２流体ミストスプレーノズルによる連続鋳造鋳片の二次冷却方法
【課題】 高い冷却効率での冷却が可能であり、高い冷却強度を得ることのできる、２流体ミストスプレーノズルによる連続鋳造鋳片の二次冷却方法を提供する。
【解決手段】 連続鋳造機で鋳造中の鋼鋳片を搬送用ガスと冷却用液体との２流体ミストスプレーノズルから噴霧されるミストスプレーで二次冷却するにあたり、搬送用ガスの流量（Ｖ）と冷却用液体の流量（Ｗ）との比である気液比（Ｖ／Ｗ）を１５以上とし、且つ、２流体ミストスプレーノズルから噴霧される液滴の直径を、下記の（１）式で算出される液滴直径ｄ以下に制御する。
d={(Rt・S/2)・(4π/3W・V2)1/3/[(π/4)・(ρ/σ)1/2]}2…(1)
但し、ｄ：ミストスプレーの液滴直径、σ：冷却用液体の表面張力、ρ：冷却用液体の密度、Ｓ：噴霧面積、Ｖ：搬送用ガスの流量、Ｗ：冷却用液体の流量、ＲT：定数
【解決手段】 連続鋳造機で鋳造中の鋼鋳片を搬送用ガスと冷却用液体との２流体ミストスプレーノズルから噴霧されるミストスプレーで二次冷却するにあたり、搬送用ガスの流量（Ｖ）と冷却用液体の流量（Ｗ）との比である気液比（Ｖ／Ｗ）を１５以上とし、且つ、２流体ミストスプレーノズルから噴霧される液滴の直径を、下記の（１）式で算出される液滴直径ｄ以下に制御する。
d={(Rt・S/2)・(4π/3W・V2)1/3/[(π/4)・(ρ/σ)1/2]}2…(1)
但し、ｄ：ミストスプレーの液滴直径、σ：冷却用液体の表面張力、ρ：冷却用液体の密度、Ｓ：噴霧面積、Ｖ：搬送用ガスの流量、Ｗ：冷却用液体の流量、ＲT：定数
【発明の詳細な説明】
【技術分野】
【０００１】
本発明は、連続鋳造機にて２流体ミストスプレーノズルを用いて鋳造中の鋼鋳片を二次冷却する方法に関するものである。
【背景技術】
【０００２】
鋼の連続鋳造においては、鋳型から引き抜かれた鋳片の凝固を促進するために、鋳型直下以降の鋳片支持ロールの設置範囲において、水スプレーノズルや２流体ミストスプレーノズルなどのスプレーノズルからの水噴霧による強制冷却、所謂、二次冷却が行われている。連続鋳造の生産性を向上させるために、或いは、鋳片の凝固品質を向上させるために、より強い二次冷却強度が求められる場合が多い。このスプレーによる冷却強度を高める手段として、通常、冷却媒体の単位時間あたり及び単位鋳片表面積あたりの量を増大させることが行われている。
【０００３】
また、更なる工夫として、例えば、特許文献１には、一つのスプレーノズルからの鋳片への噴霧面積を増大させて、鋳片の引き抜き中に鋳片にスプレーが噴霧される時間割合を増大させ、かくして冷却強度を増大させる技術が開示されている。また、特許文献２には、スプレーの噴射圧を高めてスプレー液滴の鋳片表面への衝突圧を増大させ、冷却強度を増大させる技術が開示されている。
【先行技術文献】
【特許文献】
【０００４】
【特許文献１】特開２００４−０５０１２１号公報
【特許文献２】特開２００４−１６７５２１号公報
【発明の概要】
【発明が解決しようとする課題】
【０００５】
本発明者らは、より強い二次冷却強度を得ることを目的として、上記２件の特許文献に開示された技術を試験した。しかしながら、特許文献１及び特許文献２の何れにおいても、スプレー水量を増大させると、冷却強度の増加割合はスプレー水量の増加に対して漸近的なものとなり、大水量域にて更なる冷却強度の強化を図ろうとすると、多大なスプレー水を必要とし、設備的に非常に効率の低い技術であることが分かった。
【０００６】
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、連続鋳造中の鋼鋳片を、搬送用ガスと冷却用液体との２流体ミストスプレーノズルで二次冷却するにあたり、高い冷却効率での冷却が可能であって、高い冷却強度を得ることのできる、２流体ミストスプレーノズルによる連続鋳造鋳片の二次冷却方法を提供することである。
【課題を解決するための手段】
【０００７】
上記課題を解決するための本発明に係る２流体ミストスプレーノズルによる連続鋳造鋳片の二次冷却方法は、連続鋳造機で鋳造中の鋼鋳片を搬送用ガスと冷却用液体との２流体ミストスプレーノズルから噴霧されるミストスプレーで二次冷却するにあたり、搬送用ガスの流量（Ｖ）と冷却用液体の流量（Ｗ）との比である気液比（Ｖ／Ｗ）を１５以上とし、且つ、２流体ミストスプレーノズルから噴霧される液滴の直径を、下記の（１）式で算出される液滴直径ｄ以下に制御することを特徴とするものである。
【０００８】
【数１】
【０００９】
但し、（１）式において、ｄはミストスプレーの液滴直径（ｍ）、σは冷却用液体の表面張力（Ｎ／ｍ）、ρは冷却用液体の密度（ｋｇ／ｍ3）、Ｓは２流体ミストスプレーノズルの噴霧面積（ｍ2）、Ｖは搬送用ガスの流量（Ｎｍ3／ｓｅｃ）、Ｗは冷却用液体の流量（ｍ3／ｓｅｃ）、ＲTは定数（＝０．５）である。
【発明の効果】
【００１０】
本発明によれば、高い冷却効率での冷却が可能であり、高い冷却強度で鋳片を冷却することが実現される。また、冷却用液体の流量、搬送用ガスの流量及び噴霧面積が決まると、２流体ミストスプレーノズルから噴霧された液滴が鋳片表面へ到達する前に合体凝集したり、鋳片表面が水膜で覆われたりする臨界の液滴径を予測できるので、冷却効率の高いミストスプレーノズルの運転条件、特に高い冷却強度を得るために水量を多くする場合の運転条件を効率良く設定することが可能となる。
【図面の簡単な説明】
【００１１】
【図１】液滴空間占有率Ｒdが１の場合と０．５の場合とを模式的に示す図である。
【図２】本発明を適用した垂直曲げ型のスラブ連続鋳造機の概略断面図である。
【図３】第２冷却ゾーンの構成を示す概略図である。
【図４】エアーミストスプレー装置の例を示す概略図である。
【図５】水量と液滴直径とから、空き時間率ＲTを計算した結果を示す図である。
【図６】ノズルチップ直下の鋳片表面での熱伝達係数の測定結果を示す図である。
【発明を実施するための形態】
【００１２】
以下、本発明を具体的に説明する。先ず、本発明に至った経緯について説明する。本発明者らは、搬送用ガスと冷却用液体との２流体ミストスプレーノズルで連続鋳造鋳片を二次冷却するにあたり、高い冷却効率で且つ高い冷却強度で冷却することを目的として検討・研究を行った。
【００１３】
前述したように、特許文献１及び特許文献２では、スプレーの水量を増しても冷却強度が漸近的となり、更なる冷却強度の増大が得られにくくなるが、この原因について以下のように考えた。
【００１４】
第一の原因は、冷却強度を増大させるために水量を増大させた場合、液滴の数が多くなり、その結果、液滴が鋳片表面に到達する以前に、液滴同士が空中で衝突して合体する可能性が高くなるということである。液滴が合体してしまうと、液滴径が大きくなるので、冷却効率は低下する。
【００１５】
第二の原因は、スプレー水量が多い場合には、水滴同士が鋳片表面で連なり、鋳片表面が水膜で覆われてしまうということである。スプレー冷却では、噴霧された微細な液滴が鋳片表面に接触し、鋳片から液滴への伝熱により、液滴の温度が上昇する際の顕熱、或いは、液滴自身が気化する際の気化熱によって鋳片を冷却している。ここで、鋳片表面に到達した液滴は、液滴の大きさ及び物性によって決まる時間だけ鋳片表面に滞在し、その後、弾性的に反発して鋳片表面から離脱する。と同時に、新たな液滴が次から次へと鋳片表面に到達してくる。従って、先に到着した液滴が鋳片表面から離脱する前に、次の液滴が鋳片表面に到達すると、結果として鋳片表面は多数のスプレー液滴によって覆われることになる。そして、スプレー水量が多い場合には、水滴同士が鋳片表面で連なり、鋳片表面は水膜で覆われてしまう。鋳片表面が水膜で覆われると、水膜と鋳片表面間に蒸気膜が生じるので、結果として熱流束は低下する。
【００１６】
このような鋳片表面が水膜によって覆われてしまうことを防止するには、スプレーの液滴が鋳片表面に到達したら、次の液滴が鋳片表面に到達する以前に、先の液滴は鋳片表面から離脱することが望ましく、少なくとも、次の液滴が到達した後、鋳片表面全体が水で覆われる前に、先に到達した液滴が鋳片表面から離脱することが最低限必要な条件である。以下に、これらの原因を解消するために必要なスプレーノズルの条件を示す。
【００１７】
最初に、第１の原因について説明する。
【００１８】
液滴同士が空中で合体しないようにするには、液滴同士の間隔を一定以上に保つことが必要であることが分かる。液滴同士の間隔の定量指標として、下記の（２）式で示す液滴空間占有率Ｒdを用いた。
【００１９】
【数２】
【００２０】
但し、（２）式において、ｄは液滴の直径（ｍ）、Ｌは液滴が単位時間当たり流量Ｖ（Ｎｍ3／ｓｅｃ）の搬送用ガス中で、立体的に等間隔で存在するとした場合の、隣り合う液滴同士の距離、即ち粒子平均間隔（ｍ）である。この粒子平均間隔Ｌは、下記の（３）式で計算される。
【００２１】
【数３】
【００２２】
但し、（３）式において、Ｎはスプレーノズルから生じる単位時間当たりの液滴の個数（個／ｓｅｃ）である。この液滴個数Ｎは、２流体ミストスプレーにおける冷却用液体の流量をＷ（ｍ3／ｓｅｃ）とすると、下記の（４）式で表される。
【００２３】
【数４】
【００２４】
ここで、図１に、液滴空間占有率Ｒdが１の場合と０．５の場合とを模式的に示すように、液滴空間占有率Ｒdが１の場合には、液滴同士が点接触するような状態であり、液滴は合体凝集してしまう。液滴の合体凝集を防止するには、搬送用ガスの流れは乱流であるので、液滴の速度も平均速度の２倍程度まで揺らいでいるとすると、相隣り合う液滴同士の間隔を、少なくとも液滴直径分だけ空いている必要があると考えられる。つまり、液滴空間占有率Ｒdが０．５以下となるようにすべきであり、従って、本発明では、下記の（５）式に示すように液滴空間占有率Ｒdの最大値を０．５に設定した。
【００２５】
【数５】
【００２６】
液滴空間占有率Ｒdを０．５とする（５）式に、（３）式及び（４）式を代入して、搬送用ガスの流量Ｖ（Ｎｍ3／ｓｅｃ）と冷却用液体の流量Ｗ（ｍ3／ｓｅｃ）との比である気液比（Ｖ／Ｗ）について解けば、下記の（６）が得られる。
【００２７】
【数６】
【００２８】
即ち、２流体ミストスプレーノズルにおいて、液滴が鋳片表面に到達する前に、液滴同士が合体凝集しないようにするためには、気液比（Ｖ／Ｗ）を１５以上とすることが必要であることが分かった。
【００２９】
次いで、第２の原因について説明する。
【００３０】
液滴が鋳片表面に達した際に、液滴が鋳片表面から離脱するまでに次の液滴が鋳片表面にやってくると、液滴同士の合体凝集が生じ、これが連続的に生じると鋳片表面は水膜で覆われることになり、スプレーの抜熱性能は低下する。そこで、このような水膜の発生する条件について以下に導出した。
【００３１】
先ず、液滴が鋳片表面に到達する時間の平均間隔を求めた。鋳片に搬送用ガスが衝突する時点での搬送用ガスの線速度ｕ（ｍ／ｓｅｃ）は、スプレーの噴霧面積をＳ（ｍ2）とすると、下記の（７）式で表される。
【００３２】
【数７】
【００３３】
従って、液滴が鋳片表面に到達する時間の平均時間間隔ΔＴ（ｓｅｃ）は、粒子平均間隔Ｌ（ｍ）を搬送用ガスの線速度ｕで除算した値であり、（３）式及び（７）式から、下記の（８）式により求めることができる。
【００３４】
【数８】
【００３５】
次に、鋳片表面に到達した液滴が鋳片表面に滞在する時間Ｔrを見積もった。鋳片表面に到達した液滴は弾性的に変形し、続いて鋳片表面から離脱する。ここで、「固体表面に滴下された液滴の固体表面での接触時間は、液滴の自由振動の一次周期に等しい」ことが知られている。この自由振動の一次周期は、下記の（９）式で表される自由振動周期Ｔnのｎ＝２の場合の周期であり、従って、スプレーの液滴の鋳片表面での滞在時間Ｔr（ｓｅｃ）は、下記の（１０）式で表される。但し、（９）式及び（１０）において、σは冷却用液体の表面張力（Ｎ／ｍ）、ρは冷却用液体の密度（ｋｇ／ｍ3）である。
【００３６】
【数９】
【００３７】
上記に導き出したパラメータを用いて、スプレー液滴が鋳片表面で水膜を生じることがない条件について考える。
【００３８】
ここで、一つの液滴の鋳片上での滞在時間Ｔrと、スプレー液滴が次々に到達する平均時間間隔ΔＴとの比を、「空き時間率ＲT（−）」として定義し、下記の（１１）式に示す。
【００３９】
【数１０】
【００４０】
ここで、水膜が生じない条件は、鋳片表面に到達した液滴が離脱した後に、次の液滴が鋳片に到達することである。しかも、前述のように、液滴の個々の線速度は、平均線速度ｕの約２倍まで揺らぐことが予想されるので、水膜を生じない条件、つまり、空き時間率ＲTの最大値は、下記の（１２）式に示すように０．５となる。
【００４１】
【数１１】
【００４２】
そこで、（１２）式の分母のΔＴ及び分子のＴrに、それぞれ（８）式及び（１０）式を代入して整理すると、下記の（１３）式が得られる。
【００４３】
【数１２】
【００４４】
ここでは空き時間率ＲTの最大値を求めようとしているので、（１３）式のパラメータのうち、搬送用ガスの流量Ｖ及び冷却用液体の流量Ｗに最大値を設けてしまうと、これは冷却媒体の量そのものに最大値を設けてしまうこととなり、スプレーノズルの抜熱性能の向上を目的とする場合には不都合である。そこで、パラメータのうちで液滴直径ｄに最大値を設けることで、空き時間率ＲTが最大値以上にならないように制御することとした。
【００４５】
即ち、（１３）式を液滴直径ｄ（ｍ）について解いて下記の（１）式を求め、（１）式において、空き時間率ＲT＝０．５としたときの液滴直径ｄを、２流体ミストスプレーノズルからの液滴直径の最大値として、液滴径を制御することにした。（１）式において、冷却用液体の表面張力σ及び冷却用液体の密度ρは、使用する冷却用液体の物性値から一義的に定まり、スプレーの噴霧面積Ｓはスプレーノズル特性から定まり、搬送用ガスの流量Ｖ及び冷却用液体の流量Ｗはそのときの二次冷却条件から定まる。
【００４６】
【数１３】
【００４７】
このように、（６）式及び（１）式を満足すれば、２流体ミストスプレーノズルから噴霧された液滴が、鋳片表面へ到達する前に合体凝集してしまったり、鋳片上に水膜が生じたりすることはないことが分かる。従って、この臨界の液滴径を満たすような構造のミストスプレーノズルチップを用い、且つ、冷却用液体と搬送用ガスとの流量比率を所定値以上に設定すればよいことが分かった。
【００４８】
本発明は、上記検討結果に基づきなされたものであり、連続鋳造機で鋳造中の鋼鋳片を搬送用ガスと冷却用液体との２流体ミストスプレーノズルから噴霧されるミストスプレーで二次冷却するにあたり、搬送用ガスの流量（Ｖ）と冷却用液体の流量（Ｗ）との比である気液比（Ｖ／Ｗ）を１５以上とし、且つ、２流体ミストスプレーノズルから噴霧される液滴の直径を、上記の（１）式で算出される液滴直径ｄ以下に制御することを特徴としている。
【００４９】
以下、添付図面を参照して本発明の具体的な実施方法を説明する。図２は、本発明を適用した垂直曲げ型のスラブ連続鋳造機の概略断面図である。
【００５０】
図２に示すように、スラブ鋳片を鋳造するための連続鋳造機１には、溶鋼２０を注入して凝固させるための鋳型４が設置されており、この鋳型４の上方には、取鍋（図示せず）から溶鋼２０を受け、受けた溶鋼２０を浸漬ノズル３を介して鋳型４に供給するタンディッシュ２が配置され、一方、鋳型４の下方には、対向する一対のロールを１組として複数組の鋳片支持ロール５が設置されている。そして、鋳片支持ロール５の下流側には、複数本の搬送ロール６と、搬送ロール６の上方に位置して鋳片２１の鋳造速度と同期するガス切断機７とが設置されている。また、鋳片支持ロール５の配置される範囲には、鋳型４の直下から下流側に向かって、第１冷却ゾーン８，８、第２冷却ゾーン９，９、第３冷却ゾーン１０，１０、第４冷却ゾーン１１，１１、第５冷却ゾーン１２，１２、及び第６冷却ゾーン１３，１３の合計１２箇所に分割された冷却ゾーンからなる二次冷却帯が設置されている。
【００５１】
タンディッシュ２から浸漬ノズル３を介して鋳型４に注入された溶鋼２０は、鋳型４で冷却されて凝固シェル２２を形成し、内部に未凝固部２３を有する鋳片２１として、鋳片支持ロール５に支持されつつ下方に連続的に引き抜かれる。鋳片２１は鋳片支持ロール５を通過する間、二次冷却帯で冷却され、凝固シェル２２の厚みを増大して、やがて中心部までの凝固を完了する。凝固完了後の鋳片２１はガス切断機７により切断されて鋳片２１ａとなる。
【００５２】
図３に、第２冷却ゾーン９の構成を例示するように、各冷却ゾーンには、冷却用液体を搬送するための搬送用ガスを供給する搬送用ガス供給配管１４が設置され、搬送用ガス供給配管１４の枝分かれした各先端部には、鋳片２１の表面に対向するノズルチップ１６が設置されている。また、二次冷却用の冷却用液体を供給する冷却用液体供給配管１５が並んで設置され、冷却用液体供給配管１５の枝別れした各先端部は、それぞれの搬送用ガス供給配管１４に合流している。搬送用ガス供給配管１４には流量調整弁１７が配置され、冷却用液体供給配管１５には流量調整弁１８が配置されており、流量調整弁１７を調整することで搬送用ガスの流量が調整され、流量調整弁１８を調整することで冷却用液体の流量が調整されるようになっている。通常、冷却用液体としては工業用水が使用され、搬送用ガスとしては空気が使用される。
【００５３】
図４に、冷却用液体として工業用水を使用し、搬送用ガスとして空気を使用するエアーミストスプレー装置の例を示す。空気を供給する搬送用ガス供給配管１４及び工業用水を供給する冷却用液体供給配管１５のそれぞれにオリフィス１９が配置され、オリフィス１９で絞られた空気及び水は高速化され、オリフィス１９を通過した後、互いに激しく混合するようになっている。混合した空気及び水は、ノズルチップ１６から鋳片２１の表面に向けて噴射される。
【００５４】
本発明を実施する上で、全ての二次冷却ゾーンにこのようなエアーミストスプレー装置を配置する必要はなく、従来の水スプレーであってもよいが、少なくとも１箇所はこのようなエアーミストスプレー装置が配置されており、特に冷却強度を高める必要のある二次冷却帯の上流側半分はこのようなエアーミストスプレー装置を配置することが好ましい。尚、冷却ゾーンの設置数は図２では合計１２であるが、連続鋳造機１の機長などに応じて幾つに分割してもよい。
【００５５】
鋳造中の鋳片２１をエアーミストスプレー装置で冷却するにあたり、（６）式で示す気液比（Ｖ／Ｗ）が１５以上になり、且つ、ノズルチップ１６から噴霧される液滴直径が、（１）式で算出される液滴直径ｄと同等かそれよりも小さくなるように制御する。
【００５６】
この場合、気液比（Ｖ／Ｗ）を１５以上にすることは、流量調整弁１７及び流量調整弁１８の調整によって容易に実施することができる。但し、ノズルチップ１６は、１５以上の気液比（Ｖ／Ｗ）で噴霧可能であることが必要である。
【００５７】
一方、ノズルチップ１６から噴霧される液滴直径は、ノズルチップ１６の特性によって変化する。従って、ノズルチップ１６から噴霧される液滴直径が、（１）式で算出される液滴直径ｄ（ｍ）と同等かそれよりも小さくなるように制御するためには、予め、対象とする二次冷却条件に基づき、（１）式を用いて液滴直径ｄを算出し、算出した液滴直径ｄと同等かそれよりも小さい液滴を噴霧するノズルチップ１６を、二次冷却帯に配置しておく必要がある。尚、（１）式から算出される液滴直径ｄは二次冷却条件によって異なるので、強冷却条件では本発明を満足しないノズルチップ１６であっても、冷却強度を下げた場合には本発明を満足することも起こり得る。
【００５８】
このように、１５以上の気液比（Ｖ／Ｗ）で噴霧可能であり、且つ、１５以上の気液比（Ｖ／Ｗ）において、噴霧する液滴が（１）式で算出される液滴直径ｄと同等かそれよりも小さくなるノズルチップ１６を予め二次冷却帯のエアーミストスプレー装置に配置し、このノズルチップ１６を用い、気液比（Ｖ／Ｗ）を１５以上に調整して、鋳造される鋳片２１を冷却する。
【００５９】
このようにして鋳片２１を冷却することで、高い冷却効率での冷却が可能であり、高い冷却強度で鋳片２１を冷却することが実現される。また、本発明においては、冷却用液体の流量、搬送用ガスの流量及び噴霧面積が決まると、２流体ミストスプレーノズルから噴霧された液滴が鋳片表面へ到達する前に合体凝集したり、鋳片表面が水膜で覆われたりする臨界の液滴径を予測できるので、冷却効率の高いミストスプレーノズルの運転条件、特に高い冷却強度を得るために水量を多くする場合の運転条件を効率よく設定することが可能となる。
【実施例１】
【００６０】
垂直曲げ型のスラブ連続鋳造機において、鋳造中の鋳片を液滴直径が異なるノズルチップを用いて冷却する試験を実施した。試験を行った垂直曲げ型スラブ連鋳機の仕様を表１に示す。
【００６１】
【表１】
【００６２】
本実施例では、二次冷却帯の上流側にある第３冷却ゾーン用のエアーミストスプレーノズルについて試験した。この冷却ゾーンに用いたミストスプレーノズルの条件は、以下の通りである。
【００６３】
Ｗ：ノズルチップ１個あたりの水量＝６〜４８Ｌ／ｍｉｎ
Ｖ：ノズルチップ１個あたりの空気量＝７２０ＮＬ／ｍｉｎ （水量が最大の４８Ｌ／ｍｉｎのときに気液比が１５となるように設定）
ノズルチップから鋳片表面までの距離＝１２６ｍｍ
ノズルチップの噴角＝１１５°
Ｓ：噴霧面積＝０．０１４９５ｍ2 （ノズルチップとして扇形噴霧タイプを用いたので、噴霧面積を楕円として考え、噴霧範囲内の水量密度最大値〜最大値の１／２までを噴霧面積として計算した）
上記の条件で、Ｗを６，１２，２４，４８，９６Ｌ／ｍｉｎ、液滴直径ｄを１〜１００００μｍの範囲として、（１３）式を用いて空き時間率ＲTを計算した。計算結果を図５に示す。図５から明らかなように、この試験で最大の水流量として設定した４８Ｌ／ｍｉｎでは、液滴直径ｄが約１９０μｍ以下の範囲で、空き時間率ＲTは０．５以下を満たすことが分かる。
【００６４】
そこで、水量が４８Ｌ／ｍｉｎ、空気量が７２０ＮＬ／ｍｉｎの条件で、ザウタ平均液滴直径が１００μｍ、２００μｍ、及び５００μｍとなるような、形状の異なる３種類のノズルチップを用意した。そして、これらのノズルチップを用いて、水量を１２〜４８Ｌ／ｍｉｎまで増加させたときの、ノズルチップ直下での鋳片表面における熱伝達係数を実測した。また、水量が９６Ｌ／ｍｉｎの条件でも試験的に実施した。熱伝達係数の測定結果を図６に示す。
【００６５】
液滴直径が５００μｍのノズルチップの場合には、図５に示すように水量が２４Ｌ／ｍｉｎの条件下で空き時間率ＲTが約０．７であり、０．５を上回っている。実際、図６に示すように、ノズル直下の熱伝達係数をみても、試験した３つのノズルチップの中で液滴直径が５００μｍのノズルチップが最も低くなっている。
【００６６】
液滴直径が２００μｍのノズルチップでは、図５に示すように水量４８Ｌ／ｍｉｎの条件下で空き時間率ＲTが０．５を若干上回っており、従って、図６に示すように、水量４８Ｌ／ｍｉｎでの熱伝達係数は、液滴直径５００μｍのノズルチップよりも大きいものの、液滴直径１００μｍのノズルチップよりは小さくなっている。また、液滴直径が２００μｍのノズルチップにおいて、水量を１２→２４Ｌ／ｍｉｎに増加させたときと、水量を２４→４８Ｌ／ｍｉｎに増加させたときとで熱伝達係数の増加率を比較すると、２４→４８Ｌ／ｍｉｎに増加させたときは熱伝達係数の増加率が小さくなっていることが分かる。つまり、冷却強度の増加割合がスプレー水量の増加に対して漸近的になっていることが分かる。
【００６７】
これらに対して、液滴直径が１００μｍのノズルチップでは、図５に示すように水量が４８Ｌ／ｍｉｎの条件下においても空き時間率ＲTは０．５以下であることから、図６に示すように、熱伝達係数は、試験した３つのノズルチップで最も高くなっている。しかも、水量が４８Ｌ／ｍｉｎの範囲まで、冷却強度が水量に比例して増加していることが分かる。しかしながら、この液滴直径が１００μｍのノズルチップで水量を９６Ｌ／ｍｉｎに増加させた場合には、空き時間率ＲTが０．５を超えるので、熱伝達係数の水量に対する増加率は鈍る。
【００６８】
このように、二次冷却条件に応じて適切なノズルチップを用いて二次冷却することで、鋳片を効率的に冷却できることが分かる。
【符号の説明】
【００６９】
１ 連続鋳造機
２ タンディッシュ
３ 浸漬ノズル
４ 鋳型
５ 鋳片支持ロール
６ 搬送ロール
７ ガス切断機
８ 第１冷却ゾーン
９ 第２冷却ゾーン
１０ 第３冷却ゾーン
１１ 第４冷却ゾーン
１２ 第５冷却ゾーン
１３ 第６冷却ゾーン
１４ 搬送用ガス供給配管
１５ 冷却用液体供給配管
１６ ノズルチップ
１７ 流量調整弁
１８ 流量調整弁
１９ オリフィス
２０ 溶鋼
２１ 鋳片
２２ 凝固シェル
２３ 未凝固部
【技術分野】
【０００１】
本発明は、連続鋳造機にて２流体ミストスプレーノズルを用いて鋳造中の鋼鋳片を二次冷却する方法に関するものである。
【背景技術】
【０００２】
鋼の連続鋳造においては、鋳型から引き抜かれた鋳片の凝固を促進するために、鋳型直下以降の鋳片支持ロールの設置範囲において、水スプレーノズルや２流体ミストスプレーノズルなどのスプレーノズルからの水噴霧による強制冷却、所謂、二次冷却が行われている。連続鋳造の生産性を向上させるために、或いは、鋳片の凝固品質を向上させるために、より強い二次冷却強度が求められる場合が多い。このスプレーによる冷却強度を高める手段として、通常、冷却媒体の単位時間あたり及び単位鋳片表面積あたりの量を増大させることが行われている。
【０００３】
また、更なる工夫として、例えば、特許文献１には、一つのスプレーノズルからの鋳片への噴霧面積を増大させて、鋳片の引き抜き中に鋳片にスプレーが噴霧される時間割合を増大させ、かくして冷却強度を増大させる技術が開示されている。また、特許文献２には、スプレーの噴射圧を高めてスプレー液滴の鋳片表面への衝突圧を増大させ、冷却強度を増大させる技術が開示されている。
【先行技術文献】
【特許文献】
【０００４】
【特許文献１】特開２００４−０５０１２１号公報
【特許文献２】特開２００４−１６７５２１号公報
【発明の概要】
【発明が解決しようとする課題】
【０００５】
本発明者らは、より強い二次冷却強度を得ることを目的として、上記２件の特許文献に開示された技術を試験した。しかしながら、特許文献１及び特許文献２の何れにおいても、スプレー水量を増大させると、冷却強度の増加割合はスプレー水量の増加に対して漸近的なものとなり、大水量域にて更なる冷却強度の強化を図ろうとすると、多大なスプレー水を必要とし、設備的に非常に効率の低い技術であることが分かった。
【０００６】
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、連続鋳造中の鋼鋳片を、搬送用ガスと冷却用液体との２流体ミストスプレーノズルで二次冷却するにあたり、高い冷却効率での冷却が可能であって、高い冷却強度を得ることのできる、２流体ミストスプレーノズルによる連続鋳造鋳片の二次冷却方法を提供することである。
【課題を解決するための手段】
【０００７】
上記課題を解決するための本発明に係る２流体ミストスプレーノズルによる連続鋳造鋳片の二次冷却方法は、連続鋳造機で鋳造中の鋼鋳片を搬送用ガスと冷却用液体との２流体ミストスプレーノズルから噴霧されるミストスプレーで二次冷却するにあたり、搬送用ガスの流量（Ｖ）と冷却用液体の流量（Ｗ）との比である気液比（Ｖ／Ｗ）を１５以上とし、且つ、２流体ミストスプレーノズルから噴霧される液滴の直径を、下記の（１）式で算出される液滴直径ｄ以下に制御することを特徴とするものである。
【０００８】
【数１】
【０００９】
但し、（１）式において、ｄはミストスプレーの液滴直径（ｍ）、σは冷却用液体の表面張力（Ｎ／ｍ）、ρは冷却用液体の密度（ｋｇ／ｍ3）、Ｓは２流体ミストスプレーノズルの噴霧面積（ｍ2）、Ｖは搬送用ガスの流量（Ｎｍ3／ｓｅｃ）、Ｗは冷却用液体の流量（ｍ3／ｓｅｃ）、ＲTは定数（＝０．５）である。
【発明の効果】
【００１０】
本発明によれば、高い冷却効率での冷却が可能であり、高い冷却強度で鋳片を冷却することが実現される。また、冷却用液体の流量、搬送用ガスの流量及び噴霧面積が決まると、２流体ミストスプレーノズルから噴霧された液滴が鋳片表面へ到達する前に合体凝集したり、鋳片表面が水膜で覆われたりする臨界の液滴径を予測できるので、冷却効率の高いミストスプレーノズルの運転条件、特に高い冷却強度を得るために水量を多くする場合の運転条件を効率良く設定することが可能となる。
【図面の簡単な説明】
【００１１】
【図１】液滴空間占有率Ｒdが１の場合と０．５の場合とを模式的に示す図である。
【図２】本発明を適用した垂直曲げ型のスラブ連続鋳造機の概略断面図である。
【図３】第２冷却ゾーンの構成を示す概略図である。
【図４】エアーミストスプレー装置の例を示す概略図である。
【図５】水量と液滴直径とから、空き時間率ＲTを計算した結果を示す図である。
【図６】ノズルチップ直下の鋳片表面での熱伝達係数の測定結果を示す図である。
【発明を実施するための形態】
【００１２】
以下、本発明を具体的に説明する。先ず、本発明に至った経緯について説明する。本発明者らは、搬送用ガスと冷却用液体との２流体ミストスプレーノズルで連続鋳造鋳片を二次冷却するにあたり、高い冷却効率で且つ高い冷却強度で冷却することを目的として検討・研究を行った。
【００１３】
前述したように、特許文献１及び特許文献２では、スプレーの水量を増しても冷却強度が漸近的となり、更なる冷却強度の増大が得られにくくなるが、この原因について以下のように考えた。
【００１４】
第一の原因は、冷却強度を増大させるために水量を増大させた場合、液滴の数が多くなり、その結果、液滴が鋳片表面に到達する以前に、液滴同士が空中で衝突して合体する可能性が高くなるということである。液滴が合体してしまうと、液滴径が大きくなるので、冷却効率は低下する。
【００１５】
第二の原因は、スプレー水量が多い場合には、水滴同士が鋳片表面で連なり、鋳片表面が水膜で覆われてしまうということである。スプレー冷却では、噴霧された微細な液滴が鋳片表面に接触し、鋳片から液滴への伝熱により、液滴の温度が上昇する際の顕熱、或いは、液滴自身が気化する際の気化熱によって鋳片を冷却している。ここで、鋳片表面に到達した液滴は、液滴の大きさ及び物性によって決まる時間だけ鋳片表面に滞在し、その後、弾性的に反発して鋳片表面から離脱する。と同時に、新たな液滴が次から次へと鋳片表面に到達してくる。従って、先に到着した液滴が鋳片表面から離脱する前に、次の液滴が鋳片表面に到達すると、結果として鋳片表面は多数のスプレー液滴によって覆われることになる。そして、スプレー水量が多い場合には、水滴同士が鋳片表面で連なり、鋳片表面は水膜で覆われてしまう。鋳片表面が水膜で覆われると、水膜と鋳片表面間に蒸気膜が生じるので、結果として熱流束は低下する。
【００１６】
このような鋳片表面が水膜によって覆われてしまうことを防止するには、スプレーの液滴が鋳片表面に到達したら、次の液滴が鋳片表面に到達する以前に、先の液滴は鋳片表面から離脱することが望ましく、少なくとも、次の液滴が到達した後、鋳片表面全体が水で覆われる前に、先に到達した液滴が鋳片表面から離脱することが最低限必要な条件である。以下に、これらの原因を解消するために必要なスプレーノズルの条件を示す。
【００１７】
最初に、第１の原因について説明する。
【００１８】
液滴同士が空中で合体しないようにするには、液滴同士の間隔を一定以上に保つことが必要であることが分かる。液滴同士の間隔の定量指標として、下記の（２）式で示す液滴空間占有率Ｒdを用いた。
【００１９】
【数２】
【００２０】
但し、（２）式において、ｄは液滴の直径（ｍ）、Ｌは液滴が単位時間当たり流量Ｖ（Ｎｍ3／ｓｅｃ）の搬送用ガス中で、立体的に等間隔で存在するとした場合の、隣り合う液滴同士の距離、即ち粒子平均間隔（ｍ）である。この粒子平均間隔Ｌは、下記の（３）式で計算される。
【００２１】
【数３】
【００２２】
但し、（３）式において、Ｎはスプレーノズルから生じる単位時間当たりの液滴の個数（個／ｓｅｃ）である。この液滴個数Ｎは、２流体ミストスプレーにおける冷却用液体の流量をＷ（ｍ3／ｓｅｃ）とすると、下記の（４）式で表される。
【００２３】
【数４】
【００２４】
ここで、図１に、液滴空間占有率Ｒdが１の場合と０．５の場合とを模式的に示すように、液滴空間占有率Ｒdが１の場合には、液滴同士が点接触するような状態であり、液滴は合体凝集してしまう。液滴の合体凝集を防止するには、搬送用ガスの流れは乱流であるので、液滴の速度も平均速度の２倍程度まで揺らいでいるとすると、相隣り合う液滴同士の間隔を、少なくとも液滴直径分だけ空いている必要があると考えられる。つまり、液滴空間占有率Ｒdが０．５以下となるようにすべきであり、従って、本発明では、下記の（５）式に示すように液滴空間占有率Ｒdの最大値を０．５に設定した。
【００２５】
【数５】
【００２６】
液滴空間占有率Ｒdを０．５とする（５）式に、（３）式及び（４）式を代入して、搬送用ガスの流量Ｖ（Ｎｍ3／ｓｅｃ）と冷却用液体の流量Ｗ（ｍ3／ｓｅｃ）との比である気液比（Ｖ／Ｗ）について解けば、下記の（６）が得られる。
【００２７】
【数６】
【００２８】
即ち、２流体ミストスプレーノズルにおいて、液滴が鋳片表面に到達する前に、液滴同士が合体凝集しないようにするためには、気液比（Ｖ／Ｗ）を１５以上とすることが必要であることが分かった。
【００２９】
次いで、第２の原因について説明する。
【００３０】
液滴が鋳片表面に達した際に、液滴が鋳片表面から離脱するまでに次の液滴が鋳片表面にやってくると、液滴同士の合体凝集が生じ、これが連続的に生じると鋳片表面は水膜で覆われることになり、スプレーの抜熱性能は低下する。そこで、このような水膜の発生する条件について以下に導出した。
【００３１】
先ず、液滴が鋳片表面に到達する時間の平均間隔を求めた。鋳片に搬送用ガスが衝突する時点での搬送用ガスの線速度ｕ（ｍ／ｓｅｃ）は、スプレーの噴霧面積をＳ（ｍ2）とすると、下記の（７）式で表される。
【００３２】
【数７】
【００３３】
従って、液滴が鋳片表面に到達する時間の平均時間間隔ΔＴ（ｓｅｃ）は、粒子平均間隔Ｌ（ｍ）を搬送用ガスの線速度ｕで除算した値であり、（３）式及び（７）式から、下記の（８）式により求めることができる。
【００３４】
【数８】
【００３５】
次に、鋳片表面に到達した液滴が鋳片表面に滞在する時間Ｔrを見積もった。鋳片表面に到達した液滴は弾性的に変形し、続いて鋳片表面から離脱する。ここで、「固体表面に滴下された液滴の固体表面での接触時間は、液滴の自由振動の一次周期に等しい」ことが知られている。この自由振動の一次周期は、下記の（９）式で表される自由振動周期Ｔnのｎ＝２の場合の周期であり、従って、スプレーの液滴の鋳片表面での滞在時間Ｔr（ｓｅｃ）は、下記の（１０）式で表される。但し、（９）式及び（１０）において、σは冷却用液体の表面張力（Ｎ／ｍ）、ρは冷却用液体の密度（ｋｇ／ｍ3）である。
【００３６】
【数９】
【００３７】
上記に導き出したパラメータを用いて、スプレー液滴が鋳片表面で水膜を生じることがない条件について考える。
【００３８】
ここで、一つの液滴の鋳片上での滞在時間Ｔrと、スプレー液滴が次々に到達する平均時間間隔ΔＴとの比を、「空き時間率ＲT（−）」として定義し、下記の（１１）式に示す。
【００３９】
【数１０】
【００４０】
ここで、水膜が生じない条件は、鋳片表面に到達した液滴が離脱した後に、次の液滴が鋳片に到達することである。しかも、前述のように、液滴の個々の線速度は、平均線速度ｕの約２倍まで揺らぐことが予想されるので、水膜を生じない条件、つまり、空き時間率ＲTの最大値は、下記の（１２）式に示すように０．５となる。
【００４１】
【数１１】
【００４２】
そこで、（１２）式の分母のΔＴ及び分子のＴrに、それぞれ（８）式及び（１０）式を代入して整理すると、下記の（１３）式が得られる。
【００４３】
【数１２】
【００４４】
ここでは空き時間率ＲTの最大値を求めようとしているので、（１３）式のパラメータのうち、搬送用ガスの流量Ｖ及び冷却用液体の流量Ｗに最大値を設けてしまうと、これは冷却媒体の量そのものに最大値を設けてしまうこととなり、スプレーノズルの抜熱性能の向上を目的とする場合には不都合である。そこで、パラメータのうちで液滴直径ｄに最大値を設けることで、空き時間率ＲTが最大値以上にならないように制御することとした。
【００４５】
即ち、（１３）式を液滴直径ｄ（ｍ）について解いて下記の（１）式を求め、（１）式において、空き時間率ＲT＝０．５としたときの液滴直径ｄを、２流体ミストスプレーノズルからの液滴直径の最大値として、液滴径を制御することにした。（１）式において、冷却用液体の表面張力σ及び冷却用液体の密度ρは、使用する冷却用液体の物性値から一義的に定まり、スプレーの噴霧面積Ｓはスプレーノズル特性から定まり、搬送用ガスの流量Ｖ及び冷却用液体の流量Ｗはそのときの二次冷却条件から定まる。
【００４６】
【数１３】
【００４７】
このように、（６）式及び（１）式を満足すれば、２流体ミストスプレーノズルから噴霧された液滴が、鋳片表面へ到達する前に合体凝集してしまったり、鋳片上に水膜が生じたりすることはないことが分かる。従って、この臨界の液滴径を満たすような構造のミストスプレーノズルチップを用い、且つ、冷却用液体と搬送用ガスとの流量比率を所定値以上に設定すればよいことが分かった。
【００４８】
本発明は、上記検討結果に基づきなされたものであり、連続鋳造機で鋳造中の鋼鋳片を搬送用ガスと冷却用液体との２流体ミストスプレーノズルから噴霧されるミストスプレーで二次冷却するにあたり、搬送用ガスの流量（Ｖ）と冷却用液体の流量（Ｗ）との比である気液比（Ｖ／Ｗ）を１５以上とし、且つ、２流体ミストスプレーノズルから噴霧される液滴の直径を、上記の（１）式で算出される液滴直径ｄ以下に制御することを特徴としている。
【００４９】
以下、添付図面を参照して本発明の具体的な実施方法を説明する。図２は、本発明を適用した垂直曲げ型のスラブ連続鋳造機の概略断面図である。
【００５０】
図２に示すように、スラブ鋳片を鋳造するための連続鋳造機１には、溶鋼２０を注入して凝固させるための鋳型４が設置されており、この鋳型４の上方には、取鍋（図示せず）から溶鋼２０を受け、受けた溶鋼２０を浸漬ノズル３を介して鋳型４に供給するタンディッシュ２が配置され、一方、鋳型４の下方には、対向する一対のロールを１組として複数組の鋳片支持ロール５が設置されている。そして、鋳片支持ロール５の下流側には、複数本の搬送ロール６と、搬送ロール６の上方に位置して鋳片２１の鋳造速度と同期するガス切断機７とが設置されている。また、鋳片支持ロール５の配置される範囲には、鋳型４の直下から下流側に向かって、第１冷却ゾーン８，８、第２冷却ゾーン９，９、第３冷却ゾーン１０，１０、第４冷却ゾーン１１，１１、第５冷却ゾーン１２，１２、及び第６冷却ゾーン１３，１３の合計１２箇所に分割された冷却ゾーンからなる二次冷却帯が設置されている。
【００５１】
タンディッシュ２から浸漬ノズル３を介して鋳型４に注入された溶鋼２０は、鋳型４で冷却されて凝固シェル２２を形成し、内部に未凝固部２３を有する鋳片２１として、鋳片支持ロール５に支持されつつ下方に連続的に引き抜かれる。鋳片２１は鋳片支持ロール５を通過する間、二次冷却帯で冷却され、凝固シェル２２の厚みを増大して、やがて中心部までの凝固を完了する。凝固完了後の鋳片２１はガス切断機７により切断されて鋳片２１ａとなる。
【００５２】
図３に、第２冷却ゾーン９の構成を例示するように、各冷却ゾーンには、冷却用液体を搬送するための搬送用ガスを供給する搬送用ガス供給配管１４が設置され、搬送用ガス供給配管１４の枝分かれした各先端部には、鋳片２１の表面に対向するノズルチップ１６が設置されている。また、二次冷却用の冷却用液体を供給する冷却用液体供給配管１５が並んで設置され、冷却用液体供給配管１５の枝別れした各先端部は、それぞれの搬送用ガス供給配管１４に合流している。搬送用ガス供給配管１４には流量調整弁１７が配置され、冷却用液体供給配管１５には流量調整弁１８が配置されており、流量調整弁１７を調整することで搬送用ガスの流量が調整され、流量調整弁１８を調整することで冷却用液体の流量が調整されるようになっている。通常、冷却用液体としては工業用水が使用され、搬送用ガスとしては空気が使用される。
【００５３】
図４に、冷却用液体として工業用水を使用し、搬送用ガスとして空気を使用するエアーミストスプレー装置の例を示す。空気を供給する搬送用ガス供給配管１４及び工業用水を供給する冷却用液体供給配管１５のそれぞれにオリフィス１９が配置され、オリフィス１９で絞られた空気及び水は高速化され、オリフィス１９を通過した後、互いに激しく混合するようになっている。混合した空気及び水は、ノズルチップ１６から鋳片２１の表面に向けて噴射される。
【００５４】
本発明を実施する上で、全ての二次冷却ゾーンにこのようなエアーミストスプレー装置を配置する必要はなく、従来の水スプレーであってもよいが、少なくとも１箇所はこのようなエアーミストスプレー装置が配置されており、特に冷却強度を高める必要のある二次冷却帯の上流側半分はこのようなエアーミストスプレー装置を配置することが好ましい。尚、冷却ゾーンの設置数は図２では合計１２であるが、連続鋳造機１の機長などに応じて幾つに分割してもよい。
【００５５】
鋳造中の鋳片２１をエアーミストスプレー装置で冷却するにあたり、（６）式で示す気液比（Ｖ／Ｗ）が１５以上になり、且つ、ノズルチップ１６から噴霧される液滴直径が、（１）式で算出される液滴直径ｄと同等かそれよりも小さくなるように制御する。
【００５６】
この場合、気液比（Ｖ／Ｗ）を１５以上にすることは、流量調整弁１７及び流量調整弁１８の調整によって容易に実施することができる。但し、ノズルチップ１６は、１５以上の気液比（Ｖ／Ｗ）で噴霧可能であることが必要である。
【００５７】
一方、ノズルチップ１６から噴霧される液滴直径は、ノズルチップ１６の特性によって変化する。従って、ノズルチップ１６から噴霧される液滴直径が、（１）式で算出される液滴直径ｄ（ｍ）と同等かそれよりも小さくなるように制御するためには、予め、対象とする二次冷却条件に基づき、（１）式を用いて液滴直径ｄを算出し、算出した液滴直径ｄと同等かそれよりも小さい液滴を噴霧するノズルチップ１６を、二次冷却帯に配置しておく必要がある。尚、（１）式から算出される液滴直径ｄは二次冷却条件によって異なるので、強冷却条件では本発明を満足しないノズルチップ１６であっても、冷却強度を下げた場合には本発明を満足することも起こり得る。
【００５８】
このように、１５以上の気液比（Ｖ／Ｗ）で噴霧可能であり、且つ、１５以上の気液比（Ｖ／Ｗ）において、噴霧する液滴が（１）式で算出される液滴直径ｄと同等かそれよりも小さくなるノズルチップ１６を予め二次冷却帯のエアーミストスプレー装置に配置し、このノズルチップ１６を用い、気液比（Ｖ／Ｗ）を１５以上に調整して、鋳造される鋳片２１を冷却する。
【００５９】
このようにして鋳片２１を冷却することで、高い冷却効率での冷却が可能であり、高い冷却強度で鋳片２１を冷却することが実現される。また、本発明においては、冷却用液体の流量、搬送用ガスの流量及び噴霧面積が決まると、２流体ミストスプレーノズルから噴霧された液滴が鋳片表面へ到達する前に合体凝集したり、鋳片表面が水膜で覆われたりする臨界の液滴径を予測できるので、冷却効率の高いミストスプレーノズルの運転条件、特に高い冷却強度を得るために水量を多くする場合の運転条件を効率よく設定することが可能となる。
【実施例１】
【００６０】
垂直曲げ型のスラブ連続鋳造機において、鋳造中の鋳片を液滴直径が異なるノズルチップを用いて冷却する試験を実施した。試験を行った垂直曲げ型スラブ連鋳機の仕様を表１に示す。
【００６１】
【表１】
【００６２】
本実施例では、二次冷却帯の上流側にある第３冷却ゾーン用のエアーミストスプレーノズルについて試験した。この冷却ゾーンに用いたミストスプレーノズルの条件は、以下の通りである。
【００６３】
Ｗ：ノズルチップ１個あたりの水量＝６〜４８Ｌ／ｍｉｎ
Ｖ：ノズルチップ１個あたりの空気量＝７２０ＮＬ／ｍｉｎ （水量が最大の４８Ｌ／ｍｉｎのときに気液比が１５となるように設定）
ノズルチップから鋳片表面までの距離＝１２６ｍｍ
ノズルチップの噴角＝１１５°
Ｓ：噴霧面積＝０．０１４９５ｍ2 （ノズルチップとして扇形噴霧タイプを用いたので、噴霧面積を楕円として考え、噴霧範囲内の水量密度最大値〜最大値の１／２までを噴霧面積として計算した）
上記の条件で、Ｗを６，１２，２４，４８，９６Ｌ／ｍｉｎ、液滴直径ｄを１〜１００００μｍの範囲として、（１３）式を用いて空き時間率ＲTを計算した。計算結果を図５に示す。図５から明らかなように、この試験で最大の水流量として設定した４８Ｌ／ｍｉｎでは、液滴直径ｄが約１９０μｍ以下の範囲で、空き時間率ＲTは０．５以下を満たすことが分かる。
【００６４】
そこで、水量が４８Ｌ／ｍｉｎ、空気量が７２０ＮＬ／ｍｉｎの条件で、ザウタ平均液滴直径が１００μｍ、２００μｍ、及び５００μｍとなるような、形状の異なる３種類のノズルチップを用意した。そして、これらのノズルチップを用いて、水量を１２〜４８Ｌ／ｍｉｎまで増加させたときの、ノズルチップ直下での鋳片表面における熱伝達係数を実測した。また、水量が９６Ｌ／ｍｉｎの条件でも試験的に実施した。熱伝達係数の測定結果を図６に示す。
【００６５】
液滴直径が５００μｍのノズルチップの場合には、図５に示すように水量が２４Ｌ／ｍｉｎの条件下で空き時間率ＲTが約０．７であり、０．５を上回っている。実際、図６に示すように、ノズル直下の熱伝達係数をみても、試験した３つのノズルチップの中で液滴直径が５００μｍのノズルチップが最も低くなっている。
【００６６】
液滴直径が２００μｍのノズルチップでは、図５に示すように水量４８Ｌ／ｍｉｎの条件下で空き時間率ＲTが０．５を若干上回っており、従って、図６に示すように、水量４８Ｌ／ｍｉｎでの熱伝達係数は、液滴直径５００μｍのノズルチップよりも大きいものの、液滴直径１００μｍのノズルチップよりは小さくなっている。また、液滴直径が２００μｍのノズルチップにおいて、水量を１２→２４Ｌ／ｍｉｎに増加させたときと、水量を２４→４８Ｌ／ｍｉｎに増加させたときとで熱伝達係数の増加率を比較すると、２４→４８Ｌ／ｍｉｎに増加させたときは熱伝達係数の増加率が小さくなっていることが分かる。つまり、冷却強度の増加割合がスプレー水量の増加に対して漸近的になっていることが分かる。
【００６７】
これらに対して、液滴直径が１００μｍのノズルチップでは、図５に示すように水量が４８Ｌ／ｍｉｎの条件下においても空き時間率ＲTは０．５以下であることから、図６に示すように、熱伝達係数は、試験した３つのノズルチップで最も高くなっている。しかも、水量が４８Ｌ／ｍｉｎの範囲まで、冷却強度が水量に比例して増加していることが分かる。しかしながら、この液滴直径が１００μｍのノズルチップで水量を９６Ｌ／ｍｉｎに増加させた場合には、空き時間率ＲTが０．５を超えるので、熱伝達係数の水量に対する増加率は鈍る。
【００６８】
このように、二次冷却条件に応じて適切なノズルチップを用いて二次冷却することで、鋳片を効率的に冷却できることが分かる。
【符号の説明】
【００６９】
１ 連続鋳造機
２ タンディッシュ
３ 浸漬ノズル
４ 鋳型
５ 鋳片支持ロール
６ 搬送ロール
７ ガス切断機
８ 第１冷却ゾーン
９ 第２冷却ゾーン
１０ 第３冷却ゾーン
１１ 第４冷却ゾーン
１２ 第５冷却ゾーン
１３ 第６冷却ゾーン
１４ 搬送用ガス供給配管
１５ 冷却用液体供給配管
１６ ノズルチップ
１７ 流量調整弁
１８ 流量調整弁
１９ オリフィス
２０ 溶鋼
２１ 鋳片
２２ 凝固シェル
２３ 未凝固部
【特許請求の範囲】
【請求項１】
連続鋳造機で鋳造中の鋼鋳片を搬送用ガスと冷却用液体との２流体ミストスプレーノズルから噴霧されるミストスプレーで二次冷却するにあたり、搬送用ガスの流量（Ｖ）と冷却用液体の流量（Ｗ）との比である気液比（Ｖ／Ｗ）を１５以上とし、且つ、２流体ミストスプレーノズルから噴霧される液滴の直径を、下記の（１）式で算出される液滴直径ｄ以下に制御することを特徴とする、２流体ミストスプレーノズルによる連続鋳造鋳片の二次冷却方法。
【数１】
但し、（１）式において、ｄはミストスプレーの液滴直径（ｍ）、σは冷却用液体の表面張力（Ｎ／ｍ）、ρは冷却用液体の密度（ｋｇ／ｍ3）、Ｓは２流体ミストスプレーノズルの噴霧面積（ｍ2）、Ｖは搬送用ガスの流量（Ｎｍ3／ｓｅｃ）、Ｗは冷却用液体の流量（ｍ3／ｓｅｃ）、ＲTは定数（＝０．５）である。
【請求項１】
連続鋳造機で鋳造中の鋼鋳片を搬送用ガスと冷却用液体との２流体ミストスプレーノズルから噴霧されるミストスプレーで二次冷却するにあたり、搬送用ガスの流量（Ｖ）と冷却用液体の流量（Ｗ）との比である気液比（Ｖ／Ｗ）を１５以上とし、且つ、２流体ミストスプレーノズルから噴霧される液滴の直径を、下記の（１）式で算出される液滴直径ｄ以下に制御することを特徴とする、２流体ミストスプレーノズルによる連続鋳造鋳片の二次冷却方法。
【数１】
但し、（１）式において、ｄはミストスプレーの液滴直径（ｍ）、σは冷却用液体の表面張力（Ｎ／ｍ）、ρは冷却用液体の密度（ｋｇ／ｍ3）、Ｓは２流体ミストスプレーノズルの噴霧面積（ｍ2）、Ｖは搬送用ガスの流量（Ｎｍ3／ｓｅｃ）、Ｗは冷却用液体の流量（ｍ3／ｓｅｃ）、ＲTは定数（＝０．５）である。
【図１】
【図２】
【図３】
【図４】
【図５】
【図６】
【図２】
【図３】
【図４】
【図５】
【図６】
【公開番号】特開２０１０−２５３５２５（Ｐ２０１０−２５３５２５Ａ）
【公開日】平成２２年１１月１１日（２０１０．１１．１１）
【国際特許分類】
【出願番号】特願２００９−１０８５９８（Ｐ２００９−１０８５９８）
【出願日】平成２１年４月２８日（２００９．４．２８）
【出願人】（０００００１２５８）ＪＦＥスチール株式会社 (8,589)
【Ｆターム（参考）】
【公開日】平成２２年１１月１１日（２０１０．１１．１１）
【国際特許分類】
【出願日】平成２１年４月２８日（２００９．４．２８）
【出願人】（０００００１２５８）ＪＦＥスチール株式会社 (8,589)
【Ｆターム（参考）】
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