WO2011055484A1

WO2011055484A1 - 溶融金属の連続鋳造方法

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Publication number: WO2011055484A1
Application number: PCT/JP2010/005916
Authority: WO
Inventors: 友一塚口; 真理子後
Original assignee: 住友金属工業株式会社
Priority date: 2009-11-06
Filing date: 2010-10-01
Publication date: 2011-05-12
Also published as: JPWO2011055484A1; ES2658172T3; EP2497585A4; KR101384019B1; KR20120079476A; EP2497585A1; PL2497585T3; CN102781605A; EP2497585B1; JP5440610B2; CN102781605B

Abstract

側壁に１つ以上の側孔が設けられた中空の円筒状、円錐状または円錐台状の耐火物製構造体を、該耐火物製構造体の軸を鉛直にしてタンディッシュ内の浸漬ノズル上方に配置し、前記タンディッシュから浸漬ノズル内に溶融金属を供給する、溶融金属の連続鋳造方法であって、前記耐火物製構造体の水平方向の円形断面の中心から放射状に伸びる仮想線と前記側孔の中心軸がなす角度が角度θ１であり、前記タンディッシュ内の溶融金属を前記側孔に通過させることにより前記浸漬ノズル内に供給される溶融金属の旋回流を形成し、前記溶融金属の流量速度Qと、前記側孔の総開口面積Sと、前記側孔が開口している部分における前記水平方向の円形断面の平均内半径Rと、前記角度θ1とが、0.015m²/s≦R×Q/S×Sinθ1≦0.100m²/sを満足する溶融金属の連続鋳造方法。タンディッシュ内に旋回流付与機構を設けることにより鋳型内での溶融金属の流動を安定化できる。

Description

溶融金属の連続鋳造方法

　本発明は、溶鋼などの溶融金属の連続鋳造において、浸漬ノズル内を通過する溶融金属に旋回流を付与する技術に関する。浸漬ノズル内を通過する溶融金属に旋回流を付与することは、浸漬ノズル内および鋳型内における溶融金属の流動の安定化に有効である。

　スラブの連続鋳造のように幅の広い鋳型を用いる連続鋳造には、通常、対向する吐出孔を有する一本の浸漬ノズルを通して溶融金属を供給する。この場合、鋳型内の流動に自励振動が生じ、流速の変動や湯面の波立ちを引き起こす。その結果、鋳片表層部の品質欠陥を防止するために、鋳造速度の低下が要求される。

　従来、鋳型内流動の制御を目的として、電磁気力を用いた電磁ブレーキや電磁撹拌、または特許文献１や特許文献２などに開示されているような旋回流を付与する浸漬ノズルが公知である。上記特許文献１には、溶鋼流に旋回を付与するためのねじり板状の部品を備えてなる浸漬ノズルが記載されている。また、特許文献２には、内部にねじり板型旋回羽根を設置した浸漬ノズルであって、旋回羽根捩りピッチ、旋回羽根捩り角、旋回羽根の外径、旋回羽根の厚さを所定範囲内の値とし、旋回羽根下端と吐出孔との間において内径を絞り、絞り後の横断面積を規定するとともに、タンディッシュと鋳型間の必要ヘッド予測値を適正範囲内におさめた連続鋳造用浸漬ノズルが記載されている。

　さらに、特許文献３に開示されたようにノズル底部の滝壺状凹みの深さを大きくした浸漬ノズル、または特許文献４に開示されたようにノズル内径に段差を設けた浸漬ノズルが公知である。上記特許文献３には、鋳片短辺壁の内側に位置するノズル本体とノズル本体の側壁に形成し且つ鋳片短辺壁に向けて下向きに開口した吐出孔と、ノズル本体の底部凹状のボックスとを有する連続鋳造用ノズルにおいて、ボックスの深さと内径との比、および吐出孔の吐出角度を規定した連続鋳造用浸漬ノズルが開示されている。そして、特許文献４には、溶鋼と接する部分を構成する耐火材料が黒鉛を含有してなり、ノズル内孔部に、段差構造部位が長さを有する段差構造を複数有する連続鋳造用浸漬ノズルにおいて、溶鋼通過量に対してノズル内孔部の最小内径、最小横断面積、吐出孔の断面積を規定した浸漬ノズルが開示されている。

　しかしながら、電磁気力を用いる方法は、設備コストが高く、投資に見合ったメリットを得ることは難しい。制御対象である溶融金属流を計測することが難しいので、制御対象の状態を把握せずに制御を行うことが求められる。それゆえ、十分な効果を発揮させることが技術的に難しい。

　一方、前記特許文献１または２に開示された旋回流を付与する浸漬ノズル（以下、「旋回流付与浸漬ノズル」とも記す）に関する技術は、鋳型内流動を安定化することができる現実的対策としてその有効性が確認されている。しかしながら、非金属介在物を多く含む溶融金属を鋳造する場合には、ノズル内に設ける旋回羽根に非金属介在物が付着しやすいので、多量の溶融金属を連続して鋳造することが難しいという問題がある。

　特許文献３に開示された浸漬ノズルを用いれば、鋳造速度を増加させても鋳型内の表面流速は増加することがなく、モールドパウダーの巻き込みを有効に防止することができるとされているが、実操業においては安定した巻き込み防止効果は得られにくい。特許文献４に開示された浸漬ノズルは、アルミナ付着による浸漬ノズルの閉塞を防止するとともに、浸漬ノズル内の溶鋼の偏流を抑制することにより鋳型内の流動を均一化し、鋳片品質の向上およびブレークアウトの防止を狙ったものである。しかしながら、このようなノズルを用いても、現実の鋳造操業においてはノズル詰まりが発生しやすいし、安定した偏流抑制効果も得られにくい。

　本発明者は、上記の問題を解決する方法として、特許文献５および特許文献６に示す発明を成した。これらの発明は、溶融金属の旋回流を形成させるための、簡便で効果的な旋回流付与機構をタンディッシュ内に設けることにより、上述の旋回羽根を有する旋回流付与浸漬ノズルの欠点であるノズル詰まりを解消するものである。その結果、鋳型内における溶融金属の流動が安定化し、安定した鋳造操業および鋳片の品質向上の期待が持てる。

ＷＯ９９／１５２９１号公報特開２００２－２３９６９０号公報特許第３０２７６４５号公報特許第３２０７７９３号公報特開２００７－６９２３６号公報特開２００８－３０００６９号公報

　しかし、本発明者は、さらなる研究開発を進めた結果、特許文献５および特許文献６に記載の技術要素では、鋳型内における溶融金属の流動を安定化する効果が必ずしも十分ではないことを見出した。

　本発明は、この問題に鑑みてなされたものであり、その課題は、鋳型内における溶融金属の流動を安定化する効果を特許文献５および特許文献６に記載の発明よりも改善した連続鋳造方法を提供することにある。

　本発明者は、上述の課題を解決するために、浸漬ノズルにおけるノズル詰まりを起こすことなく、浸漬ノズルを通過する溶融金属流に旋回流を付与し、鋳型内における溶融金属の流動を安定化することのできる鋳造方法について検討および考察を重ねた結果、下記の（ａ）～（ｇ）の知見を得て、本発明を完成させた。

（ａ）浸漬ノズル内にねじり板状の旋回羽根を設置して旋回流を形成する方法は、浸漬ノズル内の溶融金属下降流が旋回羽根に当たる際に流れの淀みや渦を生じ、Ａｌ_２Ｏ_３などの非金属介在物の付着を招く。加えて、流速の大きな浸漬ノズル内にねじり板状旋回羽根のような旋回流付与機構を設置すると、溶融金属の流動抵抗が大きく、旋回付与のエネルギー効率が低いことが問題である。ゆえに、必要スループットが大きい場合には、形成できる旋回強さが限られる。

（ｂ）浸漬ノズル上方のタンディッシュ内に、直径の比較的大きな中空の円筒状、円錐状または円錐台状の側面を有し、その側面に、流入する溶融金属に周方向の速度成分を付与する側孔を設ける旋回流付与機構を考案した。この旋回流付与機構は、溶融金属流路である側孔の断面積が大きいので、旋回流付与機構を通過する溶融金属の流速を小さくすることができる。

（ｃ）上記（ｂ）の構成とすることにより、流れの淀みや渦が生じにくい流路形状となるため、Ａｌ_２Ｏ_３などの非金属介在物が溶融金属流路の内壁に付着しにくくなる。たとえ付着した場合にも、流路断面積が大きいので閉塞には至りにくい。さらに、低流速かつ流れの渦が生じにくいことが、小さな溶融金属の流動抵抗を実現するので、位置エネルギーを有効に活用でき、強い旋回流を得ることができる。

（ｄ）鋳型内における溶融金属の流動に好影響を与える適正な強さの旋回を得るには、側孔を通過した時点で上記（ｂ）の旋回流付与機構内に形成される溶融金属の旋回流の角運動量を適正化する必要がある。

（ｅ）浸漬ノズル内に形成される溶融金属の旋回流の角運動量の指標として、溶融金属の流量と旋回流付与機構の形状を用いた下記（１）式で表される指標Ｐを考案した。指標Ｐの値が所定の適正な範囲となるように、旋回流付与機構を適正な形状に設計することによって、適正な強さの旋回流が得られる。
　　Ｐ＝Ｒ×Ｑ／Ｓ×Ｓｉｎθ１　…（１）
　ここで、上記（１）式中の各記号は下記の諸量を意味する。Ｒ：側孔が開口している部分における、旋回流付与機構の水平方向の円形断面の平均内半径、Ｑ：溶融金属の流量速度、Ｓ：側孔の総開口面積、θ１：出側開口部において仮想線に対して側孔の中心軸のなす角度。側孔の総開口面積Ｓは全ての側孔の流路断面積の総和を意味し、上記（１）式中のＱ／Ｓは溶融金属の側孔通過平均流速を意味する。

（ｆ）上記（ｂ）の旋回流付与機構の側孔が溶融金属に周方向流速を付与するには、側孔における平均流速Ｑ／Ｓに応じて最低限必要な指標Ｔ（Ｔ＝側孔部側壁の厚さ／側孔の幅）の値が存在する。すなわち、Ｔは、Ｑ／Ｓが０．０５ｍ／ｓ未満の時１．０以上、Ｑ／Ｓが０．０５ｍ／ｓ以上０．１ｍ／ｓ未満の時０．８以上、Ｑ／Ｓが０．１ｍ／ｓ以上０．４ｍ／ｓ未満の時０．６以上、Ｑ／Ｓが０．４ｍ／ｓ以上１．２ｍ／ｓ未満の時０．５以上、Ｑ／Ｓが１．２ｍ／ｓ以上の時０．４以上の値がそれぞれ必要である。

（ｇ）上記（ｂ）の旋回流付与機構がタンディッシュ内の溶融金属に浸漬している場合に、旋回流付与機構の上端部に開口部があると、タンディッシュ内の湯面から旋回流付与機構内に至る渦が誘起される。この渦は、タンディッシュ湯面上のスラグや非金属介在物を巻き込むので好ましくない。この渦を防止するには、旋回流付与機構の上端部に開口部を設けないか、もしくは旋回流付与機構の上端部の開口部にタンディッシュ上部から延びるストッパーロッドを挿入することが求められる。

　本発明は、上記の知見に基づいて完成されたものであり、その要旨は、下記の（１）～（４）に示す溶融金属の連続鋳造方法にある。

（１）側壁に１つ以上の側孔が設けられた中空の円筒状、円錐状または円錐台状の耐火物製構造体を、該耐火物製構造体の軸を鉛直にしてタンディッシュ内の浸漬ノズル上方に配置し、前記タンディッシュから浸漬ノズル内に溶融金属を供給する、溶融金属の連続鋳造方法であって、前記耐火物製構造体の水平方向の円形断面の中心から放射状に伸びる仮想線と、前記耐火物製構造体の内面との交点において前記側孔の中心軸が交わり、該交点において、該仮想線に対して傾斜した前記側孔の中心軸がなす角度が角度θ１であり、前記タンディッシュ内の溶融金属を、前記耐火物製構造体の外面に開口した前記側孔の入側開口部から前記耐火物製構造体の内面に開口した出側開口部に向かって通過させることにより、前記タンディッシュから前記浸漬ノズル内に供給される溶融金属に周方向流速を付与して旋回流を形成し、前記側孔が開口している部分における前記水平方向の円形断面の平均内径２Ｒが２５０ｍｍ～１２００ｍｍ、前記側孔の高さが３０ｍｍ～５００ｍｍ、および前記角度θ１が１５°～８０°であり、前記溶融金属の流量速度Ｑと、前記側孔の総開口面積Ｓと、前記側孔が開口している部分における前記水平方向の円形断面の平均内半径Ｒと、前記角度θ１とから成り、下記（１）式で表される指標Ｐが、０．０１５ｍ^２／ｓ≦Ｐ≦０．１００ｍ^２／ｓを満足することを特徴とする、溶融金属の連続鋳造方法（以下、「第１発明」とも記す）。

（２）前記側孔部側壁の厚さ／前記側孔の幅で表される指標Ｔと、前記溶融金属の流量速度Ｑと、前記側孔の総開口面積Ｓとの関係が下記の条件を満たすことを特徴とする、前記（１）に記載の溶融金属の連続鋳造方法（以下、「第２発明」とも記す）。
　Ｑ／Ｓが０．０５ｍ／ｓ未満の時：Ｔが１．０以上、
　Ｑ／Ｓが０．０５ｍ／ｓ以上０．１ｍ／ｓ未満の時：Ｔが０．８以上、
　Ｑ／Ｓが０．１ｍ／ｓ以上０．４ｍ／ｓ未満の時：Ｔが０．６以上、
　Ｑ／Ｓが０．４ｍ／ｓ以上１．２ｍ／ｓ未満の時：Ｔが０．５以上、および
　Ｑ／Ｓが１．２ｍ／ｓ以上の時：Ｔが０．４以上。

（３）前記耐火物製構造体の全体が、前記タンディッシュ内の溶融金属内に浸漬しており、前記耐火物製構造体の上端部に開口部が設けられ、該開口部を通じて前記タンディッシュの上部から耐火物製ストッパーロッドが挿入されていることを特徴とする、前記（１）または（２）に記載の溶融金属の連続鋳造方法（以下、「第３発明」とも記す）。

（４）前記耐火物製構造体の全体が、前記タンディッシュ内の溶融金属内に浸漬しており、前記耐火物製構造体の上端部に開口部が設けられていないことを特徴とする、前記（１）または（２）に記載の溶融金属の連続鋳造方法（以下、「第４発明」とも記す）。

　本発明において、「出側開口部において仮想線に対して側孔の中心軸のなす角度θ１」を以下の説明においては、「側孔の傾斜角度（θ１）」とも記す。

　「水平方向の円形断面の内半径」とは、側孔の出側開口部における仮想線と側孔の中心軸との交点（角度θ１を形成する交点）と耐火物製構造体の水平方向の円形断面の中心との距離であり、Ｒは、側孔が開口している部分におけるこの内半径の平均値と定める。

　本発明の方法は、旋回羽根を有する旋回流付与浸漬ノズルの欠点であるノズル閉塞問題を解消することができ、浸漬ノズル内の溶融金属に適正な強さの旋回流を形成し、旋回流付与浸漬ノズルが有する優れた効果である鋳型内溶融金属の流動安定性や非金属介在物の除去を実現し、安定した連続鋳造操業および鋳片の品質向上を可能とする。

図１は、本発明の方法を実施するための連続鋳造装置を模式的に示す図であり、図１（ａ）は、図１（ｂ）におけるＡ－Ａ断面図を表し、図１（ｂ）は連続鋳造装置の縦断面図を表す。図２は、本発明の方法を実施するための別の連続鋳造装置を模式的に示す図であり、図２（ａ）は、図２（ｂ）におけるＡ－Ａ断面図を表し、図２（ｂ）は連続鋳造装置の縦断面図を表す。図３は、本発明の方法を実施するための別の連続鋳造装置を模式的に示す図であり、図３（ａ）は、図３（ｂ）におけるＡ－Ａ断面図を表し、図３（ｂ）は連続鋳造装置の縦断面図を表す。図４は、本発明の比較例としての連続鋳造装置を模式的に示す図であり、図４（ａ）は、図４（ｂ）におけるＡ－Ａ断面図を表し、図４（ｂ）は連続鋳造装置の縦断面図を表す。図５は、本発明の比較例としての別の連続鋳造装置を模式的に示す図であり、図５（ａ）は、図５（ｂ）におけるＡ－Ａ断面図を表し、図５（ｂ）は連続鋳造装置の縦断面図を表す。

　前述のとおり、本発明は、「側壁に１つ以上の側孔が設けられた中空の円筒状、円錐状または円錐台状の耐火物製構造体を、該耐火物製構造体の軸を鉛直にしてタンディッシュ内の浸漬ノズル上方に配置し、前記タンディッシュから浸漬ノズル内に溶融金属を供給する、溶融金属の連続鋳造方法であって、前記耐火物製構造体の水平方向の円形断面の中心から放射状に伸びる仮想線と、前記耐火物製構造体の内面との交点において前記側孔の中心軸が交わり、該交点において、該仮想線に対して傾斜した前記側孔の中心軸がなす角度が角度θ１であり、前記タンディッシュ内の溶融金属を、前記耐火物製構造体の外面に開口した前記側孔の入側開口部から前記耐火物製構造体の内面に開口した出側開口部に向かって通過させることにより、前記タンディッシュから前記浸漬ノズル内に供給される溶融金属に周方向流速を付与して旋回流を形成し、前記側孔が開口している部分における前記水平方向の円形断面の平均内径２Ｒが２５０ｍｍ～１２００ｍｍ、前記側孔の高さが３０ｍｍ～５００ｍｍ、および前記角度θ１が１５°～８０°であり、前記溶融金属の流量速度Ｑと、前記側孔の総開口面積Ｓと、前記側孔が開口している部分における前記水平方向の円形断面の平均内半径Ｒと、前記角度θ１とから成り、下記（１）式で表される指標Ｐが、０．０１５ｍ^２／ｓ≦Ｐ≦０．１００ｍ^２／ｓを満足することを特徴とする、溶融金属の連続鋳造方法。
　　Ｐ＝Ｒ×Ｑ／Ｓ×Ｓｉｎθ１　…（１）
」である。本発明の内容について、下記にさらに詳細に説明する。

　図１は、本発明の方法を実施するための連続鋳造装置を模式的に示す図であり、同図（ａ）は、同図（ｂ）におけるＡ－Ａ断面図を表し、同図（ｂ）は連続鋳造装置の縦断面図を表す。

　同図に示されるとおり、浸漬ノズル４上方のタンディッシュ５内に、水平方向の円形断面の中心Ｏから放射状に伸びる仮想線Ｘ１～Ｘ５上に孔出口の中心を有し、仮想線Ｘ１～Ｘ５に対して孔の中心軸Ｙ１～Ｙ５の方向を傾斜させて開口した側孔２が側壁に１つ以上設けられた中空の筒状の耐火物製構造体１を配置している。その耐火物製構造体の軸３は鉛直である。タンディッシュ５内の溶融金属６は、側孔２を通過して耐火物製構造体１内に流入する際に、周方向の速度成分を付与されて旋回流を形成し、タンディッシュ５から浸漬ノズル４内を経て鋳型１１に供給される。

（１）第１発明
　前記のとおり、第１発明は、側壁に１つ以上の側孔２が設けられた中空の円筒状、円錐状または円錐台状の耐火物製構造体１を、耐火物製構造体１の軸を鉛直にしてタンディッシュ５内の浸漬ノズル４の上方に配置し、タンディッシュ５から浸漬ノズル４内に溶融金属６を供給する、溶融金属の連続鋳造方法であって、耐火物製構造体１の水平方向の円形断面の中心Ｏから放射状に伸びる仮想線Ｘ１～ＸＮ（ただし、Ｎは仮想線の数を表す）上に孔の出側開口部中心を有し、仮想線Ｘ１～ＸＮに対して孔の中心軸の方向を角度θ１傾斜させて側孔２が穿たれており、タンディッシュ５内の溶融金属６を、耐火物製構造体１の外面に開口した側孔２の入側開口部から耐火物製構造体１の内面に開口した出側開口部に向かって通過させることにより、タンディッシュ５から浸漬ノズル４内に供給される溶融金属に周方向流速を付与して旋回流を形成し、側孔２が開口している部分における前記水平方向の円形断面の平均内径２Ｒが２５０ｍｍ～１２００ｍｍ、側孔の高さが３０ｍｍ～５００ｍｍ、前記角度θ１が１５°～８０°であり、溶融金属の流量速度Ｑと、側孔の総開口面積Ｓと、側孔が開口している部分における前記水平方向の円形断面の平均内半径Ｒと、前記角度θ１とから成り、上記（１）式で表される指標Ｐが、０．０１５ｍ^２／ｓ≦Ｐ≦０．１００ｍ^２／ｓを満足する、溶融金属の連続鋳造方法である。

　この耐火物製構造体１は、傾斜角度θ１を有する側孔２を備えていることにより、溶融金属６に周方向の流速成分を付与し、旋回流を形成することができる。傾斜角度θ１を有する側孔２は、１個であってもよいが、溶融金属６に含まれる非金属介在物による閉塞の危険性を分散する観点から、耐火物製構造体１の全周に複数個あることが好ましい。また、側孔２を、耐火物製構造体１の全周に複数個、かつ耐火物製構造体１の高さ方向（軸３方向）に複数段設けてもよい。しかし、側孔２を複数個設ける場合、側孔２をそれぞれ同じ高さに設けることが、耐火物製構造体１の高さを無用に大きくしない観点から好ましい。

　複数個設ける側孔２の傾斜角度θ１は同一であっても、また、ある範囲内で変動があってもよい。しかし、溶融金属６に付与する旋回流の回転方向が同一であることが好ましい。さらに、側孔２の隔壁が薄いフィン状であり、耐火物製構造体１の円周方向に多数の側孔を有する形状であってもよい。

　側孔２は、溶融金属中の最大粒径が３０ｍｍ程度の異物が通過できる大きさであることが好ましい。側孔２の上側および下側の内壁面は、水平であっても傾斜していても構わない。しかし、側孔２の下端の高さ位置は、鋳造終了時にタンディッシュ５内に溶融金属６が残留して歩留まり低下を起こさない程度に低い位置、すなわちタンディッシュ底面から２００ｍｍ以内の高さとすることが好ましい。

　耐火物製構造体１の上端部には、上蓋を設けても設けなくても構わない。耐火物製構造体１の上端部７に上蓋を設ける場合には、耐火物製構造体１の内部高さを側孔２の上端から１５０ｍｍ以下に制限することが、形成される旋回流を減衰させない観点から好ましい。

　また、耐火物製構造体１の上端部が開口している場合には、タンディッシュ５内（耐火物製構造体１の上方外側）の溶融金属６が、耐火物製構造体１の内部に形成された溶融金属６の旋回流によって駆動され、回転する。その場合、この駆動に旋回流の角運動エネルギーが消費されるため、耐火物製構造体１の内部における溶融金属６の旋回流が弱まる。この消費エネルギーは、耐火物製構造体１上端の開口面積が大きいほど大きくなる。そのため、耐火物製構造体１の上端部７に上蓋を設けない場合には、同じく旋回流を減衰させない観点から、側孔２が設けられている高さよりも上方の内径は側孔２が設けられている高さ以下の部分の内径よりも縮小し５０ｍｍ～２００ｍｍとすることが好ましい。さらに、上蓋を設けない場合は、上端部７の高さをタンディッシュ５内の湯面高さよりも高くすることが耐火物製構造体１内へのタンディッシュスラグの混入を防止する観点から好ましい。

　本発明では、耐火物製構造体１の側孔２が開口している部分における水平方向の円形断面の平均内径２Ｒは、２５０ｍｍ～１２００ｍｍの範囲とする。その理由は、平均内径２Ｒが２５０ｍｍ未満では、旋回流付与機構としては小さ過ぎるため、十分な角運動量を得ることが難しいことや、さらに、溶融金属通路の横断面積が小さくなるため、側孔２の閉塞や溶融金属６の摩擦抵抗の増大などの問題が生じることである。また、平均内径２Ｒが１２００ｍｍを超えると、旋回流付与機構として過大となるので、耐火物製構造体１のコストの増加はもちろんのこと、専用のタンディッシュが必要になり、鋳造設備のコスト増大を招くからである。

　耐火物製構造体１の水平方向の断面形状は、真円であることが望ましいが、多角形や楕円形状であっても同様の効果が得られる。その場合は、中心からの距離の平均値を平均内径２Ｒと見なす。しかしながら、断面形状が真円でない場合には、真円である場合に比べて旋回流形成のエネルギー効率が低下する。

　耐火物製構造体１の側孔２の高さは３０ｍｍ～５００ｍｍの範囲とする。これは、耐火物製構造体１に設けられた側孔２の高さが３０ｍｍ未満では、溶融金属の流路が小さ過ぎ、閉塞が生じやすくなるからである。また、側孔２の高さが５００ｍｍを超えると、溶融金属の流路面積（側孔２の断面積）が過大になり、側孔２を通過する溶融金属の流速を確保して十分な角運動量を得ることが難しくなるからである。加えて、側孔２の高さが５００ｍｍを超えると、耐火物製構造体１の高さが無用に大きくなるので好ましくない。側孔２の高さのより好ましい範囲は、５０～２５０ｍｍである。

　ここで、側孔２の高さとは、側孔２が上下方向に１段のみ設けられた場合には側孔２の高さそのものを指し、側孔２が上下方向に並んで複数段設けられた場合には、複数段における側孔２の高さの合計を指す（例えば、高さ２００ｍｍの側孔２が２段設けられた場合には、その高さは２００［ｍｍ］×２より４００ｍｍとする）。また、側孔２の横断面形状が矩型でない場合には、その最大高さを側孔２の高さと定める。さらにまた、円周方向に複数個設けられた側孔２の高さが異なる場合は、それら側孔２の高さの平均値を側孔２の高さと定める。

　側孔２の幅は３０ｍｍ～２００ｍｍの範囲が好適である。側孔２の幅が３０ｍｍ未満であると閉塞が生じやすく、２００ｍｍを超えると、構造体１の強度が低下する。さらに側孔２の幅が２００ｍｍを超えると、側孔２の断面積が過大となり、（１）式の値が規定範囲を満たすことが難しくなる。側孔２の横断面形状が矩形でない場合には、その最大幅を側孔２の幅と見なす。

　側孔２の傾斜角度θ１は１５°～８０°の範囲とする。その理由は、耐火物製構造体１に設けた側孔２の傾斜角度θ１が１５°よりも小さいと、付与される旋回流の強さが不足するからである。また、傾斜角度θ１が８０°を超えると、耐火物製構造体１の側壁の厚さが薄くなり、強度上の問題が生じるからである。

　本発明の方法において、溶融金属の流量速度Ｑと側孔の総開口面積Ｓから求められる側孔通過平均流速Ｑ／Ｓと、側孔が開口している部分における前記水平方向の円形断面の平均内半径Ｒと、角度θ１から成る指標Ｐ（Ｐ＝Ｒ×Ｑ／Ｓ×Ｓｉｎθ１）の範囲を、０．０１５ｍ^２／ｓ～０．１００ｍ^２／ｓに規定するのは、以下の理由による。

　本発明者は、平均内半径Ｒと側孔２を通過する溶融金属の平均流速Ｑ／Ｓの接線方向（半径と垂直な方向）成分との積Ｐを、耐火物製構造体１内部で形成される溶融金属の旋回流の角運動量の指標とし、この指標Ｐを適正な範囲に保つことによって、浸漬ノズル内で適正な強さの旋回流を形成できることを見出した。

　耐火物製構造体１の中で形成された旋回流は、浸漬ノズル内に流入するまでにストッパーやスライディングゲート等の流量調整機構による絞りを受ける。この絞りによる旋回流の減衰挙動は複雑で、構造体１の中で形成される旋回流が強い（角運動量が大きい）ほど顕著な減衰を受ける現象が生じる。すなわち、構造体１の中で形成される旋回流が強過ぎると、流量調整機構による旋回流の減衰が顕著になり、旋回流形成のエネルギー効率が低下する。

　本発明者は、実験と検討を重ねて流量調整機構による旋回流の減衰挙動を調査した。その結果、指標Ｐの値が０．０１５ｍ^２／ｓ～０．１００ｍ^２／ｓの範囲内であれば、流量調整機構の絞りによる旋回流の減衰（エネルギー損失）が顕著ではなく、かつ、浸漬ノズル内で生じる旋回流が鋳型内流動を安定に制御する観点からも十分な強さを有することを見出して、本発明を完成した。

　指標Ｐの値が上限値０．１００ｍ^２／ｓを超えると、流量調整機構の絞りによる顕著な旋回流の減衰が生じ、その圧力損失によって旋回流付与のエネルギー効率が低下する。さらに、過大な周方向流速が浸漬ノズルの振動を引き起こす。一方、指標Ｐの値が下限値０．０１５ｍ^２／ｓを下回ると、浸漬ノズル内で形成される旋回流が弱く、十分な鋳型内流動安定化作用を発揮できない。指標Ｐの、さらに好ましい範囲は、０．０２０ｍ^２／ｓ～０．０８５ｍ^２／ｓである。

　ここで、側孔２の２つの側壁が平行でない場合の側孔２の断面積Ｓおよび角度θ１の定義を以下に記す。側孔２の側壁が平行な場合には、側孔２の中心軸と側壁とが平行であるため、角度θ１は、側孔２の中心軸が、その出側開口部において、仮想線となす角度として一義的に決定できる。同様に側孔２の幅も、側壁間の距離として一義的に決定できる。それに対して側孔２の側壁が平行でない場合は、側孔２の中心軸の決定の仕方によって角度θ１が変化し、角度θ１によって側孔２の幅が変化する。このような場合には、以下のように角度θ１および側孔２の幅を決定する。側孔２内に、その側壁よりも溶融金属６の流れの方向に十分に長い（その側孔２の全長よりも長い）平行で水平な２本の直線を、２つの側壁にそれぞれ接するように配置する。その平行線の間隔が最も広い状態のとき、その平行線の中央を走る線を側孔２の中心軸とする。そして、側孔の中心軸が、側孔２の出側開口部において、仮想線となす角度を角度θ１と定める。その平行線の間隔が、側孔の幅である。各側孔２の開口面積は、その中心軸に垂直な側孔２の横断面が最も小さい場所における面積とする。

（２）第２発明
　本発明の第２発明を、第１発明と同様に前記図１を用いて説明する。

　第２発明は、耐火物製構造体１の側孔２における平均流速Ｑ／Ｓと指標Ｔ（Ｔ＝側孔部側壁の厚さ／側孔２の幅）との関係が以下の条件を満たすことを特徴とする、第１発明の溶融金属の連続鋳造方法である。
　すなわち、Ｑ／Ｓが０．０５ｍ／ｓ未満の時：Ｔが１．０以上、
　Ｑ／Ｓが０．０５ｍ／ｓ以上０．１ｍ／ｓ未満の時：Ｔが０．８以上、
　Ｑ／Ｓが０．１ｍ／ｓ以上０．４ｍ／ｓ未満の時：Ｔが０．６以上、
　Ｑ／Ｓが０．４ｍ／ｓ以上１．２ｍ／ｓ未満の時：Ｔが０．５以上、および
　Ｑ／Ｓが１．２ｍ／ｓ以上の時：Ｔが０．４以上。

　側孔２における平均流速Ｑ／Ｓが小さいときには、側孔の幅に対して側壁長さを大きくしなければ、溶融金属に周方向流速を付与する機能が低下する。側孔の幅に対する側壁長さの比である指標Ｔ（Ｔ＝側孔部側壁の厚さ／側孔２の幅）の最低値が上記の値である。指標Ｔの上限は特に規定しないが、過大なＴは側壁厚さを無用に大きくして耐火物製構造体１の巨大化を招くので、実質的なＴ上限は２．０である。ここで、側孔部側壁の厚さとは、側孔の穿たれた部分における耐火物製構造体１の外径と内径との差を２で割った値である。

（３）第３発明
　図２は、本発明の方法を実施するための別の連続鋳造装置を模式的に示す図である。同図（ａ）は、同図（ｂ）におけるＡ－Ａ断面図を表し、同図（ｂ）は連続鋳造装置の縦断面図を表す。図２に示す連続鋳造装置において、前記図１に示す連続鋳造装置と実質的に同一の部分には同一の符号を付した。

　第３発明は、図２に示すように、溶融金属内に全体が浸漬した耐火物製構造体１の上端部に開口部が設けられ、開口部を通じてタンディッシュの上部から耐火物製ストッパーロッド１４が挿入されていることを特徴とする、第１発明または第２発明の溶融金属の連続鋳造方法である。

　耐火物製構造体１の全体が溶融金属内に浸漬している場合、耐火物製構造体１の内部には溶融金属の旋回流が生じるので、耐火物製構造体１の上端部に開口部を設けると、湯面から浸漬ノズル４内にまで到る渦が発生し、タンディッシュ５内湯面上のスラグが吸い込まれ、鋳型１１内に混入する現象が生じる。この現象を避けるには、タンディッシュの上部から耐火物製のストッパーロッド１４を耐火物製構造体１の円形断面の中心部に挿入することが有効である。

　この場合、上端部に開口部を設ける耐火物製構造体１の形状は円筒状、円錐状または円錐台状のいずれの形状のものであってもよい。また、耐火物製構造体１をコンパクトにする観点から、耐火物製構造体１の内面高さは側孔２の上端高さと同じか、せいぜい側孔２の上端高さから１５０ｍｍ上方までにとどめることが好ましい。耐火物製構造体１の上蓋に設ける開口部の直径は、ストッパーロッド１４の直径よりも１～２０ｍｍ大きくすることが好ましい。

　ストッパーロッド１４は、通常、タンディッシュ５内から浸漬ノズル４に到る溶融金属通路の開閉を行うものであるから、鋳造中は、タンディッシュ５の底面から数ｍｍ～十数ｍｍ上方に、ストッパーロッド１４の下端があり、上端部は、タンディッシュ５の上部に設置された昇降機構に繋がっている。

　本発明において、ストッパーロッド１４は、旋回流の形成に伴い生じる渦の発生を防止する目的で用いる。しかし、ストッパーロッド１４が昇降機能を有する場合には、これを鋳型１１内の湯面レベル制御に用いてもよい。または単に、鋳造開始時および終了時に、溶融金属通路の開閉を行うことのみに用いてもよい。ストッパーロッド１４を単に鋳造開始時および終了時に溶融金属通路の開閉を行うことのみに用いる場合には、鋳造中の鋳型１１内湯面レベル制御には、浸漬ノズル４と上ノズル８との間に設けたスライディングゲート９を用いるのがよい。

（４）第４発明
　図３は、本発明の方法を実施するための別の連続鋳造装置を模式的に示す図である。同図（ａ）は、同図（ｂ）におけるＡ－Ａ断面図を表し、同図（ｂ）は連続鋳造装置の縦断面図を表す。図３に示す連続鋳造装置において、前記図１に示す連続鋳造装置と実質的に同一の部分には同一の符号を付した。

　第４発明は、図３に示すように、溶融金属内に全体が浸漬した耐火物製構造体１の上端部に開口部が設けられていないことを特徴とする、第１発明または第２発明の溶融金属の連続鋳造方法である。

　耐火物製構造体１の全体が溶融金属内に浸漬している場合、耐火物製構造体１の内部には溶融金属の旋回流が生じるので、耐火物製構造体１の上端部に開口部を設けると、湯面から浸漬ノズル４内にまで到る渦が発生し、タンディッシュ５内湯面上のスラグが吸い込まれ、鋳型１１内に混入することがある。この現象を避けるには、耐火物製構造体１の上端部に開口部を設けないことが有効である。

　本発明の溶融金属の連続鋳造方法の効果について、実施例に基づいて詳細に説明する。なお、以下の説明は、溶融金属として溶鋼を対象とした例である。

（本発明例１）
　図１は、前述したとおり、本発明の方法を実施するための連続鋳造装置を模式的に示す図であり、同図（ａ）は、同図（ｂ）におけるＡ－Ａ断面図を表し、同図（ｂ）は連続鋳造装置の縦断面図を表す。同図に示す実施例は、前記第１発明および第２発明で規定する条件を満たす実施例である。

　同図に示すとおり、中空円筒状の耐火物製構造体１は、側孔が開口している部分を含め、内径が４００ｍｍ、外径が５５０ｍｍであり、全体の高さが１２００ｍｍであり、アルミナ－シリカ系耐火物で構成されている。すなわち側孔２が開口している部位における平均内半径Ｒは２００ｍｍである。連続鋳造の定常操業時におけるタンディッシュ５内の湯面高さは、耐火物製構造体１の上端部７よりも２００ｍｍ下部にある。

　耐火物製構造体１の側壁には、同図（ａ）に示すとおり、耐火物製構造体の内面において、仮想線Ｘ１～Ｘ５に対して中心軸Ｙ１～Ｙ５がそれぞれ傾斜角度θ１＝４０°をなし、高さが１８０ｍｍ、幅が８０ｍｍの側孔２が円周方向に５個設けられている。すなわち、側孔２の総開口面積Ｓは、Ｓ＝１８０［ｍｍ］×８０［ｍｍ］×５［個］より７２０００ｍｍ^２である。定常鋳造中の溶鋼流量速度Ｑは６０ｍ^３／ｈｒである。したがって、前記（１）式で表される指標Ｐの値は、Ｐ＝Ｒ×Ｑ／Ｓ×Ｓｉｎθ１＝２００［ｍｍ］×６０［ｍ^３／ｈｒ］／７２０００［ｍｍ^２］×０．６４３より０．０３０ｍ^２／ｓである。

　また、指標Ｔ（Ｔ＝側孔部側壁の厚さ／側孔の幅）の値は、７５［ｍｍ］／８０［ｍｍ］＝０．９３８であり、溶鋼の側孔通過平均流速Ｑ／Ｓ＝０．２３１ｍ／ｓに対する適正値（Ｔ：０．６以上）である。

　図１に示される本発明例１において、溶鋼６は、側孔２を通過することによって周方向流速を付与され、内径の絞られた上ノズル８およびスライディングゲート９を通過する際に、角運動量保存の法則に従って周方向流速を増し、浸漬ノズル４内において強い旋回流を形成する。浸漬ノズル４内に形成された旋回流は、遠心力の作用により浸漬ノズル４下端近傍の２つの吐出孔から均一に、そして均等に吐出し、鋳型１１内において安定した流動を形成する。

　さらに、二層式スライディングゲート９の上側の固定盤内周部よりＡｒガスを吹き込む場合には、溶鋼６に作用する遠心力によりＡｒガスが逆円錐状の気泡膜を形成する。その場合、この気泡膜を横切って流下する溶鋼６中の非金属介在物は、効果的に気泡に捕捉され、気泡とともに鋳型１１内で浮上し除去される効果も生じる。Ａｒガスは上ノズル８から吹き込んでも同様の効果が得られる。吹き込み場所にかかわらず、内周部の一部ではなく全周から吹き込むことによって効果を高めることができる。

　上述した鋳型内流動の安定化効果は、鋳型内の溶鋼流速を適正な範囲に制御することを容易にするので、清浄な鋼を得るのに好適である。加えて、上述した気泡による介在物の捕捉および浮上効果も、鋼の清浄化を促進する。さらに、旋回流が形成されると、浸漬ノズル４の内壁近傍の流れが安定化するので、非金属介在物の付着による浸漬ノズルの閉塞が生じにくい。

　図１に示された耐火物製構造体１は、その上端部７をタンディッシュ５内の湯面よりも高くし、タンディッシュ５内のスラグがその内部に侵入することを防止している。それゆえ、耐火物製構造体１の内部に渦が生じても、鋳型１１内にタンディッシュ５内のスラグを巻き込むことはない。

（本発明例２）
　図２は、前述したとおり、本発明の方法を実施するための別の連続鋳造装置を模式的に示す図であり、同図（ａ）は、同図（ｂ）におけるＡ－Ａ断面図を表し、同図（ｂ）は連続鋳造装置の縦断面図を表す。同図に示す実施例は、前記第１発明～第３発明で規定するいずれの条件をも満たす実施例である。

　同図に示すとおり、中空円錐台状の耐火物製構造体１は、側孔２が開口している部位において、内径が側孔２の下端部で５５０ｍｍ、側孔２の上端部で４００ｍｍである。側孔２が開口している部位において、外径が側孔２の下端部で７００ｍｍ、側孔２の上端部で５５０ｍｍである。また、内面高さは１４０ｍｍ、全高が１８０ｍｍである。耐火物製構造体１の材質は、アルミナ－マグネシア系耐火物である。側孔２が開口している部位における平均内径２Ｒは（５５０［ｍｍ］＋４００［ｍｍ］）／２より４７５ｍｍであり、平均内半径Ｒは２３７．５ｍｍである。

　耐火物製構造体１の側壁には、同図（ａ）に示すとおり、耐火物製構造体の内面において、仮想線Ｘ１～Ｘ４に対して中心軸Ｙ１～Ｙ４がそれぞれ傾斜角度θ１＝５５°をなし、高さが１００ｍｍ、幅が１００ｍｍの側孔２が円周方向に４個設けられている。すなわち、側孔２の総開口面積Ｓは、Ｓ＝１００［ｍｍ］×１００［ｍｍ］×４［個］より４００００ｍｍ^２である。定常鋳造中の溶鋼流量速度Ｑは５０ｍ^３／ｈｒである。したがって、前記（１）式で表される指標Ｐの値は、Ｐ＝Ｒ×Ｑ／Ｓ×Ｓｉｎθ１＝２３７．５［ｍｍ］×５０［ｍ^３／ｈｒ］／４００００［ｍｍ^２］×０．８１９より０．０６８ｍ^２／ｓである。

　指標Ｔ（Ｔ＝側孔部側壁の厚さ／側孔の幅）の値は、７５［ｍｍ］／１００［ｍｍ］＝０．７５であり、溶鋼の側孔通過平均流速Ｑ／Ｓ＝０．３４７ｍ／ｓに対する適正値（Ｔ：０．６以上）である。

　また、中空円錐台の上端部７には直径１１０ｍｍの開口部があり、その開口部を通して直径１００ｍｍのストッパーロッド１４がタンディッシュ５の上方から上ノズル８の近傍まで挿入されている。定常操業時のタンディッシュ５内の湯面高さは、耐火物製構造体１が完全に浸漬する高さとなる。

　図２に示される本発明例２においても、前記本発明例１の場合と同様に、側孔２を通過する溶鋼６は周方向流速を付与され、内径の絞られた上ノズル８およびスライディングゲート９を通過する際に、角運動量保存の法則に従って周方向流速を増し、浸漬ノズル４内に強い旋回流を形成する。浸漬ノズル４内に形成された旋回流は、遠心力の作用により浸漬ノズル４の下端近傍の２つの吐出孔から均一に、そして均等に吐出し、安定した鋳型内流動を形成する。

　また、上ノズル８の内周部よりＡｒガスを吹き込む場合には、溶鋼６に作用する遠心力によりこのＡｒガスが逆円錐状の気泡膜を形成するので、この気泡膜を横切って流下する溶鋼６中の非金属介在物は、効果的に気泡に捕捉され、気泡とともに鋳型１１内で浮上し除去される効果も生じる。Ａｒガスはスライディングゲート９から吹き込んでも同様の効果が得られる。吹き込み場所にかかわらず、内周部の一部ではなく全周から吹き込むことによってこの効果を高めることができる。

　上述した鋳型内流動の安定化効果は、鋳型内の溶鋼流速を適正な範囲に制御することを容易にするので、清浄な鋼を得るのに好適である。加えて、上述した気泡による介在物の捕捉および浮上効果も、鋼の清浄化を促進する。さらに、旋回流が形成されると、浸漬ノズル４の内壁近傍の流れが安定するので、非金属介在物の付着による浸漬ノズルの閉塞が生じにくい。

　本発明例２においては、ストッパーロッド１４が存在するので、旋回流に起因する渦の発生が防止され、タンディッシュ５内のスラグが鋳型１１内に持ち込まれる可能性は非常に低い。また、定常鋳造中は、スライディングゲート９の開度を全開として流路断面を真円形状とし、ストッパーロッド１４の高さによって鋳型内へ流出する溶鋼流量を制御することができる。その場合、周方向に均等な旋回流を浸漬ノズル４内に形成することが可能となる。このような周方向に均等な旋回流は、本発明例１に比べてさらに均等かつ安定した鋳型内での溶鋼流動をもたらす。

（本発明例３）
　図３は、前述したとおり、本発明の方法を実施するための別の連続鋳造装置を模式的に示す図であり、同図（ａ）は、同図（ｂ）におけるＡ－Ａ断面図を表し、同図（ｂ）は連続鋳造装置の縦断面図を表す。同図に示す実施例は、前記第１発明、第２発明および第４発明で規定するいずれの条件をも満たす実施例である。

　耐火物製構造体１の側壁には、同図（ａ）に示すとおり、耐火物製構造体の内面において、仮想線Ｘ１～Ｘ４に対して中心軸Ｙ１～Ｙ４がそれぞれ傾斜角度θ１＝５５°をなし、高さが１００ｍｍ、幅が１００ｍｍの側孔２が円周方向に４個設けられている。すなわち、側孔２の総開口面積Ｓは、Ｓ＝１００［ｍｍ］×１００［ｍｍ］×４［個］より４００００ｍｍ^２である。定常鋳造中の溶鋼流量速度Ｑは６０ｍ^３／ｈｒである。したがって、前記（１）式で表される指標Ｐの値は、Ｐ＝Ｒ×Ｑ／Ｓ×Ｓｉｎθ１＝２３７．５［ｍｍ］×６０［ｍ^３／ｈｒ］／４００００［ｍｍ^２］×０．８１９より０．０８１ｍ^２／ｓである。

　指標Ｔ（Ｔ＝側孔部側壁の厚さ／側孔の幅）の値は、７５［ｍｍ］／１００［ｍｍ］＝０．７５であり、溶鋼の側孔通過平均流速Ｑ／Ｓ＝０．４１７ｍ／ｓに対する適正値（Ｔ：０．５以上）である。

　また、中空円錐台の上端部７には開口部がない。定常操業時のタンディッシュ５内の湯面高さは、耐火物製構造体１が完全に浸漬する高さとなる。

　図３に示される本発明例３においても、前記本発明例１の場合と同様に、側孔２を通過する溶鋼６は周方向流速を付与され、内径の絞られた上ノズル８およびスライディングゲート９を通過する際に、角運動量保存の法則に従って周方向流速を増し、浸漬ノズル４内に強い旋回流を形成する。浸漬ノズル４内に形成された旋回流は、遠心力の作用により浸漬ノズル４の下端近傍の２つの吐出孔から均一に、そして均等に吐出し、安定した鋳型内流動を形成する。

　本発明例３においては、中空円錐台の上端部７に開口部がないので、旋回流に起因する渦の発生が防止され、タンディッシュ５内のスラグが鋳型１１内に持ち込まれる可能性は非常に低い。本発明例３は、本発明例１に比べて耐火物製構造体１が小さいので、低コストである。また、本発明例２に比べても、ストッパーロッド１４を用いないので、低コストな点において優位である。

　上記の本発明例１～本発明例３に示した本発明の溶融金属の連続鋳造方法は、耐火物製構造体１を設置しない通常の連続鋳造方法に比較して、浸漬ノズル４内に旋回流を形成できるので、浸漬ノズル４の内壁近傍の流動が安定化し、内壁への非金属介在物付着を抑制できる。したがって、本発明の方法は、鋳型内流動を安定化することを通じて、鋳片の高品質化および連続鋳造の生産性向上に対して大きな効果を発揮する。

（比較例１）
　図４は、本発明の比較例としての連続鋳造装置を模式的に示す図であり、同図（ａ）は、同図（ｂ）におけるＡ－Ａ断面図を表し、同図（ｂ）は連続鋳造装置の縦断面図を表す。同図に示す連続鋳造装置において、前記図２に示す連続鋳造装置と実質的に同一の部分には同一の符号を付した。同図に示す実施例は、前記第１発明で規定する条件を満たさない実施例である。

　同図に示すとおり、中空円錐台状の耐火物製構造体１は、側孔２が開口している部位において、内径が側孔２の下端部で６００ｍｍ、側孔２の上端部で４００ｍｍである。また、側孔２が開口している部位において、外径が側孔２の下端部で７００ｍｍ、側孔２の上端部で５００ｍｍである。さらに、内面高さが３５０ｍｍ、全高が４００ｍｍであり、アルミナ－マグネシア系耐火物で構成されている。側孔２が開口している部位における平均内径２Ｒは（６００［ｍｍ］＋４００［ｍｍ］）／２より５００ｍｍであり、平均内半径Ｒは２５０ｍｍである。

　耐火物製構造体１の側壁には、同図（ａ）に示すとおり、耐火物製構造体の内面において、仮想線Ｘ１～Ｘ８に対して中心軸Ｙ１～Ｙ８がそれぞれ傾斜角度θ１＝５５°をなし、高さが２５０ｍｍ、幅が１００ｍｍの側孔２が円周方向に８個設けられている。すなわち、側孔２の総開口面積Ｓは、Ｓ＝２５０［ｍｍ］×１００［ｍｍ］×８［個］より２０００００ｍｍ^２である。定常鋳造中の溶鋼流量速度Ｑは３２ｍ^３／ｈｒである。したがって、前記（１）式で表される指標Ｐの値は、Ｐ＝Ｒ×Ｑ／Ｓ×Ｓｉｎθ１＝２５０［ｍｍ］×３２［ｍ^３／ｈｒ］／２０００００［ｍｍ^２］×０．８１９より０．００９ｍ^２／ｓであり、本発明で規定する範囲よりも小さい値である。

　指標Ｔ（Ｔ＝側孔部側壁の厚さ／側孔の幅）の値は、５０［ｍｍ］／１００［ｍｍ］＝０．５であり、溶鋼の側孔通過平均流速Ｑ／Ｓ＝０．０４４ｍ／ｓに対する適正値（Ｔ：１．０以上）に比べて小さすぎる値である。

　図４に示される比較例１においては、側孔２を通過した溶鋼６は周方向流速を付与され、内径の絞られた上ノズル８およびスライディングゲート９を通過する際に、角運動量保存の法則に従って周方向流速を増し、浸漬ノズル４内に旋回流を形成する。しかしながら、上述のように指標Ｐの値や指標Tの値が本発明の規定範囲を外れて小さいため、十分な強さの旋回流を形成することができない。

（比較例２）
　図５は、本発明の比較例としての別の連続鋳造装置を模式的に示す図であり、同図（ａ）は、同図（ｂ）におけるＡ－Ａ断面図を表し、同図（ｂ）は連続鋳造装置の縦断面図を表す。同図に示す連続鋳造装置において、前記図１に示す連続鋳造装置と実質的に同一の部分には同一の符号を付した。同図に示す実施例は、前記第１発明～第３発明で規定する条件を満たさない実施例である。

　中空円筒状の耐火物製構造体１は、側孔が開口している部分を含め、内径が４００ｍｍ、外径が５５０ｍｍであり、全体の高さが１２５０ｍｍであり、アルミナ－シリカ系耐火物で構成されている。すなわち側孔２が開口している部位における平均内半径Ｒは２００ｍｍである。連続鋳造の定常操業時におけるタンディッシュ５内の湯面高さは、耐火物製構造体１の上端部７よりも１００ｍｍ下部にある。

　耐火物製構造体１の側壁には、同図（ａ）に示すとおり、耐火物製構造体の内面において、仮想線Ｘ１～Ｘ３に対して中心軸Ｙ１～Ｙ３がそれぞれ傾斜角度θ１＝４０°をなし、高さが８０ｍｍ、幅が８０ｍｍの側孔２が円周方向に３個設けられている。すなわち、側孔２の総開口面積Ｓは、Ｓ＝８０［ｍｍ］×８０［ｍｍ］×３［個］より１９２００ｍｍ^２である。定常鋳造中の溶鋼流量速度Ｑは６５ｍ^３／ｈｒである。したがって、前記（１）式で表される指標Ｐの値は、Ｐ＝Ｒ×Ｑ／Ｓ×Ｓｉｎθ１＝２００［ｍｍ］×６５［ｍ^３／ｈｒ］／１９２００［ｍｍ^２］×０．６４３より０．１２１ｍ^２／ｓであり、本発明で規定する範囲よりも大きい値である。

　指標Ｔ（Ｔ＝側孔部側壁の厚さ／側孔の幅）の値は、７５［ｍｍ］／８０［ｍｍ］＝０．９３８であり、溶鋼の側孔通過平均流速Ｑ／Ｓ＝０．９４０ｍ／ｓに対する適正値（Ｔ：０．５以上）に対して十分に大きな値である。

　図５に示される比較例２において、側孔２を通過した溶鋼６は、周方向流速を付与され、内径の絞られた上ノズル８およびスライディングゲート９を通過する際に、角運動量保存の法則に従って周方向流速を増し、浸漬ノズル４内において旋回流を形成する。しかしながら、上述のように指標Ｐの値が過大であるため、旋回流が強すぎることがエネルギー効率の低下を引き起こす。さらに、浸漬ノズル４が振動する問題が生じる。

　本発明の方法は、ネジリ板状旋回羽根を内部に有する旋回流付与浸漬ノズルの欠点であるノズル閉塞を起こすことなく、浸漬ノズル内の溶融金属に旋回流を形成し、旋回流付与浸漬ノズルが有する、鋳型内溶融金属の優れた流動安定性や、非金属介在物の除去などの効果を発揮して、安定した連続鋳造操業および鋳片の品質向上を達成することができる。したがって、本発明の溶融金属の連続鋳造方法は、安価な設備と簡便な方法により連続鋳造の安定化および金属鋳片の高清浄度化を目指す鋳造分野において広範に適用できる技術である。

１：耐火物製構造体、　２：側孔、　３：耐火物製構造体の軸、　
４：浸漬ノズル、
５：タンディッシュ、　５１：タンディッシュ耐火物、　
５２：タンディッシュ鉄皮、
６：溶融金属（溶鋼）、　７：耐火物製構造体の上端部、　８：上ノズル、
９：スライディングゲート、　１０：不活性ガス、　１１：鋳型、　
１２：凝固シェル、
１３：モールドパウダー、　１４：ストッパーロッド、
Ｏ：水平方向の円形断面の中心、　Ｘ１～Ｘ８：放射状に伸びる仮想線、
Ｙ１～Ｙ８：側孔の中心軸、　θ１：側孔の傾斜角度

Claims

　側壁に１つ以上の側孔が設けられた中空の円筒状、円錐状または円錐台状の耐火物製構造体を、該耐火物製構造体の軸を鉛直にしてタンディッシュ内の浸漬ノズル上方に配置し、前記タンディッシュから浸漬ノズル内に溶融金属を供給する、溶融金属の連続鋳造方法であって、
　前記耐火物製構造体の水平方向の円形断面の中心から放射状に伸びる仮想線と、前記耐火物製構造体の内面との交点において前記側孔の中心軸が交わり、該交点において、該仮想線に対して傾斜した前記側孔の中心軸がなす角度が角度θ１であり、
　前記タンディッシュ内の溶融金属を、前記耐火物製構造体の外面に開口した前記側孔の入側開口部から前記耐火物製構造体の内面に開口した出側開口部に向かって通過させることにより、前記タンディッシュから前記浸漬ノズル内に供給される溶融金属に周方向流速を付与して旋回流を形成し、
　前記側孔が開口している部分における前記水平方向の円形断面の平均内径２Ｒが２５０ｍｍ～１２００ｍｍ、前記側孔の高さが３０ｍｍ～５００ｍｍ、および前記角度θ１が１５°～８０°であり、
　前記溶融金属の流量速度Ｑと、前記側孔の総開口面積Ｓと、前記側孔が開口している部分における前記水平方向の円形断面の平均内半径Ｒと、前記角度θ１とから成り、下記（１）式で表される指標Ｐが、０．０１５ｍ^２／ｓ≦Ｐ≦０．１００ｍ^２／ｓを満足することを特徴とする、溶融金属の連続鋳造方法。
　　Ｐ＝Ｒ×Ｑ／Ｓ×Ｓｉｎθ１　…（１）
　前記側孔部側壁の厚さ／前記側孔の幅で表される指標Ｔと、前記溶融金属の流量速度Ｑと、前記側孔の総開口面積Ｓとの関係が下記の条件を満たすことを特徴とする、請求項１に記載の溶融金属の連続鋳造方法。
　Ｑ／Ｓが０．０５ｍ／ｓ未満の時：Ｔが１．０以上、
　Ｑ／Ｓが０．０５ｍ／ｓ以上０．１ｍ／ｓ未満の時：Ｔが０．８以上、
　Ｑ／Ｓが０．１ｍ／ｓ以上０．４ｍ／ｓ未満の時：Ｔが０．６以上、
　Ｑ／Ｓが０．４ｍ／ｓ以上１．２ｍ／ｓ未満の時：Ｔが０．５以上、および
　Ｑ／Ｓが１．２ｍ／ｓ以上の時：Ｔが０．４以上。
　前記耐火物製構造体の全体が、前記タンディッシュ内の溶融金属内に浸漬しており、
　前記耐火物製構造体の上端部に開口部が設けられ、該開口部を通じて前記タンディッシュの上部から耐火物製ストッパーロッドが挿入されていることを特徴とする、請求項１または２に記載の溶融金属の連続鋳造方法。
　前記耐火物製構造体の全体が、前記タンディッシュ内の溶融金属内に浸漬しており、
　前記耐火物製構造体の上端部に開口部が設けられていないことを特徴とする、請求項１または２に記載の溶融金属の連続鋳造方法。