(57)【特許請求の範囲】
【請求項１】
溶鋼容器から溶鋼を排出するため、入口端から出口端まで通じる内孔を有する出鋼口スリーブにおいて、
前記内孔は、前記入口端から下流に向けて伸びる導入孔部と、当該導入孔部の終端から前記出口端まで伸びる内孔本体部とからなり、
前記導入孔部の長さをＬ（ｍｍ）、計算上のヘッド高さをＨ（ｍｍ）、前記入口端からの距離ｚ（ｍｍ）における当該導入孔部の半径をｒ(ｚ)（ｍｍ）としたとき、前記内孔の軸に沿って切断した当該導入孔部の内孔壁面の断面形状が、
log(ｒ(ｚ))＝(１／１.５)×log((Ｈ＋Ｌ)／(Ｈ＋ｚ))＋log(ｒ(Ｌ))と、
log(ｒ(ｚ))＝(１／６)×log((Ｈ＋Ｌ)／(Ｈ＋ｚ))＋log(ｒ(Ｌ))
で表わされる曲線の間のｒ(ｚ)のｚ微分が連続する曲線であり、
前記導入孔部の長さＬは、５０≦Ｌ≦４００であり、
前記計算上のヘッド高さＨは、
Ｈ＝((ｒ(Ｌ)／ｒ(０))ｎ×Ｌ)／（１−(ｒ(Ｌ)／ｒ(０))ｎ) (ｎ＝１.５〜６)であり、
前記導入孔部の入口端の半径ｒ(０)が前記導入孔部の終端の半径ｒ(Ｌ)の１.２倍以上である
ことを特徴とする出鋼口スリーブ。
【請求項２】
溶鋼容器から溶鋼を排出するため、入口端から出口端まで通じる内孔を有する出鋼口スリーブにおいて、
前記内孔は、前記入口端から下流に向けて伸びる導入孔部と、当該導入孔部の終端から前記出口端まで伸びる内孔本体部とからなり、
前記導入孔部の長さをＬ（ｍｍ）、計算上のヘッド高さをＨ（ｍｍ）、前記入口端からの距離ｚ（ｍｍ）における当該導入孔部の半径をｒ(ｚ)（ｍｍ）としたとき、前記内孔の軸に沿って切断した当該導入孔部の内孔壁面の断面形状が、
log(ｒ(ｚ))＝(１／ｎ)×log((Ｈ＋Ｌ)／(Ｈ＋ｚ))＋log(ｒ(Ｌ))（ｎ＝１.５〜６）
で表わされる曲線であり、
前記導入孔部の長さＬは、５０≦Ｌ≦４００であり、
前記計算上のヘッド高さＨは、
Ｈ＝((ｒ(Ｌ)／ｒ(０))ｎ×Ｌ)／（１−(ｒ(Ｌ)／ｒ(０))ｎ) (ｎ＝１.５〜６)であり、
前記導入孔部の入口端の半径ｒ(０)が前記導入孔部の終端の半径ｒ(Ｌ)の１.２倍以上である
ことを特徴とする出鋼口スリーブ。
【請求項３】
前記内孔本体部の内孔壁面の傾斜勾配が０．５％以下である請求項１又は２に記載の出鋼口スリーブ。
【発明の詳細な説明】
【技術分野】
【０００１】
本発明は、転炉や電気炉などの溶鋼容器から溶鋼を排出するために使用される出鋼口スリーブに関する。
【背景技術】
【０００２】
溶鋼の精錬を行う転炉や電気炉から溶鋼を排出するために耐火物製の出鋼口スリーブが使用されている。この出鋼口スリーブは、使用を重ねることで耐火物が損耗して内孔径が拡大してくる。内孔径が拡大すると出鋼中に渦流が発生しスラグを巻き込むことになるため、内孔径が拡大し使用限界に達すると、つまり出鋼時間が短くなると寿命となり新しい出鋼口スリーブに交換されなければならない。出鋼口スリーブの内孔径の使用限界値は出鋼時間で管理されている場合が多い。
【０００３】
一方、使用初期は出鋼時間が長くなることが知られている。使用初期の出鋼時間が長くなると、製造時間のロスとなり製造コストアップにつながる。したがって、出鋼口スリーブには、使用初期の出鋼時間が短くしかも損耗によって内孔径が拡大しにくいことが要求される。
【０００４】
使用初期の出鋼時間を短くするために、特許文献１には、内孔の入口開口部を形成する内壁面を傾斜内壁面とすることで当該入口開口部を拡開させるようにした出鋼口スリーブが開示されている。しかし特許文献１の実施例である図４（添付の図８）では、出鋼口スリーブの肉厚においてＴ１を１としたときにＴ２は１．１〜２．０とし、傾斜内壁面の大きさはＬ１を１としたときにＬ２は１〜１０とされている。すなわち、この特許文献１の実施例に係る出鋼口スリーブでは、肉厚に対してＬ１は最大５０％までしか確保できないため、入口開口部の拡開には限界があり、実際には使用初期の出鋼時間の短縮効果は大きくない。
【０００５】
また、特許文献２には、以下の内孔形状を有する上ノズルが開示されている。
「タンディッシュや取鍋の羽口に嵌合される上ノズルであって、
ノズル長さをＬ、計算上のヘッド高さをＨ、上端部からの距離ｚにおける半径をｒ(ｚ)とした時、溶鋼が通過する内孔の軸に沿って切断した内孔壁面の断面形状が、
log(ｒ(ｚ))＝(１／１.５)×log((Ｈ＋Ｌ)／(Ｈ＋ｚ))＋log(ｒ(Ｌ))と、
log(ｒ(ｚ))＝(１／６)×log((Ｈ＋Ｌ)／(Ｈ＋ｚ))＋log(ｒ(Ｌ))
で表わされる曲線の間のｒ(ｚ)のｚ微分が連続する曲線であり、
前記計算上のヘッド高さＨは、
Ｈ＝((ｒ(Ｌ)／ｒ(０))ｎ×Ｌ)／（１−(ｒ(Ｌ)／ｒ(０))ｎ) (ｎ＝１.５〜６)
であり、
前記内孔の上端の内径ｒ(０)が下端の内径ｒ(Ｌ)の１.５倍以上である
ことを特徴とする上ノズル。」
【０００６】
この上ノズルにおける内孔形状は本願発明者らが発明したものであり、これにより、内孔壁面での急激な圧力変化が抑制されエネルギー損出の少ないスムーズな溶鋼の流れが作り出され、内孔壁面への付着物の発生を抑えることができる効果が確認されている。
【０００７】
しかし、この特許文献２に開示された内孔形状をそのまま出鋼口スリーブに適用した場合、内孔全長にわたって内孔径が大きな形状となるため、内孔径の使用限界値に対して耐火物の厚みが十分確保できない問題がある。このためより早く内孔径の使用限界が来て寿命が短くなる問題がある。
【先行技術文献】
【特許文献】
【０００８】
【特許文献１】特許第３７１３０４１号公報
【特許文献２】特許第５１４９３７３号公報
【発明の概要】
【発明が解決しようとする課題】
【０００９】
本発明が解決しようとする課題は、使用初期の出鋼時間が短く、使用限界値に対する耐火物の厚みが十分確保できる出鋼口スリーブを提供することにある。
【課題を解決するための手段】
【００１０】
本願発明者は、出鋼口スリーブにおいて内孔の入口付近で内孔壁面での急激な圧力変化が生じることが、出鋼口スリーブの使用初期の出鋼時間が長くなる原因と考えた。そして、種々のシミュレーションの結果等より、上記特許文献２の式を内孔の上部（入側部分）すなわち導入孔部のみに適用することで、出鋼時間を短くする効果が十分得られ、しかも使用時の損耗代を十分確保できる出鋼口スリーブが得られることを知見した。
【００１１】
すなわち本発明は、以下の（１）〜（３）の出鋼口スリーブを提供する。
（１）溶鋼容器から溶鋼を排出するため、入口端から出口端まで通じる内孔を有する出鋼口スリーブにおいて、
前記内孔は、前記入口端から下流に向けて伸びる導入孔部と、当該導入孔部の終端から前記出口端まで伸びる内孔本体部とからなり、
前記導入孔部の長さをＬ（ｍｍ）、計算上のヘッド高さをＨ（ｍｍ）、前記入口端からの距離ｚ（ｍｍ）における当該導入孔部の半径をｒ(ｚ)（ｍｍ）としたとき、前記内孔の軸に沿って切断した当該導入孔部の内孔壁面の断面形状が、
log(ｒ(ｚ))＝(１／１.５)×log((Ｈ＋Ｌ)／(Ｈ＋ｚ))＋log(ｒ(Ｌ))と、
log(ｒ(ｚ))＝(１／６)×log((Ｈ＋Ｌ)／(Ｈ＋ｚ))＋log(ｒ(Ｌ))
で表わされる曲線の間のｒ(ｚ)のｚ微分が連続する曲線であり、
前記導入孔部の長さＬは、５０≦Ｌ≦４００であり、
前記計算上のヘッド高さＨは、
Ｈ＝((ｒ(Ｌ)／ｒ(０))ｎ×Ｌ)／（１−(ｒ(Ｌ)／ｒ(０))ｎ) (ｎ＝１.５〜６)であり、
前記導入孔部の入口端の半径ｒ(０)が前記導入孔部の終端の半径ｒ(Ｌ)の１.２倍以上である
ことを特徴とする出鋼口スリーブ。
（２）溶鋼容器から溶鋼を排出するため、入口端から出口端まで通じる内孔を有する出鋼口スリーブにおいて、
前記内孔は、前記入口端から下流に向けて伸びる導入孔部と、当該導入孔部の終端から前記出口端まで伸びる内孔本体部とからなり、
前記導入孔部の長さをＬ（ｍｍ）、計算上のヘッド高さをＨ（ｍｍ）、前記入口端からの距離ｚ（ｍｍ）における当該導入孔部の半径をｒ(ｚ)（ｍｍ）としたとき、前記内孔の軸に沿って切断した当該導入孔部の内孔壁面の断面形状が、
log(ｒ(ｚ))＝(１／ｎ)×log((Ｈ＋Ｌ)／(Ｈ＋ｚ))＋log(ｒ(Ｌ))（ｎ＝１.５〜６）
で表わされる曲線であり、
前記導入孔部の長さＬは、５０≦Ｌ≦４００であり、
前記計算上のヘッド高さＨは、
Ｈ＝((ｒ(Ｌ)／ｒ(０))ｎ×Ｌ)／（１−(ｒ(Ｌ)／ｒ(０))ｎ) (ｎ＝１.５〜６)であり、
前記導入孔部の入口端の半径ｒ(０)が前記導入孔部の終端の半径ｒ(Ｌ)の１.２倍以上である
ことを特徴とする出鋼口スリーブ。
（３）前記内孔本体部の内孔壁面の傾斜勾配が０．５％以下である（１）又は（２）に記載の出鋼口スリーブ。
【００１２】
このように本発明の出鋼口スリーブにおいて、その導入孔部の構成は、以下の式Ａ〜Ｅを使用して規定される。
log(ｒ(ｚ))＝(１／１.５)×log((Ｈ＋Ｌ)／(Ｈ＋ｚ))＋log(ｒ(Ｌ))  …式Ａ
log(ｒ(ｚ))＝(１／６)×log((Ｈ＋Ｌ)／(Ｈ＋ｚ))＋log(ｒ(Ｌ))  …式Ｂ
５０≦Ｌ≦４００  …式Ｃ
Ｈ＝((ｒ(Ｌ)／ｒ(０))ｎ×Ｌ)／（１−(ｒ(Ｌ)／ｒ(０))ｎ) (ｎ＝１.５〜６)
…式Ｄ
log(ｒ(ｚ))＝(１／ｎ)×log((Ｈ＋Ｌ)／(Ｈ＋ｚ))＋log(ｒ(Ｌ))（ｎ＝１.５〜６）
…式Ｅ
【００１３】
これら式Ａ〜Ｅのうち、式Ａ、Ｂ、Ｄ及びＥは特許文献２で使用した式と同じで、これらの式の技術的意義及びその導出根拠等については特許文献２に記載のとおりであり、本明細書での説明は省略する。一方、本発明においては上述の技術思想から式Ｃを新たに設けた。
【００１４】
本発明の出鋼スリーブにおいて上記式Ａ、Ｂ、Ｄ及びＥで特定される内孔形状を有する導入孔部は、内孔壁面での急激な圧力変化を抑制してエネルギー損出の少ないスムーズな溶鋼の流れを作り出すことから、出鋼時間の短縮に寄与する部分である。一方、出鋼口スリーブは上ノズルなどと比較して全長が非常に長いため、内孔の上部付近すなわち導入孔部にのみ上記内孔形状を適用することで、出鋼時間を短縮する効果は十分得られる。つまり、導入孔部の長さＬ（ｍｍ）は出鋼口スリーブの内孔の入口端から５０ｍｍ以上４００ｍｍ以下とする（式Ｃ）。Ｌが５０ｍｍ未満では、上述のスムーズな溶鋼の流れが得られる効果が不十分となる。Ｌが４００ｍｍを超えると、内孔径の大きな領域が増えるために厚みが小さくなり、より早く使用限界に達するため出鋼口スリーブの寿命が短くなる。
【００１５】
また、出鋼口スリーブの初期の出鋼時間を短くするためには、つまり流量を多くする効果を得るためには、導入孔部の入口端の半径ｒ(０)を導入孔部の終端の半径ｒ(Ｌ)の１.２倍以上とすることが有効である。なお、この導入孔部の終端の半径ｒ(Ｌ)に対する入口端の半径ｒ(０)の上限値は出鋼口スリーブの外径となる。出鋼口スリーブの外径は、使用される溶鋼容器の大きさや形状によって決定されるものである。
【００１６】
一方、導入孔部の終端から内孔の出口端まで伸びる内孔本体部の内孔壁面は、使用時に損耗によって内孔径が拡大し難いように傾斜勾配は０もしくは小さい方が良い。ただし、実際に製造するためには成型後に金型心棒を引き抜くために金型心棒の傾斜勾配が必要であることなどから、０．５％以下（０を含む）の傾斜勾配であれば許容でき、より好ましくは０．３％以下である。このとき、内孔本体部の傾斜面は下流に向かって内径が縮小するように設けることがより好ましい。ここで傾斜勾配（％）とは、[（導入孔部の終端の半径ｒ(Ｌ)− 内孔の出口端の半径ｒ(Ｂ)）／内孔本体部の全長]×１００で計算されるものである。
【発明の効果】
【００１７】
本発明の出鋼口スリーブによれば、使用初期の出鋼時間がより短くなり、しかも使用限界値に対する耐火物の厚みを十分確保できるため、出鋼口スリーブの寿命を伸ばすことができる。
【図面の簡単な説明】
【００１８】
【図１】溶鋼が通過する内孔の軸方向に沿って本発明に係る出鋼口スリーブを切断した断面図の一例である。
【図２】導入孔部をスリーブ全長に設けた比較例に係る出鋼口スリーブの断面図である。
【図３】内孔の入口端の半径ｒ(０)が１５０ｍｍ、導入孔部の長さＬが５０ｍｍで、導入孔部の断面を半径５０ｍｍの円弧（Ｒ）とした比較例に係る出鋼口スリーブの断面図である。
【図４】後記する表１において実施例１〜５、比較例１、比較例２、及び比較例３のそれぞれの導入孔部の長さＬと流量係数ｋをプロットしたものである。
【図５】図１において内孔の入口端の半径ｒ(０)を１１２．５ｍｍ、導入孔部の終端の半径ｒ(Ｌ)を７５ｍｍ、本体内孔部の下端（出口端）の半径ｒ(Ｂ)を７５ｍｍとしたときのシミュレーション計算結果を図４と同様にプロットしたものである。
【図６】図１において全長Ｌ０を１０００ｍｍとしたときのシミュレーション計算結果を図４と同様にプロットしたものである。
【図７】後記する表１において実施例１〜５、比較例１、比較例２、及び比較例３のそれぞれの導入孔部の長さＬと内孔体積（指数）をプロットしたものである。
【図８】特許文献１の図４を引用したものである。
【発明を実施するための形態】
【００１９】
以下、本発明を実施するための形態について、添付図面を参照して詳細に説明する。
【００２０】
図１は、溶鋼が通過する内孔の軸方向に沿って本発明に係る出鋼口スリーブを切断した断面図の一例である。同図に示すように本発明に係る出鋼口スリーブ１は、溶鋼が通過する内孔２を有する。すなわち、内孔２は、入口端２Ａから出口端２Ｂまで通じており、入口端２Ａから下流に向けて伸びる導入孔部３と、当該導入孔部３の終端３Ｂから出口端２Ｂまで伸びる内孔本体部４とからなる。導入孔部３は上流側に向けて内孔径が拡大しており、内孔本体部４は上流側への内孔径の拡大がないか又は小さい。
【００２１】
図１の出鋼口スリーブ１は、全長Ｌ０が１７００ｍｍ、外径Ｄが３００ｍｍ、内孔２（導入孔部３）の入口端２Ａの半径ｒ(０)が１５０ｍｍ、導入孔部３の終端３Ｂの半径ｒ(Ｌ)が１００ｍｍ、内孔２（本体内孔部４）の出口端２Ｂの半径ｒ(Ｂ)が１００ｍｍ、導入孔部３の長さＬが１５０ｍｍであり、ｎ＝４として上記式Ｄ及び式Ｅを適用した実施例である。なお、内孔２の全長は上記全長Ｌ０と等しく、本体内孔部４の長さは、Ｌ０（１７００ｍｍ）−Ｌ（１５０ｍｍ）＝１５５０ｍｍである。
【００２２】
次に、図１の出鋼口スリーブ１において導入孔部３の長さＬを変えて、溶鋼流量のシミュレーション計算及び内孔体積の計算を行った。併せて、図２及び図３の出鋼口スリーブについても溶鋼流量のシミュレーション計算及び内孔体積の計算を行った。ここで、図２の出鋼口スリーブは、本発明でいう導入孔部をスリーブ全長に設けた比較例（Ｌ＝Ｌ０）、図３の出鋼口スリーブは、内孔の入口端の半径ｒ(０)が１５０ｍｍ、導入孔部の長さＬが５０ｍｍで、導入孔部の断面を半径５０ｍｍの円弧（Ｒ）とした比較例である。
【００２３】
溶鋼流量のシミュレーション計算は、ANSYS社の汎用熱流体解析ソフトであるFluent12.1.4で行った。また、シミュレーション計算で得られた溶鋼流量と内孔体積とＶ＝ｋ（２ｇＨ）１／２の式（Ｖ：溶鋼の流速、ｇ：重力加速度、Ｈ：計算上のヘッド高さ２．２ｍ）とから、流量係数ｋを算出した。この流量係数ｋが大きいほど溶鋼の流量が多いことを示す。
【００２４】
これらの計算結果を表１に示す。なお、内孔体積は、実施例１から実施例１０及び比較例１から比較例４は、内孔の入口端と出口端の半径が１００ｍｍのストレートタイプの出鋼口スリーブの内孔体積Ｖbaseを１００として指数で表示し、実施例１１から実施例１３及び比較例５は、内孔の入口端と出口端の半径が９５ｍｍのストレートタイプの出鋼口スリーブの内孔体積Ｖbaseを１００として指数で表示した。
【００２５】
【表１】
0006335052.tif 000002
【００２６】
図４は、表１において実施例１〜５、比較例１、比較例２、及び比較例３のそれぞれの導入孔部の長さＬと流量係数ｋをプロットしたものである。図５は、図１において内孔の入口端２Ａの半径ｒ(０)を１１２．５ｍｍ、導入孔部の終端３Ｂの半径ｒ(Ｌ)を７５ｍｍ、本体内孔部の下端（出口端２Ｂ）の半径ｒ(Ｂ)を７５ｍｍとしたときのシミュレーション計算結果を、図６は、図１において全長Ｌ０を１０００ｍｍとしたときのシミュレーション計算結果を、それぞれ図４と同様にプロットしたものである。図７は、表１において実施例１〜５、比較例１、比較例２、及び比較例３のそれぞれの導入孔部の長さＬと内孔体積（指数）をプロットしたものである。
【００２７】
表１において、実施例１〜実施例５は、導入孔部の長さＬが本発明の範囲内で異なるものであるが、流量係数ｋが７０〜８１％、内孔体積（指数）は１０１〜１０９である。これに対して比較例３は、上記特許文献２と同じ考え方で導入孔部を内孔全長に設けたものであるが、実施例５と比較すると流量係数は８５とやや大きいが、内孔体積（指数）が実施例５の１０９に対して１４０と非常に大きい。つまり、実施例５と比較すると、内孔体積が大きいため、より早く内孔径が使用限界に達するので出鋼口スリーブの寿命が短くなる。
【００２８】
比較例１は、導入孔部の長さが３０ｍｍと本発明の下限より小さく、流量係数ｋが６７と小さい。比較例２は、導入孔部の長さが７００ｍｍと本発明の上限より大きく、内孔体積（指数）が１１６と大きい。
【００２９】
ここで、実施例５は、導入孔部の長さＬが４００ｍｍと本発明の上限であり、図４に示すように導入孔部の長さＬが４００ｍｍになると流量係数ｋのグラフの傾きが小さくなっており、この４００ｍｍよりも導入孔部を長く確保しても、流量係数の増加は小さいことがわかる。一方、図７からわかるように導入孔部を長くすればするほど内孔体積は大きくなるため、導入孔部の長さは４００ｍｍを上限とすることで、初期の出鋼時間を短くし、しかも耐火物の寿命を伸ばすことができるといえる。
【００３０】
なお、図４で説明した４００ｍｍの上限値については、図４とは内孔の半径（ｒ(０)、ｒ(Ｌ)及びｒ(Ｂ)）が異なる図５、並びに図４とは出鋼口スリーブの全長Ｌ０が異なる図６においても図４と同じ傾向となることから、この４００ｍｍが上限値として妥当なことがわかる。
【００３１】
比較例４は、図３に示したように、導入孔部の長さＬが５０ｍｍで導入孔部の断面を半径５０ｍｍの円弧（Ｒ）としたものであるが、流量係数ｋが６５と同じ導入孔部長さの実施例１と比較すると小さい。
【００３２】
次に表２に、図１の出鋼口スリーブにおいて、式Ｄ及び式Ｅのｎ値が異なる場合、及び内孔の入口端の半径ｒ(０)が異なる場合の計算例を示す。
【００３３】
【表２】
0006335052.tif 000003
【００３４】
実施例６から実施例１０は、ｎが本発明の範囲内であり、流量係数ｋが大きく良好である。これらの結果より、本発明における導入孔部の内孔形状は、必ずしも上記式Ｄに従わなくとも、上記式Ａ及び式Ｂで表わされる曲線の間のｒ(ｚ)のｚ微分が連続する曲線であればよいことがわかる。
【００３５】
また、実施例１１から実施例１３は、内孔の入口端の半径ｒ(０)のみが異なる例であるが、「内孔の入口端の半径ｒ(０)／導入孔部の終端の半径ｒ(Ｌ)」が本発明の下限値１.２以上であり、流量係数ｋが大きく良好である。一方、比較例５は、「内孔の入口端の半径ｒ(０)／導入孔部の終端の半径ｒ(Ｌ)」が１．１と本発明の下限値を下回っており、流量係数ｋが小さくなっている。なお、実施例１１から実施例１３及び比較例５は、導入孔部の終端から内孔の出口端まで伸びる内孔壁面は、０．３２％の傾斜勾配で下流に向かって内孔が縮小するように傾斜している。
【００３６】
表３に、実施例１、実施例３、比較例１、及び比較例３の出鋼口スリーブを実際の転炉で使用し、使用初期の出鋼時間として使用開始から２０回使用までの平均出鋼時間、及び連続５回の出鋼時間が４分以下になって使用を停止するまでの使用回数を評価した結果を示す。
【００３７】
【表３】
0006335052.tif 000004
【００３８】
比較例１は実施例１と比較すると流量係数ｋが小さいため、初期の出鋼時間が長くなった。実施例３と比較して、比較例３は初期の平均出鋼時間は実施例３とあまり変らないレベルであるが、内孔径が拡大し実施例３よりも早く出鋼時間の限界値４分以下になったため、使用回数が１６２回と大きく劣る結果となった。
【図１】
0006335052.tif 000005
【図２】
0006335052.tif 000006
【図３】
0006335052.tif 000007
【図４】
0006335052.tif 000008
【図５】
0006335052.tif 000009
【図６】
0006335052.tif 000010
【図７】
0006335052.tif 000011
【図８】
0006335052.tif 000012