連続鋳造用浸漬ノズル及びその設計方法
【課題】浸漬ノズルにおいて整流板ノズル本体の破壊を防ぐための構造を有した連続鋳造用浸漬ノズルを提供する。
【解決手段】ノズル本体の膨張係数をＭ１α［×１０−６／℃］、ノズル本体の弾性率をＭ１Ｅ［ＭＰａ］、ノズル本体の管壁の厚さをＴｎｚｌ［ｍｍ］、整流板の弾性率をＭ２Ｅ［ＭＰａ］、ノズル本体の曲げ強さをσｂ［ＭＰａ］、ノズル本体が破壊しない応力強度比指数の最大値をＳｅｓｔ／σｂとするとき、全部分板の固定部間のノズル軸方向の長さ距離Ｌｓｐａｎ［ｍｍ］を、次式（１ａ）により規定される範囲内の長さとする。０＜Ｌｓｐａｎ≦｛−ｂ−（ｂ２−４ａｃ）１／２｝／２ａ・・・（１ａ）、ただし、ａ＝ｃ１８／σｂ、ｃ１８＝−４．８３８８６×１０−５とする。
【解決手段】ノズル本体の膨張係数をＭ１α［×１０−６／℃］、ノズル本体の弾性率をＭ１Ｅ［ＭＰａ］、ノズル本体の管壁の厚さをＴｎｚｌ［ｍｍ］、整流板の弾性率をＭ２Ｅ［ＭＰａ］、ノズル本体の曲げ強さをσｂ［ＭＰａ］、ノズル本体が破壊しない応力強度比指数の最大値をＳｅｓｔ／σｂとするとき、全部分板の固定部間のノズル軸方向の長さ距離Ｌｓｐａｎ［ｍｍ］を、次式（１ａ）により規定される範囲内の長さとする。０＜Ｌｓｐａｎ≦｛−ｂ−（ｂ２−４ａｃ）１／２｝／２ａ・・・（１ａ）、ただし、ａ＝ｃ１８／σｂ、ｃ１８＝−４．８３８８６×１０−５とする。
【発明の詳細な説明】
【技術分野】
【０００１】
本発明は、鋳型に溶鋼を注入する連続鋳造に使用する浸漬ノズルに関し、特に、溶鋼の鋳型内の溶鋼流を改善するために、ノズル本体の管壁外面に、高さが少なくともノズル本体の浸漬部分の長さより長く、横幅が少なくともノズル本体の管外幅よりも広い板状の耐火物からなる整流板を左右対称に固定した、溶鋼の連続鋳造用浸漬ノズルに関する。
【背景技術】
【０００２】
溶鋼の連続鋳造において浸漬ノズルは、溶鋼の鋳型内に浸漬して溶鋼をその鋳型内に注入するのみならず、鋳型内の溶鋼の整流化も重要な役割を担っている。この整流化（溶鋼流の改善）のために、浸漬ノズルの形状や構造には種々の工夫がなされている。整流化のための方法の一つとして、浸漬ノズルのノズル本体の外周に、溶鋼流の方向を強制的に制御するための特異な構造の構造物（整流板）を付設することが試みられている。
【０００３】
例えば、特許文献１には、鋳型内湯面下における浸漬ノズルの外形または浸漬ノズルに取り付けた整流板の外形の水平断面形状を鋳型長手方向の中心線に対して非対称形状としたことを特徴とする連続鋳造方法が示されている。
【０００４】
また、特許文献２には、溶湯湯面に旋回流を形成させるための整流板を外周面に取り付けた連続鋳造用浸漬ノズルにおいて、整流板を中空部を設けた箱状構造としたことを特徴とする連続鋳造用浸漬ノズルが示されている。
【０００５】
さらに、近年、単なる板状の整流板を外部、具体的には、ノズル本体の管壁外面に、高さが少なくともノズル本体の浸漬部分の長さよりも長く、横幅が少なくとも当該ノズル本体の管外幅よりも広い板状の耐火物からなる整流板を、左右対称に固定した浸漬ノズルが開発されている。
【０００６】
しかしながら、特許文献１，２のような整流板をノズル本体の外周面に取り付けた浸漬ノズルは、その特異な構造に起因する破壊が生じやすい。これらの整流板が破壊すると、整流化の目的を果たせなくなり、浸漬ノズル本体部の破壊も招来し、操業停止その他の重大なトラブルを招来することがある。特許文献１，２にはこの点に関する解決策は示されていない。
【先行技術文献】
【特許文献】
【０００７】
【特許文献１】特開２００１−２８６９９３号公報
【特許文献２】特開平８−１１２６５７号公報
【発明の概要】
【発明が解決しようとする課題】
【０００８】
本発明の解決しようとする課題は、ノズル本体の外部に単なる板状の整流板を付設した浸漬ノズルにおいて、上述したようなノズル本体の破壊を防ぐための構造を有した連続鋳造用浸漬ノズル及びその設計方法を提供することにある。
【課題を解決するための手段】
【０００９】
本発明者は、連続鋳造用浸漬ノズルのノズル本体と整流板の熱応力解析を行った結果、以下の知見を得た。
（１）ノズル本体の破損は主として熱的応力によること。
（２）熱的応力は、整流板の高さ方向に、ノズル本体との接続部を中心に大きく生じること。
（３）熱的応力は、整流板の縦方向（高さ方向）の長さ、すなわち、整流板をいくつかの部分板を縦方向に組み合わせて構成する場合に、各部分板の縦方向の長さに大きく依存すること。
本発明は、これらの知見に基づいて完成されたものであり、ノズル本体に整流板を付設するに際して、整流板の縦方向（高さ方向）の長さを最適な長さとすることにより、熱間で発生する応力を緩和し、浸漬ノズルの破壊を防止するように構成したものである。
【００１０】
すなわち、本発明に係る連続鋳造用浸漬ノズルは、溶鋼の連続鋳造に使用される浸漬ノズルであって、
ノズル軸に沿った方向の長さが少なくとも当該浸漬ノズルのノズル本体の浸漬部分の長さより長く、ノズル軸に垂直な方向の横幅が少なくとも当該ノズル本体の管外幅よりも広い板状の耐火物からなる整流板が、当該ノズル本体の管壁外面に左右対称に固定されており、前記整流板は複数の部分板を縦方向に接続してなり、
当該ノズル本体の膨張係数をＭ１α［×１０−６／℃］、
当該ノズル本体の弾性率をＭ１Ｅ［ＭＰａ］、
当該ノズル本体の管壁の厚さをＴｎｚｌ［ｍｍ］、
前記整流板の弾性率をＭ２Ｅ［ＭＰａ］、
当該ノズル本体の曲げ強さをσｂ［ＭＰａ］、
前記ノズル本体が破壊しない応力強度比指数の最大値をＳｅｓｔ／σｂ
とするとき、取り付けた全ての部分板について板の固定部間のノズル軸方向の長さ距離Ｌｓｐａｎ［ｍｍ］が、次式（１ａ）〜（１ｄ）により規定される範囲内の長さであることを特徴とする。
【００１１】
【数１】
【００１２】
また、本発明に係る連続鋳造用浸漬ノズルの設計方法は、溶鋼の連続鋳造に使用される浸漬ノズルであって、ノズル軸に沿った方向の長さが少なくとも当該浸漬ノズルのノズル本体の浸漬部分の長さより長く、ノズル軸に垂直な方向の横幅が少なくとも当該ノズル本体の管外幅よりも広い板状の耐火物からなる整流板が、当該ノズル本体の管壁外面に左右対称に固定され、前記整流板は複数の部分板を縦方向に接続してなる連続鋳造用浸漬ノズルの設計方法であって、
当該ノズル本体の膨張係数をＭ１α［×１０−６／℃］、
当該ノズル本体の弾性率をＭ１Ｅ［ＭＰａ］、
当該ノズル本体の管壁の厚さをＴｎｚｌ［ｍｍ］、
前記整流板の弾性率をＭ２Ｅ［ＭＰａ］、
当該ノズル本体の曲げ強さをσｂ［Ｎ／ｍｍ］、
前記整流板が破壊しない応力強度比指数の最大値をＳｅｓｔ／σｂ
とするとき、取り付けた全ての部分板について板の固定部間のノズル軸方向の長さＬspan［ｍｍ］を、上式（１ａ）〜（１ｄ）により規定される範囲内の長さとすることを特徴とする。
【発明の効果】
【００１３】
本発明に係る連続鋳造用浸漬ノズルは、上記のような構成とすることにより、連続鋳造での使用時において整流板の破壊を防ぐことが可能となる。
【図面の簡単な説明】
【００１４】
【図１】本発明に係る連続鋳造用浸漬ノズルの全体構成を表す図である。
【図２】図１に示したＺＧ及びＡＧの部分板を切り出してモデル化した図である。
【図３】図２（ａ）の解析切片についての寸法パラメータを示した図である。
【図４】連続鋳造用浸漬ノズルの各パラメータの感度を計算した結果である。
【発明を実施するための形態】
【００１５】
まず、本発明に係る連続鋳造用浸漬ノズルについて、その構成の導出に至るまでの過程について説明する。
【００１６】
図１は、本発明に係る連続鋳造用浸漬ノズルの全体構成を表す図である。図１（ａ），（ｂ）は縦断面図、図１（ｃ）は横断面図である。図１（ａ），（ｂ）は、ぞれぞれ、図１（ｃ）に示したＡ−Ａ線，Ｂ−Ｂ線で切った場合の断面図であり、図１（ｃ）は、図１（ａ）のＣ−Ｃ線で切った場合の断面図である。
【００１７】
図１において、連続鋳造用浸漬ノズル１は、ノズル本体２と２枚の整流板３，３とから構成されている。ノズル本体２は、略円筒状の形状を有し、基端（上側）から先端（下側）にかけて、外径が段階的に細くなっている。ノズル本体２は、基端部２ａ、スラグイン部２ｂ、先端部２ｃ、及び内筒部２ｄから構成されている。先端部２ｃには、斜め下側方に向かって、互いに反対方向を向いた２つの吐出口４，４が形成されている。内筒部２ｄは、基端部２ａの中間から先端部２ｃの中間にかけて管内に挿設されている。また、筒状のノズル本体２の中心軸がノズル軸５である。
【００１８】
溶鋼の連続鋳造時において、基端部２ａから先端部２ｃに向けてノズル本体２の筒内を流下する溶鋼は、吐出口４，４から溶鋼溜内に注入される。このとき、連続鋳造用浸漬ノズル１は、先端部２ｃが溶鋼溜内に完全に浸漬され、溶鋼溜の湯面はスラグイン部２ｂの中程となる。基端部２ａ、先端部２ｃ、及び内筒部２ｄは、通常、アルミナ−黒鉛質耐火物やスピネル−黒鉛質耐火物により構成される。一方、スラグイン部２ｂは、溶鋼溜の湯面付近に存在するモールドパウダー層と接触し、消耗しやすいため、ジルコニア−黒鉛質耐火物により構成されている。
【００１９】
整流板３，３は、ノズル軸５に沿った方向の長さが少なくとも連続鋳造用浸漬ノズル１の溶鋼溜内に浸漬される部分（先端部２ｃからスラグイン部２ｂの中程にかけての部分）の長さより長く、ノズル軸５と垂直な方向（水平方向）の幅が少なくとも連続鋳造用浸漬ノズル１の管外幅よりも広い、矩形板状の耐火物からなる。各整流板３，３は、それぞれ、連続鋳造用浸漬ノズル１を挟んで、連続鋳造用浸漬ノズル１の管壁外面に左右対称に固定されており、その板面は吐出口４，４の中心軸６，６に対して平行である。尚、各整流板３，３は、複数の部分板を縦方向に接続することにより、部分板の複合体として構成されている。この、整流板３を構成する部分板の縦方向（ノズル軸方向）の長さをＬspan［ｍｍ］とする。
【００２０】
図２は、図１に示したＺＧ及びＡＧの部分板を切り出してモデル化した図である。図２（ａ）はＺＧ部分、図２（ｂ）はＡＧ部分の部分板を取り出したものである。連続鋳造用浸漬ノズル１の対称性を考慮して、ノズル本体２の管周の１／４を切り取りモデル化している。また、本発明では、整流板３の高さ方向の固定ボス間の距離Ｌspanを決定するために、有限要素法による熱応力解析を行うため、図２の各部分のモデルを多数のメッシュに分割している。以下では、これらの取り出した部分を、以下では「解析切片」と呼ぶ。
【００２１】
図２において、スラグイン部２ｂ及び先端部２ｃの外壁面にはボス２ｅが設けられており、整流板３に開口形成されたボス穴を、それぞれのボス２ｅに嵌め込むことにより、整流板３がスラグイン部２ｂ又は先端部２ｃに固定されている。
【００２２】
図３は、図２（ａ）の解析切片についての寸法パラメータを示した図である。尚、図２（ｂ）の解析切片の寸法パラメータについてもこれと同様に定義される。
【００２３】
図３において、Ｔｉｔａ［ｍｍ］は整流板３の厚さ、Ｌｓｔｒａｉｇｈｔ［ｍｍ］は整流板３とノズル本体２とが接触している部分の幅（図１（ｃ）も参照）、Ｔｎｚｌ［ｍｍ］はノズル本体の管壁の厚さ、Ｌｓｐａｎ［ｍｍ］は上下のボス２ｅ，２ｅ間の間隔を表す。
【００２４】
尚、計算の簡単化のため、ノズル本体２の基端部２ａ、スラグイン部２ｂ、先端部２ｃの膨張係数、弾性率、及び熱伝導率は同一であると仮定し、それぞれ、膨張係数をＭ１α［×１０−６／℃］、弾性率をＭ１Ｅ［ＭＰａ］、熱伝導率をＭ１λ［Ｗ／ｍ・Ｋ］と記す。また、整流板３の膨張係数、弾性率、及び熱伝導率を、それぞれ、Ｍ２α［×１０−６／℃］、Ｍ２Ｅ［ＭＰａ］、Ｍ２λ［Ｗ／ｍ・Ｋ］と記す。また、整流板３の曲げ強さをσｂ［Ｎ／ｍｍ］、整流板３に加わる熱応力の最大値をＳｅｓｔ［Ｎ／ｍｍ］、応力強度比指数をＳｅｓｔ／σｂと記す。
【００２５】
まず、上述の各パラメータのうち、熱間での整流板３の破壊に大きく影響するパラメータを抽出する。そこで、まず、各パラメータの代表的な値を中心値に決め、それぞれのパラメータを中心値から±５％の範囲で変動させたときに、熱間において整流板３に発生する熱応力がどの程度変化するかを評価した。図４にその計算結果を示す。注目する各パラメータＰの中心値をＰ０、＋５％変動した値をＰ＋５、−５％変動した値をＰ−５とし、パラメータＰに対して有限要素法による熱応力解析を行った結果得られる整流板３に加わる熱応力の最大値をＳｅｓｔ（Ｐ）［ＭＰａ］とする。このとき、パラメータＰに対する感度Ｓｅを、Ｓｅ＝（Ｓｅｓｔ（Ｐ＋５）−Ｓｅｓｔ（Ｐ−５））／Ｓｅｓｔ（Ｐ０）により定義する。図４は、こうして求められた各パラメータの感度を示したものである。感度Ｓｅの絶対値が大きいパラメータが、熱間での整流板３の破壊に大きく影響するパラメータ（有効なパラメータ）であると考えられる。この結果から、有効なパラメータとして、ノズル本体２の膨張係数Ｍ１α、ノズル本体２の弾性率Ｍ１Ｅ、ノズル本体２の管壁の厚さＴｎｚｌ、整流板３の弾性率Ｍ２Ｅ、及び上下のボス間距離Ｌｓｐａｎが抽出された。
【００２６】
次に、抽出した５つのパラメータのそれぞれに対して、表１に示したように、パラメータの最小値と最大値を決め、この最大・最小値間で各パラメータを変化させながら有限要素法による熱応力解析を行い、整流板３に加わる熱応力の最大値をＳｅｓｔを求めた。尚、各パラメータの変動は、ラテン超方格法（ＬＨＳ）を用いた区分モンテカルロ法によって行った。パラメータの最小値と最大値は、実際の設計時においてとり得る値がすべてカバーできるように設定した。
【００２７】
熱応力解析は、初期温度を２５℃とし、ノズル内面には溶鋼を想定して、接触温度１５５０℃、熱伝達率1160Ｗ／ｍ２ｋの条件を、ノズル外周面には周囲への抜熱を想定して、接触温度２５℃、熱伝達率11.6Ｗ／ｍ２ｋの条件を付与して実施し、ノズル本体に発生する最大応力を計算により求めた。
【００２８】
なお，パラメータ数については，ステップワイズ法その他の検証を併せて行ったが，本発明に採用した２０個が最適であるとの結果を得た。
【００２９】
【表１】
【００３０】
この区分モンテカルロ法によって得られるパラメータＰ＝（Ｍ１α，Ｍ１Ｅ，Ｍ２Ｅ，Ｌｓｐａｎ，Ｔｎｚｌ）と最大熱応力Ｓｅｓｔ（Ｐ）との関係から、重回帰分析によって最大熱応力Ｓｅｓｔ（Ｐ）をパラメータ（Ｍ１α，Ｍ１Ｅ，Ｍ２Ｅ，Ｌｓｐａｎ，Ｔｎｚｌ）の２次式で近似した。次式（２）は、この重回帰分析によって得られた、パラメータ（Ｍ１α，Ｍ１Ｅ，Ｍ２Ｅ，Ｌｓｐａｎ，Ｔｎｚｌ）に対する最大熱応力Ｓｅｓｔ（Ｐ）の応答曲面を表す近似式である。
【００３１】
【数２】
【００３２】
式（１）の両辺を整流板３の曲げ強さσｂで割ると、応力強度比指数Ｓｅｓｔ／σｂの式が得られる。そこで、この応力強度比指数Ｓｅｓｔ／σｂの式をパラメータＬｓｐａｎの２次方程式と考えて、パラメータＬｓｐａｎについて式（１）を解く。これにより、部分板の長さＬspanは、次式（３ａ）又は式（３ｂ）によって表される。ここで、係数ａ，ｂ，ｃは、前述の式（１ｂ）〜（１ｄ）で表される。
【００３３】
【数３】
【００３４】
最大熱応力Ｓｅｓｔを7.5〜22.5MPa（材料の曲げ強さを5〜15 MPa、後述の応力強度比指数Ｓｅｓｔ／σｂを1.5として、評価すべき応力の範囲を見積もったもの。）の範囲で振るとともに、表１のパラメータ範囲において各パラメータ（Ｍ１α，Ｍ１Ｅ，Ｍ２Ｅ，Ｔｎｚｌ）を振って、式（３ａ），（３ｂ）により部分板の長さＬspanを算出した結果、式（３ｂ）は常に５００ｍｍ以上となった。一方、表１に示したように、ボス間距離Ｌｓｐａｎの範囲は４０〜３５６．６６ｍｍとしているため、式（３ｂ）の解は適当ではない。そこで、式（３ａ）を採用した。部分板の長さＬspanが長くなるほど最大熱応力Ｓｅｓｔは大きくなるため、整流板３が破壊する応力強度比指数Ｓｅｓｔ／σｂが決まれば、部分板の固定部間の距離Ｌspanの最大値（非破壊限界値）は、この応力強度比指数Ｓｅｓｔ／σｂを式（３ａ）に代入することによって求めることができる。従って、熱応力による破壊が生じない部分板の固定部間の距離Ｌspanの範囲は、式（１ａ）によって規定されることが分かる。
【００３５】
次に、応力強度比指数Ｓｅｓｔ／σｂについて説明する。応力強度比指数Ｓｅｓｔ／σｂは、部分板に加わる最大熱応力Ｓｅｓｔを、部分板の曲げ強さσｂで除したものであり、部分板の材質に依存せず、ほぼ共通の値となると考えられる。そこで、この最大熱応力Ｓｅｓｔを破壊が生じない部分板の固定部間の距離Ｌspanの範囲を規定するパラメータとして採用する。
【００３６】
整流板３が破壊しない応力強度比指数の最大値は、有限要素法による最大熱応力Ｓｅｓｔの計算結果と、連続鋳造用浸漬ノズル１に対する注湯試験の結果を照合することにより決定する。表２〜表４に、近似式（３ｂ）により推定される最大熱応力と注湯試験の結果との比較を示す。尚、表２〜表４において、各数値の単位は、前述の説明において既に示した通りである。
【００３７】
【表２】
【００３８】
【表３】
【００３９】
【表４】
【００４０】
表２〜表４において、下段の「実験」の表は、パラメータ（Ｍ１α，Ｍ１Ｅ，Ｍ２Ｅ，Ｔｎｚｌ）及び整流板３の曲げ強さをσｂを決めたときの最大熱応力Ｓｅｓｔ及び応力強度比指数Ｓｅｓｔ／σｂの計算値と、それと同一条件に於ける注湯試験結果との比較を示している。注湯試験結果の「○」は整流板３及びノズル本体２に破壊が生じなかったことを示し、「×」は整流板３又はノズル本体２に破壊が生じたことを示す。表２〜表４の結果から、整流板３及びノズル本体２に破壊が生じない応力強度比指数Ｓｅｓｔ／σｂの最大値は、Ｓｅｓｔ／σｂ＝１．５であることが分かる。
【００４１】
表２〜表４の上段の「計算」の表は、Ｓｅｓｔ／σｂ＝１．５として、パラメータ（Ｍ１α，Ｍ１Ｅ，Ｍ２Ｅ，Ｔｎｚｌ）及び整流板３の曲げ強さをσｂを決めたときの破壊が生じない部分板の固定部間の距離Ｌspanの推定値を式（３ｂ）によって求めた結果である。これらの結果から、Ｓｅｓｔ／σｂ＝１．５として式（３ｂ）により求まる部分板の固定ボス間の最大長さＬspanの推定値は、注湯試験結果とよく一致していることが確認された。
【００４２】
以上の結果から、部分板の１枚あたりのノズル軸方向の固定部間の距離Ｌspanを、式（１ａ）で表される範囲とすることによって、整流板３及びノズル本体２の熱応力による破壊を防止することが可能となる。
【符号の説明】
【００４３】
１ 連続鋳造用浸漬ノズル
２ ノズル本体
２ａ 基端部
２ｂ スラグイン部
２ｃ 先端部
２ｄ 内筒部
２ｅ ボス
３ 整流板
４ 吐出口
５ ノズル軸
６ 吐出口の中心軸
【技術分野】
【０００１】
本発明は、鋳型に溶鋼を注入する連続鋳造に使用する浸漬ノズルに関し、特に、溶鋼の鋳型内の溶鋼流を改善するために、ノズル本体の管壁外面に、高さが少なくともノズル本体の浸漬部分の長さより長く、横幅が少なくともノズル本体の管外幅よりも広い板状の耐火物からなる整流板を左右対称に固定した、溶鋼の連続鋳造用浸漬ノズルに関する。
【背景技術】
【０００２】
溶鋼の連続鋳造において浸漬ノズルは、溶鋼の鋳型内に浸漬して溶鋼をその鋳型内に注入するのみならず、鋳型内の溶鋼の整流化も重要な役割を担っている。この整流化（溶鋼流の改善）のために、浸漬ノズルの形状や構造には種々の工夫がなされている。整流化のための方法の一つとして、浸漬ノズルのノズル本体の外周に、溶鋼流の方向を強制的に制御するための特異な構造の構造物（整流板）を付設することが試みられている。
【０００３】
例えば、特許文献１には、鋳型内湯面下における浸漬ノズルの外形または浸漬ノズルに取り付けた整流板の外形の水平断面形状を鋳型長手方向の中心線に対して非対称形状としたことを特徴とする連続鋳造方法が示されている。
【０００４】
また、特許文献２には、溶湯湯面に旋回流を形成させるための整流板を外周面に取り付けた連続鋳造用浸漬ノズルにおいて、整流板を中空部を設けた箱状構造としたことを特徴とする連続鋳造用浸漬ノズルが示されている。
【０００５】
さらに、近年、単なる板状の整流板を外部、具体的には、ノズル本体の管壁外面に、高さが少なくともノズル本体の浸漬部分の長さよりも長く、横幅が少なくとも当該ノズル本体の管外幅よりも広い板状の耐火物からなる整流板を、左右対称に固定した浸漬ノズルが開発されている。
【０００６】
しかしながら、特許文献１，２のような整流板をノズル本体の外周面に取り付けた浸漬ノズルは、その特異な構造に起因する破壊が生じやすい。これらの整流板が破壊すると、整流化の目的を果たせなくなり、浸漬ノズル本体部の破壊も招来し、操業停止その他の重大なトラブルを招来することがある。特許文献１，２にはこの点に関する解決策は示されていない。
【先行技術文献】
【特許文献】
【０００７】
【特許文献１】特開２００１−２８６９９３号公報
【特許文献２】特開平８−１１２６５７号公報
【発明の概要】
【発明が解決しようとする課題】
【０００８】
本発明の解決しようとする課題は、ノズル本体の外部に単なる板状の整流板を付設した浸漬ノズルにおいて、上述したようなノズル本体の破壊を防ぐための構造を有した連続鋳造用浸漬ノズル及びその設計方法を提供することにある。
【課題を解決するための手段】
【０００９】
本発明者は、連続鋳造用浸漬ノズルのノズル本体と整流板の熱応力解析を行った結果、以下の知見を得た。
（１）ノズル本体の破損は主として熱的応力によること。
（２）熱的応力は、整流板の高さ方向に、ノズル本体との接続部を中心に大きく生じること。
（３）熱的応力は、整流板の縦方向（高さ方向）の長さ、すなわち、整流板をいくつかの部分板を縦方向に組み合わせて構成する場合に、各部分板の縦方向の長さに大きく依存すること。
本発明は、これらの知見に基づいて完成されたものであり、ノズル本体に整流板を付設するに際して、整流板の縦方向（高さ方向）の長さを最適な長さとすることにより、熱間で発生する応力を緩和し、浸漬ノズルの破壊を防止するように構成したものである。
【００１０】
すなわち、本発明に係る連続鋳造用浸漬ノズルは、溶鋼の連続鋳造に使用される浸漬ノズルであって、
ノズル軸に沿った方向の長さが少なくとも当該浸漬ノズルのノズル本体の浸漬部分の長さより長く、ノズル軸に垂直な方向の横幅が少なくとも当該ノズル本体の管外幅よりも広い板状の耐火物からなる整流板が、当該ノズル本体の管壁外面に左右対称に固定されており、前記整流板は複数の部分板を縦方向に接続してなり、
当該ノズル本体の膨張係数をＭ１α［×１０−６／℃］、
当該ノズル本体の弾性率をＭ１Ｅ［ＭＰａ］、
当該ノズル本体の管壁の厚さをＴｎｚｌ［ｍｍ］、
前記整流板の弾性率をＭ２Ｅ［ＭＰａ］、
当該ノズル本体の曲げ強さをσｂ［ＭＰａ］、
前記ノズル本体が破壊しない応力強度比指数の最大値をＳｅｓｔ／σｂ
とするとき、取り付けた全ての部分板について板の固定部間のノズル軸方向の長さ距離Ｌｓｐａｎ［ｍｍ］が、次式（１ａ）〜（１ｄ）により規定される範囲内の長さであることを特徴とする。
【００１１】
【数１】
【００１２】
また、本発明に係る連続鋳造用浸漬ノズルの設計方法は、溶鋼の連続鋳造に使用される浸漬ノズルであって、ノズル軸に沿った方向の長さが少なくとも当該浸漬ノズルのノズル本体の浸漬部分の長さより長く、ノズル軸に垂直な方向の横幅が少なくとも当該ノズル本体の管外幅よりも広い板状の耐火物からなる整流板が、当該ノズル本体の管壁外面に左右対称に固定され、前記整流板は複数の部分板を縦方向に接続してなる連続鋳造用浸漬ノズルの設計方法であって、
当該ノズル本体の膨張係数をＭ１α［×１０−６／℃］、
当該ノズル本体の弾性率をＭ１Ｅ［ＭＰａ］、
当該ノズル本体の管壁の厚さをＴｎｚｌ［ｍｍ］、
前記整流板の弾性率をＭ２Ｅ［ＭＰａ］、
当該ノズル本体の曲げ強さをσｂ［Ｎ／ｍｍ］、
前記整流板が破壊しない応力強度比指数の最大値をＳｅｓｔ／σｂ
とするとき、取り付けた全ての部分板について板の固定部間のノズル軸方向の長さＬspan［ｍｍ］を、上式（１ａ）〜（１ｄ）により規定される範囲内の長さとすることを特徴とする。
【発明の効果】
【００１３】
本発明に係る連続鋳造用浸漬ノズルは、上記のような構成とすることにより、連続鋳造での使用時において整流板の破壊を防ぐことが可能となる。
【図面の簡単な説明】
【００１４】
【図１】本発明に係る連続鋳造用浸漬ノズルの全体構成を表す図である。
【図２】図１に示したＺＧ及びＡＧの部分板を切り出してモデル化した図である。
【図３】図２（ａ）の解析切片についての寸法パラメータを示した図である。
【図４】連続鋳造用浸漬ノズルの各パラメータの感度を計算した結果である。
【発明を実施するための形態】
【００１５】
まず、本発明に係る連続鋳造用浸漬ノズルについて、その構成の導出に至るまでの過程について説明する。
【００１６】
図１は、本発明に係る連続鋳造用浸漬ノズルの全体構成を表す図である。図１（ａ），（ｂ）は縦断面図、図１（ｃ）は横断面図である。図１（ａ），（ｂ）は、ぞれぞれ、図１（ｃ）に示したＡ−Ａ線，Ｂ−Ｂ線で切った場合の断面図であり、図１（ｃ）は、図１（ａ）のＣ−Ｃ線で切った場合の断面図である。
【００１７】
図１において、連続鋳造用浸漬ノズル１は、ノズル本体２と２枚の整流板３，３とから構成されている。ノズル本体２は、略円筒状の形状を有し、基端（上側）から先端（下側）にかけて、外径が段階的に細くなっている。ノズル本体２は、基端部２ａ、スラグイン部２ｂ、先端部２ｃ、及び内筒部２ｄから構成されている。先端部２ｃには、斜め下側方に向かって、互いに反対方向を向いた２つの吐出口４，４が形成されている。内筒部２ｄは、基端部２ａの中間から先端部２ｃの中間にかけて管内に挿設されている。また、筒状のノズル本体２の中心軸がノズル軸５である。
【００１８】
溶鋼の連続鋳造時において、基端部２ａから先端部２ｃに向けてノズル本体２の筒内を流下する溶鋼は、吐出口４，４から溶鋼溜内に注入される。このとき、連続鋳造用浸漬ノズル１は、先端部２ｃが溶鋼溜内に完全に浸漬され、溶鋼溜の湯面はスラグイン部２ｂの中程となる。基端部２ａ、先端部２ｃ、及び内筒部２ｄは、通常、アルミナ−黒鉛質耐火物やスピネル−黒鉛質耐火物により構成される。一方、スラグイン部２ｂは、溶鋼溜の湯面付近に存在するモールドパウダー層と接触し、消耗しやすいため、ジルコニア−黒鉛質耐火物により構成されている。
【００１９】
整流板３，３は、ノズル軸５に沿った方向の長さが少なくとも連続鋳造用浸漬ノズル１の溶鋼溜内に浸漬される部分（先端部２ｃからスラグイン部２ｂの中程にかけての部分）の長さより長く、ノズル軸５と垂直な方向（水平方向）の幅が少なくとも連続鋳造用浸漬ノズル１の管外幅よりも広い、矩形板状の耐火物からなる。各整流板３，３は、それぞれ、連続鋳造用浸漬ノズル１を挟んで、連続鋳造用浸漬ノズル１の管壁外面に左右対称に固定されており、その板面は吐出口４，４の中心軸６，６に対して平行である。尚、各整流板３，３は、複数の部分板を縦方向に接続することにより、部分板の複合体として構成されている。この、整流板３を構成する部分板の縦方向（ノズル軸方向）の長さをＬspan［ｍｍ］とする。
【００２０】
図２は、図１に示したＺＧ及びＡＧの部分板を切り出してモデル化した図である。図２（ａ）はＺＧ部分、図２（ｂ）はＡＧ部分の部分板を取り出したものである。連続鋳造用浸漬ノズル１の対称性を考慮して、ノズル本体２の管周の１／４を切り取りモデル化している。また、本発明では、整流板３の高さ方向の固定ボス間の距離Ｌspanを決定するために、有限要素法による熱応力解析を行うため、図２の各部分のモデルを多数のメッシュに分割している。以下では、これらの取り出した部分を、以下では「解析切片」と呼ぶ。
【００２１】
図２において、スラグイン部２ｂ及び先端部２ｃの外壁面にはボス２ｅが設けられており、整流板３に開口形成されたボス穴を、それぞれのボス２ｅに嵌め込むことにより、整流板３がスラグイン部２ｂ又は先端部２ｃに固定されている。
【００２２】
図３は、図２（ａ）の解析切片についての寸法パラメータを示した図である。尚、図２（ｂ）の解析切片の寸法パラメータについてもこれと同様に定義される。
【００２３】
図３において、Ｔｉｔａ［ｍｍ］は整流板３の厚さ、Ｌｓｔｒａｉｇｈｔ［ｍｍ］は整流板３とノズル本体２とが接触している部分の幅（図１（ｃ）も参照）、Ｔｎｚｌ［ｍｍ］はノズル本体の管壁の厚さ、Ｌｓｐａｎ［ｍｍ］は上下のボス２ｅ，２ｅ間の間隔を表す。
【００２４】
尚、計算の簡単化のため、ノズル本体２の基端部２ａ、スラグイン部２ｂ、先端部２ｃの膨張係数、弾性率、及び熱伝導率は同一であると仮定し、それぞれ、膨張係数をＭ１α［×１０−６／℃］、弾性率をＭ１Ｅ［ＭＰａ］、熱伝導率をＭ１λ［Ｗ／ｍ・Ｋ］と記す。また、整流板３の膨張係数、弾性率、及び熱伝導率を、それぞれ、Ｍ２α［×１０−６／℃］、Ｍ２Ｅ［ＭＰａ］、Ｍ２λ［Ｗ／ｍ・Ｋ］と記す。また、整流板３の曲げ強さをσｂ［Ｎ／ｍｍ］、整流板３に加わる熱応力の最大値をＳｅｓｔ［Ｎ／ｍｍ］、応力強度比指数をＳｅｓｔ／σｂと記す。
【００２５】
まず、上述の各パラメータのうち、熱間での整流板３の破壊に大きく影響するパラメータを抽出する。そこで、まず、各パラメータの代表的な値を中心値に決め、それぞれのパラメータを中心値から±５％の範囲で変動させたときに、熱間において整流板３に発生する熱応力がどの程度変化するかを評価した。図４にその計算結果を示す。注目する各パラメータＰの中心値をＰ０、＋５％変動した値をＰ＋５、−５％変動した値をＰ−５とし、パラメータＰに対して有限要素法による熱応力解析を行った結果得られる整流板３に加わる熱応力の最大値をＳｅｓｔ（Ｐ）［ＭＰａ］とする。このとき、パラメータＰに対する感度Ｓｅを、Ｓｅ＝（Ｓｅｓｔ（Ｐ＋５）−Ｓｅｓｔ（Ｐ−５））／Ｓｅｓｔ（Ｐ０）により定義する。図４は、こうして求められた各パラメータの感度を示したものである。感度Ｓｅの絶対値が大きいパラメータが、熱間での整流板３の破壊に大きく影響するパラメータ（有効なパラメータ）であると考えられる。この結果から、有効なパラメータとして、ノズル本体２の膨張係数Ｍ１α、ノズル本体２の弾性率Ｍ１Ｅ、ノズル本体２の管壁の厚さＴｎｚｌ、整流板３の弾性率Ｍ２Ｅ、及び上下のボス間距離Ｌｓｐａｎが抽出された。
【００２６】
次に、抽出した５つのパラメータのそれぞれに対して、表１に示したように、パラメータの最小値と最大値を決め、この最大・最小値間で各パラメータを変化させながら有限要素法による熱応力解析を行い、整流板３に加わる熱応力の最大値をＳｅｓｔを求めた。尚、各パラメータの変動は、ラテン超方格法（ＬＨＳ）を用いた区分モンテカルロ法によって行った。パラメータの最小値と最大値は、実際の設計時においてとり得る値がすべてカバーできるように設定した。
【００２７】
熱応力解析は、初期温度を２５℃とし、ノズル内面には溶鋼を想定して、接触温度１５５０℃、熱伝達率1160Ｗ／ｍ２ｋの条件を、ノズル外周面には周囲への抜熱を想定して、接触温度２５℃、熱伝達率11.6Ｗ／ｍ２ｋの条件を付与して実施し、ノズル本体に発生する最大応力を計算により求めた。
【００２８】
なお，パラメータ数については，ステップワイズ法その他の検証を併せて行ったが，本発明に採用した２０個が最適であるとの結果を得た。
【００２９】
【表１】
【００３０】
この区分モンテカルロ法によって得られるパラメータＰ＝（Ｍ１α，Ｍ１Ｅ，Ｍ２Ｅ，Ｌｓｐａｎ，Ｔｎｚｌ）と最大熱応力Ｓｅｓｔ（Ｐ）との関係から、重回帰分析によって最大熱応力Ｓｅｓｔ（Ｐ）をパラメータ（Ｍ１α，Ｍ１Ｅ，Ｍ２Ｅ，Ｌｓｐａｎ，Ｔｎｚｌ）の２次式で近似した。次式（２）は、この重回帰分析によって得られた、パラメータ（Ｍ１α，Ｍ１Ｅ，Ｍ２Ｅ，Ｌｓｐａｎ，Ｔｎｚｌ）に対する最大熱応力Ｓｅｓｔ（Ｐ）の応答曲面を表す近似式である。
【００３１】
【数２】
【００３２】
式（１）の両辺を整流板３の曲げ強さσｂで割ると、応力強度比指数Ｓｅｓｔ／σｂの式が得られる。そこで、この応力強度比指数Ｓｅｓｔ／σｂの式をパラメータＬｓｐａｎの２次方程式と考えて、パラメータＬｓｐａｎについて式（１）を解く。これにより、部分板の長さＬspanは、次式（３ａ）又は式（３ｂ）によって表される。ここで、係数ａ，ｂ，ｃは、前述の式（１ｂ）〜（１ｄ）で表される。
【００３３】
【数３】
【００３４】
最大熱応力Ｓｅｓｔを7.5〜22.5MPa（材料の曲げ強さを5〜15 MPa、後述の応力強度比指数Ｓｅｓｔ／σｂを1.5として、評価すべき応力の範囲を見積もったもの。）の範囲で振るとともに、表１のパラメータ範囲において各パラメータ（Ｍ１α，Ｍ１Ｅ，Ｍ２Ｅ，Ｔｎｚｌ）を振って、式（３ａ），（３ｂ）により部分板の長さＬspanを算出した結果、式（３ｂ）は常に５００ｍｍ以上となった。一方、表１に示したように、ボス間距離Ｌｓｐａｎの範囲は４０〜３５６．６６ｍｍとしているため、式（３ｂ）の解は適当ではない。そこで、式（３ａ）を採用した。部分板の長さＬspanが長くなるほど最大熱応力Ｓｅｓｔは大きくなるため、整流板３が破壊する応力強度比指数Ｓｅｓｔ／σｂが決まれば、部分板の固定部間の距離Ｌspanの最大値（非破壊限界値）は、この応力強度比指数Ｓｅｓｔ／σｂを式（３ａ）に代入することによって求めることができる。従って、熱応力による破壊が生じない部分板の固定部間の距離Ｌspanの範囲は、式（１ａ）によって規定されることが分かる。
【００３５】
次に、応力強度比指数Ｓｅｓｔ／σｂについて説明する。応力強度比指数Ｓｅｓｔ／σｂは、部分板に加わる最大熱応力Ｓｅｓｔを、部分板の曲げ強さσｂで除したものであり、部分板の材質に依存せず、ほぼ共通の値となると考えられる。そこで、この最大熱応力Ｓｅｓｔを破壊が生じない部分板の固定部間の距離Ｌspanの範囲を規定するパラメータとして採用する。
【００３６】
整流板３が破壊しない応力強度比指数の最大値は、有限要素法による最大熱応力Ｓｅｓｔの計算結果と、連続鋳造用浸漬ノズル１に対する注湯試験の結果を照合することにより決定する。表２〜表４に、近似式（３ｂ）により推定される最大熱応力と注湯試験の結果との比較を示す。尚、表２〜表４において、各数値の単位は、前述の説明において既に示した通りである。
【００３７】
【表２】
【００３８】
【表３】
【００３９】
【表４】
【００４０】
表２〜表４において、下段の「実験」の表は、パラメータ（Ｍ１α，Ｍ１Ｅ，Ｍ２Ｅ，Ｔｎｚｌ）及び整流板３の曲げ強さをσｂを決めたときの最大熱応力Ｓｅｓｔ及び応力強度比指数Ｓｅｓｔ／σｂの計算値と、それと同一条件に於ける注湯試験結果との比較を示している。注湯試験結果の「○」は整流板３及びノズル本体２に破壊が生じなかったことを示し、「×」は整流板３又はノズル本体２に破壊が生じたことを示す。表２〜表４の結果から、整流板３及びノズル本体２に破壊が生じない応力強度比指数Ｓｅｓｔ／σｂの最大値は、Ｓｅｓｔ／σｂ＝１．５であることが分かる。
【００４１】
表２〜表４の上段の「計算」の表は、Ｓｅｓｔ／σｂ＝１．５として、パラメータ（Ｍ１α，Ｍ１Ｅ，Ｍ２Ｅ，Ｔｎｚｌ）及び整流板３の曲げ強さをσｂを決めたときの破壊が生じない部分板の固定部間の距離Ｌspanの推定値を式（３ｂ）によって求めた結果である。これらの結果から、Ｓｅｓｔ／σｂ＝１．５として式（３ｂ）により求まる部分板の固定ボス間の最大長さＬspanの推定値は、注湯試験結果とよく一致していることが確認された。
【００４２】
以上の結果から、部分板の１枚あたりのノズル軸方向の固定部間の距離Ｌspanを、式（１ａ）で表される範囲とすることによって、整流板３及びノズル本体２の熱応力による破壊を防止することが可能となる。
【符号の説明】
【００４３】
１ 連続鋳造用浸漬ノズル
２ ノズル本体
２ａ 基端部
２ｂ スラグイン部
２ｃ 先端部
２ｄ 内筒部
２ｅ ボス
３ 整流板
４ 吐出口
５ ノズル軸
６ 吐出口の中心軸
【特許請求の範囲】
【請求項１】
溶鋼の連続鋳造に使用される浸漬ノズルであって、
ノズル軸に沿った方向の長さが少なくとも当該浸漬ノズルのノズル本体の浸漬部分の長さより長く、ノズル軸に垂直な方向の横幅が少なくとも当該ノズル本体の管外幅よりも広い板状の耐火物からなる整流板が、当該ノズル本体の管壁外面に左右対称に固定されており、前記整流板は複数の部分板を縦方向に接続してなり、
当該ノズル本体の膨張係数をＭ１α［×１０−６／℃］、
当該ノズル本体の弾性率をＭ１Ｅ［ＭＰａ］、
当該ノズル本体の管壁の厚さをＴｎｚｌ［ｍｍ］、
前記整流板の弾性率をＭ２Ｅ［ＭＰａ］、
当該ノズル本体の曲げ強さをσｂ［ＭＰａ］、
前記整流板が破壊しない応力強度比指数の最大値をＳｅｓｔ／σｂ
とするとき、取り付けた全ての部分板について板の固定部間のノズル軸方向の長さＬspan［ｍｍ］が、次式（１ａ）〜（１ｄ）により規定される範囲内の長さであることを特徴とする連続鋳造用浸漬ノズル。
【請求項２】
溶鋼の連続鋳造に使用される浸漬ノズルであって、ノズル軸に沿った方向の長さが少なくとも当該浸漬ノズルのノズル本体の浸漬部分の長さより長く、ノズル軸に垂直な方向の横幅が少なくとも当該ノズル本体の管外幅よりも広い板状の耐火物からなる整流板が、当該ノズル本体の管壁外面に左右対称に固定され、前記整流板は複数の部分板を縦方向に接続してなる連続鋳造用浸漬ノズルの設計方法であって、
当該ノズル本体の膨張係数をＭ１α［×１０−６／℃］、
当該ノズル本体の弾性率をＭ１Ｅ［ＭＰａ］、
当該ノズル本体の管壁の厚さをＴｎｚｌ［ｍｍ］、
前記整流板の弾性率をＭ２Ｅ［ＭＰａ］、
当該ノズル本体の曲げ強さをσｂ［ＭＰａ］、
前記整流板が破壊しない応力強度比指数の最大値をＳｅｓｔ／σｂ
とするとき、取り付けた全ての部分板について板の固定部間のノズル軸方向の長さＬspan［ｍｍ］を、請求項１に記載の式（１ａ）〜（１ｄ）により規定される範囲内の長さとすることを特徴とする連続鋳造用浸漬ノズルの設計方法。
【請求項１】
溶鋼の連続鋳造に使用される浸漬ノズルであって、
ノズル軸に沿った方向の長さが少なくとも当該浸漬ノズルのノズル本体の浸漬部分の長さより長く、ノズル軸に垂直な方向の横幅が少なくとも当該ノズル本体の管外幅よりも広い板状の耐火物からなる整流板が、当該ノズル本体の管壁外面に左右対称に固定されており、前記整流板は複数の部分板を縦方向に接続してなり、
当該ノズル本体の膨張係数をＭ１α［×１０−６／℃］、
当該ノズル本体の弾性率をＭ１Ｅ［ＭＰａ］、
当該ノズル本体の管壁の厚さをＴｎｚｌ［ｍｍ］、
前記整流板の弾性率をＭ２Ｅ［ＭＰａ］、
当該ノズル本体の曲げ強さをσｂ［ＭＰａ］、
前記整流板が破壊しない応力強度比指数の最大値をＳｅｓｔ／σｂ
とするとき、取り付けた全ての部分板について板の固定部間のノズル軸方向の長さＬspan［ｍｍ］が、次式（１ａ）〜（１ｄ）により規定される範囲内の長さであることを特徴とする連続鋳造用浸漬ノズル。
【請求項２】
溶鋼の連続鋳造に使用される浸漬ノズルであって、ノズル軸に沿った方向の長さが少なくとも当該浸漬ノズルのノズル本体の浸漬部分の長さより長く、ノズル軸に垂直な方向の横幅が少なくとも当該ノズル本体の管外幅よりも広い板状の耐火物からなる整流板が、当該ノズル本体の管壁外面に左右対称に固定され、前記整流板は複数の部分板を縦方向に接続してなる連続鋳造用浸漬ノズルの設計方法であって、
当該ノズル本体の膨張係数をＭ１α［×１０−６／℃］、
当該ノズル本体の弾性率をＭ１Ｅ［ＭＰａ］、
当該ノズル本体の管壁の厚さをＴｎｚｌ［ｍｍ］、
前記整流板の弾性率をＭ２Ｅ［ＭＰａ］、
当該ノズル本体の曲げ強さをσｂ［ＭＰａ］、
前記整流板が破壊しない応力強度比指数の最大値をＳｅｓｔ／σｂ
とするとき、取り付けた全ての部分板について板の固定部間のノズル軸方向の長さＬspan［ｍｍ］を、請求項１に記載の式（１ａ）〜（１ｄ）により規定される範囲内の長さとすることを特徴とする連続鋳造用浸漬ノズルの設計方法。
【図１】
【図２】
【図３】
【図４】
【図２】
【図３】
【図４】
【公開番号】特開２０１２−１８３５７３（Ｐ２０１２−１８３５７３Ａ）
【公開日】平成２４年９月２７日（２０１２．９．２７）
【国際特許分類】
【出願番号】特願２０１１−４９７０１（Ｐ２０１１−４９７０１）
【出願日】平成２３年３月７日（２０１１．３．７）
【出願人】（０００１７０７１６）黒崎播磨株式会社 (314)
【Ｆターム（参考）】
【公開日】平成２４年９月２７日（２０１２．９．２７）
【国際特許分類】
【出願日】平成２３年３月７日（２０１１．３．７）
【出願人】（０００１７０７１６）黒崎播磨株式会社 (314)
【Ｆターム（参考）】
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