溶融金属排出用ノズル
【課題】簡単な構造で、内孔を通過する溶融金属の流れの乱れを抑制できるノズルを提供する。
【解決手段】ノズル長さをL、計算上のヘッド高さをHc、ノズル上端から下方へ距離zの位置における内孔の半径をr(z)としたとき、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/n)×log((Hc+L)/(Hc+z))+log(r(L))(6≧n≧1.5)で表される曲線を一部又は全部に含み、前記距離zを横軸(X軸)、その距離z位置における水平方向断面の内孔中心の溶融金属の圧力を縦軸(Y軸)にプロットしたグラフにおいて、当該グラフの線の近似式内に正負逆の定数となる部分を同時に含まず、かつ、その線を直線回帰による近似式とみなした場合に、その相関係数の絶対値が0.95以上である溶融金属排出用ノズル。
【解決手段】ノズル長さをL、計算上のヘッド高さをHc、ノズル上端から下方へ距離zの位置における内孔の半径をr(z)としたとき、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/n)×log((Hc+L)/(Hc+z))+log(r(L))(6≧n≧1.5)で表される曲線を一部又は全部に含み、前記距離zを横軸(X軸)、その距離z位置における水平方向断面の内孔中心の溶融金属の圧力を縦軸(Y軸)にプロットしたグラフにおいて、当該グラフの線の近似式内に正負逆の定数となる部分を同時に含まず、かつ、その線を直線回帰による近似式とみなした場合に、その相関係数の絶対値が0.95以上である溶融金属排出用ノズル。
【発明の詳細な説明】
【技術分野】
【0001】
本発明は、溶融金属容器の底部に設置され、当該溶融金属容器から溶融金属を排出するために、溶融金属が通過する内孔を有する溶融金属排出用ノズル(以下単に「ノズル」という。)に関し、とくに、ノズルの内孔形状に関する。
【背景技術】
【0002】
溶融金属容器の底部に設置されるノズルは、溶融金属のヘッド高さを推進力とし、内孔を通じて、ほぼ垂直方向に溶融金属を排出する。そして、そのノズルの内孔形状としては、垂直にまっすぐ伸びたストレート形状のもの、ノズル上端の角が円弧状になったもの、ノズル上端からノズル下端かけて傾斜したテーパー形状のものなどが一般的である。
【0003】
また、ノズルには、単に溶融金属を排出するだけでなく、その排出量(排出速度)や排出方向を制御する機能を備えたものもある。例えば、タンディッシュ等の溶鋼容器の底部に設置される連続鋳造用のノズルとして、図4に示すようにその下方に流量制御装置(例えばスライディングノズル(SN)装置、図4の12参照)を有する上ノズル1aがある。一方で、図5に示すように流量制御装置を有しないオープンノズル1bもある。
【0004】
このような流量制御装置の有無にかかわらず、従来、ノズルにおいては、内孔を通過する溶融金属の流れに乱れが生じると、種々の問題が生じることが知られている。例えば、流量制御装置を有する場合には流量制御に不都合を来したり、オープンノズルにおいてはノズル下端から開放されて排出される溶融金属流に飛散(図5の15参照)が生じることがある。
【0005】
内孔を通過する溶融金属の流れに乱れが生じる原因としては、内孔に溶融金属由来の非金属介在物等が付着(以下単に「介在物等付着」という。)する(図4の14参照)、又は、内孔が不均一に溶損することによる内孔形状の変化等が挙げられる。
【0006】
これらを回避するために、従来から種々の対策が試みられてきた。例えば特許文献1には、介在物等付着対策として、ノズルの内孔壁面からガスを吹き込むことが提案されている。また、特許文献2には、ノズルの内孔壁面に難付着性の耐火物層を形成することが提案されている。このようなノズルの内孔壁面からのガス吹き込みや難付着性の耐火物層の適用は、上ノズル、その下方のスライディングノズル装置、浸漬ノズル等の溶融金属排出口に連通するあらゆるノズルにおいて実施されており、ある程度の介在物等付着防止の効果が確認されている。しかし、個別の操業ごとに、また同一の操業であっても操業上の変動要因により、介在物等の付着部位やその形態、付着速度等は変化することが多く、介在物等付着の発生を完全に防止することは困難である。また、ノズルが一体構造(上下方向が一つのノズルで構成)の場合はノズルの部位ごとに、ノズルが分割構造(上下方向が上ノズル、浸漬ノズル等複数のノズルで構成) の場合はそれらノズルごとに、ガス吹き込みのための複雑な構造や、難付着性の耐火物層の配置が必要となることから、ノズルの製造が煩雑になり、また操業上の煩雑さや管理の煩雑さ等も加わって、コストの上昇の原因となっている。
【0007】
また、オープンノズルの下端からの溶融金属飛散の対策としては、特許文献3に内孔に特異な形状の段差部分を形成することが、また特許文献4には内孔にテーパーを形成することが提案されている。しかし、特許文献3や特許文献4のオープンノズルでは、一部の特定の操業条件の場合に、操業初期にある程度の効果が認められるものの、操業条件の変動により効果の程度に差が生じたり、操業時間の経過と共に効果が小さくなる等の問題があり、十分な対策とはなっていない。
【先行技術文献】
【特許文献】
【0008】
【特許文献1】特開2007−90423号公報
【特許文献2】特開2002−96145号公報
【特許文献3】特開平11−156501号公報
【特許文献4】特開2002−66699号公報
【発明の概要】
【発明が解決しようとする課題】
【0009】
本発明は、簡単な構造で、内孔を通過する溶融金属の流れの乱れを抑制できるノズルを提供することを課題とする。
【0010】
すなわち、本発明は、内孔を通過する溶融金属の流れの乱れを安定化させることができ、内孔壁面への介在物等付着や溶損、オープンノズルの下端の溶鋼飛散等を抑制することができるノズルを提供することを課題とする。
【課題を解決するための手段】
【0011】
本発明は、溶融金属容器の底部に設置され、当該溶融金属容器から溶融金属を排出するために、溶融金属が通過する内孔を有する溶融金属排出用ノズルであって、
ノズル長さをL、計算上のヘッド高さをHc、ノズル上端から下方へ距離zの位置における内孔の半径をr(z)としたとき、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/n)×log((Hc+L)/(Hc+z))+log(r(L))(6≧n≧1.5)
… 式1
で表される曲線を一部又は全部に含み、
前記計算上のヘッド高さHcは、ノズル上端の内孔の半径をr(0)、ノズル下端の内孔の半径をr(L)としたとき、
Hc=((r(L)/r(0))n×L)/(1−(r(L)/r(0))n)(6≧n≧1.5)
… 式2
であり、
前記距離zを横軸(X軸)、その距離z位置における水平方向断面の内孔中心の溶融金属の圧力を縦軸(Y軸)にプロットしたグラフにおいて、当該グラフの線の近似式内に正負逆の定数となる部分を同時に含まず、かつ、その線を直線回帰による近似式とみなした場合に、その相関係数の絶対値が0.95以上である溶融金属排出用ノズル、である。
【0012】
以下、溶融金属容器のうち、溶鋼容器であるタンディッシュの底部の溶鋼排出口に設置されるノズル(連続鋳造用ノズル)を例に本発明を詳述する。
【0013】
ノズルの内孔を通過する溶鋼流の乱れは、内孔における溶鋼の圧力分布の乱れに起因していることを本発明者らは見出した。
【0014】
タンディッシュからノズルの内孔を通過する溶鋼流、内孔内の圧力等は、一般的な流体理論に基づき、溶鋼浴の深さHm(実際のヘッド高さ、以下単に「Hm」ともいう。図1参照)に支配されると考えられている。また、タンディッシュの溶鋼量は、操業中ほぼ一定に保たれており、Hmは一定である。理論的にはノズルから排出される溶鋼の圧力は、この一定のHmに支配され、一定又は安定状態になっていることになる。
【0015】
しかし、実際の操業では、溶鋼がノズルから排出される間のノズルの内孔における溶鋼の圧力は、ノズル上端付近において大きく変化すること、及びその圧力変化部分を起点に溶鋼流の乱れを生じていることが、シミュレーション及び操業に供したノズルの解析結果等からわかった。
【0016】
これをイメージで示すと、図2のように表すことができる。すなわち、図2の線9が溶鋼上面から下方に向かうに伴う圧力分布の理想的なイメージである。しかし、実際には図2の線8のイメージで示すように、ノズル上端付近で大きく変化する。
【0017】
この原因は、溶鋼がタンディッシュの溶鋼面を含む溶鋼浴の広い範囲からノズルの内孔上端に向かう直接かつ均一な流れを形成するのではなく、溶鋼排出口の起点たるノズルの内孔上端近傍のタンディッシュ底面付近から内孔に向かう多方向からの流れを形成すること、その流速が相対的に大きいこと、その多方向からの流速相互の衝突等が生じること、等にあることがわかった。したがって、溶鋼排出口である内孔での溶鋼の流速や圧力に関しては、タンディッシュ底面付近から内孔上端に向かう流れを考慮する必要がある。
【0018】
また、このタンディッシュ底面付近から内孔上端に向かう流れと、これに起因する圧力変動等の現象は、内孔上端付近の溶鋼流の変動にとどまらず、内孔の下方全体に亘って溶鋼流の形態(安定性、乱れ等)に強い影響を及ぼすこともわかった。
【0019】
そして本発明者らは、このタンディッシュ底面付近から内孔に向かう流れと、これに起因する内孔内の圧力変動等の現象は、内孔の形状に強く影響されること、そしてこの内孔を後述のように特定の形状にすることで、整流化(溶鋼流の安定化、乱れの防止)を行うことができることを見出した。
【0020】
内孔内の溶鋼の整流化(溶鋼流の安定化、乱れの防止)は、内孔内の溶鋼流動方向すなわち上下方向の位置とそれぞれの位置ごとの圧力分布によって決定付けられる。言い換えると、ノズル上端とそこから下方の位置との溶鋼流内のエネルギー損失の推移の状態によって決定付けられるということである。
【0021】
ノズルの内孔を通過する溶鋼の流速を産み出すエネルギーは、基本的にタンディシュ内の溶鋼のヘッド高さであることから、ノズル上端(内孔上端)から下方へ距離zの位置における溶鋼の流速v(z)は、重力加速度をg、容器内の実際のヘッド高さをHm、流量係数をkとすると、
v(z)=k(2g(Hm+z))1/2 … 式3
で表される。
【0022】
そして、ノズルの内孔を通過する溶鋼の流量Qは、流速vと断面積Aの積であるから、ノズル長さをLとし、ノズル下端(内孔下端)における溶鋼の流速をv(L)、内孔下端の断面積をA(L)とすると、
Q=v(L)×A(L)=k(2g(Hm+L))1/2×A(L) … 式4
で表される。
【0023】
また、内孔内のどの位置で内孔軸に垂直に断面をとっても流量Qは一定であることから、ノズル上端(内孔上端)から下方へ距離zの位置における断面積A(z)は、
A(z)=Q/v(z)=k(2g(Hm+L))1/2×A(L)/k(2g(Hm+z))1/2 …式5
で表され、両辺をA(L)で割ると、
A(z)/A(L)=((Hm+L)/(Hm+z))1/2 … 式6
となる。
【0024】
ここで、円周率をπとすると、A(z)=πr(z)2、A(L)=πr(L)2であるから、
A(z)/A(L)=πr(z)2/πr(L)2= ((Hm+L)/(Hm+z))1/2 … 式7
r(z)/r(L)=((Hm+L)/(Hm+z))1/4 … 式8
となる。
【0025】
したがって、内孔の任意の位置zの半径r(z)は、
log(r(z))=(1/4)×log((Hm+L)/(Hm+z))+log(r(L)) … 式9
で表され、内孔壁面の断面形状を当該式9を満たす形状とすることによって、エネルギー損失を最小とすることができる。
【0026】
この式9をグラフに示すと4次の曲線を描く。そして、この式9のグラフに相当する内孔壁面形状の場合に最も溶鋼の圧力損失を小さくできることになる。しかも、この式9に合致する形状では、ノズル上端(内孔上端)から下方に任意の距離zの位置ごとに漸次(なだらかに)圧力が減少して、整流化された状態になることになる。
【0027】
このようなHmを用いた圧力分布の算出式は、溶鋼がタンディッシュの溶鋼面のヘッド圧により、内孔上端にほぼ垂直方向に直接かつ均一に流れ込むことを前提としている。
【0028】
しかし実際の操業では前述のように、溶鋼は、溶鋼排出口の起点たるノズル上端近傍のタンディッシュ底面付近から内孔に向かう多方向からの流れを形成する。したがって、内孔における現実の圧力分布を正確に把握するためには、Hmに換えて、ノズル上端近傍のタンディッシュ底面付近からの溶鋼流動に対して影響の大きいヘッド高さを用いる必要がある。
【0029】
そこで本発明者らは種々シミュレーションによる検討等を行った結果、前記式9においてz=0としたときのHmを、計算上のヘッド高さHc(以下単に「Hc」ともいう。)として用いることが有効であること見出した。
【0030】
すなわち、Hcは、次の式10で表すことができる。
Hc=((r(L)/r(0))4×L)/(1−(r(L)/r(0))4) … 式10
【0031】
このようにHcは、ノズル上端の内孔の半径r(0)とノズル下端の内孔の半径r(L)の比の大きさとノズル長さLで規定され、この計算上のヘッド高さHcが、本発明のノズルの内孔内での溶鋼圧力に影響する。すなわち、前記式9のHmに換えてHcを使用した内孔壁面の断面形状によって、内孔上端近傍で発生する急激な圧力変化を抑えることができる。
【0032】
なお、Hcは、r(0)とr(L)の比の関係に変換すると次の式11で表すことができる。
r(0)/r(L)=((Hc+L)/(Hc+0))1/4 … 式11
【0033】
Hcを溶鋼容器(タンディッシュ)とノズル(連続鋳造用ノズル)の軸方向断面のイメージ図に示すと図1のとおりである。図1においてノズル1は、溶鋼が通過する内孔4を備える。そして、符号5がノズル上端2の内孔大径部(内孔半径(r(0))であり、符号6がノズル下端3の内孔小径部(内孔半径(r(L))であり、内孔大径部5から内孔小径部6にかけて内孔壁面7が存在する。なお、ノズル上端2が前記距離zの起点である。
【0034】
以上のように、前記式9のHmに換えてHcを使用した内孔壁面の断面形状によって、ノズルの内孔中心の圧力分布を高さ方向に対して連続的に漸減させることができ、溶鋼流が安定し、エネルギー損失の少ないスムーズ(一定)な溶鋼の流れを作り出すことができるが、さらに本発明では、この溶鋼流の安定性、スムーズさを評価する方法として、コンピュータシミュレーションによる流体解析を行い、ノズル上端(内孔上端)から下方へ距離z位置における水平方向断面の内孔中心での溶鋼の圧力を求めることが有効であることを見出した。
【0035】
なお、このシミュレーションには、Fluent社製の流体解析ソフトウェア、商品名「Fluent Ver.6.3.26」を使用した。この流体解析ソフトウェアでの入力パラメータは、以下のとおりである。
・計算セル数:約12万(但し、モデルにより変動あり。)
・流体:水(但し、溶鋼の場合も、相対的に同様に評価できることが確認されている。)
密度998.2kg/m3
粘度0.001003kg/m・s
・ヘッド高さ(Hm):600mm
・圧力:入口(溶鋼面)=((700+ノズル長さmmの値)×9.8)Pa(ゲージ圧)
出口(ノズル下端)=0Pa
・ノズル長さ:120、230、800mm(表1参照)
・Viscous Model: K−omega計算
【0036】
詳細な流体解析の結果、ノズル上端(内孔上端)から下方への距離zを横軸(X軸)、その距離z位置における水平方向断面の内孔中心の溶鋼の圧力を縦軸(Y軸)にプロットしたグラフ(以下「z−圧力グラフ」という。)において、その線の形態が、本発明の課題を解決するために必要な溶鋼流の安定性(乱れの防止)に重要な影響を及ぼすことを、本発明者らは見出した。
【0037】
すなわち、本発明のノズルは、z−圧力グラフにおいて、前記距離zの増大に対し、前記圧力は急な変化を生じる部分がなく、なだらかに減少することを特徴とする(距離zが大きくなるに伴って前記圧力に急な変化を生じる部分があると、その部分を起点にその下方では溶鋼流に乱れが生じる。)。
【0038】
言い換えれば、本発明のノズルは、z−圧力グラフにおいて、当該グラフの線が、ほぼ直線状(例えば図6(a))又は緩やかな円弧に近い曲線(例えば図6(b))を描くということである。例えば、アルファベットの「S」「C」「L」等に形態が似たような、急な曲率や方向が変化する部分(例えば図6(c)、図7A、図7B、図7C、図7D等)を有さないということである。
【0039】
これをさらに詳述すると、急な方向や曲率が変化する部分を有する形態の場合、近似式を描くと複数の直線回帰線(相関係数の絶対値が約0.95以上)や複数の非線形の曲線等を含むということである。また、このような曲線を回帰線の定数で評価した場合、ノズル上端位置(即ちz=0)から下方の所定距離位置までの曲線回帰において複数の近似曲線が存在し、これらの曲線はX値に対する正負逆の定数でないこと(図6(c)を例にこれを説明すると、図中の距離zと圧力の関係をプロットした曲線には、zを概ね3分割した領域ごとにア、イ、ウの3つの非線形の近似曲線を含む。このアとイ、及びイとウの近似式はそれぞれ正負逆の定数となる。)、すなわち、z−圧力グラフの線自体にX値に対する正負逆の定数となる部分を同時に含まないことが必要であるということである。
【0040】
また、このz−圧力グラフの線は、最も安定した溶鋼流を得るためには、一定の直線状であることが必要であって、限りなく直線状になることが好ましい。この直線状の評価基準としては、この線を直線回帰による近似式とみなした場合に、その相関係数の絶対値が0.95以上であることが必要である。内孔内の溶鋼圧力が急に変化する部分があると、z−圧力グラフの線を直線回帰による近似式とみなした場合の相関係数の絶対値も小さくなる。その絶対値が0.95未満であると本発明の課題解決が困難になる程度の溶鋼流の乱れが生じる。
【0041】
これらは前述のFluentによるシミュレーション、実操業の結果等の実験により得た結果から決定した。
【0042】
さらに本発明者らは、このシミュレーション等の結果から、前述の式9及び式10における4次の次数が1.5以上6以下の範囲の曲線であれば、整流化が可能であることを見出した。
即ち、次数をnと置き換えた場合に式9は、
log(r(z))=(1/n)×log((Hc+L)/(Hc+z))+log(r(L))(6≧n≧1.5)
… 式1
同様に式10は
Hc=((r(L)/r(0))n×L)/(1−(r(L)/r(0))n)(6≧n≧1.5)
… 式2
と表すことができる。
【0043】
nの値が1.5未満の場合及び6を超える場合には、z−圧力グラフの線に急な変化を生じる(後述の実施例を参照)。
【0044】
本発明の式1及び式2に基づくノズルの内孔壁面形状のイメージは、図3のようになる。図3は、上ノズル1aを示しており、(a)は縦断面図、(b)立体図である。図3中、符号10がn=1.5ときの内孔壁面形状であり、符号11がn=6のときの内孔壁面形状である。
【0045】
なお、本発明の式1及び式2に基づくノズルの内孔壁面形状は、前述のz−圧力グラフの線が所定の要件に合致している部分(なだらかな曲線、かつ直線回帰による相関係数の絶対値が0.95以上)を内孔全長に亘って形成していることが好ましいが、内孔全長中の少なくとも内孔上端を起点とする一部に含んでいればよい。この形状部分の下方にさらにノズル(溶鋼流路)の延長部分が存在していても、本発明の形状により整流化した溶鋼流が安定性を維持し、整流化の効果が損なわれていないことを、実施例により確認した。(実施例B参照。)
【発明の効果】
【0046】
溶融金属容器から溶融金属を排出するノズルの内孔での溶融金属の流動状態を乱れがなく安定した状態にすることができる。これにより、内孔壁面への介在物等付着や内孔壁面の局部溶損等の発生を抑制することが可能となり、安定した流動状態で溶融金属排出操業を長時間維持することが可能となる。また、オープンノズルの下端からの溶融金属の飛散も抑制することが可能となる。
【0047】
さらに本発明のノズルは、その内孔壁面を適正な形状にするのみで得られ、ガス吹き込み機構等の特別な機構を設ける必要はないので、構造が簡単で製造もしやすく、コストを低減できる。
【図面の簡単な説明】
【0048】
【図1】溶鋼容器(タンディッシュ)とノズル(連続鋳造用ノズル)の軸方向断面のイメージ図である。
【図2】溶融金属容器とノズル内の溶融金属の圧力分布のイメージ図である。
【図3】本発明のノズルの内孔壁面形状のイメージ図で、(a)は縦断面図、(b)立体図である
【図4】上ノズル(下方にスライディングノズルがある例)の軸方向断面のイメージ図である。なお、スライディングノズルの下方浸漬ノズルとの間に中間ノズルや下部ノズル等を含んでいてもよい。)
【図5】オープンノズルの軸方向断面のイメージ図である。
【図6】z−圧力グラフの線のイメージ図で、(a)は直線状の例、(b)は緩やかな円弧に近い例、(c)複数の定数(正負)の異なる近似曲線を含む例(本例示は3つの場合)である。
【図7A】比較例1のz−圧力グラフである。
【図7B】比較例2のz−圧力グラフである。
【図7C】比較例3のz−圧力グラフである。
【図7D】比較例4のz−圧力グラフである。
【図7E】実施例1のz−圧力グラフである。
【図7F】実施例2のz−圧力グラフである。
【図7G】実施例3のz−圧力グラフである。
【図7H】実施例4のz−圧力グラフである。
【図7I】実施例5のz−圧力グラフである。
【図7J】実施例6のz−圧力グラフである。
【図7K】比較例5のz−圧力グラフである。
【図7L】実施例7のz−圧力グラフである。
【図7M】実施例8のz−圧力グラフである。
【図8A】比較例6のz−圧力グラフである。
【図8B】比較例7のz−圧力グラフである。
【図8C】実施例9のz−圧力グラフである。
【図8D】実施例10のz−圧力グラフである。
【発明を実施するための形態】
【0049】
以下、本発明の実施の形態をシミュレーション及び実操業における結果を基にした実施例により説明する。
【実施例】
【0050】
<実施例A>
実施例Aは、タンディッシュからその下方の鋳型に溶鋼を排出するノズルのうち、ノズルの流路内に流量制御装置を有さないオープンノズル(図5参照)を例に、シミュレーションを行った結果である。表1に諸条件と結果を示す。
【0051】
【表1】
【0052】
シミュレーションは、前記Fluent社製の流体解析ソフトウェア、商品名「Fluent Ver.6.3.26」を使用して行った。入力パラメータは、前記のとおりである。
【0053】
図7A〜図7Mには、表1の各例についての前記シミュレーションによるz−圧力グラブを示す。すなわち、図7A〜図7Mは、表1の各例についての前記シミュレーションの結果を、ノズル上端(内孔上端)から下方への距離zを横軸(X軸)、その距離z位置における水平方向断面の内孔中心の溶鋼の圧力を縦軸(Y軸)にプロットしたものである。なお、この圧力は相対値であり、条件によって絶対値はスライドする。
【0054】
実施例1〜8は、前記式1及び式2を適用した本発明のノズルである。そのうち、実施例1、2、5、6は、式1中のnのみを1.5〜6まで変化させて、nの影響を観た例である。nが1.5(実施例1:図7E)と2(実施例2:図7F)の場合は、z−圧力グラフの線が緩やかな円弧を描いており、屈曲部位は観られない。またnが1.5から2へと大きくなるに伴い、円弧の曲率は緩やかになって直線に近づく。しかもこの2つの円弧の中には屈曲部位が存在しない。
【0055】
そしてnが4(実施例5:図7I)及び6(実施例6:図7J)になると、z−圧力グラフの線がほぼ直線になっていることがわかる。さらにこの線を直線回帰による近似式とみなした場合の相関係数を観ると、前記nの増大に伴い、−0.95、−0.97、−0.99、−0.99と、極めて相関性の強い直線となっていることがわかる。
【0056】
このように、z−圧力グラフの線に屈曲部位がなく、距離zの増大に伴い圧力が漸減することは、内孔の流路全体に亘って乱れがなく、安定した流動状態が得られていることを示している。
【0057】
実施例3、実施例4、実施例5は、n=4の場合において、r(L)/r(0)すなわちノズル上端の内孔半径とノズル下端の内孔半径との比の大きさが、流動状態(z−圧力グラフの線)に及ぼす影響を観た例である。これら実施例のいずれも、z−圧力グラフの線(図7G〜図7I)に屈曲部位はなく、相関係数が−0.99のほぼ直線状態を示しており、r(L)/r(0)の影響は観られない。
【0058】
実施例7、実施例8は、r(L)及びr(0)が前記各実施例よりも大きく、さらにノズル長さLも約7倍程度下方まで延長した場合において、r(L)及びr(0)の大きさとノズル長さLの影響を観た例である。ここで、nは4とし、r(L)/r(0)は2及び2.5とし、実施例3、実施例4に対応した条件とした。z−圧力グラフ(図7L及び図7M)から、r(L)/r(0)及びノズル長さLは流動状態に対し影響を及ぼさないことがわかる。
【0059】
以上の実施例ではいずれもz−圧力グラフの線に屈曲部位はなく、相関係数が−0.95程度以上のほぼ直線状態を示しており、r(L)/r(0)及びノズル長さLの影響は観られない。このことは、z−圧力グラフの線に屈曲部位がなく、しかもその線の直線回帰の近似式の相関係数の絶対値が0.95以上である場合には、ノズル長さが下方に長くなっても、安定した乱れのない溶鋼の流動状態を維持できることを示している。
【0060】
前記実施例に対し、比較例4及び比較例5は、式1及び式2においてnが本発明の範囲にない例である。
【0061】
n=1.0の比較例4では、図7Dに示すようにz−圧力グラフの線にS字状の屈曲部位はないものの、勾配の大きく異なる直線を直角に近い角度で交差させたような曲線となっている。したがって、この場合には前記交差する部位付近から下方で、流速変動等のわずかな操業条件の変動によって溶鋼流の乱れを招来する虞が大きく、好ましくない。
【0062】
n=7.0の比較例5では、図7Kに示すようにz−圧力グラフの線にS字状の屈曲部位が、極端な大きさではないものの観られる。すなわち、内孔上端及び内孔下端付近での近似曲線とその中間部分の近似曲線とが正負逆の定数を有する形態になっており、これらの境界付近を基点に溶鋼流の乱れを招来する虞が大きく、好ましくない。したがって、nは1.5以上6以下であることが必要である。
【0063】
比較例1は内孔形状が上端から下端まで直線すなわち円筒状の例、比較例2はテーパー状の例、比較例3はR=47の円弧状の例である。これら何れの比較例もz−圧力グラフの線にS字状等の極端な屈曲部位を有しており(図7A〜図7C)、これらの境界付近を基点に溶鋼流の乱れを招来する。
【0064】
以上の本実施例Aの各例ごとに模型を作製し、深さ約600mmの水槽からの水の排出状態を目視にて確認した。その結果、本発明の各実施例では飛散は小さく、又は視認できない程度であったのに対し、比較例では常時又は断続的に視認できる程度の飛散(図5の15参照)が発生した。
【0065】
<実施例B>
実施例Bは、タンディッシュからその下方の鋳型に溶鋼を排出するノズルのうち、ノズルの流路内に流量制御装置(スライディングノズル(SN)装置)を有する、いわゆるSN上ノズルを例に、シミュレーション及び実操業にて検証を行った結果である。この場合の溶鋼流路は、タンディッシュを基点に下方に上ノズル(図4の1a参照)、スライディングノズル装置(図4の12参照)、下部ノズル(図4はこれを図示していないが、図4の12と13の間に存在)、及び浸漬ノズルである(図4の13参照)。なお、下部ノズル及び浸漬ノズルが一体的な場合(図4の場合)も本実施例の条件と同視できる。
【0066】
表2に諸条件と結果を示す。この実施例Bのシミュレーションは、流量制御装置の面積開度を50%とした。その他の条件は前記実施例Aと同じとした。
【0067】
【表2】
【0068】
図8A〜図8Dには、表2の各例についての前記シミュレーションによるz−圧力グラフを示す。すなわち、図8A〜図8Dは、表2の各例についての前記シミュレーションの結果を、ノズル上端(内孔上端)から下方への距離zを横軸(X軸)、その距離z位置における水平方向断面の内孔中心の溶鋼の圧力を縦軸(Y軸)にプロットしたものである。なお、この圧力は相対値であり、条件によって絶対値はスライドする。
【0069】
実施例9及び実施例10は、前記式1及び式2を適用した本発明のノズルである。いずれも、z−圧力グラフの線に屈曲部位は観られず、近似直線の相関係数の絶対値が0.99のほぼ直線状となっている(図8C及び図8D)。
【0070】
これに対し、比較例7は、実施例9及び実施例10と同様に前記式1及び式2に基づく内孔壁面形状であるが、r(L)/r(0)が1.1と、円柱に近い形状となっている。この比較例7では、図8Bに示すようにz−圧力グラフの線に屈曲部位が観られ、溶鋼流の乱れが存在することを示している。このように、式1及び式2の条件に合致するのみでは溶鋼流の乱れを抑制することが困難な場合があり、z−圧力グラフの線の形態をも評価した上で、具体的な内孔壁面形状を決定する必要があることがわかる。
【0071】
比較例6は内孔壁面形状がテーパー状の従来のノズルの例である。この例では、図8Aに示すようにz−圧力グラフの線にS字状等の屈曲部位を有しており、これらの境界付近を基点に溶鋼流の乱れを招来する。
【0072】
実施例10のノズルを従来比較例6のノズルを使用している実操業に供した。その条件は、タンディッシュ内の実溶鋼ヘッド高さは約800mm、溶鋼の排出速度は約1〜2t/min.鋳造(通鋼)時間は約60分である。
【0073】
この実操業での結果、実施例10は上ノズルから下方の浸漬ノズル内壁のいずれの部位にも介在物等付着は観られず、また局部溶損も皆無で、極めて安定した鋳造状態(開度の調整頻度が少ない)を維持することができた。このことから、本発明の内孔形状部分の下方にさらにノズル(溶鋼流路)の延長部分が存在していても、本発明の形状により整流化した溶鋼流が安定性を維持し、整流化の効果が損なわれていないことがわかる。
【0074】
これに対し、比較例6のノズルでは、上ノズルから下方の浸漬ノズル内壁の広範囲に亘って、平均20mm厚みのアルミナを主とする付着層(図4の14参照)が形成され、不安定な鋳造状態(開度の調整頻度が多い)であった。
【符号の説明】
【0075】
1 ノズル
1a オープンノズル
1b 上ノズル
2 ノズル上端
3 ノズル下端
4 内孔
5 内孔大径部
6 内孔小径部、
7 内孔壁面
8 現実の溶鋼容器からノズル内の溶鋼圧力分布曲線(イメージ)
9 溶鋼容器からノズル内の理想的な溶鋼圧力分布曲線(イメージ)
10 n=1.5のときの内孔壁面形状
11 n=6のときの内孔壁面形状
12 流量制御装置(スライディングノズル装置)
13 浸漬ノズル
14 付着物のイメージ
15 溶鋼飛散のイメージ
【技術分野】
【0001】
本発明は、溶融金属容器の底部に設置され、当該溶融金属容器から溶融金属を排出するために、溶融金属が通過する内孔を有する溶融金属排出用ノズル(以下単に「ノズル」という。)に関し、とくに、ノズルの内孔形状に関する。
【背景技術】
【0002】
溶融金属容器の底部に設置されるノズルは、溶融金属のヘッド高さを推進力とし、内孔を通じて、ほぼ垂直方向に溶融金属を排出する。そして、そのノズルの内孔形状としては、垂直にまっすぐ伸びたストレート形状のもの、ノズル上端の角が円弧状になったもの、ノズル上端からノズル下端かけて傾斜したテーパー形状のものなどが一般的である。
【0003】
また、ノズルには、単に溶融金属を排出するだけでなく、その排出量(排出速度)や排出方向を制御する機能を備えたものもある。例えば、タンディッシュ等の溶鋼容器の底部に設置される連続鋳造用のノズルとして、図4に示すようにその下方に流量制御装置(例えばスライディングノズル(SN)装置、図4の12参照)を有する上ノズル1aがある。一方で、図5に示すように流量制御装置を有しないオープンノズル1bもある。
【0004】
このような流量制御装置の有無にかかわらず、従来、ノズルにおいては、内孔を通過する溶融金属の流れに乱れが生じると、種々の問題が生じることが知られている。例えば、流量制御装置を有する場合には流量制御に不都合を来したり、オープンノズルにおいてはノズル下端から開放されて排出される溶融金属流に飛散(図5の15参照)が生じることがある。
【0005】
内孔を通過する溶融金属の流れに乱れが生じる原因としては、内孔に溶融金属由来の非金属介在物等が付着(以下単に「介在物等付着」という。)する(図4の14参照)、又は、内孔が不均一に溶損することによる内孔形状の変化等が挙げられる。
【0006】
これらを回避するために、従来から種々の対策が試みられてきた。例えば特許文献1には、介在物等付着対策として、ノズルの内孔壁面からガスを吹き込むことが提案されている。また、特許文献2には、ノズルの内孔壁面に難付着性の耐火物層を形成することが提案されている。このようなノズルの内孔壁面からのガス吹き込みや難付着性の耐火物層の適用は、上ノズル、その下方のスライディングノズル装置、浸漬ノズル等の溶融金属排出口に連通するあらゆるノズルにおいて実施されており、ある程度の介在物等付着防止の効果が確認されている。しかし、個別の操業ごとに、また同一の操業であっても操業上の変動要因により、介在物等の付着部位やその形態、付着速度等は変化することが多く、介在物等付着の発生を完全に防止することは困難である。また、ノズルが一体構造(上下方向が一つのノズルで構成)の場合はノズルの部位ごとに、ノズルが分割構造(上下方向が上ノズル、浸漬ノズル等複数のノズルで構成) の場合はそれらノズルごとに、ガス吹き込みのための複雑な構造や、難付着性の耐火物層の配置が必要となることから、ノズルの製造が煩雑になり、また操業上の煩雑さや管理の煩雑さ等も加わって、コストの上昇の原因となっている。
【0007】
また、オープンノズルの下端からの溶融金属飛散の対策としては、特許文献3に内孔に特異な形状の段差部分を形成することが、また特許文献4には内孔にテーパーを形成することが提案されている。しかし、特許文献3や特許文献4のオープンノズルでは、一部の特定の操業条件の場合に、操業初期にある程度の効果が認められるものの、操業条件の変動により効果の程度に差が生じたり、操業時間の経過と共に効果が小さくなる等の問題があり、十分な対策とはなっていない。
【先行技術文献】
【特許文献】
【0008】
【特許文献1】特開2007−90423号公報
【特許文献2】特開2002−96145号公報
【特許文献3】特開平11−156501号公報
【特許文献4】特開2002−66699号公報
【発明の概要】
【発明が解決しようとする課題】
【0009】
本発明は、簡単な構造で、内孔を通過する溶融金属の流れの乱れを抑制できるノズルを提供することを課題とする。
【0010】
すなわち、本発明は、内孔を通過する溶融金属の流れの乱れを安定化させることができ、内孔壁面への介在物等付着や溶損、オープンノズルの下端の溶鋼飛散等を抑制することができるノズルを提供することを課題とする。
【課題を解決するための手段】
【0011】
本発明は、溶融金属容器の底部に設置され、当該溶融金属容器から溶融金属を排出するために、溶融金属が通過する内孔を有する溶融金属排出用ノズルであって、
ノズル長さをL、計算上のヘッド高さをHc、ノズル上端から下方へ距離zの位置における内孔の半径をr(z)としたとき、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/n)×log((Hc+L)/(Hc+z))+log(r(L))(6≧n≧1.5)
… 式1
で表される曲線を一部又は全部に含み、
前記計算上のヘッド高さHcは、ノズル上端の内孔の半径をr(0)、ノズル下端の内孔の半径をr(L)としたとき、
Hc=((r(L)/r(0))n×L)/(1−(r(L)/r(0))n)(6≧n≧1.5)
… 式2
であり、
前記距離zを横軸(X軸)、その距離z位置における水平方向断面の内孔中心の溶融金属の圧力を縦軸(Y軸)にプロットしたグラフにおいて、当該グラフの線の近似式内に正負逆の定数となる部分を同時に含まず、かつ、その線を直線回帰による近似式とみなした場合に、その相関係数の絶対値が0.95以上である溶融金属排出用ノズル、である。
【0012】
以下、溶融金属容器のうち、溶鋼容器であるタンディッシュの底部の溶鋼排出口に設置されるノズル(連続鋳造用ノズル)を例に本発明を詳述する。
【0013】
ノズルの内孔を通過する溶鋼流の乱れは、内孔における溶鋼の圧力分布の乱れに起因していることを本発明者らは見出した。
【0014】
タンディッシュからノズルの内孔を通過する溶鋼流、内孔内の圧力等は、一般的な流体理論に基づき、溶鋼浴の深さHm(実際のヘッド高さ、以下単に「Hm」ともいう。図1参照)に支配されると考えられている。また、タンディッシュの溶鋼量は、操業中ほぼ一定に保たれており、Hmは一定である。理論的にはノズルから排出される溶鋼の圧力は、この一定のHmに支配され、一定又は安定状態になっていることになる。
【0015】
しかし、実際の操業では、溶鋼がノズルから排出される間のノズルの内孔における溶鋼の圧力は、ノズル上端付近において大きく変化すること、及びその圧力変化部分を起点に溶鋼流の乱れを生じていることが、シミュレーション及び操業に供したノズルの解析結果等からわかった。
【0016】
これをイメージで示すと、図2のように表すことができる。すなわち、図2の線9が溶鋼上面から下方に向かうに伴う圧力分布の理想的なイメージである。しかし、実際には図2の線8のイメージで示すように、ノズル上端付近で大きく変化する。
【0017】
この原因は、溶鋼がタンディッシュの溶鋼面を含む溶鋼浴の広い範囲からノズルの内孔上端に向かう直接かつ均一な流れを形成するのではなく、溶鋼排出口の起点たるノズルの内孔上端近傍のタンディッシュ底面付近から内孔に向かう多方向からの流れを形成すること、その流速が相対的に大きいこと、その多方向からの流速相互の衝突等が生じること、等にあることがわかった。したがって、溶鋼排出口である内孔での溶鋼の流速や圧力に関しては、タンディッシュ底面付近から内孔上端に向かう流れを考慮する必要がある。
【0018】
また、このタンディッシュ底面付近から内孔上端に向かう流れと、これに起因する圧力変動等の現象は、内孔上端付近の溶鋼流の変動にとどまらず、内孔の下方全体に亘って溶鋼流の形態(安定性、乱れ等)に強い影響を及ぼすこともわかった。
【0019】
そして本発明者らは、このタンディッシュ底面付近から内孔に向かう流れと、これに起因する内孔内の圧力変動等の現象は、内孔の形状に強く影響されること、そしてこの内孔を後述のように特定の形状にすることで、整流化(溶鋼流の安定化、乱れの防止)を行うことができることを見出した。
【0020】
内孔内の溶鋼の整流化(溶鋼流の安定化、乱れの防止)は、内孔内の溶鋼流動方向すなわち上下方向の位置とそれぞれの位置ごとの圧力分布によって決定付けられる。言い換えると、ノズル上端とそこから下方の位置との溶鋼流内のエネルギー損失の推移の状態によって決定付けられるということである。
【0021】
ノズルの内孔を通過する溶鋼の流速を産み出すエネルギーは、基本的にタンディシュ内の溶鋼のヘッド高さであることから、ノズル上端(内孔上端)から下方へ距離zの位置における溶鋼の流速v(z)は、重力加速度をg、容器内の実際のヘッド高さをHm、流量係数をkとすると、
v(z)=k(2g(Hm+z))1/2 … 式3
で表される。
【0022】
そして、ノズルの内孔を通過する溶鋼の流量Qは、流速vと断面積Aの積であるから、ノズル長さをLとし、ノズル下端(内孔下端)における溶鋼の流速をv(L)、内孔下端の断面積をA(L)とすると、
Q=v(L)×A(L)=k(2g(Hm+L))1/2×A(L) … 式4
で表される。
【0023】
また、内孔内のどの位置で内孔軸に垂直に断面をとっても流量Qは一定であることから、ノズル上端(内孔上端)から下方へ距離zの位置における断面積A(z)は、
A(z)=Q/v(z)=k(2g(Hm+L))1/2×A(L)/k(2g(Hm+z))1/2 …式5
で表され、両辺をA(L)で割ると、
A(z)/A(L)=((Hm+L)/(Hm+z))1/2 … 式6
となる。
【0024】
ここで、円周率をπとすると、A(z)=πr(z)2、A(L)=πr(L)2であるから、
A(z)/A(L)=πr(z)2/πr(L)2= ((Hm+L)/(Hm+z))1/2 … 式7
r(z)/r(L)=((Hm+L)/(Hm+z))1/4 … 式8
となる。
【0025】
したがって、内孔の任意の位置zの半径r(z)は、
log(r(z))=(1/4)×log((Hm+L)/(Hm+z))+log(r(L)) … 式9
で表され、内孔壁面の断面形状を当該式9を満たす形状とすることによって、エネルギー損失を最小とすることができる。
【0026】
この式9をグラフに示すと4次の曲線を描く。そして、この式9のグラフに相当する内孔壁面形状の場合に最も溶鋼の圧力損失を小さくできることになる。しかも、この式9に合致する形状では、ノズル上端(内孔上端)から下方に任意の距離zの位置ごとに漸次(なだらかに)圧力が減少して、整流化された状態になることになる。
【0027】
このようなHmを用いた圧力分布の算出式は、溶鋼がタンディッシュの溶鋼面のヘッド圧により、内孔上端にほぼ垂直方向に直接かつ均一に流れ込むことを前提としている。
【0028】
しかし実際の操業では前述のように、溶鋼は、溶鋼排出口の起点たるノズル上端近傍のタンディッシュ底面付近から内孔に向かう多方向からの流れを形成する。したがって、内孔における現実の圧力分布を正確に把握するためには、Hmに換えて、ノズル上端近傍のタンディッシュ底面付近からの溶鋼流動に対して影響の大きいヘッド高さを用いる必要がある。
【0029】
そこで本発明者らは種々シミュレーションによる検討等を行った結果、前記式9においてz=0としたときのHmを、計算上のヘッド高さHc(以下単に「Hc」ともいう。)として用いることが有効であること見出した。
【0030】
すなわち、Hcは、次の式10で表すことができる。
Hc=((r(L)/r(0))4×L)/(1−(r(L)/r(0))4) … 式10
【0031】
このようにHcは、ノズル上端の内孔の半径r(0)とノズル下端の内孔の半径r(L)の比の大きさとノズル長さLで規定され、この計算上のヘッド高さHcが、本発明のノズルの内孔内での溶鋼圧力に影響する。すなわち、前記式9のHmに換えてHcを使用した内孔壁面の断面形状によって、内孔上端近傍で発生する急激な圧力変化を抑えることができる。
【0032】
なお、Hcは、r(0)とr(L)の比の関係に変換すると次の式11で表すことができる。
r(0)/r(L)=((Hc+L)/(Hc+0))1/4 … 式11
【0033】
Hcを溶鋼容器(タンディッシュ)とノズル(連続鋳造用ノズル)の軸方向断面のイメージ図に示すと図1のとおりである。図1においてノズル1は、溶鋼が通過する内孔4を備える。そして、符号5がノズル上端2の内孔大径部(内孔半径(r(0))であり、符号6がノズル下端3の内孔小径部(内孔半径(r(L))であり、内孔大径部5から内孔小径部6にかけて内孔壁面7が存在する。なお、ノズル上端2が前記距離zの起点である。
【0034】
以上のように、前記式9のHmに換えてHcを使用した内孔壁面の断面形状によって、ノズルの内孔中心の圧力分布を高さ方向に対して連続的に漸減させることができ、溶鋼流が安定し、エネルギー損失の少ないスムーズ(一定)な溶鋼の流れを作り出すことができるが、さらに本発明では、この溶鋼流の安定性、スムーズさを評価する方法として、コンピュータシミュレーションによる流体解析を行い、ノズル上端(内孔上端)から下方へ距離z位置における水平方向断面の内孔中心での溶鋼の圧力を求めることが有効であることを見出した。
【0035】
なお、このシミュレーションには、Fluent社製の流体解析ソフトウェア、商品名「Fluent Ver.6.3.26」を使用した。この流体解析ソフトウェアでの入力パラメータは、以下のとおりである。
・計算セル数:約12万(但し、モデルにより変動あり。)
・流体:水(但し、溶鋼の場合も、相対的に同様に評価できることが確認されている。)
密度998.2kg/m3
粘度0.001003kg/m・s
・ヘッド高さ(Hm):600mm
・圧力:入口(溶鋼面)=((700+ノズル長さmmの値)×9.8)Pa(ゲージ圧)
出口(ノズル下端)=0Pa
・ノズル長さ:120、230、800mm(表1参照)
・Viscous Model: K−omega計算
【0036】
詳細な流体解析の結果、ノズル上端(内孔上端)から下方への距離zを横軸(X軸)、その距離z位置における水平方向断面の内孔中心の溶鋼の圧力を縦軸(Y軸)にプロットしたグラフ(以下「z−圧力グラフ」という。)において、その線の形態が、本発明の課題を解決するために必要な溶鋼流の安定性(乱れの防止)に重要な影響を及ぼすことを、本発明者らは見出した。
【0037】
すなわち、本発明のノズルは、z−圧力グラフにおいて、前記距離zの増大に対し、前記圧力は急な変化を生じる部分がなく、なだらかに減少することを特徴とする(距離zが大きくなるに伴って前記圧力に急な変化を生じる部分があると、その部分を起点にその下方では溶鋼流に乱れが生じる。)。
【0038】
言い換えれば、本発明のノズルは、z−圧力グラフにおいて、当該グラフの線が、ほぼ直線状(例えば図6(a))又は緩やかな円弧に近い曲線(例えば図6(b))を描くということである。例えば、アルファベットの「S」「C」「L」等に形態が似たような、急な曲率や方向が変化する部分(例えば図6(c)、図7A、図7B、図7C、図7D等)を有さないということである。
【0039】
これをさらに詳述すると、急な方向や曲率が変化する部分を有する形態の場合、近似式を描くと複数の直線回帰線(相関係数の絶対値が約0.95以上)や複数の非線形の曲線等を含むということである。また、このような曲線を回帰線の定数で評価した場合、ノズル上端位置(即ちz=0)から下方の所定距離位置までの曲線回帰において複数の近似曲線が存在し、これらの曲線はX値に対する正負逆の定数でないこと(図6(c)を例にこれを説明すると、図中の距離zと圧力の関係をプロットした曲線には、zを概ね3分割した領域ごとにア、イ、ウの3つの非線形の近似曲線を含む。このアとイ、及びイとウの近似式はそれぞれ正負逆の定数となる。)、すなわち、z−圧力グラフの線自体にX値に対する正負逆の定数となる部分を同時に含まないことが必要であるということである。
【0040】
また、このz−圧力グラフの線は、最も安定した溶鋼流を得るためには、一定の直線状であることが必要であって、限りなく直線状になることが好ましい。この直線状の評価基準としては、この線を直線回帰による近似式とみなした場合に、その相関係数の絶対値が0.95以上であることが必要である。内孔内の溶鋼圧力が急に変化する部分があると、z−圧力グラフの線を直線回帰による近似式とみなした場合の相関係数の絶対値も小さくなる。その絶対値が0.95未満であると本発明の課題解決が困難になる程度の溶鋼流の乱れが生じる。
【0041】
これらは前述のFluentによるシミュレーション、実操業の結果等の実験により得た結果から決定した。
【0042】
さらに本発明者らは、このシミュレーション等の結果から、前述の式9及び式10における4次の次数が1.5以上6以下の範囲の曲線であれば、整流化が可能であることを見出した。
即ち、次数をnと置き換えた場合に式9は、
log(r(z))=(1/n)×log((Hc+L)/(Hc+z))+log(r(L))(6≧n≧1.5)
… 式1
同様に式10は
Hc=((r(L)/r(0))n×L)/(1−(r(L)/r(0))n)(6≧n≧1.5)
… 式2
と表すことができる。
【0043】
nの値が1.5未満の場合及び6を超える場合には、z−圧力グラフの線に急な変化を生じる(後述の実施例を参照)。
【0044】
本発明の式1及び式2に基づくノズルの内孔壁面形状のイメージは、図3のようになる。図3は、上ノズル1aを示しており、(a)は縦断面図、(b)立体図である。図3中、符号10がn=1.5ときの内孔壁面形状であり、符号11がn=6のときの内孔壁面形状である。
【0045】
なお、本発明の式1及び式2に基づくノズルの内孔壁面形状は、前述のz−圧力グラフの線が所定の要件に合致している部分(なだらかな曲線、かつ直線回帰による相関係数の絶対値が0.95以上)を内孔全長に亘って形成していることが好ましいが、内孔全長中の少なくとも内孔上端を起点とする一部に含んでいればよい。この形状部分の下方にさらにノズル(溶鋼流路)の延長部分が存在していても、本発明の形状により整流化した溶鋼流が安定性を維持し、整流化の効果が損なわれていないことを、実施例により確認した。(実施例B参照。)
【発明の効果】
【0046】
溶融金属容器から溶融金属を排出するノズルの内孔での溶融金属の流動状態を乱れがなく安定した状態にすることができる。これにより、内孔壁面への介在物等付着や内孔壁面の局部溶損等の発生を抑制することが可能となり、安定した流動状態で溶融金属排出操業を長時間維持することが可能となる。また、オープンノズルの下端からの溶融金属の飛散も抑制することが可能となる。
【0047】
さらに本発明のノズルは、その内孔壁面を適正な形状にするのみで得られ、ガス吹き込み機構等の特別な機構を設ける必要はないので、構造が簡単で製造もしやすく、コストを低減できる。
【図面の簡単な説明】
【0048】
【図1】溶鋼容器(タンディッシュ)とノズル(連続鋳造用ノズル)の軸方向断面のイメージ図である。
【図2】溶融金属容器とノズル内の溶融金属の圧力分布のイメージ図である。
【図3】本発明のノズルの内孔壁面形状のイメージ図で、(a)は縦断面図、(b)立体図である
【図4】上ノズル(下方にスライディングノズルがある例)の軸方向断面のイメージ図である。なお、スライディングノズルの下方浸漬ノズルとの間に中間ノズルや下部ノズル等を含んでいてもよい。)
【図5】オープンノズルの軸方向断面のイメージ図である。
【図6】z−圧力グラフの線のイメージ図で、(a)は直線状の例、(b)は緩やかな円弧に近い例、(c)複数の定数(正負)の異なる近似曲線を含む例(本例示は3つの場合)である。
【図7A】比較例1のz−圧力グラフである。
【図7B】比較例2のz−圧力グラフである。
【図7C】比較例3のz−圧力グラフである。
【図7D】比較例4のz−圧力グラフである。
【図7E】実施例1のz−圧力グラフである。
【図7F】実施例2のz−圧力グラフである。
【図7G】実施例3のz−圧力グラフである。
【図7H】実施例4のz−圧力グラフである。
【図7I】実施例5のz−圧力グラフである。
【図7J】実施例6のz−圧力グラフである。
【図7K】比較例5のz−圧力グラフである。
【図7L】実施例7のz−圧力グラフである。
【図7M】実施例8のz−圧力グラフである。
【図8A】比較例6のz−圧力グラフである。
【図8B】比較例7のz−圧力グラフである。
【図8C】実施例9のz−圧力グラフである。
【図8D】実施例10のz−圧力グラフである。
【発明を実施するための形態】
【0049】
以下、本発明の実施の形態をシミュレーション及び実操業における結果を基にした実施例により説明する。
【実施例】
【0050】
<実施例A>
実施例Aは、タンディッシュからその下方の鋳型に溶鋼を排出するノズルのうち、ノズルの流路内に流量制御装置を有さないオープンノズル(図5参照)を例に、シミュレーションを行った結果である。表1に諸条件と結果を示す。
【0051】
【表1】
【0052】
シミュレーションは、前記Fluent社製の流体解析ソフトウェア、商品名「Fluent Ver.6.3.26」を使用して行った。入力パラメータは、前記のとおりである。
【0053】
図7A〜図7Mには、表1の各例についての前記シミュレーションによるz−圧力グラブを示す。すなわち、図7A〜図7Mは、表1の各例についての前記シミュレーションの結果を、ノズル上端(内孔上端)から下方への距離zを横軸(X軸)、その距離z位置における水平方向断面の内孔中心の溶鋼の圧力を縦軸(Y軸)にプロットしたものである。なお、この圧力は相対値であり、条件によって絶対値はスライドする。
【0054】
実施例1〜8は、前記式1及び式2を適用した本発明のノズルである。そのうち、実施例1、2、5、6は、式1中のnのみを1.5〜6まで変化させて、nの影響を観た例である。nが1.5(実施例1:図7E)と2(実施例2:図7F)の場合は、z−圧力グラフの線が緩やかな円弧を描いており、屈曲部位は観られない。またnが1.5から2へと大きくなるに伴い、円弧の曲率は緩やかになって直線に近づく。しかもこの2つの円弧の中には屈曲部位が存在しない。
【0055】
そしてnが4(実施例5:図7I)及び6(実施例6:図7J)になると、z−圧力グラフの線がほぼ直線になっていることがわかる。さらにこの線を直線回帰による近似式とみなした場合の相関係数を観ると、前記nの増大に伴い、−0.95、−0.97、−0.99、−0.99と、極めて相関性の強い直線となっていることがわかる。
【0056】
このように、z−圧力グラフの線に屈曲部位がなく、距離zの増大に伴い圧力が漸減することは、内孔の流路全体に亘って乱れがなく、安定した流動状態が得られていることを示している。
【0057】
実施例3、実施例4、実施例5は、n=4の場合において、r(L)/r(0)すなわちノズル上端の内孔半径とノズル下端の内孔半径との比の大きさが、流動状態(z−圧力グラフの線)に及ぼす影響を観た例である。これら実施例のいずれも、z−圧力グラフの線(図7G〜図7I)に屈曲部位はなく、相関係数が−0.99のほぼ直線状態を示しており、r(L)/r(0)の影響は観られない。
【0058】
実施例7、実施例8は、r(L)及びr(0)が前記各実施例よりも大きく、さらにノズル長さLも約7倍程度下方まで延長した場合において、r(L)及びr(0)の大きさとノズル長さLの影響を観た例である。ここで、nは4とし、r(L)/r(0)は2及び2.5とし、実施例3、実施例4に対応した条件とした。z−圧力グラフ(図7L及び図7M)から、r(L)/r(0)及びノズル長さLは流動状態に対し影響を及ぼさないことがわかる。
【0059】
以上の実施例ではいずれもz−圧力グラフの線に屈曲部位はなく、相関係数が−0.95程度以上のほぼ直線状態を示しており、r(L)/r(0)及びノズル長さLの影響は観られない。このことは、z−圧力グラフの線に屈曲部位がなく、しかもその線の直線回帰の近似式の相関係数の絶対値が0.95以上である場合には、ノズル長さが下方に長くなっても、安定した乱れのない溶鋼の流動状態を維持できることを示している。
【0060】
前記実施例に対し、比較例4及び比較例5は、式1及び式2においてnが本発明の範囲にない例である。
【0061】
n=1.0の比較例4では、図7Dに示すようにz−圧力グラフの線にS字状の屈曲部位はないものの、勾配の大きく異なる直線を直角に近い角度で交差させたような曲線となっている。したがって、この場合には前記交差する部位付近から下方で、流速変動等のわずかな操業条件の変動によって溶鋼流の乱れを招来する虞が大きく、好ましくない。
【0062】
n=7.0の比較例5では、図7Kに示すようにz−圧力グラフの線にS字状の屈曲部位が、極端な大きさではないものの観られる。すなわち、内孔上端及び内孔下端付近での近似曲線とその中間部分の近似曲線とが正負逆の定数を有する形態になっており、これらの境界付近を基点に溶鋼流の乱れを招来する虞が大きく、好ましくない。したがって、nは1.5以上6以下であることが必要である。
【0063】
比較例1は内孔形状が上端から下端まで直線すなわち円筒状の例、比較例2はテーパー状の例、比較例3はR=47の円弧状の例である。これら何れの比較例もz−圧力グラフの線にS字状等の極端な屈曲部位を有しており(図7A〜図7C)、これらの境界付近を基点に溶鋼流の乱れを招来する。
【0064】
以上の本実施例Aの各例ごとに模型を作製し、深さ約600mmの水槽からの水の排出状態を目視にて確認した。その結果、本発明の各実施例では飛散は小さく、又は視認できない程度であったのに対し、比較例では常時又は断続的に視認できる程度の飛散(図5の15参照)が発生した。
【0065】
<実施例B>
実施例Bは、タンディッシュからその下方の鋳型に溶鋼を排出するノズルのうち、ノズルの流路内に流量制御装置(スライディングノズル(SN)装置)を有する、いわゆるSN上ノズルを例に、シミュレーション及び実操業にて検証を行った結果である。この場合の溶鋼流路は、タンディッシュを基点に下方に上ノズル(図4の1a参照)、スライディングノズル装置(図4の12参照)、下部ノズル(図4はこれを図示していないが、図4の12と13の間に存在)、及び浸漬ノズルである(図4の13参照)。なお、下部ノズル及び浸漬ノズルが一体的な場合(図4の場合)も本実施例の条件と同視できる。
【0066】
表2に諸条件と結果を示す。この実施例Bのシミュレーションは、流量制御装置の面積開度を50%とした。その他の条件は前記実施例Aと同じとした。
【0067】
【表2】
【0068】
図8A〜図8Dには、表2の各例についての前記シミュレーションによるz−圧力グラフを示す。すなわち、図8A〜図8Dは、表2の各例についての前記シミュレーションの結果を、ノズル上端(内孔上端)から下方への距離zを横軸(X軸)、その距離z位置における水平方向断面の内孔中心の溶鋼の圧力を縦軸(Y軸)にプロットしたものである。なお、この圧力は相対値であり、条件によって絶対値はスライドする。
【0069】
実施例9及び実施例10は、前記式1及び式2を適用した本発明のノズルである。いずれも、z−圧力グラフの線に屈曲部位は観られず、近似直線の相関係数の絶対値が0.99のほぼ直線状となっている(図8C及び図8D)。
【0070】
これに対し、比較例7は、実施例9及び実施例10と同様に前記式1及び式2に基づく内孔壁面形状であるが、r(L)/r(0)が1.1と、円柱に近い形状となっている。この比較例7では、図8Bに示すようにz−圧力グラフの線に屈曲部位が観られ、溶鋼流の乱れが存在することを示している。このように、式1及び式2の条件に合致するのみでは溶鋼流の乱れを抑制することが困難な場合があり、z−圧力グラフの線の形態をも評価した上で、具体的な内孔壁面形状を決定する必要があることがわかる。
【0071】
比較例6は内孔壁面形状がテーパー状の従来のノズルの例である。この例では、図8Aに示すようにz−圧力グラフの線にS字状等の屈曲部位を有しており、これらの境界付近を基点に溶鋼流の乱れを招来する。
【0072】
実施例10のノズルを従来比較例6のノズルを使用している実操業に供した。その条件は、タンディッシュ内の実溶鋼ヘッド高さは約800mm、溶鋼の排出速度は約1〜2t/min.鋳造(通鋼)時間は約60分である。
【0073】
この実操業での結果、実施例10は上ノズルから下方の浸漬ノズル内壁のいずれの部位にも介在物等付着は観られず、また局部溶損も皆無で、極めて安定した鋳造状態(開度の調整頻度が少ない)を維持することができた。このことから、本発明の内孔形状部分の下方にさらにノズル(溶鋼流路)の延長部分が存在していても、本発明の形状により整流化した溶鋼流が安定性を維持し、整流化の効果が損なわれていないことがわかる。
【0074】
これに対し、比較例6のノズルでは、上ノズルから下方の浸漬ノズル内壁の広範囲に亘って、平均20mm厚みのアルミナを主とする付着層(図4の14参照)が形成され、不安定な鋳造状態(開度の調整頻度が多い)であった。
【符号の説明】
【0075】
1 ノズル
1a オープンノズル
1b 上ノズル
2 ノズル上端
3 ノズル下端
4 内孔
5 内孔大径部
6 内孔小径部、
7 内孔壁面
8 現実の溶鋼容器からノズル内の溶鋼圧力分布曲線(イメージ)
9 溶鋼容器からノズル内の理想的な溶鋼圧力分布曲線(イメージ)
10 n=1.5のときの内孔壁面形状
11 n=6のときの内孔壁面形状
12 流量制御装置(スライディングノズル装置)
13 浸漬ノズル
14 付着物のイメージ
15 溶鋼飛散のイメージ
【特許請求の範囲】
【請求項1】
溶融金属容器の底部に設置され、当該溶融金属容器から溶融金属を排出するために、溶融金属が通過する内孔を有する溶融金属排出用ノズルであって、
ノズル長さをL、計算上のヘッド高さをHc、ノズル上端から下方へ距離zの位置における内孔の半径をr(z)としたとき、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/n)×log((Hc+L)/(Hc+z))+log(r(L))(6≧n≧1.5)
… 式1
で表される曲線を一部又は全部に含み、
前記計算上のヘッド高さHcは、ノズル上端の内孔の半径をr(0)、ノズル下端の内孔の半径をr(L)としたとき、
Hc=((r(L)/r(0))n×L)/(1−(r(L)/r(0))n)(6≧n≧1.5)
… 式2
であり、
前記距離zを横軸(X軸)、その距離z位置における水平方向断面の内孔中心の溶融金属の圧力を縦軸(Y軸)にプロットしたグラフにおいて、当該グラフの線の近似式内に正負逆の定数となる部分を同時に含まず、かつ、その線を直線回帰による近似式とみなした場合に、その相関係数の絶対値が0.95以上である溶融金属排出用ノズル。
【請求項1】
溶融金属容器の底部に設置され、当該溶融金属容器から溶融金属を排出するために、溶融金属が通過する内孔を有する溶融金属排出用ノズルであって、
ノズル長さをL、計算上のヘッド高さをHc、ノズル上端から下方へ距離zの位置における内孔の半径をr(z)としたとき、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/n)×log((Hc+L)/(Hc+z))+log(r(L))(6≧n≧1.5)
… 式1
で表される曲線を一部又は全部に含み、
前記計算上のヘッド高さHcは、ノズル上端の内孔の半径をr(0)、ノズル下端の内孔の半径をr(L)としたとき、
Hc=((r(L)/r(0))n×L)/(1−(r(L)/r(0))n)(6≧n≧1.5)
… 式2
であり、
前記距離zを横軸(X軸)、その距離z位置における水平方向断面の内孔中心の溶融金属の圧力を縦軸(Y軸)にプロットしたグラフにおいて、当該グラフの線の近似式内に正負逆の定数となる部分を同時に含まず、かつ、その線を直線回帰による近似式とみなした場合に、その相関係数の絶対値が0.95以上である溶融金属排出用ノズル。
【図1】
【図2】
【図3】
【図4】
【図5】
【図6】
【図7A】
【図7B】
【図7C】
【図7D】
【図7E】
【図7F】
【図7G】
【図7H】
【図7I】
【図7J】
【図7K】
【図7L】
【図7M】
【図8A】
【図8B】
【図8C】
【図8D】
【図2】
【図3】
【図4】
【図5】
【図6】
【図7A】
【図7B】
【図7C】
【図7D】
【図7E】
【図7F】
【図7G】
【図7H】
【図7I】
【図7J】
【図7K】
【図7L】
【図7M】
【図8A】
【図8B】
【図8C】
【図8D】
【公開番号】特開2011−25274(P2011−25274A)
【公開日】平成23年2月10日(2011.2.10)
【国際特許分類】
【出願番号】特願2009−172805(P2009−172805)
【出願日】平成21年7月24日(2009.7.24)
【出願人】(000170716)黒崎播磨株式会社 (314)
【Fターム(参考)】
【公開日】平成23年2月10日(2011.2.10)
【国際特許分類】
【出願日】平成21年7月24日(2009.7.24)
【出願人】(000170716)黒崎播磨株式会社 (314)
【Fターム(参考)】
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