JP6515388B2 - 連続鋳造用の上ノズル - Google Patents

Description

本発明は、タンディッシュをはじめとする溶鋼容器から鋳型への溶鋼注入孔に設ける、連続鋳造用の上ノズルに関するものである。

鋼の連続鋳造においては、取鍋に収容した溶鋼を、まず中間の溶鋼容器であるタンディッシュに移注し、さらにタンディッシュ底部の溶鋼注入孔に接続された浸漬ノズルを通して鋳型内に注入され、連続鋳造鋳片を形成する。

転炉などの精錬炉で溶製した溶鋼を取鍋に出鋼するに際し、さらには二次精錬を行うに際し、溶鋼中に脱酸生成物としての非金属介在物が生成し、浮上分離しきれずに溶鋼中に懸濁しているものもある。また、取鍋からタンディッシュへの移注時、及びタンディッシュ内滞留中に溶鋼が空気と接触して酸化物や窒化物が生成することで非金属介在物が増大し、また取鍋の溶鋼上部あるいはタンディッシュ上部のスラグが溶鋼中に懸濁して非金属介在物として溶鋼中に残存する。これら非金属介在物が溶鋼中に残存したままで鋳型内に注入されると、鋳型内で浮上分離しきれずに鋳片に取り込まれるものもあり、これらは鋼材中の欠陥となって鋼材の割れや疵、破断の起点となる場合がある。そのため、高清浄な鋼を製造するためにはこれら介在物を効率的に溶鋼から除去することが必要である。

タンディッシュから鋳型に溶鋼を注入する注入孔において、注入孔上部の上ノズル、注入孔途中に設けるスライディングプレートを介して、注入孔下部の浸漬ノズル内に不活性ガスを吹き込むことが広く行われている。例えば特許文献１には、上ノズルにポーラス煉瓦からなるガス吹き込み部を設け、アルゴンガスや窒素ガスを吹き込む方法が開示されている。上ノズルから浸漬ノズルに至る注入孔におけるアルミナなどの非金属介在物の付着に起因するノズル詰まりを防止する目的のためである。注入孔中に吹き込まれた不活性ガスは気泡となって溶鋼とともに鋳型内に入り込む。気泡が鋳型内を浮上する際に気泡に介在物が付着し、メニスカスに浮上分離すれば、気泡も介在物も溶鋼から除去できる。一方、鋳型内溶鋼中に含まれる気泡の一部は凝固シェルに捕捉されるので、鋳片中のピンホール欠陥となって鋼材の品質を低下させることとなる。

タンディッシュ内の溶鋼中に不活性ガスを吹き込み、溶鋼中の非金属介在物をタンディッシュ内で不活性ガスの気泡に捕捉させることで、これら非金属介在物を除去する方法が知られている。特許文献２においては、タンディッシュ底部近傍において、取鍋からの溶鋼の落下位置と浸漬ノズルとの間の位置に、流れの方向に凸凹を有する断面の小さな溶鋼の流通路を設け、この流通路内の凸部分から不活性ガスを溶鋼中に吹き込む方法が提案されている。特許文献３では、タンディッシュ底部の幅方向にガス吹き込み口を複数配置し、タンディッシュ内の溶鋼中にガスを吹き込む方法が開示されている。これら方法では、タンディッシュ内で不活性ガスによって非金属介在物を除去できたとしても、不活性ガス吹き込み位置から注入孔までの間を溶鋼が通過する過程において大気やスラグによって再汚染を引き起こすとともに、タンディッシュ縦断面全体に相当する広いタンディッシュ内流路を流れる全ての溶鋼に介在物除去効果を及ぼすためには、より多くの不活性ガス吹き込み量が必要となる。不活性ガス流量の増加は、タンディッシュ湯面に浮上した介在物やスラグ等の溶鋼の汚染源の巻き込みを引き起こして溶鋼の再汚染を助長するので好ましくない。

即ち、タンディッシュにおける溶鋼汚染の機会は多く、溶鋼が鋳型への注入孔に流入する直前において介在物を除去することが、介在物除去法としては最も効果的である。特許文献４においては、不活性ガス及び介在物の注入孔への流入をできるだけ防止する方法として、不活性ガスの吹き込み位置を、タンディッシュの注入孔の内面から適正に離す方法が開示されている。同文献の図４では、上ノズルの中心からガス吹き込み位置までの距離をＸ、上ノズルの内面半径をＲとし、気泡が鋳片に巻き込まれない限界の距離比Ｘ／Ｒについて、ノズル内平均溶鋼流速ｖとの関係を（１）式として明らかにしている。同文献に記載のものは、ガス吹き込み帯はアルミナグラファイトあるいはポーラスプラグなどで作られ、浸漬ノズルに連なる注入孔を取り囲むように設置して、吹き込んだ不活性ガスはタンディッシュの溶湯中を気泡として浮上する。その際、注入孔に流入する溶湯中の微細介在物と衝突することにより、微細介在物を気泡内に取り込み、微細介在物を含めた介在物の除去が可能となる。

特開２００９−６６６０３号公報 特開平８−１１７９３９号公報 特開２００２−１１５５５号公報 特開平１０−３４２９９号公報

特許文献４に記載の発明により、タンディッシュ内において、溶鋼注入孔に近い位置で不活性ガス吹き込みを行って介在物を除去し、かつ注入孔からの不活性ガス流入を最小限とする連続鋳造が可能となった。その一方、特許文献４に記載の方法では、まだ注入孔からの距離が大きい。本発明は、鋳型内溶鋼への不活性ガスの流入を抑制しつつ、不活性ガスの吹き込みをさらに注入孔に近い位置から行うことを可能とし、不活性ガスによる介在物除去後の溶鋼再汚染のチャンスをより一層低減する連続鋳造方法に適した上ノズルを提供することを目的とする。

即ち、本発明の要旨とするところは以下のとおりである。
（１）溶鋼容器から鋳型への溶鋼注入孔に設ける連続鋳造用の上ノズルであって、
上ノズル上部に、ガス吹き込み孔を、注入孔中心を中心とした円周上に複数個設置し、
ガス吹き込み孔の断面積合計Ａ（ｍ²）と、上ノズル内の不活性ガスが流れる流路の容積Ｖ_g（ｍ³）との関係が、下記（１）式を満たすことを特徴とする連続鋳造用の上ノズル。
Ｖ_g／Ａ≧５０（ｍ） （１）

本発明は、連続鋳造用の注入孔に設ける上ノズルにガス吹き込み孔を設け、ガス吹き込み孔の断面積合計Ａ（ｍ²）と、上ノズル内の不活性ガスが流れる流路の容積Ｖ_g（ｍ³）との関係が、上記（１）式を満たす上ノズルとする。この上ノズルを用いて連続鋳造を行うことにより、鋳型内溶鋼への不活性ガスの流入を抑制しつつ、鋳型内に流入する介在物を低減し、タンディッシュ湯面の波立ちを抑えることができる。

実験１の水モデル実験で用いた上ノズル付近を示す部分断面図である。 実験１でのガス吹き込み孔配置距離ｘ、スループットＷ、吹き込みガス流速と、鋳型へ吸い込まれる気泡比率との関係を示す図である。 実験２のオフライン実験で用いた上ノズル付近を示す部分図であり、（Ａ）は部分断面図、（Ｂ）はＢ−Ｂ矢視図、（Ｃ）はＣ−Ｃ矢視断面図である。 実験２でのＶ_g／Ａとアルゴンガス流量の関係を示す図である。

タンディッシュ底部から溶鋼中に不活性ガスを吹き込むに際して、ガス吹き込み部の耐火物としては、ポーラスプラグ、あるいは微細な吹き込みノズルを設けた耐火物が用いられる。ガス吹き込み部から溶鋼中に吹き込まれた不活性ガスができるだけ速やかに微細な気泡となるように、吹き込みが行われる。特許文献４に記載のものについても、ガス吹き込み帯はアルミナグラファイトあるいはポーラスプラグなどで作られている。

溶鋼中で浮上する気泡は、気泡径などから定まる上昇速度で上昇する。特許文献４に記載のものは、タンディッシュ底部の注入孔にごく近い位置でガスを吹き込んで気泡を生成しているので、注入孔への溶鋼流入速度が速いと、上昇しようとする気泡が溶鋼流に取り込まれて注入孔から鋳型内に流れ込んでしまう。そのため、特許文献４に記載のように、ガス吹き込み位置を注入孔の中心から十分に離す必要があった。

本発明は、タンディッシュ底部のガス吹き込み孔から流出したガスの溶鋼中におけるガス流速を増大させれば、ガス吹き込み孔の位置を注入孔中心により一層近づけても、注入流への気泡の持ち込みを防止できるのではないかとの着想から生まれた。ガス吹き込みノズルとして直管状のノズルを使用した場合（即ち末広のラバールノズルを用いない場合）、吹き込みガス圧力を増大しても、ノズルから流出する最大流速は音速までに限定される。そこで、吹き込むガスの元圧を上昇して、音速またはそれに近い流速で溶鋼へのガス吹き込みを行い、注入孔への気泡混入の低減度合いを評価することとした。

実験１として行った水モデル実験について説明する。

タンディッシュを模した２立方メートルの立方体の水槽内に水を入れ、底部の排出口はタンディッシュ７から鋳型への注入孔５を模したものであり、その形状を図１に示す。注入孔５の内径は９０ｍｍφであり、図１に示すように、注入孔上端付近は断面円弧形状で、タンディッシュ底部８に接続する部分の直径は１４２ｍｍである。ストッパー６の位置調整で流出水量を調整する。上ノズル１には、注入孔５中心を中心とした円周上に、直径０．３ｍｍのガス吹き込み孔２を等間隔に２０個配置している。ガス吹き込み孔配置円周の半径から注入孔半径（４５ｍｍ）を引いた距離を「ガス吹き込み孔配置距離ｘ（ｍｍ）」とし、ｘ＝１０〜７０ｍｍの範囲でガス吹き込み孔配置距離ｘの値が異なる５種類の上ノズル１を準備した。ガス吹き込み孔へのガスを導入するガス導入口にアルゴンガスを供給し、アルゴンガスの元圧を３種類に変化させ、ガス吹き込み孔２からのガス吹き込み量を変化させた。ガス吹き込み量実績によると、ガス吹き込み孔２から水中に流出するガス流速は、それぞれ、音速、音速の３／４、音速の１／２となっていることがわかった。ガス流速が音速の水準では、ガス流量が２８．３ＮＬ／分、流速換算で３３０ｍ／秒であった。なお、水槽内の各パーツ等は全て透明樹脂を使用した。

ガス吹き込み孔２からのガス吹き込みを行いつつ、所定の水流量で注入孔５から水を流出させ、一方で水槽に水を供給し、水槽内の水位を一定に保持した。この状態で吹き込んだガスの挙動をカメラで撮影し、撮影画像から、注入孔５を経由して鋳型内に吸い込まれる気泡と、タンディッシュ湯面に浮上する気泡の面積を測定し、鋳型に吸い込まれる気泡の比率を算出した。

ガス吹き込み孔配置距離ｘを変化させたそれぞれの上ノズル１について、吹き込みガス流量を３種類に変化させ、各水準において、注入孔５への水流量を変化させた。それぞれのｘの条件において、吹き込んだガスの挙動をカメラで撮影した。撮影した画像から注入孔５内に吸い込まれる気泡とタンディッシュ湯面に浮上する気泡の面積を測定することで、注入孔５に吸い込まれる気泡比率を測定した。注入孔５への水流量が増えるほど、注入孔５に吸い込まれる気泡比率が増大する。その上で、注入孔５に吸い込まれる気泡比率が１０％となる水流量（スループットＷ）を実験から求めた。図２は、横軸をガス吹き込み孔配置距離ｘ（ｍｍ）、縦軸をスループットＷ（ｍ³／ｈｒ）とし、注入孔５に吸い込まれる気泡比率が１０％となるスループットＷをプロットした。ガス吹き込み孔２からのガス流速で層別している。

図２において、■のプロットは、ガス吹き込み孔２からのガス流速が音速の１／２の場合であり、このプロットを結んだラインよりも右下側が良好範囲で、注入孔５に吸い込まれる気泡比率が１０％以下となる。◆のプロットは、ガス吹き込み孔２からのガス流速が音速の３／４の場合であり、上記■に比較すると同じスループットＷでも良好範囲が左側、すなわちガス吹き込み孔配置距離ｘが短い側に広がっている。▲のプロットが、ガス吹き込み孔２からのガス流速が音速の場合の結果であり、◆のプロットよりもさらに、注入孔５に吸い込まれる気泡比率が１０％以下となる良好範囲が同じスループットＷでも左側に広がっている。図２から、スループットＷが同じであれば、ガス吹き込み孔２からのガス流速が速くなるほど、ガス吹き込み孔配置距離ｘを小さくすることができると分かる。したがって、注入孔５により一層近い位置にガス吹き込み孔２を設けつつ、注入孔５への気泡の持ち込みを少なく維持することが可能となる。また、上ノズル１のガス吹き込み孔配置距離ｘが同じであれば、ガス吹き込み孔２からのガス流速が速くなるほど、注入孔５に吸い込まれる気泡の比率が減少し、水のスループットＷを多くすることができるといえる。

ガス吹き込み孔２からのガス流速を増大して音速レベルにすることによる上記効果については、以下のように説明することができる。即ち、ガス吹き込み孔２からのガス流速を増大させていくと、ガス吹き込み孔２出口から液中にガスジェットが形成され、ガス流速が速くなるほどガスジェットの長さが増大する。ガスジェット内ではガス流速が速いので、ガスジェットの長さが長いほど、ガスは水の注入流に押し流されにくくなり、ガス吹き込み孔配置距離ｘを小さくすることが可能になった。

以上の実験１の水モデル実験結果に基づき、実際の溶鋼を収容したタンディッシュにおいて、ガス吹き込み孔２からのガス流速を増大する試験を行った。上ノズル１のガス吹き込み孔２の配置は実験１と同様である。上ノズル１に供給する不活性ガスの元圧を上昇してガス流量を増大させたところ、タンディッシュ内の溶鋼中を上昇する気泡の量が過剰となり、タンディッシュ湯面の波立ちが激しくなった。これでは、かえってタンディッシュ湯面のスラグや浮上済み介在物の巻き込みを助長することになる。常温の不活性ガスを溶鋼中に吹き込んだ場合、溶鋼によってガスの温度が上がることで体積は６倍程度に膨張する。ガス吹き込み孔２から音速で噴出するガスの温度は溶鋼温度よりも低温であり、溶鋼中で加熱されてガス温度が上昇し、ガス容積が増大するため、気泡の容量が過大となったのである。また、溶鋼内でのガスの急激な膨張によって、吹き込んだ不活性ガスの勢いを阻害してしまうデメリットもある。

ガス吹き込み孔２から吹き出す以前においてガス温度を十分に上昇させておけば、同じ音速でガスを噴出させたとしても、噴出後のガスの膨張を抑制することができ、吹き込みガス量（ＮＬ／分）は少なくなる。音速で噴出しているので、気泡が注入流に巻き込まれない点については低温ガスをガス吹き込み孔から吹き出した場合と同様のはずである。しかし、吹き込みガス温度を上昇させるために専用ガス加熱装置を設けると設備が複雑化し、望ましくない。

そこで、実験２として行ったオフライン実験について説明する。

タンディッシュから注入孔を経由して鋳型内に溶鋼を注入している時点において、注入孔上部に位置する上ノズル１は十分に加熱されている。そのため、上ノズル１内のガス滞留時間を長くすれば、滞留中にガスが加熱され、高温のガスがガス吹き込み孔２から噴出することになるはずである。実験２においては、図３に示すように、上ノズル１内の不活性ガスが流れる流路３の容積Ｖ_gを増大させ、容積Ｖ_g（ｍ³）として種々の値を有するものを準備した。上ノズル１内の流路３の容積は、焼成時に消滅するリング状の材料を耐火物内に挿入し、その厚みを変化させて調整した（図３）。そのため、作成された上ノズル１の流路３の形状は、円筒を二つ組み合わせた形状をしており、内部のリング状の空洞に不活性ガスを吹き込み、上部の貫通孔（吹き込み孔２）に抜ける構造とした。しかし、上ノズル１内の流路３の容積Ｖ_gが同じであれば、流路３の形状によらず同様のガス加熱効果が得られると考察される。

上ノズル上部のガス吹き込み孔２は、直径０．３ｍｍφのものを同心円状に２０個配置している。ガス吹き込み孔２の断面積合計をＡ（ｍ²）とする。アルゴンガスを元圧０．７ＭＰａで供給し、ガス吹き込み孔２からアルゴンガスを音速で大気中に放出する試験を行った。評価指標としてＶ_g／Ａを採用した。単位はｍである。実験では、Ｖ_g／Ａ＝１５〜１９１ｍのものを準備した。

まず、上ノズル１を常温のままとし、アルゴンガスを元圧０．７ＭＰａで供給し、Ｖ_g／Ａとアルゴンガス流量（ＮＬ／分）の関係を測定した。その結果、Ｖ_g／Ａの値にかかわらず、アルゴンガス流量は２８．３ＮＬ／分で一定であった。

次に、オフラインで上ノズル１をバーナーで加熱し、上ノズル内に設置した熱電対計測温度が１０００℃になるように保持した。同じようにアルゴンガスを元圧０．７ＭＰａで供給し、Ｖ_g／Ａ（ｍ）とアルゴンガス流量（ＮＬ／分）の関係を測定した。結果を図４に示す。図４から明らかなように、Ｖ_g／Ａが大きくなるほど、アルゴンガス流量が低下している。

供給されたアルゴンガスは、上ノズル１内の流路３の容量Ｖ_gが大きくなるほど、上ノズル１内の滞在時間が長くなる。上ノズル１を１０００℃に加熱した実験では、ガスの滞在時間が長くなるほど、ガス吹き込み孔２に到達したときのガス温度が上昇している。そしてガスの元圧が十分に高いことから、ガス吹き込み孔２からはガスが音速で噴出している。ガス温度をＴ（Ｋ）とすると、音速は√Ｔに比例し、ガス吹き込み孔２から流出するガスの実容量は√Ｔに比例する。一方、ＮＬ換算の容量は実容量の１／Ｔに比例するから、結果として、ガス温度が高くなるほど、ガス流量（ＮＬ／分）が低下することになる。図４において、上ノズル１を１０００℃に加熱した場合の結果において、Ｖ_g／Ａが大きくなるほどガス流量が低下した現象はこのように説明することができる。

上ノズル１への供給ガスの元圧を十分に高くしていれば、ガス吹き込み孔２から吹き込むガス温度が低温でも高温でも、吐出ガス流速は音速に達している。一方で、吹き込むガス温度が高いほど、ガス流量（ＮＬ／分）が低下する。また、ガス吹き込み孔２から吐出するときにガス温度が上昇しているので、吐出後のさらなる膨張が低減する。その結果、同じ音速でガスを噴出していながら、Ｖ_g／Ａが大きい上ノズル１を用いた場合、アルゴン気泡に起因するタンディッシュ湯面の暴れが低減すること、鋳型内溶鋼へのガスの流入をより一層低減できることが期待できる。

そして、図４より、Ｖ_g／Ａを大きくするほどガス流量（ＮＬ／分）が低下しているところ、特にＶ_g／Ａが５０ｍまではＶ_g／Ａ拡大に伴うガス流量（ＮＬ／分）低下が著しいことと、それが５０ｍ以上になるとその拡大の影響が小さくなっていることが分かる。したがって、Ｖ_g／Ａの拡大効果を十分に享受するためには、Ｖ_g／Ａを５０ｍ以上にすると良い。Ｖ_g／Ａを５０ｍ以上とすることにより、ガス吹き込み孔２から吐出するガスの温度を十分に上昇することができ、ガスの膨張を十分に抑えられると考えられるからである。このＶ_g／Ａ拡大効果は、Ｖ_g／Ａが８０ｍ程度まではＶ_g／Ａへの依存性が多少残っているため、Ｖ_g／Ａを８０ｍ以上にすることがさらに好ましい。このＶ_g／Ａの上限は特に定めないが、その拡大効果が飽和してしまうことを考えて、実際上２５０ｍ程度までで十分と考える。

鋼スラブの連続鋳造において、本発明を適用した。連続鋳造装置は、堰のない容量３０トンの舟形タンディッシュを用い、タンディッシュ底部の注入孔から鋳型内に溶鋼を注入することにより、厚み２３０ｍｍ、幅１６００ｍｍのスラブ鋳片を鋳造した。注入量制御にはタンディッシュストッパー６を用いている。注入孔５の上部に配置する上ノズル１の形状は実験１、２と同様であり、注入孔５の内径は９０ｍｍφであり、図３に示すように、注入孔上端付近は断面円弧形状で、タンディッシュ底部８に接続する部分の直径は１４２ｍｍである。上ノズル１には、注入孔中心を中心とした円周上に、直径０．３ｍｍのガス吹き込み孔２を等間隔に２０個配置している。ガス吹き込み孔の断面積合計Ａはいずれも、Ａ＝１．４×１０^-6ｍ²である。上ノズル１内の不活性ガスが流れる流路３は、図３に示すように、注入孔５を取り囲むスリット上に形成し、スリットの幅を調整することにより、流路３の容積Ｖ_gを調整した。流路３の容積Ｖ_g、Ｖ_g／Ａ、ガス吹き込み孔配置距離ｘ、溶鋼のスループットＷについては下記表１に示すとおりである。アルゴンガスを元圧０．５ＭＰａで供給した。鋼成分は質量％で、Ｃ：０．０５％、Ｓｉ：０．０１％、Ｍｎ：０．１％、Ｐ：０．０１％、Ｓ：０．００５％、鋳造開始時のタンディッシュ内溶鋼温度は１５９０℃である。

鋳片の気泡密度については、鋳片のピンホール欠陥密度を測定することによって評価した。鋳片の両長辺面の１／４及び３／４幅の位置から、厚み方向に５０ｍｍ、幅方向に１００ｍｍ、鋳造方向に１０ｍｍの試料を切り出し、Ｘ線を透過させることでピンホール欠陥の密度を測定した。

鋳片中の介在物密度については、上記ピンホール欠陥密度測定用として切り出した試料を顕微鏡で観察し、鋼中に存在する介在物の密度を測定した。

タンディッシュ湯面には、Ｓｒ（ストロンチウム）を含有するフラックスを配置している。上ノズル１から吹き込む不活性ガスがタンディッシュ湯面に浮上分離する際の湯面暴れによってフラックスが溶鋼中に懸濁すると、Ｓｒが鋳型内溶鋼まで運ばれるので、鋳片中のＳｒ含有量を評価することにより、不活性ガス吹き込みに起因するタンディッシュ湯面暴れ状況を評価した。

表１に示す比較例１は、ガス吹き込み孔配置距離ｘ＝１５ｍｍ、Ｖ_g／Ａ＝３１ｍの従来の上ノズル１を用い、ガス元圧を０．５ＭＰａとしてガス吹き込み孔２から音速でガスを噴出させ、溶鋼スループットＷ＝４０ｍ³／ｈｒで鋳造を行っている。そこで、比較例１の気泡密度、介在物密度、Ｓｒ含有量をいずれも１として数値を指数化し、表１に各実施例および比較例の結果を示した。気泡密度指数は、０．５以下を好適範囲とした。介在物指数は比較例１に対して若干の改善を示す０．９以下を好適範囲とした。Ｓｒ濃度指数は１．５以下を好適範囲（許容範囲）とした。

表１に結果を示す。本発明範囲から外れる数値にアンダーラインを付している。

実施例１〜実施例４が本発明例であって、いずれも本発明に係る上ノズル形状の要件を満たしている。実施例１はＶ_g／Ａ＝９２ｍで本発明範囲内であり、気泡密度指数は０．４であった。この介在物指数は０．９であり、気泡密度指数が大きく低下したのに介在物指数も少し低下しており、本発明に係る上ノズルを用いて連続鋳造を行うことにより、吹き込まれたＡｒが鋳型内へと引き込まれる比率が減少してピンホール低減効果を奏したと考えられる。一方、鋳型内へ引き込まれるArの比率が減少した代わりにタンディッシュ内で上昇するＡｒの比率が増えたため、上ノズルのガス吹込み孔の位置を従来の上ノズル（比較例１）より離したにも関わらず介在物指数が低下するという、本発明の狙い通りの結果を得ることができていた。この実施例１におけるＳｒ濃度指数は１．５であったので、比較例１に比べればタンディッシュ内溶鋼表面の暴れは大きかったことになるが、介在物指数の低下が示している通り、この程度のＳｒ濃度指数の増加は許容範囲と言える。

実施例２はＶ_g／Ａ＝１８３ｍであり、実施例１に比較して気泡密度指数がより改善している。介在物指数も実施例１よりもさらに低下しており、吹込みＡｒの加熱効果が十分に発揮された結果と考えることができる。その上、Ｓｒ濃度指数も実施例１よりも低かったために、溶鋼表面の暴れを抑制する効果も加わっている可能性がある。

実施例３は、Ｖ_g／Ａは実施例２と同じ１８３ｍであるが、ガス吹込み孔の位置を比較例１に近い２０ｍｍにした例である。溶鋼スループットも実施例２より少し大きいが、それでも気泡密度指数は比較例１より大幅に低く、かつ、介在物指数も低かったので、ガス吹込み孔の位置が２０ｍｍまでは本発明の効果が確認されたと言える。一方、実施例４は、Ｖ_g／Ａは実施例２、３と同じ１８３ｍであるが、ガス吹込み孔の位置を比較例３と同じ７０ｍｍまで遠ざけた例である。この場合、気泡密度指数は０．０１と大幅に低くなったが、比較例３でも気泡密度指数は低いので、この位遠ざけた場合には鋳型内へ引き込まれるＡｒの比率は元々相当に低いものと考えられる。その代わりに、比較例３では介在物指数が目立って悪化しており、その原因としてＳｒ濃度指数が高かったようにタンディッシュ内溶鋼表面の暴れが大きくなっていたことが考えられる。実施例４では、介在物指数が比較例１よりも低く、タンディッシュ内溶鋼表面の暴れを抑制してＡｒを吹き込む本発明の効果が、介在物減少の方に発揮されたと考えられる。

比較例１〜比較例３について説明する。

比較例１は、ガス吹き込み孔配置距離ｘが１５ｍｍで、Ｖ_g／Ａが（１）式から外れている従来の上ノズルを用いた例である。前記したように、この比較例の鋳片気泡密度等を１としている。

比較例２は、Ｖ_g／Ａが（１）式から外れた上ノズルを用いており、ガス吹込み孔の位置を実施例１，２と同じ４５ｍｍとした例である。Ｖ_g／Ａが（１）式から外れた３１ｍでは、気泡密度指数は０．９と少し改善されていたものの比較例１の指数とあまり変わらず、介在物指数も特に変わらなかった。

比較例３は、Ｖ_g／Ａが（１）式を外れるとともに、吹き込み孔配置距離ｘ＝７０ｍｍと吹き込み孔の位置が注入孔から遠くした例である。そのため、気泡密度指数は大幅に低かったが、Ａｒ吹込みによる介在物低減効果が発揮されにくかった。吹き込んだ不活性ガスが吹き込み後に膨張するとともにそのほとんどがタンディッシュ湯面に到達するため、Ｓｒ濃度指数が２．３と不良であったことから、タンディッシュ内溶鋼表面の暴れの影響もあって介在物指数が１．３と不良となったと考えられる。

１ 上ノズル
２ ガス吹き込み孔
３ 流路
４ ガス導入口
５ 注入孔
６ ストッパー
７ タンディッシュ
８ タンディッシュ底部
ｘ ガス吹き込み孔配置距離

Claims (1)

1. 溶鋼容器から鋳型への溶鋼注入孔に設ける連続鋳造用の上ノズルであって、
   上ノズル上部に、ガス吹き込み孔を、注入孔中心を中心とした円周上に複数個設置し、
   ガス吹き込み孔の断面積合計Ａ（ｍ²）と、上ノズル内の不活性ガスが流れる流路の容積Ｖ_g（ｍ³）との関係が、下記（１）式を満たすことを特徴とする連続鋳造用の上ノズル。
   Ｖ_g／Ａ≧５０（ｍ） （１）

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