JPS62197257A - 連続鋳造における溶鋼の注入方法 - Google Patents

Abstract

(57)【要約】本公報は電子出願前の出願データであるた
め要約のデータは記録されません。

Description

【発明の詳細な説明】 〔産業上の利用分野〕 本発明は連続鋳造における溶鋼の注入方法に関し、詳し
くは鋳型へ注入される過程の溶鋼流に不活性ガスを吹き
込み、溶鋼中の不純物の除去やノズル詰まり等を防止し
つつ注入することにより高品質の鋳片を製造する連続鋳
造法に関するものである。

〔従来の技術〕

周知のように鋼の連続鋳造においては、取鍋で搬送され
てきた溶鋼をタンディツシュに一旦貯留し、該タンディ
ツシュより浸漬式ノズル（以下、単にノズルと言う）を
介して鋳型に注入することが普通である。

この際溶鋼にはＡ　（１２０３の如き脱酸生成物、ある
いはパウダー、スラグ、硫化物等の不純物（以下、これ
を総称して介在物と言う）が含まれており、この介在物
が鋳片に捕捉され、介在物として残留すると表面疵やノ
ロ嗜みと称される内部欠陥が発生する等の種々の弊害が
生じる。また前記介在物の内、Ａ　７！２０３等はノズ
ルを通過する際にその内面に付着、堆積してノズルを閉
塞せしめ安定した操業に支障を来すことが多い。

このため従来より前記介在物を溶鋼から効率的に分離し
、浮上せしめる手段、および前記浮上せしめた介在物を
鋳型内に供給されるパウダーによって捕捉する手段等が
提案され、一部では実用化されるようになっている。例
えば特公昭４９−２８５６９号公報では前記鋳型へ注入
される過程の溶鋼流にＡｒガス、Ｎ２ガス等の不活性ガ
スを吹き込むことによって前記介在物を効果的に浮上せ
しめる技術が開示されており、近年広く採用されている
。

また実公昭５６−４８４４０号公報には前記不活性ガス
の吹き込みの効果をより高めるためのノズルの提案が行
われている。

しかしながら前記不活性ガス吹き込みによって介在物の
浮上効果を高め、ノズルの閉塞を防止するに際しては、
作業上の困難を伴う場合が多い。

すなわち前記不活性ガスの吹き込み量は成る程度を超え
ると不活性ガスの流量が不安定となり、鋳型内の湯面が
大きく乱れ、ノズルに溶鋼が流入しなくなる現象、つま
りボイルと称される現象が発生するようになる。このよ
うなボイル現象が激しくなると極端な場合、ブレークア
ウトに至ることもある。このため従来はオペレーターが
過去の経験より前記ボイル現象の生じない領域でガスを
吹き込むように、常に鋳型の湯面状態を監視しながら操
業することが一般的であった。ところが特にタンディツ
シュ内の溶鋼深さや、鋳造速度等に変動があったり、鋳
造幅の変更を行う場合オペレーターの判断で適正な調整
、制御を行うことは困難であり、前記ボイル現象が多発
していた。

一方、製造コスト低減の目的で、鋼種に応じては不活性
ガスの吹き込みを少なくし、その消費量を低減する試み
もなされている。ところが従来方法ではそれを定量的に
把握する手段がなかつたことから作業者が目視により、
吹き込み状況を判断することが普通であり、この結果吹
き込みガス量が少なくなり過ぎてノズル詰まりを生じる
など安定した操業は困難であった。

〔発明が解決しようとする問題点〕

従来方法における不活性ガスの吹き込み量の設定や制御
は前述したようにオペレーターの経験や勘に頼って行わ
れており、ボイル限界、ノズル詰まり限界および品質の
安定化を図るために不活性ガスの吹き込みを定量的に把
握し、それを実操業に適用する試みは全くなかった。こ
のため鋼種、サイズ、鋳造速度、タンディツシュ内溶鋼
深さなどの操業条件の変化に的確に追従した前記不活性
ガス吹き込み量の制御は行い難く、またボイル現象の発
生に起因する操業の不安定やブレークアウト等の大きな
トラブルを懸念するあまり不活性ガスの吹き込み量は少
な目となりがちであった。この結果、介在物の除去が十
分に行われず、鋳片に残留する介在物の個数にもバラツ
キが多くなり、鋳片品質の不安定化を招いたり、前述し
たようにノズル詰まりによる操業トラブルを生じていた
。

特にブリキ材や薄板材等のように品質上にシビャな要求
がなされる鋼種に対しては、ボイル現象は発生しなくて
も前記介在物の残留が大きな問題となっていた。

而してオペレーターは前記ボイルやノズル詰まり現象の
回避、および品質の安定化のために高温下で常に場面監
視に神経を尖らせねばならず精神的、肉体的負担が極め
て大きかった。

本発明は溶鋼注入時の不活性ガス吹き込み方法における
前記従来の問題点の解決を図るものであり、前記操業条
件の変動に対しても的確に追従してボイル現象を発生さ
せることなく、経済的に要求される品質を得るために最
適な吹き込み量を確保し、これによって鋳片の品質向上
、ノズル詰まり防止等を可能ならしめる方法を提供する
ものである。

〔問題点を解決するための手段〕

第１図は一般的な連続鋳造設備における鋳込部を示す構
造図であり、図において１は取鍋、２はタンディツシュ
である。タンディツシュ２に、一旦貯留された溶ｗ４３
は浸漬式のノズル４を介して鋳型５に注入される。本実
施例のノズル４はタンディツシュ２の底壁に装着された
上ノズル４１、前記上ノズル４１に接してタンディツシ
ュ２の底部に装着されたスライディングノズル４２、前
記スライディングノズル４２の可動板と一体的に取りつ
けられた注入ノズル４３とから構成されている。６はガ
ス供給系を示し、その先端は前記上ノズル４１に接続さ
れ、該上ノズル４１を介して溶鋼流中にガスの吹き込み
が行われる。

本発明は、前記タンディツシュ２に貯留された溶ｍ３を
、ノズル４を介し、かつノズル４を流下する溶鋼（以下
、溶ｔＡ流と言う）中に不活性ガスの吹き込みを行いつ
つ鋳型５に注入する連続鋳造における溶鋼３の注入にお
いて、前記溶鋼注入中におけるノズル４内の通過溶鋼量
Ｖβ（ｍ３／ｓｅｃ）に対する吹き込みガスの実体積Ｖ
　ｇ　（ｍ３／５ｅｅ）との比Ｖ　ｇ　／　Ｖ　ｊ！　
＝　Ｒが予め定められた設定範囲内になるよう前記ガス
吹き込み量を制御する溶鋼注入方法に関するものである
。

また前記比Ｒを前記ノズル４の最小総圧力部位で設定し
、制御する上記の溶鋼注入方法に関するものである。

鋳片の品質を評価するためには、後述する如く、鋳片の
サルファープリントを観察して得られるプラッダスポソ
トの単位面積当りの個数を指針とすることが出来るが、
本発明ではさらに、予め前記吹き込みガスの実体積と鋳
片の単位断面積光たりのブランクスポット個数との相関
を求めると共に、鋼種毎に前記ブラックスポット個数の
許容範囲を決定し、次いで当該操業条件に応じて前記ブ
ラックスポット個数が前記許容範囲内となる吹き込みガ
ス量を求め、該ガス量から前記比Ｒを設定し、制御する
溶鋼注入方法に関するものである。

〔作　用〕

周知のように上ノズル４１から吹き込まれた不活性ガス
（以下ガスと言う）は微細な気泡となって溶鋼中に混合
し、前記溶鋼中の介在物を捕捉して浮上する。この結果
、溶鋼より介在物が除去され、製造された鋳片の品質が
向上する。従って前記ガスによる介在物除去効果を促進
するには、吹き込まれたガスが球形、もしくはそれに近
似した形状の微細気泡となって溶鋼中に均等に混合する
必要がある（以下これを健全気泡と称する）。このため
には溶鋼中に吹き込まれるガス圧を当該吹き込み部分に
おける溶鋼の総圧力（総圧力とは溶鋼流による動圧と溶
鋼ベッドによる静圧および大気圧を加えたものを云う）
より所定圧高い圧力にすることが極めて重要である。

本発明者らは前記健全気泡を得るために実操業において
種々実験、研究を繰り返した。その結果、吹き込みガス
量を吹込時の圧力及び温度下における実際の体積（以下
、実体積と云う）Ｖｇで表すと、下記（１）式に示すよ
うに溶鋼の通過量、つまり通過溶鋼量に対応してガス量
を適正に制御することによって効果的に解決できること
を知見した。

Ｖｇ／ｖβ＝Ｒ・・・（１） 但し、Ｖｇ：吹き込みガスの実体積（ｍ３／ｓｅｃ）■
７！：通過溶鋼量（通過溶鋼の体積ｍ３７ｓｅｃ）つま
り、前記ガスの実体積は、ガス吹き込み部における溶鋼
総圧をタンディツシュ内の溶鋼深さ、ノズルの内径、溶
鋼流速等から求め、この総圧が作用している溶鋼中に気
泡を発生させるために必要なガスの流速を求め、次いで
このガスの流速と、さらにガス吹き込み孔径（以下ポー
ラス径と言う）とガス吹き込み孔側数とから下記（２）
式のように求められる。

Ｖ　ｇ　＝　ｔＪＡ、ｘ　（π／４）ｄ２　×ｎ　　・
・・（２）但し、ＵＡｒｉＡｒ法速（ｍ／ｓｅｃ）ｄ；
ノズルの内径（ｍ） ｎ；ガス吹き込み孔側数 また通過溶鋼量は前記ノズルの内径と溶鋼流速、または
製造される鋳片の幅、厚み、および鋳片引抜き速度とか
ら下記（３）式で求めることができる。

Ｖ　１　＝　Ｕ、Ｌｘ　Ｓ　＝ＷＸ　Ｄ　Ｘ　Ｖ　ｃ　
　　　−＝（３）但し、Ｕｓｔｉノズル内溶鋼流速（ｍ
　／　５ｅｃ）Ｓ；ノズル開度（断面積）（ｄ） Ｗ；鋳片の幅　（ｍ） Ｄ；鋳片の厚み（ｍ） ■ｃ；鋳片引抜き速度（ｍ／ｓｅｃ） 第２図は前記健全気泡を得るためのガス実体積Ｖｇと通
過溶鋼量ｖ１との相関を示す図であって、縦軸にガス実
体積Ｖｇを、横軸に通過溶鋼量ＶＸを示す。実線りは前
記ガス圧が溶鋼総圧に打ち勝って健全気泡をうるために
必要な下限であり、ガス実体積Ｖｇが実線４以上であれ
ば安定して健全気泡を得ることができる。また実線ｍは
ノズル詰まりを防止するために必要なガス量を示すもの
であって、前記実線ｌにノズルの使用開始からの経過時
間（累積鋳造時間）およびＡ　ｎ　２０３など介在物析
出量等の関係から経験的に設定される補正係数を加味し
た量であって、例えば鋳片引抜き速度ＶＣが平均１．６
　ｍ　／ｍｉｎ　、鋳片幅Ｗが５８０〜１３５０鰭、鋳
片厚みＤが２５０鰭、タンディツシュ容量が６０屯、ス
ライディングノズル装着の弯曲型スラブ連続鋳造設備に
おいては下記（４）式のようになる。

Ｖｍ＝Ｖｎ　（１＋ｔ／４ｘｌ　Ｏ’）　　　・・・（
４）■ｎ；健全気泡発生に必要なガス量（ｍ３／ｓｅｃ
）ｔ；累積鋳造時間（ｓｅｃ） この第２図から判るように通過溶鋼量ｖｐに対するガス
実体積ＶｇＯ比Ｒには密接な関係がある。

一方、ノズル内で溶鋼流中にガスを吹き込む際に、吹き
込まれるガス量が多くなると浮力が増していき、溶鋼の
スムーズな流れを困難化し、これがある限度を超えると
溶鋼の流下を阻止して溶鋼が下方へ流れなくなったり、
あるいは断続的な流下となり、またこの現象が一度発生
すると溶鋼流中の圧力が急激に下がり、ガス供給系のガ
スが一挙に溶鋼流中に流れ込み、前記現象は益々激しく
なってボイル現象が発生する。

本発明者らは前記連続鋳造設備における溶鋼の注入にお
いてボイル発生時のガス実体積と通過溶鋼量との関係に
着目し、追跡調査した結果、前記健全気泡を得るときと
同様に通過溶鋼１１ＶＩｌに対するガス実体積Ｖｇの比
Ｖｇ／Ｖｐ＝Ｒに密接な関係があることを知見した。

前記第２図における実線Ｘが前記ボイル限界から求めら
れる前記比Ｒを示すものであり、実線Ｘ以下であればボ
イル現象を生じることなく、従って実線Ｘは最大ガス吹
き込み量が確保できるほぼ限界である。この場合の比Ｒ
の具体的な式は、例えば前記弯曲型スラブ連続鋳造設備
の実験結果では下記（５）式で表すことができる。

Ｖｇ＝０．０２６７ｘＶＡ＋５．３ｘｌＯ−５Ｒ＝Ｖｇ
／ＶＡ −（５，３×ＩＯ−’／　（ＩＩ−Ｄ　−Ｖｃ））　＋
０．０２６７・・・（５） 従って実線ｍのノズル詰まり限界とＸのボイル限界の間
の範囲のＲとなるように当該時点の通過溶鋼量に対して
ガス量を制御することにより、操業条件の変動に対して
も的確に追従してボイル現象を発生させることなく、ま
た経済的なガス量で要求される品質を効果的に得ること
ができる。尚、鋳造時間が長くなると、（ボイル限界Ｘ
くノズル詰まり限界ｍ）となる操業域の生じることも考
えられるが、このような場合には操業トラブルのより大
きいボイル限界Ｘ以下で制御することが望ましい。つま
りボイル限界Ｘ及びノズル詰まり限界ｍの何れか小さい
方の比Ｒで制御することが好ましい。

ところで前記比Ｒは後述するようにガス体積が最大とな
り、溶鋼との体積の関係が大きく左右される溶鋼注入時
の前記ノズル内における総圧力の最も小さい部位、即ち
本発明で称する最小総圧力部位で特に精度良（設定でき
、それに基づいて吹き込み制御を行うことが効果的であ
る。

尚最小総圧力部位における前記Ｖｇ、ＶＡ、およびＲを
以下Ｖｏｇ、ＶｏＩｌ、Ｒｏと表示する。

第３図は実操業におけるボイル発生状況を、前記最小総
圧力部位の通過溶鋼量■０！とガス実体積Ｖｏｇとの関
係に基づいて調査した結果の一例を示す図表である。図
において縦軸がガス実体積Ｖｏｇを、また横軸が通過溶
鋼量ｖＯｌを表し、○印はボイル発生のない正常なもの
を、またＸ印はボイル発生を示している。本例で直線ａ
は、Ｖｏｇ＝０．０２９　・Ｖｏｉ２４７）関係ヲ示ｔ
　ｍ　”？：　；ｊｏ　リボイル発生を生じさせること
なく最大ガス吹き込み量を確保できるほぼ限界である。

従って前記比ＰＯ即ちＶ　ｏ　ｇ　／　Ｖ　ｏ　１４は
２９／１０００となった。従って前記ＲＯを２９／１０
００以下の範囲内になるように操業条件に応じてガス量
を制御すれば、ボイルを発生させることなく最大の流量
を確保できることが判った。

次にガス流量を所定の前記比Ｒとなるように制御する具
体的な方法を説明する。

実操業においては、ガス供給系６の流量調整装置系（例
えば第１図に示す流量調節弁６０）は標準温度、標準圧
力（０℃、ｌａｔｍ）下における体積（前記実体積に対
して以下、標準体積と言う）によって制御する必要があ
るため、前記実体積に対して圧力および温度の補正を下
記（６）式によって行う。

Ｖｎｇ−（Ｐ／Ｐｏ）Ｘ（２７３／Ｔ）ＸＶｇ　　・・
・（６）但し　Ｖｎｇ；ガスの標準体積（Ｎｍ’　／５
６ｃ）ＰＯ；大気圧（１０３３６ｋｇ／ｍ） Ｐ；ガス圧力（ｋｇ　／イ） Ｔ；ガス温度（Ｋ） Ｖｇ；ガスの実体積（ｍ’　／ｓｅｃ）尚、溶鋼温度の
変化は通常小さく、その変化の影響は圧力変化の影響に
比しきわめて少ない。従って実操業においては溶鋼温度
変化は無視し、圧力変化の補正のみで充分である。この
場合実体積は溶鋼温度による膨張は考慮されておらず、
標準状態の温度での体積として扱っている。

溶鋼流の総圧力はノズル４の上ノズル４１から鋳型５内
に位置する注入ノズル４３の下端までの間で大きく変動
するが、ボイル現象発生に大きな影響を与える部位は前
記圧力の最も小さいところとなる。前記最小総圧力部位
における圧力を求める方法としては、該最小総圧力部位
に圧力検出装置を設けて直接検出することも考えられる
が、極めて高温の溶鋼が脈動しながら流下する位置での
検出はハード的な制約が多く、精度の高い測定は期待し
難い。而して例えば周知のベルヌーイの式を利用して下
記（７）式のように算出して求めればよい。

Ｐ　＝　　（Ｐ　ｏ　＋　ｐ・Ｈ−（％）−（ρ／　ｇ
）・（Ｕｓｔ／　に）”−Δｐ）　Ｎ　　　　　　　　
　　　　　　・・・（７）但し、ＦＩ；ガス吹き込み部
よりタンディツシュ内湯面までの距離（溶鋼ヘッドｍ） ｇ；重力の加速度（ｍ／ｓｅｃ”） に；流速抵抗 ρ；溶鋼の比重（ｋｇ／ｍ１） Δｐ；ノズル内の圧力損失（ｋｇ／ｎ（）Ｎ；指数 （７１式における指数Ｎは理想条件では１であるが、実
際操業においてはガス吹き込み位置からメニスカスまで
の距離やノズルの実際の内径、溶鋼の流速等により計算
上から求められる総圧と実測上の総圧に誤差の生じるこ
とが多々ある。このような場合には指数Ｎを調整するこ
とによって前記誤差をなくすることができる。例えばガ
ス吹き込み位置からメニスカスまでの距離゛が５００ｍ
ｍ、ノズル内径が１１０鰭のときには前記指数Ｎを２と
することによって前記（７）式およびこの（７）式に基
づいて前記（６）式で算出されたガス実体積は、計算上
から求められる値と、オフライン等で試験的に実測した
値と極めて近似したものとなり、実用上前記（７）式を
用いても問題の無いことが確認された。

以上の結果、操業時における最適なガス量は連続鋳造中
における溶鋼ヘッドＨとノズル内の断面積の最も小さい
部分、つまり最絞り部の溶鋼流の流速を把握できれば求
めることができる。前記溶鋼ヘッドＨは、例えばタンデ
ィツシュ２内の溶鋼重量を検出し、予め求めておいた前
記タンディツシュ内溶鋼重量とタンディツシュ内溶鋼深
さとの相関より算出して求めるか、或いは光学的又は電
気的レベル検出器を用い、基準レベルよりの偏倚を算出
することによって求められたタンディツシュ内溶鋼深さ
と、タンディツシュ下面からガス吹き込み部までの距離
を加えることによって求めることが可能である。一方、
前記最絞り部の流速を検出することは容易でなく、現在
の計測技術ではその精度も極めて低いものである。従っ
てノズルを流下する溶鋼量を、例えば非接触型の流量計
を用いて直接検出するか、或いは鋳片の幅、厚み及び引
抜き速度から間接的に検出すると共に、予め求めておい
た最絞り部の実断面積（実断面積はノズル開度に縮流係
数等を掛けたもの）から前記流速を算出することが効果
的である。

前記第１図において７は鋳片８の速度検出装置であり、
該鋳片移動速度より引抜き速度を検出できる。９は前述
したタンディツシュ２の重量を検出する重量検出装置、
６１はガスの流量系である。

また１０は演算制御装置であり、前記速度検出装置７、
重量検出装置９等の検出信号や予め入力されたデータに
基づいて前記Ｒ，Ｒｏやそれに基づくガス量などを算出
すると共に、ガス供給系に流量制御信号を発する。

以上の結果、ボイル現象が発生するガス吹き込み量の限
界を、鋳造速度、溶鋼深さ、鋳片サイズなどを要因とし
た関数として定量的に把握でき、従ってボイル現象の発
生を防止して効率的なガス吹き込みを制御することが可
能となった。又実操業においては前記（５）〜（７）式
を複合して実験により求めた下記（８）式に示す近似式
で、ボイル現象のないガス量制御を行うことも可能であ
る。

Ｖｎｇ＝　Ｈ”’・（０，０２６７・Ｗ−Ｄ−Ｖｃ＋５
．３Ｘ１０−’）・・・（８） 一方、前述したようにノロ噛み等の内部欠陥が問題とな
る、品質の厳格な鋼種に対しては、前記比Ｒを前記ボイ
ル限界およびノズル詰まり限界とからのみで設定するこ
とには問題がある。

第４図は実操業において製造された鋳片から断面サンプ
ルを採り、サルファプリント法によって検出されるブラ
ックスポットの個数と、前記介在物のうち、Ａ　ｊ２２
０３クラスターの残留量、およびノロ噛み量との関係を
調査した結果の一例を示す図表である。ブラックスポッ
トとは溶鋼中に吹き込まれたガスが気泡となって鋳片に
取り込まれ、これが前記サルファプリントによって黒点
となり現れたものであり、ガス量が多くなるとそれに伴
ってその個数は増え、逆にガス量が少なくなるとブラッ
クスポット個数も減少する。第４図の例は前記鋳片断面
の１２５０ｃｓＭ　（５０ｃｍＸ　２５ｃｍ）当たりの
量である。この第４図から判るように単位断面積当たり
のブラックスポット個数と介在物の種別およびその鋳片
への残留量には密接な関係があり、ブラックスポット個
数が多くなるとノロ噛みが増え、ブラックスポット個数
が少なくなるとＡ　６２０３クラスターの評点が高くな
る。

また前記品質厳格な鋼種では、その鋼種に応じて例えば
へβ２０３クラスターの評点が成る値以下で、かつノロ
噛み評点も成る値以下となるように介在物の許容量が過
去の経験より定められる。従って介在物を予め定められ
た許容量以下とするためのブラックスポット個数の許容
範囲も鋼種毎に定めることができる。この知見に基づい
て本発明者らはブラックスポット個数とガス量との関係
について調査研究を行った。この結果、両者には下記（
９）式で示すような関係式が成立することが判った。

ＢＳＭ＝β（α・Ｄｇ３　・Ｖｇ−Ｖｃ）　　・・・（
９）但しＢＳＭ、ブラックスポット個数（個／１２５０
ｃＪ）Ｄｇ：吹き込み部位でのガスの気泡径（ｍ）■ｇ
；ガス実体積（ｍ″／ｓｅｃ） ＶＣ：鋳片引抜き速度（ｍ　／　５ｅｃ）β；比例定数 α；ポーラス孔径、溶鋼粘性等から 定まる定数 第５図はブリキ材を、鋳片引抜き速度Ｖｃが１．６ｍ／
１Ｉｌｉｎ、溶鋼ヘッドＨが１．２ｍの操業条件でガス
（本例ではアルゴンガスを使用）量を種々変化させて製
造した際に鋳片に実際性したブランクスポット個数と、
前記（９）式に基づき演算によって求めた個数との相関
を表したもので、αをポーラス孔径、溶鋼粘性、から３
×１Ｏ１０とし、またβは３．０とした。

この第５図から明らかなようにβおよびαを鋼種毎に求
めておくことにより、前記（９）式に基づいて実際操業
において生じるブラックスポット個数をガス量および鋳
片引抜き速度とから正確に推定することが可能である。

従って当該操業時における鋳片引抜き速度Ｖｃ、　　、
および吹き込みガス圧等からガス気泡径Ｄｇが求められ
ると所定のブランクスポット個数を得るためのガス実体
積Ｖｇが決定され、通過溶鋼量に対する比Ｒを的確に設
定し、制御することができる。

以上のように当該操業条件に応して最適な比ｒｓを設定
し、実際操業時における鋳片サイズ、鋳造速度、溶銅ヘ
ッド等を検出してその検出値に従って前記比Ｒとなるよ
うにガス量を制御することによってボイル現象を生じる
ことなく、目的とする品質の鋳片を効率的に製造するこ
とができる。而して第１図の演算制御装置１０を、例え
ば第６図のブロック図に示す如き機能を有するものにす
ると前述した比Ｒの設定から、ガス量の制御を総て自動
的に実施することも可能である。

即ち第６図において、１０１は予め決定された操業条件
や、必要に応じて操業中の溶鋼ヘッド、鋳片引抜き速度
等を入力する入力部である。１０２はＲ設定部であり、
前記入力部１０１より人力される操業条件やボイル限界
、ノズル詰まり限界、品質最適値等に応じて所定の方式
に従い比Ｒを演算し、その範囲を設定する。１０３はＲ
設定パターン選択部であって、前記入力部１０１からの
操業条件に加えて比Ｒの設定部位、鋼種等に応じて前述
した比Ｒの設定範囲の中から当該操業条件下で最適なＲ
設定パターンを選択する。１０４はガス量算出部であっ
て、操業中に時々刻々検出して人力される鋳片速度や溶
鋼ヘッド、さらには鋳片サイズ、ノズル径等の情報に基
づいて前記Ｒ設定パターン選択部１０３で選択された比
Ｒにするための標準ガス量を算出する。算出部１０４の
結果は制御部１０５に入力され、この制御部１０５によ
って流量調節弁６０等に制御指令が発せられ、ガス量の
制御が自動的に行われる。

このようにガス量と溶鋼流量の比Ｒは、ボイル限界、ノ
ズル詰まり限界およびブランクスボット数（鋳片品質）
により決定され、実際のガス量の制御は操業トラブル、
品質トラブルの少ない関係を選択し、制御することがで
きる。

〔実施例〕

実施例１゜ ５千屯／日の前記弯曲型スラブ連続鋳造設備において、
２５０ｆｌ厚Ｘ１２００鶴幅の形鋼向けのＡｌセミキル
ド鋼を製造する際に本発明を実施した。

本実施例における操業条件は第１表に示す通りであり、
本鋼種ではノズル詰まりが多発する傾向にあるためボイ
ル限界を指標として操業を行った。

従って前記ボイル限界より前記比Ｒを予め（２５／１０
００）に設定した。

第　　　　　１　　　　　表 第７図は前記操業条件における制御チャートを示すもの
で、実線すがタンディツシュ内溶鋼深さを、実線Ｃがガ
ス圧力を、実線ｆが通過溶鋼量を示し、通過溶鋼量が段
階的に変化しているｆＩ。

ｆ２．ｆ３が幅変更を表すものである。前記溶鋼深さ、
ガス圧力、通過溶鋼量の変化に対応してガス量は前記比
Ｒを（２５／１０００）に近づけるべく実線ｅのように
制御した。この結果ブレークアウトの発生は皆無となり
、ノズル詰まりや品質悪化を著しく軽減できた。これに
対して従来のオペレーターの判断によってガス量を制御
する方法では、溶鋼深さの変化のみでなく定常的な操業
時においてもガス量は著しく変動し、品質のばらつきや
、ブレークアウトが多発した。

第８図のＡ、Ｂは前記本発明に基づ〈実施例と、従来の
オペレーターの判断による制御方法におけるノズル詰ま
りと製品中に残存したＡ　ｊ！　２０：ｌクラスター数
の調査結果の一例を比較して表したものである。

この第８図から明らかなように本発明の実施によりノズ
ル詰まりや品質改善に著しい効果を得られることが確認
された。

実施例２゜ 実施例１．と同じ連続鋳造設備において２５０ｍｍＪ！
ＪＸ　］　２０　Ｏｖｓｍ幅のブリキ材を製造する際に
本発明を実施した。このブリキ材ではブラックスポット
個数は２個／Ｃｌ１１が品質上許容される範囲である。

従って前記（９）式よりガス量は９ρ／ｍｉｎ／ｌ−ｓ
が必要であり、当該操業における比Ｒは１９／１０００
と設定された。次いで前記比１９／１０００になるよう
にガス量を制御しつつ操業を行った結果、製造された鋳
片のブラックスポット個数のばらつきは極めて少なく、
第９図に示すように前記品質上許容される範囲内となっ
た。これに対して従来法では第９図に点線で示すように
大きくばらついており、前記許容範囲外となる鋳片が多
く製造され、品質不良材が多く発生した。

〔発明の効果〕

以上詳述したように本発明の実施により溶鋼注入時の不
活性ガスの吹き込み量を時々刻々の操業の変化に対応し
て的確に制御できるようになった。

この結果、鋳片の品質向上やノズル詰まりを著しく軽減
できた。

【図面の簡単な説明】

第１図は一般的な連続鋳造設備に本発明を実施した例を
示す構造図、第２図はボイル限界、健全気泡発生限界、
ノロ噛み発生限界を求めた際における通過溶鋼量とガス
実体積との相関の一例を示す図表、第３図は実操業にお
けるボイル発生状況を、通過溶鋼量Ｖｌと吹き込みガス
の実体積Ｖｇとの関係に基づいて調査した結果の一例を
示す図表、第４図は製造された鋳片のブラックスポット
個数とＡ　Ｉ！　２０３クラスクーおよびノロ噛み量と
の相関を示す図表、第５図は鋳片に実際生じたブランク
スボット個数と、演算によって求めた個数との相関を表
した図表、第６図は演算制御装置の機能ブロック図、第
７図は本発明に基づく制御チャートの一実施例を示すチ
ャー１・図、第８図は前記第７図に示す本発明に基づ〈
実施例と従来の制御法におけるノズル詰まり発生状況（
第８図Ａ）と製品中に残留した介在物数（第８図Ｂ）を
比較して表す図表、第９図は本発明に基づ〈実施例と従
来の製造法におけるブラックスポット個数を比較して表
した図表である。 １；取鍋、２；タンディツシュ、３；ン容鋼、４；浸漬
ノズル、４１；上ノズル、４２；スライディングノズル
、４３：注入ノズル、５；鋳型、６；ガス供給系、６０
；流量調節弁、７；速度検出装置、８；鋳片、９；重量
検出装置、１０；演算制御装置、１０１；入力部、　　
　　１０２；Ｒ設定パターン選択部、１０３；Ｒ設定部
、１０４；ガス量算出部、１０５；制御部。

Claims (1)

【特許請求の範囲】
1. （１）タンディッシュに貯留された溶鋼を、浸漬式ノズ
   ルを介し、かつ溶鋼流中に不活性ガスの吹き込みを行い
   つつ鋳型に注入する連続鋳造における溶鋼の注入方法に
   おいて、前記溶鋼注入中における前記ノズル内通過溶鋼
   量Ｖｌ（ｍ＾３／ｓｅｃ）に対する吹き込みガスの実体
   積Ｖｇ（ｍ＾３／ｓｅｃ）との比Ｖｇ／Ｖｌ＝Ｒが予め
   定められた設定範囲内になるよう前記ガス吹き込み量を
   制御することを特徴とする連続鋳造における溶鋼の注入
   方法（２）前記比Ｒを前記ノズルの最小総圧力部位で設
   定し、制御することを特徴とする特許請求の範囲第１項
   記載の連続鋳造における溶鋼の注入方法（３）予め前記
   吹き込みガスの実体積と鋳片の単位断面積当たりのブラ
   ックスポット個数との相関を求めると共に、鋼種毎に前
   記ブラックスポット個数の許容範囲を決定し、次いで当
   該操業条件に応じて前記ブラックスポット個数が前記許
   容範囲内となる吹き込みガス量を求め、該ガス量から前
   記比Ｒを設定し、制御する特許請求の範囲第１項記載の
   連続鋳造における溶鋼の注入方法