(57)【要約】【課題】ロングノズル等の連続鋳造用ノズルにおいて、とくに通鋼初期の破壊を防止すること。【解決手段】溶融金属が通過する内孔２を軸中心に有し、軸対称に形成された管状耐火物構造体１からなる連続鋳造用ノズルにおいて、管状耐火物構造体１の軸中心を通過する縦方向断面において、その下端部外周が、内孔２の下端のエッジから下方向にｄｙ、外周方向にｄｘの任意の点を基点として二次曲線の形状を有し、この二次曲線の形状における発生応力の応力低減率が、管状耐火物構造体１の下端部外周の縦方向断面が直角形状である場合の発生応力を基準として１７％以上であることを条件とする。【選択図】図１
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【特許請求の範囲】
【請求項１】
溶融金属が通過する内孔を軸中心に有し、軸対称に形成された管状耐火物構造体からなる連続鋳造用ノズルであって、
管状耐火物構造体の軸中心を通過する縦方向断面において、その下端部外周が、前記内孔の下端のエッジから下方向にｄｙ、外周方向にｄｘの任意の点を基点として、式１で示される二次曲線の形状を有し、
さらに、この二次曲線の形状において式２で表される発生応力Ｓｅｓが、前記管状耐火物構造体の下端部外周の縦方向断面が直角形状である場合に式３で表される発生応力Ｓｏｒに対して、式４の条件を満たす連続鋳造用ノズル。
ｙ＝ａ（ｘ−ｄｘ）２＋ｄｙ  …  式１
Ｓｅｓ＝０．９３９５７３−１１．４９７９９３×Ｔ１＋２．２０４３７５×ａ＋０．０４０６４８×ｒｄｙ＋１２．６４８５７５×Ｔ１×Ｔ１＋４．３０７２０５×Ｔ１×ａ＋０．２２７５８４×Ｔ１×ｒｄｙ−２．１５５５０９×ａ×ａ−１．５０５９３１×ａ×ｒｄｘ＋０．０１５９９４０×ａ×ｒｄｙ−８．９２１９５６×ｒｄｘ×ｒｄｘ＋０．１０９８４０×ｒｄｘ×ｒｄｙ−０．０００３０６８５１×ｒｄｙ×ｒｄｙ  …  式２
Ｓｏｒ＝（０．５０３７４８−０．００１３１２３６×Ｔ１×Ｔ１＋０．１２２３７７×Ｔ１）  …  式３
Ｓｅｓ＜Ｓｏｒ×（１−０．１７）  …  式４
ただし、Ｔ１は管状耐火物構造体の厚み、ａは曲線形状パラメータ、ｒｄｘはｄｘをＴ１で除した値（ｄｘ／Ｔ１）、ｒｄｙはｄｙをＴ１で除した値（ｄｙ／Ｔ１）
【発明の詳細な説明】
【技術分野】
【０００１】
本発明は、溶鋼等の溶融金属が通過する内孔を軸中心に有し、軸対称に形成された管状耐火物構造体からなる連続鋳造用ノズルに関し、とくにその損傷防止技術に関する。
【背景技術】
【０００２】
取鍋からタンディッシュに溶鋼を排出するロングノズルなどの連続鋳造用ノズルは、その軸中心に溶鋼が通過する内孔を有し、軸対称に形成された管状耐火物構造体から構成されており、溶鋼が内孔を通過する際には内孔側と外周側で温度勾配が生じる。とくに溶鋼の排出・通過開始時には、内孔側又は外周側が急激に昇温されるので、その現象は顕著になる。
【０００３】
このような温度勾配は、管状耐火物構造体を構成する耐火物が単層であるか複数層であるかにかかわらず耐火物の内部に応力の歪みを生じさせ、外周部分の割れ等の破壊を生じる原因の一つになっており、温度勾配が大きいほどその危険性は高い。
【０００４】
このような熱応力に起因する破壊の対策としては、連続鋳造用ノズルを構成する耐火物に黒鉛を多量に含有させたり、熱膨張量の小さい溶融シリカなどを添加したりすることによって、耐火物の高熱伝導率化、低膨張化、かつ低弾性率化を図り熱応力破壊を防止することが一般的である。しかし、一方で黒鉛や溶融シリカの増量は耐酸化性の低下や溶鋼成分との反応性増大を招くため、耐食性や耐摩耗性等の低下による耐用性低下を招く弊害がある。そこで、これまでは、耐熱衝撃性に優れた材質の耐火物を管状耐火物構造体の基礎部分とし、流速や乱れの大きい溶鋼流と接触することで摩耗等の影響が大きい内孔側には耐摩耗性の高い材質を必要最低限の厚みで設置し、溶鋼への浸漬部分などのスラグ等との化学的侵蝕の影響の大きい部位には耐食性に優れる材質を設置する等、部位毎の損傷形態に応じた適正材質をモザイク状に配設することで連続鋳造用ノズルの寿命延長を図ってきた。
【０００５】
しかし、近年の連続鋳造用ノズルへの高耐用化や安定鋳造、さらには溶鋼の清浄度の向上等の要求が高まる中で、これらの要求に応じる形で、とくに連続鋳造用ノズルの内孔側に関しては外周側の耐火物よりもさらなる低炭素化や高機能化が進められている。最近では、黒鉛を全く含まない材質や成分的に耐摩耗性、耐溶損性、又は内孔面へのアルミナ等の介在物の付着抑制機能に優れる塩基性成分を含む材質を内孔側に適用する試みも増加しており、内孔側にＣａＯ成分、ＭｇＯ成分、ＺｒＯ２成分を含有する耐火物層を内装した浸漬ノズルなどの適用が増える傾向にある。
【０００６】
ところが、これらの高耐用化や安定化に関わる内孔側耐火物層の材質に係る技術の方向は、前述したように低カーボン化（Ａｌ２Ｏ３成分の高含有化等）、塩基性化等であるために高熱膨張化を伴う。したがって、これらの材質を外周側耐火物層の強化層として内孔側に設置した場合は、外周側耐火物層は、とくに通鋼初期に、管状耐火物構造体の半径方向の温度差により生じる熱膨張差に起因する熱応力に加えて、熱膨張性の大きい内孔側耐火物層の膨張に伴う、内孔側耐火物層からの押し割り（半径方向の圧縮応力）を受けることになる。その結果、外周側耐火物層に縦方向や横方向の亀裂の発生ないし破壊が生じやすくなる。
【０００７】
これに対して例えば特許文献１には、先端部外周を先細り状形状とした連続鋳造用ロングノズルが開示されている。具体的には、その先端部外周をＲ形状（円弧カット）又はＣ形状（直線カット）として、先端部の熱的、機械的応力集中及びスラグや地金の付着を抑制することが記載されている。
【０００８】
この特許文献１は、ロングノズルが各チャージ毎に冷却されかつタンディッシュ内の溶鋼に浸漬されることから、ロングノズルの先端部が厳しい熱衝撃条件にさらされて先端部の割れや欠損などを生じること、また、ロングノズル先端部に付着したスラグや地金は冷却固化時に収縮し、ロングノズルの先端部を締め付け先端部の亀裂発生や欠損を助長することに鑑み、繰り返し使用時の熱衝撃と先端付着物による締め付けの緩和を図ろうとするものである。
【先行技術文献】
【特許文献】
【０００９】
【特許文献１】実開平０５−２８５４２号公報
【発明の概要】
【発明が解決しようとする課題】
【００１０】
特許文献１では前述のとおり、ロングノズルの先端部を先細り形状とすることで、繰り返し使用時の熱衝撃と先端付着物による締め付けの緩和を図っているが、ロングノズルの先端部の破壊は依然として生じており、とくに先端部にスラグや地金の付着のない状態である最初の通鋼時に多く生じている。
【００１１】
本発明が解決しようとする課題は、ロングノズル等の連続鋳造用ノズルにおいて、とくに通鋼初期の破壊を防止することにある。
【課題を解決するための手段】
【００１２】
本発明者は連続鋳造用ノズル（以下、単に「ノズル」ともいう、）の熱応力解析の結果、以下の知見を得た。
１．通鋼初期のノズルの破損は主として熱的応力によること
２．熱的応力による破壊は、ノズル下端付近の外周の径が拡大する方向（外周部分が上方に反る方向）にノズルが変形することが一つの原因であること
３．前記の熱的応力は管状耐火物構造体の下端部外周の縦方向断面（管状耐火物構造体の軸中心を通過する縦方向断面）の形状に大きく依存していること
４．特許文献１に示されているようなＲ形状（円弧カット）又はＣ形状（直線カット）では前記の熱的応力の緩和効果は十分ではなく、二次曲線に沿った形状が前記の熱的応力をさらに緩和するには有効であること
【００１３】
本発明はこれらの知見に基づき完成されたもので、具体的には、溶融金属が通過する内孔を軸中心に有し、軸対称に形成された管状耐火物構造体からなる連続鋳造用ノズルであって、管状耐火物構造体の軸中心を通過する縦方向断面において、その下端部外周が、前記内孔の下端のエッジから下方向にｄｙ、外周方向にｄｘの任意の点を基点として、式１で示される二次曲線の形状を有し、さらに、この二次曲線の形状において式２で表される発生応力Ｓｅｓが、前記管状耐火物構造体の下端部外周の縦方向断面が直角形状である場合に式３で表される発生応力Ｓｏｒに対して、式４の条件を満たすことを特徴とするものである。
ｙ＝ａ（ｘ−ｄｘ）２＋ｄｙ  …  式１
Ｓｅｓ＝０．９３９５７３−１１．４９７９９３×Ｔ１＋２．２０４３７５×ａ＋０．０４０６４８×ｒｄｙ＋１２．６４８５７５×Ｔ１×Ｔ１＋４．３０７２０５×Ｔ１×ａ＋０．２２７５８４×Ｔ１×ｒｄｙ−２．１５５５０９×ａ×ａ−１．５０５９３１×ａ×ｒｄｘ＋０．０１５９９４０×ａ×ｒｄｙ−８．９２１９５６×ｒｄｘ×ｒｄｘ＋０．１０９８４０×ｒｄｘ×ｒｄｙ−０．０００３０６８５１×ｒｄｙ×ｒｄｙ  …  式２
Ｓｏｒ＝（０．５０３７４８−０．００１３１２３６×Ｔ１×Ｔ１＋０．１２２３７７×Ｔ１）  …  式３
Ｓｅｓ＜Ｓｏｒ×（１−０．１７）  …  式４
ただし、Ｔ１は管状耐火物構造体の厚み、ａは曲線形状パラメータ、ｒｄｘはｄｘをＴ１で除した値（ｄｘ／Ｔ１）、ｒｄｙはｄｙをＴ１で除した値（ｄｙ／Ｔ１）
【００１４】
以下、取鍋からタンディッシュに溶鋼を注入する際に使用するロングノズルを例に本発明を詳細に述べる。
【００１５】
ロングノズルは使用開始時（通鋼初期）に、その内孔に約１５００〜１６００℃の溶鋼が通過する。このため通常、ロングノズルは予熱して受鋼に備える。この予熱によりある程度熱的応力は緩和されるが、通常の予熱温度は８００℃〜１２００℃程度であり、溶鋼温度との差によりロングノズルの内部には応力が発生する。さらには予熱終了から通鋼までの間の冷却（操業の個別の条件によって異なる）により、その応力はさらに大きくなる。
【００１６】
通鋼の際、ロングノズルはその内孔面から急加熱され、相対的に低温度である外周側との間に熱勾配が生じる。この熱勾配により、そのロングノズルを構成する耐火物の熱膨張に応じた体積膨脹の差が生じ、熱膨張の大きい内孔側の鉛直方向の寸法が熱膨張の小さい外周側の鉛直方向の寸法よりも大きくなる。その結果、ロングノズルの下端部付近には内孔側から外周側に内孔を拡大する方向、すなわち外周側が外〜上方に反るような変形を生じさせる力が発生する。これにより発生する応力によってロングノズルが破壊する。
【００１７】
本発明は、この破壊の原因となる変形の程度、内部の最大応力を、ノズル下端部付近の外周の形状を最適化することによって緩和し、ノズルの破壊を防止する。
【００１８】
実操業では、特許文献１に示された改善形状であるノズル下端部の外周形状が、図５（ａ）に示すようなＲ形状（円弧カット）、又は図５（ｂ）に示すような傾斜角度θが３０°〜６０°のＣ形状（直線カット）の場合にも、操業条件の変化などにより１〜５％程度の確率でノズルの破壊が生じ、問題となる場合がある。
【００１９】
すなわち、この破壊の確率よりもさらに破壊の確率を低減するためには、ノズル下端部内部の発生応力を、前記のＲ形状又Ｃ形状の値よりも小さくすることが必要となる。
【００２０】
そこで本発明者は、前記式１内の各パラメータを直交表に割り振り、各形状についてＦＥＭによる応力計算を行い、計算値と予測値とがほぼ１の相関係数となるパラメータの値で応答曲面近似を行い、熱応力推定値の近似式を得た（式５）。
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【００２１】
この式５を整理したのが前記式２である。
【００２２】
また本発明者は、ノズルの下端部外周に円弧カットも直線カットもない場合、すなわちノズルの下端部外周の縦方向断面が直角形状である場合について、ノズルの厚みＴ１をパラメータとしてＦＥＭによる応力計算を行い、ノズルの厚みＴ１と応力の関係を二次式で近似した。これが前記式３である。すなわち、前記式３で表されるＳｏｒはノズルの下端部を加工する前の形状で発生する熱応力の推定値を示している。
【００２３】
なお、これらの熱応力計算には、ソリッドワークス・ジャパン（株）社製の有限要素法ソフトウェア「ＣｏｓｍｏｓＷｏｒｋｓ２００７」を使用した。その入力パラメータ及び条件は以下のとおりである。
弾性率  ４．０Ｇｐａ
ポアソン比  ０．２
膨張係数  ３．８×１０−６  １／℃
かさ比重  ２．３  ｇ／ｃｍ３
熱伝導率：  １５Ｗ／ｍＫ
比熱：  ８３７Ｊ／ｋｇＫ
初期温度：  ８００℃
加熱面：  接触温度  １５５０℃、熱伝達率  １１６０Ｗ／ｍ２Ｋ
【００２４】
本発明において応力緩和の程度は、前記Ｓｏｒを基準とした応力推定値の低減率で表すこととした。そして本発明は、前記式１の二次曲線に合致する下端部外周形状での応力の値（Ｓｅｓ）の応力低減率を、前記のＲ形状（円弧カット）、又は傾斜角度θが３０°〜６０°のＣ形状（直線カット）の場合の応力低減率（以下「基準低減率」という。）よりも高くすることを条件とした。この基準低減率は後述するように最大で１６．８％であることから、本発明では前記Ｓｏｒを基準とした応力低減率が１７％以上であることを条件とした。この条件を表したのが前記式４である。
【００２５】
なお、前記式１に合致する二次曲線の形状において、ａ、ｄｘ、ｄｙは任意に決定することができる。これらは、製造の容易さ、搬送時の外的要素、例えば衝突等での機械的応力による破壊の防止等の任意の諸要素によって決定すればよい（例えば、ノズルの搬送時にノズル下端部を設置する際のその下端部を保護するためにエッジの傾斜を小さくする等）。
【００２６】
また前記式２における発生応力は、ノズル（管状耐火物構造体）の厚みＴ１の影響を受ける。この影響はｄｘ、ｄｙとの相対的な関係として評価することが可能であることがわかった。そこで、前記式２においてｒｄｘは前記ｄｘをＴ１で除した値（＝ ｄｘ／Ｔ１）、ｒｄｙは前記ｄｙをＴ１で除した値（＝ ｄｙ／Ｔ１）とした。ここで、前記式２においてノズル（管状耐火物構造体）の厚みＴ１とは、ノズル下端部の二次曲線上端における厚みをいう。
【発明の効果】
【００２７】
本発明によれば、ロングノズル等の連続鋳造用ノズルにおいて、とくに通鋼初期の破壊をより安定的に防止することができる。
【図面の簡単な説明】
【００２８】
【図１】本発明をロングノズルに適用した場合の、その下端部外周の縦方向断面形状を示す。
【図２】表１の各計算例に対応する、管状耐火物構造体の下端部外周の縦方向断面形状を示す。
【図３】表２の各計算例に対応する、管状耐火物構造体の下端部外周の縦方向断面形状を示す。
【図４】表１及び表２の計算結果による応力低減率を示す。
【図５】従来のノズル下端部外周形状を示し、（ａ）はＲ形状（円弧カット）の例を示し、（ｂ）はＣ形状（直線カット）の例を示す。
【発明を実施するための形態】
【００２９】
図１に本発明をロングノズルに適用した場合の、その下端部外周の縦方向断面形状を示す。
【００３０】
本発明において、ノズルを構成する管状耐火物構造体１の下端部外周の縦方向断面は、図１に示すように、内孔２の下端のエッジ（点Ｏ１）から下方向にｄｙ、外周方向にｄｘの任意の点Ｏ２を基点として、前記式１（ｙ＝ａ（ｘ−ｄｘ）２＋ｄｙ）で示される二次曲線の形状を有する。
【００３１】
このように管状耐火物構造体１の下端部外周の縦方向断面が前記式１で示される二次曲線の形状を有する場合において、前記式２で表される発生応力Ｓｅｓをコンピュータ・シミュレーションにより計算した例を表１に示す。また、表１の各計算例に対応する、管状耐火物構造体１の下端部外周の縦方向断面形状を図２に示す。
【００３２】
本発明は、前述のとおり、前記Ｓｏｒを基準とした応力低減率が１７％以上であることを条件としているので、表１において応力低減率が１７％未満の場合は比較例としている。表１から、二次曲線による下端部外周形状を有していても、その二次曲線の条件を満たすのみでは、応力低減率が不十分な場合があることがわかる。
【００３３】
【表１】
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【００３４】
表２に従来技術、すなわちノズル下端部外周形状がＲ形状（円弧カット）及びＣ形状（直線カット）の場合の計算例を示す。また、表２の各計算例に対応する、管状耐火物構造体１の下端部外周の縦方向断面形状を図３に示す。
【００３５】
表２から、従来のＲ形状（円弧カット）ではそのｒを変化させても、またＣ形状（直線カット）ではその傾斜角度θを変化させても、応力低減率は最大で１６．８％であることがわかる。
【００３６】
なお、応力低減率が相対的な割合としての値であることから、ロングノズルの実用的な形状（内径として約８０ｍｍ〜約３００ｍｍ程度）において、ロングノズル内径の応力低減率に対する影響はほとんどない。因みに本実施例の計算では内径は１８０ｍｍを代表例とした。
【００３７】
図４には、表１及び表２の計算結果による応力低減率を示す。
【００３８】
【表２】
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【産業上の利用可能性】
【００３９】
本発明は取鍋からタンディッシュへの溶鋼注入に使用するロングノズルに止まらず、同様に管状耐火物構造体からなる、タンディッシュから鋳型に溶鋼を注入する際に使用するオープンノズル等の連続鋳造用ノズル全般に適用可能である。
【符号の説明】
【００４０】
１  管状耐火物構造体
２  内孔
【図１】
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【図２】
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【図３】
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【図４】
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【図５】
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