー開度の
変化と鋳造後に回収した浸漬ノズルへのアルミナ付着厚
さにより評価した。その結果、鋳型の両短片の溶鋼表面
高さの差は５ｍｍ以下で、偏流現象は見られなかったた
め、鋳片欠陥は全く発生しなかった。また、鋳造時のス
トッパー開度はほぼ一定であり、鋳造後にスリット式浸
漬ノズルを回収し、アルミナ付着の発生状況を調査して
も、スリット内壁へのアルミナ付着は殆ど観察されなか
った。さらに、スリットには亀裂は見られず、耐熱衝撃
性も良好であった。 〈実施例２〉内径９０ｍｍ，長さ１２００ｍｍ，吐出孔
径８０ｍｍ，吐出孔角度３５°，スリット間隔２０ｍｍ
のスリット式浸漬ノズルを用いて、鋳片サイズ２５０ｍ
ｍ（厚み）×１８３０ｍｍ（幅）、炭素濃度３０ｐｐｍ
の極低炭素鋼１２５０ｔを鋳造速度１．３ｍ／ｍｉｎで
鋳造した。スリット式浸漬ノズルのスリット内壁は２５
％カーボン（膨張カーボンを含む）−３％シリカ−７２
％ジルコニアでその内膨張カーボンを０．８％含有した
材質とし、その他のノズル材質は２５％カーボン−１８
％シリカ−５７％アルミナ材質とした。スリット式浸漬
ノズルにはＡｒガス吹き込みを行うための２５０ｍｍ長
さの多孔質耐火物をノズル直胴部のパウダーライン位置
に配置し、そこからアルミナ付着防止用のＡｒガスを６
Ｎｌ／ｍｉｎで吹き込んだ。鋳型の両短片の溶鋼表面高
さの差は５ｍｍ以下で、偏流現象は見られなかったた
め、鋳片欠陥は全く発生しなかった。また、鋳造時のス
トッパー開度はほぼ一定であり、鋳造後にスリット式浸
漬ノズルを回収し、アルミナ付着の発生状況を調査して
も、スリット内壁へのアルミナ付着は殆ど観察されなか
った。さらに、スリットには亀裂は見られず、耐熱衝撃
性も良好であった。 〈比較例１〉内径９０ｍｍ，長さ１２００ｍｍ，吐出孔
径８０ｍｍ，吐出孔角度３５°，スリット間隔３５ｍｍ
のスリット式浸漬ノズルを用いて、鋳片サイズ２５０ｍ
ｍ（厚み）×１８３０ｍｍ（幅）、炭素濃度３０ｐｐｍ
の極低炭素鋼１２５０ｔを鋳造速度１．８ｍ／ｍｉｎで
鋳造した。スリット内壁を含むスリット式浸漬ノズル全
体の材質はカーボン２５％−シリカ２０％−アルミナ５
５％で膨張カーボンを含まないものとした。スリット式
浸漬ノズルにはＡｒガス吹き込みを行うための２５０ｍ
ｍ長さの多孔質耐火物をメニスカス位置に配置し、そこ
からアルミナ付着防止用のＡｒガスを６Ｎｌ／ｍｉｎで
吹き込んだ。その結果、鋳型の両短片の溶鋼表面高さの
差は３０ｍｍにも達し、偏流現象が激しかったため、パ
ウダーの巻き込みにより表面欠陥が発生した。また、鋳
造時のストッパー開度は鋳造開始から徐々に開き、鋳造
後に浸漬ノズルを回収し、アルミナ付着の発生状況を調
査したところ、スリット内壁にアルミナが付着し、部分
的にはスリットが完全に消失していた。 〈比較例２〉内径９０ｍｍ，長さ１２００ｍｍ，吐出孔
径８０ｍｍ，吐出孔角度３５°，スリット間隔３５ｍｍ
のスリット式浸漬ノズルを用いて、鋳片サイズ２５０ｍ
ｍ（厚み）×１８３０ｍｍ（幅）、炭素濃度３０ｐｐｍ
の極低炭素鋼１２５０ｔを鋳造速度１．８ｍ／ｍｉｎで
鋳造した。スリット式浸漬ノズルのスリット内壁は４％
カーボン−２５％シリカ−７１％アルミナで膨張カーボ
ンを含まない材質とし、その他のノズル材質は２５％カ
ーボン−１８％シリカ−５７％アルミナ材質とした。ス
リット式浸漬ノズルにはＡｒガス吹き込みを行うための
２５０ｍｍ長さの多孔質耐火物をノズル直胴部のパウダ
ーライン位置に配置した。鋳造開始直後に、鋳型内の溶
鋼が盛り上がり湯面変動が大きくなったため、鋳造を停
止し浸漬ノズルを回収したところ、スリットに大きな亀
裂が生成していた。
【００１４】
【発明の効果】以上に説明したように、本発明によりア
ルミナ付着と偏流現象を防止した上で、鋳型内の溶鋼流
動を最適に制御できるため、鋳片の品質が格段に向上す
ると共に、アルミナ付着に起因する種々の非定常作業を
軽減できるため、操業性も大きく改善される。
ルミナ付着と偏流現象を防止した上で、鋳型内の溶鋼流
動を最適に制御できるため、鋳片の品質が格段に向上す
ると共に、アルミナ付着に起因する種々の非定常作業を
軽減できるため、操業性も大きく改善される。
【図１】吐出流低減指標及び偏流指標に及ぼすスリット
間隔の影響を示す図。
間隔の影響を示す図。
【図２】耐火物の重量減少速度に及ぼすカーボン含有率
の影響を示す図。
の影響を示す図。
【図３】耐火物の重量減少速度に及ぼすシリカ含有率の
影響を示す図。
影響を示す図。
【図４】従来のスリット式浸漬ノズルの形状を示す図
で、（ａ）は正面断面図、（ｂ）は側面図。
で、（ａ）は正面断面図、（ｂ）は側面図。
１…スリット ２…溶鋼吐出孔 ３…スリット式浸漬ノズル
Claims (2)
- 【請求項１】 ノズル先端部にスリットを形成し、その
両端に１対の溶鋼吐出孔を設けた鋼の連続鋳造用浸漬ノ
ズルにおいて、スリット間隔を吐出孔径の０．１〜０．
４倍とし、少なくともスリット内壁には膨張カーボンを
０．５〜５．０％含有させ、その上で総カーボン含有率
を５％以下、又はシリカ含有率を５％以下にした材質を
適用したことを特徴とする鋼の連続鋳造用浸漬ノズル。 - 【請求項２】 請求項１記載の浸漬ノズルを用いて鋳造
することを特徴とする鋼の連続鋳造方法。
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP2964298A JPH11226708A (ja) | 1998-02-12 | 1998-02-12 | 鋼の連続鋳造用浸漬ノズル及びそれを用いる鋼の連続鋳造方法 |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP2964298A JPH11226708A (ja) | 1998-02-12 | 1998-02-12 | 鋼の連続鋳造用浸漬ノズル及びそれを用いる鋼の連続鋳造方法 |
Publications (1)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPH11226708A true JPH11226708A (ja) | 1999-08-24 |
Family
ID=12281752
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP2964298A Pending JPH11226708A (ja) | 1998-02-12 | 1998-02-12 | 鋼の連続鋳造用浸漬ノズル及びそれを用いる鋼の連続鋳造方法 |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JPH11226708A (ja) |
Cited By (1)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JP2017127886A (ja) * | 2016-01-19 | 2017-07-27 | 黒崎播磨株式会社 | 浸漬ノズル |
-
1998
- 1998-02-12 JP JP2964298A patent/JPH11226708A/ja active Pending
Cited By (1)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JP2017127886A (ja) * | 2016-01-19 | 2017-07-27 | 黒崎播磨株式会社 | 浸漬ノズル |
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Legal Events
| Date | Code | Title | Description |
|---|---|---|---|
| A621 | Written request for application examination |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A621 Effective date: 20040901 |
|
| A977 | Report on retrieval |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A971007 Effective date: 20050519 |
|
| A131 | Notification of reasons for refusal |
Effective date: 20050524 Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A131 |
|
| A521 | Written amendment |
Effective date: 20050715 Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A523 |
|
| A02 | Decision of refusal |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A02 Effective date: 20060711 |