(57)【要約】      （修正有）【課題】連続鋳造中に鋳片引き抜き速度が降下することがあっても、吹き込んだ窒素ガスやＡｒガスなどを確実に鋳型内に流下させ、タンディッシュから鋳型への溶鋼流出孔におけるアルミナの付着・堆積を防止する。【解決手段】タンディッシュから鋳型への溶鋼流出孔１１内を流下する溶鋼にガスを吹き込みながら溶鋼を連続鋳造する際に、ガス吹き込み部位３ａ，３ｂをスライディングノズル４の絞り部よりも鉛直方向の上方位置に設置し、溶鋼流出孔を流下する溶鋼の線流速よりも生成されるガス気泡の浮上速度が小さくなるように、溶鋼流出孔を流下する溶鋼の通過質量に応じて、予め調査したガス吹き込み部材の特性に基づいてそれぞれのガス吹き込み部位におけるガス吹き込み量を独立して調整する。【選択図】図１
2005246387.tif 000002
【特許請求の範囲】
【請求項１】
タンディッシュから鋳型への溶鋼流出孔内を流下する溶鋼中にガスを吹き込みながら溶鋼を連続鋳造する際に、ガス吹き込み部位をスライディングノズルの絞り部よりも鉛直方向上方位置に設置し、溶鋼流出孔を流下する溶鋼の線流速よりも生成されるガス気泡の浮上速度が小さくなるように、溶鋼流出孔を流下する溶鋼の通過質量に応じて、予め調査したガス吹き込み部材の特性に基づいてガス吹き込み部位におけるガス吹き込み量を調整することを特徴とする、鋼の連続鋳造方法。
【請求項２】
溶鋼の通過質量Ｑsteel （ton/分）とガス吹き込み部位での溶鋼流出孔の実効断面積Ｓnozzle（m2）とから、下記の（８）式によって浮上速度が溶鋼の線流速以下となる気泡径を水中に換算した値である気泡径Ｄwater（mm）を求め、求めた気泡径Ｄwater （mm）を、ガス吹き込み部位で使用するガス吹き込み部材において予め水中にて調査した下記の（９）式に示す関係式に代入して水中でのガス吹き込み量Ｌwater（l/分）を求め、求めたガス吹き込み量Ｌwater （l/分）と、溶鋼流出孔での吹き込み面積Ｓsteel （m2）と、予め水中にて（９）式に示す関係式を調査した際のガス吹き込み部材の吹き込み面積Ｓwater（m2）とから、下記の（１２）式によってガス吹き込み量Ｌsteel （l/分）を求め、ガス吹き込み部位でのガス吹き込み量を、求めたガス吹き込み量Ｌsteel（l/分）以下に調整することを特徴とする、請求項１に記載の鋼の連続鋳造方法。
Ｄwater ＜1.17×10-2×Ｑsteel ／Ｓnozzle …(8)
Ｌwater = ｆ(Ｄwater) …(9)
Ｌsteel =Ｓsteel×Ｌwater ／(6×Ｓwater) …(12)
【発明の詳細な説明】
【技術分野】
【０００１】
本発明は、タンディッシュから鋳型への溶鋼流出孔内に窒素ガスなどの非酸化性ガス或いはＡｒガスなどの希ガスを吹き込みながら溶鋼を鋳造する連続鋳造方法に関するものである。
【背景技術】
【０００２】
鋼の連続鋳造では、主にアルミキルド鋼が鋳造される。アルミキルド鋼は、転炉などで酸化脱炭精錬された溶鋼がＡｌによって脱酸され、酸化脱炭精錬により増加した溶鋼中の酸素が除去されて製造される。この脱酸工程で生成したアルミナ粒子（Ａｌ2 Ｏ3 粒子）は、溶鋼とアルミナとの密度差に基づき溶鋼から除去されるが、数１０μm 以下の微小なアルミナ粒子の浮上速度は極めて遅く、浮上分離に長時間を要するため、実際のプロセスでは、このような微小のアルミナ粒子を完全に浮上・分離させることは困難であり、アルミキルド溶鋼中には微細なアルミナ粒子が懸濁した状態で残留する。
【０００３】
ところで、鋼の連続鋳造では、タンディッシュから鋳型へと溶鋼を注湯する際に、浸漬ノズル、スライディングノズル及び上ノズルなど耐火物製のノズルを用いて注湯している。これらのノズルに求められる特性としては、耐熱衝撃性及びモールドパウダーや溶鋼に対する耐溶損性に優れることであり、そのため、これらの特性に優れるアルミナ質或いはアルミナ−グラファイト質の耐火物が広く用いられている。しかしながら、アルミナ質或いはアルミナ−グラファイト質のノズルを用いてアルミキルド鋼を鋳造すると、溶鋼中に懸濁しているアルミナ粒子がノズルの内壁表面に付着・堆積し、ノズル閉塞が発生するという問題が発生する。特に、アルミナ−グラファイト質の浸漬ノズルでノズル閉塞が発生しやすいことが知られている。
【０００４】
浸漬ノズルが閉塞すると、鋳造作業上及び鋳片品質上で様々な問題が発生する。例えば、鋳片引き抜き速度を低下せざるを得ず、生産性が落ちるのみならず、甚だしい場合には、鋳込み作業そのものの中止を余儀なくされる。また、浸漬ノズルなどのノズル内壁表面に堆積し、粗大化したアルミナ粒子が突然剥離し、鋳型内に排出され、これが鋳型内の凝固シェルに捕捉された場合には製品欠陥となり、製品歩留まりの低下につながる。
【０００５】
従って、これらの問題を防止するために、アルミキルド鋼を連続鋳造する際には、タンディッシュから鋳型への溶鋼流出孔内に窒素ガスなどの非酸化性ガスまたはＡｒガスなどの希ガスを吹き込み、これらのガスによって強制的に溶鋼流出孔の内壁面を洗浄し、浸漬ノズルなど溶鋼流出孔の内壁表面でのアルミナの付着・堆積を防止する方法が盛んに行われてきた。
【０００６】
例えば、特許文献１には、スライディングノズル上方の上ノズルと、スライディングノズルの固定板と、スライディングノズル下方の浸漬ノズルとの３箇所から、溶鋼の通過質量に応じて、それぞれ所定の流量で不活性ガスを吹き込む方法が提案され、また、特許文献２には、スライディングノズルを挟み、上ノズルと浸漬ノズルの吐出孔近傍との２箇所から不活性ガスを吹き込むと共に、スライディングノズル直下の浸漬ノズル上部位置から、吸引する量を変化させながら不活性ガスを外部に吸引して鋳造する方法が提案されている。
【０００７】
また、浸漬ノズルに窒素ガスやＡｒガスを直接吹き込む方法として、特許文献３には、浸漬ノズルの吐出孔の上部近傍位置から、微細な窒素ガス或いはＡｒガスを吹き込む方法が提案され、また、特許文献４には、特にアルミナの付着しやすい浸漬ノズルの吐出孔の付近から、予め加熱したガスを吹き込む方法が提案されている。但し、溶鋼の流量制御をスライディングノズルの絞り部の開度調整によって行う連続鋳造の場合には、浸漬ノズルに直接吹き込む方法のみでは、浸漬ノズルの鉛直方向上方に位置するスライディングノズルやスライディングノズル上方に位置する上ノズルの部位には、吹き込んだガスが行き渡らないため、これらの部位におけるアルミナ付着は防止することができない。
【特許文献１】特開平６−１２２０５１号公報
【特許文献２】特開２０００−３０１２９８号公報
【特許文献３】特開平８−９０１７７号公報
【特許文献４】特開２００２−１４９９号公報
【発明の開示】
【発明が解決しようとする課題】
【０００８】
上記の特許文献１や特許文献２に提案された方法によって溶鋼流出孔でのアルミナ付着は大幅に改善されたものの、取鍋を交換しながら多ヒートに亘って連続鋳造する連続連続鋳造（以下「連々鋳」と記す）の場合には、特許文献１や特許文献２のように、例えば上ノズルなどのスライディングノズルの絞り部よりも鉛直方向上方側の位置において、溶鋼流出孔内に窒素ガスやＡｒガスなどを吹き込んでいても、取鍋の交換毎にスライディングノズルの開度が大きくなっていく現象、即ち、取鍋の交換毎に溶鋼流出孔へのアルミナの付着が増大していく現象が見られることがある。この現象は、特に容量の小さいタンディッシュを用いた場合に激しくなる。
【０００９】
この原因を調べた結果、連々鋳の取鍋交換の際には、タンディッシュ内の溶鋼の湯面高さを確保するために鋳片引き抜き速度を減ずることから、タンディッシュから鋳型への溶鋼流出孔を通過する単位時間当たりの溶鋼の通過質量が少なくなり、吹き込んだガスによって形成されるガス気泡の浮力による上昇速度が溶鋼流出孔内の溶鋼流速よりも大きくなり、吹き込んだガスの大部分がタンディッシュの湯面側に浮上して、ガスによる溶鋼流出孔の洗浄効果がなくなるためであることが分かった。このように、溶鋼流出孔を通過する単位時間当たりの溶鋼の通過質量が少なくなる場合には、ガス気泡の浮上を抑制するために、ガス吹き込み量を変更する必要があるが、上記の従来技術は、何れも取鍋交換時の鋳片引き抜き速度の降下については着目していない。
【００１０】
本発明は上記事情に鑑みてなされたもので、その目的とするところは、取鍋交換を伴う連々鋳などのように、連続鋳造中に鋳片引き抜き速度が降下することがあっても、吹き込んだ窒素ガスやＡｒガスなどを確実に鋳型内に流下させ、タンディッシュから鋳型への溶鋼流出孔におけるアルミナの付着・堆積を防止することができる鋼の連続鋳造方法を提供することである。
【課題を解決するための手段】
【００１１】
本発明者等は、上記課題を解決すべく、スライディングノズルの開度調整によって溶鋼の流量制御を行う連続鋳造方法において、三次元の溶鋼流動解析を行い、タンディッシュから上ノズル、スライディングノズル、整流ノズル及び浸漬ノズルまでに至る溶鋼流動及び吹き込みガスの挙動を調査した。以下に、その結果を説明する。
【００１２】
この三次元解析で想定したタンディッシュから鋳型への溶鋼流出孔の概略構成図を図１に示す。図１において、３は上ノズル、４は、上部固定板５、摺動板６及び下部固定板７からなるスライディングノズル、８は整流ノズル、９は浸漬ノズル、１０は、浸漬ノズル９の吐出孔、１１は、上ノズル３、スライディングノズル４，整流ノズル８及び浸漬ノズル９によって形成される、タンディッシュから鋳型への溶鋼流出孔である。上ノズル３の鉛直方向２箇所には、窒素ガスやＡｒガスなどを吹き込むための上部吹込部３ａと下部吹込部３ｂとがそれぞれ分離して設置されている。
【００１３】
溶鋼流出孔１１を通過する単位時間当たりの溶鋼の通過質量、及び、ガス気泡径を変化させたときに、吹き込んだＡｒガスがタンディッシュ側へ浮上する体積比率の調査結果を図２及び図３に示す。図２は、Ａｒガスを上部吹込部３ａから吹き込んだときの結果で、図３は、Ａｒガスを下部吹込部３ｂから吹き込んだときの結果である。溶鋼の通過質量は、１．４２５ton/分、２．２ton/分及び２．８ton/分の３水準であり、図２中及び図３中において、実線が１．４２５ton/分の溶鋼通過質量の場合を表し、破線が２．２ton/分の溶鋼通過質量の場合を表し、一点鎖線が２．８ton/分の溶鋼通過質量の場合を表している。
【００１４】
下部吹込部３ｂから吹き込んだ場合には、図３に示すように、溶鋼の通過質量が１．４２５ton/分の低速鋳造時であっても、タンディッシュに抜ける限界の気泡径は１０mm直径であり、換言すれば直径が１０mm以下の気泡は浮上せずに鋳型内に流入することになり、タンディッシュに抜ける気泡は少ないことが分かった。一方、上部吹込部３ａから吹き込んだ場合には、図２に示すように、溶鋼の通過質量が１．４２５ton/分の低速鋳造時には、タンディッシュに抜ける限界の気泡径は約４mm直径であり、直径が１０mm以上のガス気泡は全てタンディッシュに抜けてしまうことが分かった。また、これらの図からも明らかなように、タンディッシュに抜ける気泡径の限界値は溶鋼の通過質量によって大きく変わることが確認できた。
【００１５】
そこで、吹き込んだガスにより生成するガス気泡が浮上せず、溶鋼流出孔を流下する条件を見出すため、先ず、気泡径と浮上速度との関係を求めた。
【００１６】
ガス気泡の浮上速度ｕ（m/秒）と気泡径Ｄsteel（mm）との関係は、アレンの式から下記の（１）により概算できる。但し（１）において、ｇは重力加速度（m/秒2 ）、Δρは溶鋼の密度（kg/m3）とガスの密度（kg/m3 ）との差、ρは溶鋼の密度（kg/m3 ）、νは溶鋼の動粘性率（m2/秒）である。ここで、ガスの密度は１kg/m3以下であることから、Δρは溶鋼の密度に同等と見なすことができる。
【００１７】
【数１】
2005246387.tif 000003
【００１８】
一方、溶鋼流出孔内の溶鋼の線流速ｖ（m/秒）は、溶鋼の通過質量Ｑsteel（ton/分）とガス吹き込み位置での実効断面積Ｓnozzle（m2）に基づき、下記の（２）式により概算できる。但し（２）式において、ρは溶鋼の密度（kg/m3）である。
【００１９】
【数２】
2005246387.tif 000004
【００２０】
ここで、実効断面積Ｓnozzleについて説明する。スライディングノズルで溶鋼流出孔を絞った場合、スライディングノズルの上方では、溶鋼流出孔内を実際に流れる溶鋼の範囲（「実効流路」ともいう）が、スライディングノズルの開度に応じて実際の断面積よりも限られた範囲になる。本発明では、溶鋼流出孔内における、この実際の断面積よりも限られた範囲である実効流路の断面積を実効断面積Ｓnozzleと定義している。従って、実効断面積Ｓnozzleは、スライディングノズルの開度が狭くなるほど小さくなる。このように、実効断面積Ｓnozzleは、実際の断面積（実効断面積に対して「空間断面積」と呼ぶ）よりも狭くなるので、溶鋼の流速は空間断面積で求めた数値よりも速くなる。この実効断面積Ｓnozzleは、以下のようにして求めることができる。
【００２１】
図４にスライディングノズルで流路を絞ったときの平面図を示す。図４中、斜線の範囲が溶鋼の通過できる開口部であり、スライディングノズルの摺動方向の開口部の最も大きな値を開口距離ｆとし、２つのノズル孔が重なり合った最も長い距離を接円点間距離ａと定義している。図４に示すように、開口部の開口距離ｆに応じて、接円点間距離ａは定まる。接円点間距離ａは、スライディングノズルの開度が小さくなると共に、即ち開口距離ｆの減少と共に小さくなる。
【００２２】
本発明者等は、数値シミュレーション結果から、実効断面積Ｓnozzleは、接円点間距離ａに基づいて求めることができることを確認した。即ち、図５にスライディングノズル周囲の側面概略図を示すように、上部固定板５と摺動板６との開口距離ｆに応じて定まる接円点間距離ａを０．６で除算したａ／０．６が半径ｒとなる円を、摺動板６の上面を円の中心とし、当該円の接線方向が摺動板６のノズル孔の端部に接するように描いたとき、この円の届く範囲では、即ち摺動板６の上面から距離Ｚｃの範囲では、実効流路が狭くなることが分かった。そして、実効断面積Ｓnozzleは、図５に示すように、半径ｒの円と上ノズル３の内壁面或いは上部固定板５のノズル孔との水平方向距離ｄa を直径とする面積で表されることが分かった。尚、図５においてｄz は、溶鋼流出孔１１の実際の内径である。
【００２３】
このようして定まる、実効断面積Ｓnozzleと摺動板上面からの距離Ｚとの関係を図６に示す。摺動板上面からの距離Ｚが距離Ｚｃまでの範囲では、実効断面積Ｓnozzleは下記の（３）式によって表され、摺動板上面からの距離Ｚが距離Ｚｃを越える範囲では、実効断面積Ｓnozzleは空間断面積と等しく、下記の（４）式によって表される。図６に示すように、摺動板上面からの距離Ｚが距離Ｚｃまでの範囲では、実効断面積Ｓnozzleが空間断面積に比べて小さく、特に摺動板６の直上で小さいことが分かる。
【００２４】
【数３】
2005246387.tif 000005
【００２５】
【数４】
2005246387.tif 000006
【００２６】
前述した溶鋼流出孔内の溶鋼の線流速ｖ（m/秒）に対してガス気泡が浮上しない条件はｕ＜ｖであるので、浮上しないための条件として（１）式及び（２）式から、気泡径Ｄsteel（mm）は下記の（５）式を満たす必要がある。
【００２７】
【数５】
2005246387.tif 000007
【００２８】
さて、Ａｒガスなどを吹き込むために用いられるポーラス煉瓦などのガス吹き込み部材の特性を、溶鋼中で試験・調査することは無理であるので、通常、水中において試験され、例えば生成するガス気泡径の分布とポーラス煉瓦の気孔サイズとの関係などの特性が調査されている。そこで、水中における特性データを利用すべく、水中の気泡径を溶鋼における気泡径に換算することとした。
【００２９】
低ガス流量域で単一ノズルから水中に吹き込まれて生成するガス気泡の直径Ｄwater （mm）は下記の（６）式で求めることができる。但し（６）式において、σは水の表面張力（Pa）、γはポーラス煉瓦の気孔半径（m ）、ρwater は水の密度（kg/m3 ）、ｇは重力加速度（m/秒2 ）である。
【００３０】
【数６】
2005246387.tif 000008
【００３１】
（６）式を利用することにより、同一条件でガスを吹き込んだ場合の、溶鋼中における気泡径Ｄsteel と水中における気泡径Ｄwater との比を下記の（７）式によって求めることができる。
【００３２】
【数７】
2005246387.tif 000009
【００３３】
（７）式に示すように、溶鋼中の気泡径Ｄsteel （mm）は水中における気泡径Ｄwater （mm）の１．５倍程度となる。（７）式の結果を前述した（５）式に代入することで、タンディッシュ側に浮上しない限界の気泡径Ｄsteel（mm）の条件が、水中における気泡径Ｄwater （mm）の条件として下記の（８）式によって表される。
【００３４】
【数８】
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【００３５】
ところで、窒素ガスやＡｒガスをポーラス煉瓦などのガス吹き込み部材から吹き込む場合、ガスの吹き込み流量を変えると、同一のガス吹き込み部材であっても生成されるガス気泡の大きさは変化する。具体的には、ガス吹き込み量が多くなるほど、形成されるガス気泡は大きくなり、逆に、ガス吹き込み量を少なくするほど、形成されるガス気泡は小さくなる。この関係は、水中においてガス吹き込み量Ｌwater （l/分）を変化させ、生成されるガス気泡径Ｄwater（mm）を調査することで求めることができる。下記の（９）式に、このようにして求めたガス吹き込み量Ｌwater （l/分）と生成されるガス気泡径Ｄwater（mm）との関係を示す。但し、（９）式の関係は、ガス吹き込み部材の組成や形状などによって変わるので、使用するガス吹き込み部材と同等のガス吹き込み部材で調査する必要がある。
【００３６】
（９）式の右辺のＤwater （mm）に、（８）式の右辺によって算出されるガス気泡径Ｄwater （mm）を代入することで、浮上しない気泡径を生成するための、水中におけるガス吹き込み量Ｌwater（l/分）の最大値を求めることができる。
【００３７】
【数９】
2005246387.tif 000011
【００３８】
この（９）式を、ポーラス煉瓦の吹き込み面積Ｓwater （m2）を用いて単位面積当たりのガス量で表すと下記の（１０）式が得られる。
【００３９】
【数１０】
2005246387.tif 000012
【００４０】
溶鋼における実際の吹き込み面積Ｓsteel （m2）と、室温から溶鋼温度への熱膨張（約６倍）と、を考慮して溶鋼におけるガス吹き込み量Ｌsteel（l/分）に換算すると、下記の（１１）式が得られる。
【００４１】
【数１１】
2005246387.tif 000013
【００４２】
（９）式から求めたガス吹き込み量Ｌwater （l/分）を（１１）式に代入することで、溶鋼においてタンディッシュ側に浮上しないガス気泡を生成するための上限値としてのガス吹き込み量Ｌsteel（l/分）を、下記の（１２）式によって求めることができる。
【００４３】
【数１２】
2005246387.tif 000014
【００４４】
即ち、水中において、ポーラス煉瓦など使用するガス吹き込み部材でのガス吹き込み量Ｌwater と生成されるガス気泡径Ｄwater との特性を予め把握しておき、実際の連続鋳造に当たり、溶鋼の通過質量Ｑsteelに応じて溶鋼流出孔を流下する溶鋼の線流速ｖを求め、生成されるガス気泡の浮上速度ｕが溶鋼の線流速ｖよりも小さくなるように、予め水中で把握したガス吹き込み部材の特性に基づいてガス吹き込み量Ｌsteelを調整することで、タンディッシュに抜けるガス量を大幅に少なくすることができるとの知見が得られた。タンディッシュに抜けるガス量を補おうとして、ガス吹き込み量Ｌsteelを多くすると、生成されるガス気泡が大きくなり、タンディッシュに抜けるガス比率が却って助長され、効果がないことも分かった。ガスの気泡径を小さくするには、ガス吹き込み量を少なくする必要がある。
【００４５】
本発明は、上記検討結果に基づいてなされたものであり、第１の発明に係る鋼の連続鋳造方法は、タンディッシュから鋳型への溶鋼流出孔内を流下する溶鋼中にガスを吹き込みながら溶鋼を連続鋳造する際に、ガス吹き込み部位をスライディングノズルの絞り部よりも鉛直方向上方位置に設置し、溶鋼流出孔を流下する溶鋼の線流速よりも生成されるガス気泡の浮上速度が小さくなるように、溶鋼流出孔を流下する溶鋼の通過質量に応じて、予め調査したガス吹き込み部材の特性に基づいてガス吹き込み部位におけるガス吹き込み量を調整することを特徴とするものである。
【００４６】
第２の発明に係る鋼の連続鋳造方法は、第１の発明において、溶鋼の通過質量Ｑsteel （ton/分）とガス吹き込み部位での溶鋼流出孔の実効断面積Ｓnozzle（m2）とから、上記の（８）式によって浮上速度が溶鋼の線流速以下となる気泡径を水中に換算した値である気泡径Ｄwater（mm）を求め、求めた気泡径Ｄwater （mm）を、ガス吹き込み部位で使用するガス吹き込み部材において予め水中にて調査した上記の（９）式に示す関係式に代入して水中でのガス吹き込み量Ｌwater（l/分）を求め、求めたガス吹き込み量Ｌwater （l/分）と、溶鋼流出孔での吹き込み面積Ｓsteel （m2）と、予め水中にて（９）式に示す関係式を調査した際のガス吹き込み部材の吹き込み面積Ｓwater（m2）とから、上記の（１２）式によってガス吹き込み量Ｌsteel （l/分）を求め、ガス吹き込み部位でのガス吹き込み量を、求めたガス吹き込み量Ｌsteel（l/分）以下に調整することを特徴とするものである。
【発明の効果】
【００４７】
本発明によれば、取鍋交換を伴う連々鋳などのように、連続鋳造中に鋳片引き抜き速度が降下することがあっても、溶鋼流出孔内に吹き込んだ窒素ガスやＡｒガスなどを確実に鋳型内に流下させることが可能となるため、タンディッシュから鋳型への溶鋼流出孔におけるアルミナの付着・堆積を防止することができる。その結果、ノズル閉塞を起こすことなく安定して連々鋳を行うことや鋳片品質の向上が達成され、工業上有益な効果がもたらされる。
【発明を実施するための最良の形態】
【００４８】
以下、添付図面を参照して本発明を具体的に説明する。図７は、本発明による連続鋳造方法を実施する際に用いたスラブ連続鋳造機の鋳型部の概略図である。
【００４９】
図７において、相対する鋳型長辺１３と、鋳型長辺１３内に内装された相対する鋳型短辺１４とにより構成される鋳型２の上方所定位置に、外郭を鉄皮１５で覆われ、内部を耐火物１６で施行されたタンディッシュ１が配置されており、このタンディッシュ１の底部には耐火物１６に嵌合する上ノズル３が設置され、そして、上ノズル３の下面に接して、上部固定板５、摺動板６、下部固定板７からなるスライディングノズル４が配置され、更に、スライディングノズル４の下面に接して、整流ノズル８並びに下部に一対の吐出孔１０を有する浸漬ノズル９が順に配置され、タンディッシュ１から鋳型２への溶鋼流出孔１１が形成されている。浸漬ノズル９は、吐出孔１０が鋳型２内の溶鋼１７に埋没するようにその先端が浸漬されて使用される。
【００５０】
摺動板６は、往復型アクチュエーター１２と接続されており、往復型アクチュエーター１２の作動により、上部固定板５と下部固定板７との間を、これらの固定板と接触したまま移動し、摺動板６と上部固定板５及び下部固定板７とで形成する開口部面積を調整することにより溶鋼流出孔１１を通過する溶鋼量が制御される。
【００５１】
上部ノズル３の鉛直方向の上下２箇所には、ガス吹き込み部位として上部吹込部３ａと下部吹込部３ｂとが設けられている。上部吹込部３ａ及び下部吹込部３ｂは、ガス吹き込み部材としてのアルミナ質のポーラス煉瓦からなり、比較的緻密なアルミナ質で構成された上ノズル３の内部に一体的に組み込まれている。上ノズル３の外周には、上部吹込部３ａの部位及び下部吹込部３ｂの部位で分離された鉄皮（図示せず）が設置されており、この鉄皮には、上部吹込部３ａの部位及び下部吹込部３ｂの部位に開口するガス導入管（図示せず）がそれぞれ独立して接続されている。即ち、ガス導入管を介して上部吹込部３ａ及び下部吹込部３ｂには独立して窒素ガスやＡｒガスが供給され、ガス吹き込み量が独立して調整されるようになっている。
【００５２】
上部吹込部３ａ及び下部吹込部３ｂとして使用するポーラス煉瓦は、予め水中においてガス吹き込み量Ｌwater と生成されるガス気泡径Ｄwater との特性関係を調査し、前述した（９）式に示す、ガス吹き込み量Ｌwaterとガス気泡径Ｄwater との関係式を具体的に求めておく必要がある。その際に、試験条件として水中におけるポーラス煉瓦の吹き込み面積Ｓwaterも求めておく。
【００５３】
このように構成されるスラブ連続鋳造機において、以下のようにして本発明に係る連続鋳造方法を実施する。
【００５４】
溶鋼１７を取鍋（図示せず）からタンディッシュ１に注入し、タンディッシュ１内の溶鋼量が所定量になったなら、摺動板６を開き、溶鋼流出孔１１を介して溶鋼１７を鋳型２内に注入する。溶鋼１７は、吐出孔１０から、鋳型短辺１４に向かう吐出流１８となって鋳型２内に注入される。鋳型２内に注入された溶鋼１７は鋳型２により冷却され、凝固シェル２１を形成する。そして、鋳型２内に所定量の溶鋼１７が注入されたなら、吐出孔１０を鋳型２内の溶鋼１７に浸漬した状態で、鋳型２の下方に設置したピンチロール（図示せず）を駆動して、外殻を凝固シェル２１として内部に未凝固の溶鋼１７を有する鋳片の引き抜きを開始する。引き抜き開始後は溶鋼湯面１９の位置を鋳型２内の略一定位置に制御しながら、鋳片引き抜き速度を増速して所定の引き抜き速度とする。鋳型２内の溶鋼湯面１９の上にはモールドパウダー２０を添加する。モールドパウダー２０は溶融して、溶鋼１７の酸化防止や凝固シェル２１と鋳型２との間に流れ込み潤滑剤としての効果を発揮する。
【００５５】
この鋳造中、上ノズル３の上部吹込部３ａ及び下部吹込部３ｂから、溶鋼流出孔１１を流下する溶鋼１７の通過質量に応じて吹き込むガス流量を調整しながら、窒素ガスなどの非酸化性ガス或いはＡｒガスなどの希ガスを溶鋼流出孔１１の内部に吹き込む。
【００５６】
具体的には、溶鋼１７の通過質量Ｑsteel と上部吹込部３ａ及び下部吹込部３ｂでの溶鋼流出孔１１の実効断面積Ｓnozzleとから、前述した（５）式を用いて溶鋼流出孔１１を流下する溶鋼１７の線流速よりも浮上速度が遅くなるガス気泡径Ｄsteelを求める。溶鋼流出孔１１の実効断面積Ｓnozzleは、前述した図５に示す方法により、スライディングノズル４の開度に応じて予め求めておく。溶鋼流出孔１１の内径にテーパーが付いている場合には、摺動板６の上面からの距離によって実効断面積Ｓnozzleが若干異なるので、これらの平均値を用いる或いはこれらのなかの最大値を用いるなどしてもよい。そして、求めたガス気泡径Ｄsteelを、前述した（７）式を用いて水中における気泡径Ｄwater に換算する。この場合、（５）式及び（７）式を用いずに、溶鋼１７の通過質量Ｑsteel及び溶鋼流出孔１１の実効断面積Ｓnozzleを前述した（８）式に代入することで水中における気泡径Ｄwater を直接求めることもできる。
【００５７】
次いで、予め水中で求めたポーラス煉瓦におけるガス吹き込み量Ｌwater とガス気泡径Ｄwater との関係を示す（９）式に、求めた気泡径Ｄwaterを代入し、水中でのガス吹き込み量Ｌwater を求める。そして、求めたガス吹き込み量Ｌwater と、溶鋼流出孔１１での吹き込み部位の吹き込み面積Ｓsteelと、（９）式に示す関係式を予め水中で調査した際のポーラス煉瓦の吹き込み面積Ｓwater とを前述した（１２）式に代入し、ガス吹き込み量Ｌsteelを求める。（１２）式により求めたガス吹き込み量Ｌsteel が、生成されるガス気泡が浮上しない上限値となる。従って、上部吹込部３ａ及び下部吹込部３ｂからのガス吹き込み量を、求めたガス吹き込み量Ｌsteelと同等かそれよりも少ない任意の量として、上部吹込部３ａ及び下部吹込部３ｂから窒素ガスやＡｒガスなどを吹き込む。
【００５８】
溶鋼１７の通過質量Ｑsteel が変化する毎にガス吹き込み量Ｌsteel を求め、ガス吹き込み量を変更することもできるが、予め種々の溶鋼１７の通過質量Ｑsteelの条件下でガス吹き込み量Ｌsteel を求めておき、溶鋼１７の通過質量Ｑsteel に応じてガス吹き込み量を変更するようにすることが好ましい。また、計算機に溶鋼１７の通過質量Ｑsteelを取り込み、自動的にガス吹き込み量を変更するようにすることもできる。
【００５９】
このようにして、上部吹込部３ａ及び下部吹込部３ｂから窒素ガスやＡｒガスなどを吹き込むことにより、取鍋交換を伴う連々鋳などのように、連続鋳造中に鋳片引き抜き速度が降下することがあっても、溶鋼流出孔１１の内部に吹き込んだ窒素ガスやＡｒガスなどを確実に鋳型２に流下させることが可能となるため、タンディッシュ１から鋳型２への溶鋼流出孔１１におけるアルミナの付着・堆積を防止することができる。
【００６０】
また、本発明においては、上ノズル３から吹き込んだガスを確実に鋳型２に流下させることができるので、スライディングノズル４の絞り部よりも鉛直方向下方側の整流ノズル８や浸漬ノズル９では、別途溶鋼流出孔１１の内部に窒素ガスやＡｒガスなどを吹き込む必要はない。
【００６１】
尚、上記説明ではガス吹き込み部位が２箇所の例で説明したが、１箇所としても、また３箇所以上としても、上記に沿って本発明を適用することができる。また、スライディングノズル４の上部固定板５から吹き込むこともできる。更に、上記説明では３枚板構成のスライディングノズル４の例を挙げたが、２枚板構成のスライディングノズルについても上記に沿って本発明を適用することができる。
【実施例１】
【００６２】
図７に示すスラブ連続鋳造機を用いて本発明を実施した。タンディッシュの容量は２５トンであり、厚みが２２０mm、幅が９５０mmの鋳片を、定常鋳込み中は１．２m/分、取鍋交換時は０．７m/分の鋳片引き抜き速度で連々鋳を実施した。上部吹込部は、摺動板上面から１００mm〜１８０mmの範囲の上ノズルに設置し、上部吹込部の位置の上ノズルの内径は平均で７５mm直径で、吹き込み面積Ｓsteelは０．０２４m2であった。また、下部吹込部は、摺動板上面から１８mm〜４８mmの範囲の上ノズルに設置し、下部吹込部の位置の上ノズルの内径は平均で６０mm直径で、吹き込み面積Ｓsteelは０．００４７m2であった。
【００６３】
定常鋳込み時及び取鍋交換時のスライディングノズルの開度即ち開口距離ｆから接円点間距離ａを求め、求めた接円点間距離ａを０．６で除算した値を半径とする円と上部吹込部及び下部吹込部の設置位置とから、前述した図５に示す方法によって実効断面積Ｓnozzleを求めた。表１に、上部吹込部及び下部吹込部の設置位置、開口距離ｆ、接円点間距離ａ、実効断面積Ｓnozzleを示す。
【００６４】
【表１】
2005246387.tif 000015
【００６５】
次いで、求めた実効断面積Ｓnozzleと溶鋼通過質量Ｑsteel とから、（８）式を用いて、定常鋳込み時及び取鍋交換時の溶鋼通過質量に対して浮上しない上限値としてのガス気泡径Ｄsteelの水中での換算気泡径Ｄwaterを求めた。計算結果を表２に示す。
【００６６】
【表２】
2005246387.tif 000016
【００６７】
本実施例で使用したポーラス煉瓦において、予め水中で調査した、ガス吹き込み量Ｌwater とガス気泡径Ｄwater との関係を示す（９）式に相当する関係式は、下記の（１３）式として得られていた。また、このデータを得たときのポーラス煉瓦の吹き込み面積Ｓwaterは０．００２m2であった。
【００６８】
【数１３】
2005246387.tif 000017
【００６９】
（１３）式のガス気泡径Ｄwater に、表２に示す（８）式よる換算ガス気泡径を代入し、それぞれの換算ガス気泡径におけるガス吹き込み量Ｌwater を求め、求めたガス吹き込み量Ｌwaterと、上部吹込部及び下部吹込部の吹き込み面積Ｓsteel と、ポーラス煉瓦の吹き込み面積Ｓwater とを（１２）式に代入し、定常鋳込み時及び取鍋交換時のガス気泡が浮上しない上限値としてのガス吹き込み量Ｌsteelを求めた。表３に計算結果を示すように、限界ガス吹き込み量は、定常鋳込み時には上部吹込部で７．４l/分、下部吹込部で５．８l/分、取鍋交換時には上部吹込部で３．７l/分、下部吹込部で４．５l/分であった。
【００７０】
【表３】
2005246387.tif 000018
【００７１】
先ず、テスト１として、定常鋳込み中には上部吹込部から４．５l/分、下部吹込部から２．５l/分のＡｒガスを吹き込んだ。タンディッシュ湯面の目視観察から、タンディッシュへのＡｒガスの浮上は観察されなかった。取鍋交換時には、上部吹込部から３．５l/分、下部吹込部から３．５l/分のＡｒガスを吹き込んだ。同じく、タンディッシュ湯面の目視観察では、タンディッシュへのＡｒガスの浮上は観察されなかった。また、ノズル閉塞を示すスライディングノズル開度の上昇も見られず、５ヒートの連々鋳を問題なく実施することができた。鋳造終了後に浸漬ノズルを切断し、内壁面のアルミナ付着状況を観察した結果、顕著なアルミナ付着は見られなかった。
【００７２】
次ぎに、テスト２として、定常鋳込み中は、テスト１と同様に、上部吹込部から４．５l/分、下部吹込部から２．５l/分のＡｒガスを吹き込んだ。タンディッシュ湯面の目視観察から、タンディッシュへのＡｒガスの浮上は観察されなかった。取鍋交換時には、上部吹込部から４．０l/分、下部吹込部から３．０l/分のＡｒガスを吹き込んだ。タンディッシュ湯面の目視観察から、Ａｒガスの浮上による溶鋼湯面の乱れが観察された。連々鋳の経過に伴ってスライディングノズルの開度が徐々に上昇し、ノズル詰まりが進行し、４ヒートの連々鋳で鋳造終了を余儀なくされた。鋳造終了後に浸漬ノズルの内壁面を観察した結果、多量のアルミナの付着が確認された。
【００７３】
テスト１及びテスト２において調査した、浸漬ノズルの吐出孔上端部の内壁面におけるアルミナ付着量の調査結果を図８に示す。テスト１とテスト２とでは連々鋳のヒート数が異なるので、図８では１ヒート当たりの付着量で示している。図８に示すように、テスト１ではテスト２に比べてアルミナの付着量が７割以上減少することが確認できた。
【図面の簡単な説明】
【００７４】
【図１】解析で想定したタンディッシュから鋳型への溶鋼流出孔の構成図である。
【図２】Ａｒガスを上部吹込部から吹き込んだときにＡｒガスがタンディッシュ側へ浮上する体積比率を示す図である。
【図３】Ａｒガスを下部吹込部から吹き込んだときにＡｒガスがタンディッシュ側へ浮上する体積比率を示す図である。
【図４】スライディングノズルで流路を絞ったときの平面概略図である。
【図５】実効断面積を求める際の、スライディングノズル周囲の側面概略図である。
【図６】実効断面積Ｓnozzleと摺動板上面からの距離Ｚとの関係を示す図である。
【図７】本発明による連続鋳造方法を実施する際に用いたスラブ連続鋳造機の鋳型部の概略図である。
【図８】実施例１において調査した浸漬ノズル内壁面におけるアルミナ付着量を示すずである。
【符号の説明】
【００７５】
１  タンディッシュ
２  鋳型
３  上ノズル
３ａ  上部吹込部
３ｂ  下部吹込部
４  スライディングノズル
５  上部固定板
６  摺動板
７  下部固定板
８  整流ノズル
９  浸漬ノズル
１０  吐出孔
１１  溶鋼流出孔
１２  往復型アクチュエーター
１３  鋳型長辺
１４  鋳型短辺
１５  鉄皮
１６  耐火物
１７  溶鋼
１８  吐出流
１９  溶鋼湯面
２０  モールドパウダー
２１  凝固シェル
【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】
2005246387.tif 000023
【図６】
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【図７】
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【図８】
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