專利名稱：熔融金屬的連續(xù)鑄造方法
技術領域：
本發(fā)明涉及在熔鋼等熔融金屬的連續(xù)鑄造中，對通過浸潰噴嘴內的熔融金屬施加回旋流的技術。對通過浸潰噴嘴內的熔融金屬施加回旋流的情況有利于浸潰噴嘴內及鑄型內的熔融金屬的流動的穩(wěn)定化。
背景技術：
在如板坯的連續(xù)鑄造那樣使用寬幅的鑄型的連續(xù)鑄造中，通常情況下，通過具有對置的噴出孔的一個浸潰噴嘴來供給熔融金屬。這種情況下，鑄型內的流動會產生自激振動，從而引起流速的變動或熔融金屬面的起伏。其結果是，為了防止鑄片表層部的品質缺陷，而要求降低鑄造速度。
以往，以鑄型內流動的控制為目的，公知有使用了電磁力的電磁制動器或電磁攪拌或在專利文獻I或專利文獻2等中公開那樣的施加回旋流的浸潰噴嘴。在上述專利文獻I中記載了一種具備用于對熔鋼流施加回旋的扭轉板狀的部件而成的浸潰噴嘴。而且，在專利文獻2中記載了一種連續(xù)鑄造用浸潰噴嘴，在內部設有扭轉板型回旋葉片的浸潰噴嘴中，使回旋葉片扭轉間距、回旋葉片扭轉角、回旋葉片的外徑、回旋葉片的厚度為規(guī)定范圍內的值，在回旋葉片下端與噴出孔之間縮減內徑，并規(guī)定縮減后的橫截面積，將中間包與鑄型間的必要頭預測值抑制在適當范圍內。此外，公知有專利文獻3所公開的將噴嘴底部的坑狀凹陷的深度增大了的浸潰噴嘴，或專利文獻4所公開的在噴嘴內徑設有高低差的浸潰噴嘴。在上述專利文獻3中公開了一種連續(xù)鑄造用浸潰噴嘴，具有位于鑄片短邊壁的內側的噴嘴主體、形成在噴嘴主體的側壁且朝著鑄片短邊壁而向下開口的噴出孔、噴嘴主體的底部凹狀的盒體，并規(guī)定了盒體的深度與內徑之比、以及噴出孔的噴出角度。并且，在專利文獻4中公開了一種浸潰噴嘴，在連續(xù)鑄造用浸潰噴嘴中，構成與熔鋼相接的部分的耐火材料含有石墨，且在噴嘴內孔部具有多個高低差結構，該高低差結構的高低差結構部位具有長度，其中，相對于熔鋼通過量來規(guī)定噴嘴內孔部的最小內徑、最小橫截面積、噴出孔的截面積。然而，使用電磁力的方法由于設備成本高，難以得到適合于投資的優(yōu)點。由于難以計測作為控制對象的熔融金屬流，因此要求不把握控制對象的狀態(tài)而進行控制。因而，在技術上難以發(fā)揮充分的效果。另一方面，所述專利文獻I或2所公開的與施加回旋流的浸潰噴嘴(以下，也稱為“回旋流施加浸潰噴嘴”)相關的技術作為能夠實現(xiàn)鑄型內流動的穩(wěn)定化的現(xiàn)實對策，確認到了其有效性。然而，在對含有非金屬夾雜物較多的熔融金屬進行鑄造時，由于非金屬夾雜物容易附著在噴嘴內設置的回旋葉片上，因此存在難以連續(xù)地鑄造多量的熔融金屬的問題。若使用專利文獻3所開示的浸潰噴嘴，則雖然增加鑄造速度但鑄型內的表面流速并沒有增加，雖然能夠有效地防止鑄型粉末的卷入，但在實際操作中卻難以得到穩(wěn)定的卷入防止效果。專利文獻4所公開的浸潰噴嘴防止氧化鋁附著引起的浸潰噴嘴的閉塞，并通過抑制浸潰噴嘴內的熔鋼的偏流來實現(xiàn)鑄型內的流動的均勻化，以鑄片品質的提高及燒穿的防止為目的。然而，即便使用這樣的噴嘴，在現(xiàn)實的鑄造操作中也容易產生噴嘴堵塞，也難以得到穩(wěn)定的偏流抑制效果。本發(fā)明者作出了專利文獻5及專利文獻6所示的發(fā)明作為解決上述問題的方法。這些發(fā)明通過在中間包內設置用于形成熔融金屬的回旋流的簡便且有效果的回旋流施加機構，來消除具有上述的回旋葉片的回旋流施加浸潰噴嘴的缺點即噴嘴堵塞。其結果是，鑄型內的熔融金屬的流動實現(xiàn)穩(wěn)定化，而能夠期待穩(wěn)定的鑄造操作及鑄片的品質提高。在先技術文獻專利文獻專利文獻IW099/15291號公報專利文獻2日本特開2002-239690號公報專利文獻3日本專利第3027645號公報專利文獻4日本專利第3207793號公報專利文獻5日本特開2007-69236號公報專利文獻6日本特開2008-300069號公報然而，本發(fā)明者進一步推進研究開發(fā)的結果是在專利文獻5及專利文獻6所記載的技術要素中，估計出鑄型內的熔融金屬的流動的穩(wěn)定化的效果未必充分。

發(fā)明內容
本發(fā)明鑒于該問題而做出，其課題在于提供一種比專利文獻5及專利文獻6所記載的發(fā)明進一步改善了鑄型內的熔融金屬的流動的穩(wěn)定化的效果的連續(xù)鑄造方法。本發(fā)明者為了解決上述的課題，反復討論及考察了不會引起浸潰噴嘴的噴嘴堵塞，而對通過浸潰噴嘴的熔融金屬流施加回旋流，且能夠實現(xiàn)鑄型內的熔融金屬的流動的穩(wěn)定化的鑄造方法，其結果是，得到下述的(a) (g)的見解，而完成了本發(fā)明。(a)在浸潰噴嘴內設置扭轉板狀的回旋葉片來形成回旋流的方法中，浸潰噴嘴內的熔融金屬下降流與回旋葉片接觸時，會產生流動的淤水或渦旋，從而導致Al2O3等非金屬夾雜物的附著。而且，在流速大的浸潰噴嘴內設置扭轉板狀回旋葉片那樣的回旋流施加機構時，存在熔融金屬的流動阻力變大而回旋施加的能量效率低的問題。因而，在必要生產量大時，能夠形成的回旋強度有限。(b)考慮了在浸潰噴嘴上方的中間包內具有直徑比較大的中空的圓筒狀、圓錐狀或圓錐臺狀的側面，且在該側面設有對流入的熔融金屬施加周向的速度分量的側孔的回旋流施加機構。該回旋流施加機構由于作為熔融金屬流路的側孔的截面積大，因此能夠減小通過回旋流施加機構的熔融金屬的流速。(C)通過形成為上述(b)的結構，而成為流動的淤水或旋渦不易產生的流路形狀，因此Al2O3等非金屬夾雜物不易附著于熔融金屬流路的內壁。即便附著的情況下，由于流路截面積大，因此也不易導致閉塞。而且，低流速且流動的渦旋不易產生的情況能實現(xiàn)小的熔融金屬的流動阻力，因此能夠有效地活用位置能量，從而能夠得到強回旋流。(d)為了得到對鑄型內的熔融金屬的流動造成好影響的適當?shù)膹姸鹊幕匦?，而在通過側孔的時刻，需要使在上述(b)的回旋流施加機構內形成的熔融金屬的回旋流的角運動量適當。(e)作為形成在浸潰噴嘴內的熔融金屬的回旋流的角運動量的指標，考慮了使用熔融金屬的流量和回旋流施加機構的形狀的由下述(I)式表示的指標P。通過以指標P的值成為規(guī)定的適當?shù)姆秶姆绞綄⒒匦魇┘訖C構設計成適當?shù)男螤?，而得到了適當?shù)膹姸鹊幕匦?。P = RXQ/SXSin Θ I......(I)這里，上述(I)式中的各記號表示下述的各量。R:側孔開口 的部分的回旋流施加機構的水平方向的圓形截面的平均內半徑，Q :熔融金屬的流量速度，S :側孔的總開口面積，Θ I :在出側開口部處側孔的中心軸相對于假想線所成的角度。側孔的總開口面積S是指全部的側孔的流路截面積的總和，上述(I)式中的Q/S表示熔融金屬的側孔通過平均流速。(f)上述(b)的回旋流施加機構的側孔對熔融金屬施加周向流速時,對應于側孔的平均流速Q/S而最低限必要的指標T(T =側孔部側壁的厚度/側孔的寬度)的值存在。即，T分別需要在Q/S小于O. 05m/s時為1.0以上，在Q/S為O. 05m/s以上且小于O. lm/s時為O. 8以上，在Q/S為O. lm/s以上且小于O. 4m/s時為O. 6以上，在Q/S為O. 4m/s以上且小于I. 2m/s時為O. 5以上，在Q/S為I. 2m/s以上時為O. 4以上的值。(g)在上述(b)的回旋流施加機構浸潰于中間包內的熔融金屬中時，若回旋流施加機構的上端部存在開口部，則會引起從中間包內的熔融金屬面到回旋流施加機構內的旋渦。該旋渦會將中間包熔融金屬面上的熔渣或非金屬夾雜物卷入，因此不優(yōu)選。為了防止該旋渦，而要求在回旋流施加機構的上端部不設置開口部，或在回旋流施加機構的上端部的開口部插入從中間包上部延伸的限動桿。本發(fā)明基于上述的見解而完成，其宗旨在于下述的(I) (4)所示的熔融金屬的連續(xù)鑄造方法。(I) 一種熔融金屬的連續(xù)鑄造方法，將在側壁設有一個以上的側孔的中空的圓筒狀、圓錐狀或圓錐臺狀的耐火物制結構體以該耐火物制結構體的軸為鉛垂的方式配置在中間包內的浸潰噴嘴上方，并從所述中間包向浸潰噴嘴內供給熔融金屬，所述熔融金屬的連續(xù)鑄造方法的特征在于，從所述耐火物制結構體的水平方向的圓形截面的中心呈放射狀延伸的假想線與所述側孔的中心軸在所述耐火物制結構體的內表面相交而形成交點，在該交點處，所述側孔的中心軸相對于該假想線傾斜所成的角度為角度Θ 1，通過使所述中間包內的熔融金屬從在所述耐火物制結構體的外表面上開口的所述側孔的入側開口部朝向在所述耐火物制結構體的內表面上開口的出側開口部通過，從而對從所述中間包向所述浸潰噴嘴內供給的熔融金屬施加周向流速以形成回旋流，所述側孔開口的部分的所述水平方向的圓形截面的平均內徑2R為250mm 1200mm,所述側孔的高度為30mm 500mm及所述角度Θ1為15° 80°，由所述熔融金屬的流量速度Q、所述側孔的總開口面積S、所述側孔開口的部分的所述水平方向的圓形截面的平均內半徑R、所述角度Θ I構成，且由下述(I)式表示的指標P滿足O. 015m2/s彡P彡O. IOOmVs (以下，也稱為“第一發(fā)明”)。(2)根據(jù)所述⑴記載的熔融金屬的連續(xù)鑄造方法，其特征在于，由所述側孔部側壁的厚度/所述側孔的寬度表示的指標T、所述熔融金屬的流量速度Q、所述側孔的總開口面積S的關系滿足下述的條件(以下，也稱為“第二發(fā)明”)
Q/S 小于 0. 05m/s 時T 為 I. 0 以上，Q/S為O. 05m/s以上且小于O. lm/s時T為O. 8以上，Q/S為O. lm/s以上且小于O. 4m/s時T為O. 6以上，Q/S為O. 4m/s以上且小于I. 2m/s時T為O. 5以上，Q/S為I. 2m/s以上時T為O. 4以上。(3)根據(jù)所述⑴或(2)記載的熔融金屬的連續(xù)鑄造方法，其特征在于，所述耐火 物制結構體的整體浸潰在所述中間包內的熔融金屬內，在所述耐火物制結構體的上端部設置開口部，通過該開口部從所述中間包的上部將耐火物制限動桿插入(以下，也稱為“第三發(fā)明”)。(4)根據(jù)所述⑴或(2)記載的熔融金屬的連續(xù)鑄造方法，其特征在于，所述耐火物制結構體的整體浸潰在所述中間包內的熔融金屬內，在所述耐火物制結構體的上端部未設置開口部。(以下，也稱為“第四發(fā)明”)。在本發(fā)明中，“在出側開口部處側孔的中心軸相對于假想線所成的角度Θ I”在以下的說明中也稱為“側孔的傾斜角度(Θ I) ”。“水平方向的圓形截面的內半徑”是側孔的出側開口部的假想線與側孔的中心軸的交點(形成角度ΘI的交點)和耐火物制結構體的水平方向的圓形截面的中心間的距離，R為側孔開口的部分上的該內半徑的平均值。發(fā)明效果本發(fā)明的方法能夠消除具有回旋葉片的回旋流施加浸潰噴嘴的缺點即噴嘴閉塞問題，而使浸潰噴嘴內的熔融金屬形成適當?shù)膹姸鹊幕匦?，能實現(xiàn)回旋流施加浸潰噴嘴具有的優(yōu)異的效果、即鑄型內熔融金屬的流動穩(wěn)定性和非金屬夾雜物的除去，從而能夠實現(xiàn)穩(wěn)定的連續(xù)鑄造操作及鑄片的品質提聞。


圖I是示意性地表示用于實施本發(fā)明的方法的連續(xù)鑄造裝置的圖，圖I (a)表示圖1(b)的A-A剖視圖，圖1(b)表示連續(xù)鑄造裝置的縱向剖視圖。圖2是示意性地表示用于實施本發(fā)明的方法的另一連續(xù)鑄造裝置的圖，圖2(a)表示圖2(b)的A-A剖視圖，圖2(b)表示連續(xù)鑄造裝置的縱向剖視圖。圖3是示意性地表示用于實施本發(fā)明的方法的另一連續(xù)鑄造裝置的圖，圖3(a)表示圖3(b)的A-A剖視圖，圖3(b)表示連續(xù)鑄造裝置的縱向剖視圖。圖4是示意性地表示作為本發(fā)明的比較例的連續(xù)鑄造裝置的圖，圖4(a)表示圖4(b)的A-A剖視圖，圖4(b)表示連續(xù)鑄造裝置的縱向剖視圖。圖5是示意性地表示作為本發(fā)明的比較例的另一連續(xù)鑄造裝置的圖，圖5(a)表示圖5(b)的A-A剖視圖，圖5(b)表示連續(xù)鑄造裝置的縱向剖視圖。
具體實施例方式如上所述，本發(fā)明是“一種熔融金屬的連續(xù)鑄造方法，將在側壁設有I個以上的側孔的中空的圓筒狀、圓錐狀或圓錐臺狀的耐火物制結構體以該耐火物制結構體的軸為鉛垂的方式配置在中間包內的浸潰噴嘴上方，并從所述中間包向浸潰噴嘴內供給熔融金屬，所述熔融金屬的連續(xù)鑄造方法的特征在于，從所述耐火物制結構體的水平方向的圓形截面的中心呈放射狀延伸的假想線與所述側孔的中心軸在所述耐火物制結構體的內表面相交而形成交點，在該交點處，所述側孔的中心軸相對于該假想線傾斜所成的角度為角度Θ 1，通過使所述中間包內的熔融金屬從在所述耐火物制結構體的外表面上開口的所述側孔的入側開口部朝向在所述耐火物制結構體的內表面上開口的出側開口部通過，而對從所述中間包向所述浸潰噴嘴內供給的熔融金屬施加周向流速以形成回旋流，所述側孔開口的部分的所述水平方向的圓形截面的平均內徑2R為250mm 1200mm,所述側孔的高度為30mm 500mm及所述角度Θ I為15° 80°，由所述熔融金屬的流量速度Q、所述側孔的總開口面積S、所述側孔開口的部分的所述水平方向的圓形截面的平均內半徑R、所述角度Θ I構成，且由下述(I)式表示的指標P滿足O. 015m2/s ^ P ^ O. 100m2/s，P = RXQ/SXSin θ I... (I)”。關于本發(fā)明的內容，下面進一步詳細地加以說明。圖I是示意性地表示用于實施本發(fā)明的方法的連續(xù)鑄造裝置的圖，該圖(a)表示該圖(b)的A-A剖視圖，該圖(b)表示連續(xù)鑄造裝置的縱向剖視圖。 如該圖所示，在浸潰噴嘴4上方的中間包5內配置有中空的筒狀的耐火物制結構體1，該耐火物制結構體I在從水平方向的圓形截面的中心O呈放射狀延伸的假想線Xl X5上具有孔出口的中心，相對于假想線Xl X5使孔的中心軸Yl Y5的方向傾斜而開口的側孔2在側壁上設有I個以上。該耐火物制結構體的軸3為鉛垂。中間包5內的熔融金屬6通過側孔2而流入到耐火物制結構體I內時，被施加周向的速度分量而形成回旋流，從中間包5經由浸潰噴嘴4內而向鑄型11供給。(I)第一發(fā)明如上所述，第一發(fā)明涉及一種熔融金屬的連續(xù)鑄造方法，將在側壁設有I個以上的側孔的中空的圓筒狀、圓錐狀或圓錐臺狀的耐火物制結構體I以耐火物制結構體I的軸為鉛垂的方式配置在中間包5內的浸潰噴嘴4的上方，并從中間包5向浸潰噴嘴4內供給熔融金屬6，其中，在從耐火物制結構體I的水平方向的圓形截面的中心O呈放射狀延伸的假想線Xl XN(其中，N表示假想線的條數(shù))上具有孔的出側開口部中心，相對于假想線Xl XN使孔的中心軸的方向傾斜角度Θ I而穿過側孔2，通過使中間包5內的熔融金屬6從在耐火物制結構體I的外表面上開口的側孔2的入側開口部朝向在耐火物制結構體I的內表面上開口的出側開口部通過，而對從中間包5向浸潰噴嘴4內供給的熔融金屬施加周向流速以形成回旋流，側孔2開口的部分的所述水平方向的圓形截面的平均內徑2R為250mm 1200mm,側孔的高度為30mm 500mm,所述角度Θ I為15° 80° ,由熔融金屬的流量速度Q、側孔的總開口面積S、側孔開口的部分的所述水平方向的圓形截面的平均內半徑R、所述角度Θ I構成，且由上述⑴式表示的指標P滿足O. 015m2/s彡P彡O. 100m2/so該耐火物制結構體I通過設置具有傾斜角度Θ I的側孔2，而能夠對熔融金屬6施加周向的流速分量，并形成回旋流。具有傾斜角度Θ I的側孔2雖然可以為I個，但從使熔融金屬6中含有的非金屬夾雜物引起的閉塞的危險性分散的觀點出發(fā)，優(yōu)選在耐火物制結構體I的整周具有多個。而且，也可以將側孔2在耐火物制結構體I的整周設置多個，且沿著耐火物制結構體I的高度方向(軸3方向)設置多段。然而，在設置多個側孔2時，從避免不必要地增大耐火物制結構體I的高度的觀點來說，優(yōu)選將側孔2分別設置成相同高度。設有多個側孔2的傾斜角度Θ I既可以相同，而且也可以在某范圍內變動。然而，優(yōu)選對熔融金屬6施加的回旋流的旋轉方向相同。此外，還可以是側孔2的隔壁為薄的翅片狀，且沿著耐火物制結構體I的圓周方向具有多個側孔的形狀。側孔2優(yōu)選能夠使熔融金屬中的最大粒徑為30mm左右的異物通過的尺寸。側孔2的上側及下側的內壁面既可以水平也可以傾斜?？墒?，側孔2的下端的高度位置優(yōu)選為低的位置、即距中間包底面為200mm以內的高度，以免引起鑄造結束時由于熔融金屬6殘留在中間包5內而導致成品率下降。在耐火物制結構體I的上端部，既可以設置上蓋，也可以不設置上蓋。在耐火物制結構體I的上端部7設置上蓋時，從避免使形成的回旋流衰減的觀點出發(fā)，優(yōu)選將耐火物制結構體I的內部高度限制在距側孔2的上端為150mm以下的范圍內。另外，在耐火物制結構體I的上端部開口時，中間包5內(耐火物制結構體I的上方外側)的熔融金屬6由形成在耐火物制結構體I的內部的熔融金屬6的回旋流來驅動，而進行旋轉。這種情況下，該驅動會消耗回旋流的角運動能量，因此耐火物制結構體I的內 部的熔融金屬6的回旋流減弱。在耐火物制結構體I上端的開口面積越大時，該消耗能量越大。因此，在耐火物制結構體I的上端部7未設置上蓋時，從避免使相同的回旋流衰減的觀點出發(fā)，設有側孔2的高度的靠上方的內徑優(yōu)選比設有側孔2的高度以下的部分的內徑縮小，且為50mm 200mm。而且，在未設置上蓋時，從防止中間包熔渣向耐火物制結構體I內的混入的觀點出發(fā)，優(yōu)選使上端部7的高度比中間包5內的熔融金屬面高度高。在本發(fā)明中，耐火物制結構體I的側孔2開口的部分的水平方向的圓形截面的平均內徑2R為250mm 1200mm的范圍。其理由是，若平均內徑2R小于250mm的話，作為回旋流施加機構變得過小，因此難以得到充分的角運動量，而且，由于熔融金屬通路的橫截面積減小，因此會產生側孔2的閉塞或熔融金屬6的摩擦阻力增大等的問題。而且，若平均內徑2R超過1200mm，則作為回旋流施加機構變得過大，因此耐火物制結構體I的成本的增加自不必說，還需要專用的中間包，會導致鑄造設備的成本增大。耐火物制結構體I的水平方向的截面形狀優(yōu)選為正圓，但為多邊形或橢圓形狀也能得到同樣的效果。這種情況下，距中心的距離的平均值看作為平均內徑2R。然而，當截面形狀不是正圓時，與正圓的情況相比，回旋流形成的能量效率下降。耐火物制結構體I的側孔2的高度為30mm 500mm的范圍。這是因為，若設置于耐火物制結構體I的側孔2的高度小于30mm的話，則熔融金屬的流路過小，容易發(fā)生閉塞。而且，若側孔2的高度超過500mm，則熔融金屬的流路面積(側孔2的截面積)過大，確保通過側孔2的熔融金屬的流速而得到充分的角運動量的情況變得困難。此外，若側孔2的高度超過500mm，則耐火物制結構體I的高度不必要地變大，因此不優(yōu)選。側孔2的高度的更優(yōu)選的范圍為50 250mm。這里，側孔2的高度在側孔2沿上下方向僅設置I段時是指側孔2的高度本身，在側孔2沿上下方向排列設置多段時，是指多段的側孔2的高度之和(例如，在高度200mm的側孔2設置2段時，其高度為200 [mm] X 2，即為400mm)。而且，在側孔2的橫截面形狀不是矩形時，將其最大高度確定為側孔2的高度。此外，在沿著圓周方向設置多個的側孔2的高度不同時，將這些側孔2的高度的平均值確定為側孔2的高度。側孔2的寬度優(yōu)選30mm 200mm的范圍。當側孔2的寬度小于30mm時，容易發(fā)生閉塞，當超過200mm時，結構體I的強度下降。而且當側孔2的寬度超過200mm時，側孔2的截面積變得過大，難以使(I)式的值滿足規(guī)定范圍。在側孔2的橫截面形狀不是矩形時，其最大寬度被當作側孔2的寬度。側孔2的傾斜角度Θ I為15° 80°的范圍。其理由是，當設置于耐火物制結構體I的側孔2的傾斜角度Θ I比15°小時，施加的回旋流的強度不足。而且，當傾斜角度Θ I超過80°時，耐火物制結構體I的側壁的厚度變薄，會產生強度上的問題。在本發(fā)明的方法中，由根據(jù)熔融金屬的流量速度Q和側孔的總開口面積S而求出的側孔通過平均流速Q/S、側孔開口的部分的所述水平方向的圓形截面的平均內半徑R、角度Θ I構成的指標P(P = RXQ/SXSin θ I)的范圍被規(guī)定為O. 015m2/s O. 100m2/s的理由如下。本發(fā)明者發(fā)現(xiàn)了將平均內半徑R與通過側孔2的熔融金屬的平均流速Q/S的切線方向(與半徑垂直的方向)分量之積P作為在耐火物制結構體I內部形成的熔融金屬的回旋流的角運動量的指標，并將該指標P確保為適當?shù)姆秶纱四軌蛟诮娮靸刃纬蛇m 當?shù)膹姸鹊幕匦?。在耐火物制結構體I中形成的回旋流在流入浸潰噴嘴內之前，接受由限動件和滑動閘等的流量調整機構進行的節(jié)流。該節(jié)流引起的回旋流的衰減行為復雜，且在結構體I中形成的回旋流越強(角運動量越大)，越會產生受到顯著衰減的現(xiàn)象。即，若在結構體I中形成的回旋流過強，則流量調整機構產生的回旋流的衰減變得顯著，回旋流形成的能量效率下降。本發(fā)明者反復進行實驗和討論而研究了流量調整機構對回旋流的衰減行為。其結果是，發(fā)現(xiàn)了若指標P的值為O. 015m2/s O. IOOmVs的范圍內，則流量調整機構的節(jié)流引起的回旋流的衰減(能量損失)不顯著，且浸潰噴嘴內產生的回旋流從穩(wěn)定控制鑄型內流動的觀點出發(fā)具有充分的強度，從而完成了本發(fā)明。當指標P的值超過上限值O. IOOmVs時，流量調整機構的節(jié)流會產生顯著的回旋流的衰減，因該壓力損失而回旋流施加的能量效率下降。而且，過大的周向流速會引起浸潰噴嘴的振動。另一方面，當指標P的值低于下限值O. 015m2/s時，在浸潰噴嘴內形成的回旋流弱，無法發(fā)揮充分的鑄型內流動穩(wěn)定化作用。指標P的更優(yōu)選的范圍為O. 020m2/s O. 085m2/s。這里，側孔2的兩個側壁不平行時的側孔2的截面積S及角度Θ I的定義如下。在側孔2的側壁平行時，由于側孔2的中心軸與側壁平行，因此角度Θ I作為側孔2的中心軸在其出側開口部與假想線所成的角度而能夠唯一決定。同樣地，側孔2的寬度也作為側壁間的距離而能夠唯一決定。相對于此，在側孔2的側壁不平行時，因側孔2的中心軸的決定的方法不同而角度Θ I進行變化，因角度Θ I而側孔2的寬度變化。這種情況下，如以下那樣決定角度ΘI及側孔2的寬度。在側孔2內，比側孔2的側壁在熔融金屬6的流動方向上長得多(比該側孔2的全長更長)且平行的水平兩條直線以與兩個側壁分別相接的方式配置。在該平行線的間隔最寬的狀態(tài)時，通過該平行線的中央的線作為側孔2的中心軸。并且，側孔的中心軸在側孔2的出側開口部處與假想線所成的角度被確定為角度Θ I。該平行線的間隔為側孔的寬度。各側孔2的開口面積是與其中心軸垂直的側孔2的橫截面最小處的面積。(2)第二發(fā)明
與第一發(fā)明同樣地使用所述圖I來說明本發(fā)明的第二發(fā)明。第二發(fā)明以第一發(fā)明的熔融金屬的連續(xù)鑄造方法為基礎，其特征在于，耐火物制結構體I的側孔2中的平均流速Q/S與指標T (T =側孔部側壁的厚度/側孔2的寬度)的關系滿足以下的條件。即，Q/S小于 O. 05m/s 時T 為 I. O 以上，Q/S為O. 05m/s以上且小于O. lm/s時T為O. 8以上，Q/S為O. lm/s以上且小于O. 4m/s時T為O. 6以上，Q/S為O. 4m/s以上且小于I. 2m/s時T為O. 5以上，以及Q/S為I. 2m/s以上時T為O. 4以上。
在側孔2中的平均流速Q/S小時，若相對于側孔的寬度而增加側壁長度，則對熔融金屬施加周向流速的作用下降。側壁長度相對于側孔的寬度之比即指標Τ(τ =側孔部側壁的厚度/側孔2的寬度)的最低值為上述的值。指標T的上限并未特別規(guī)定，但過大的T會不必要地增大側壁厚度而導致耐火物制結構體I的巨大化，因此實質的T上限為2. O。這里，側孔部側壁的厚度是穿過側孔的部分的耐火物制結構體I的外徑與內徑之差除以2所得到的值。(3)第三發(fā)明圖2是示意性地表示用于實施本發(fā)明的方法的另一連續(xù)鑄造裝置的圖。該圖(a)表示該圖(b)的A-A剖視圖，該圖(b)表示連續(xù)鑄造裝置的縱向剖視圖。在圖2所示的連續(xù)鑄造裝置中，對與所述圖I所示的連續(xù)鑄造裝置在實質上相同的部分標注同一符號。第三發(fā)明如圖2所示，以第一發(fā)明或第二發(fā)明的熔融金屬的連續(xù)鑄造方法為基礎，其特征在于，在整體浸潰于熔融金屬內的耐火物制結構體I的上端部設置開口部，通過開口部從中間包的上部將耐火物制限動桿14插入。當耐火物制結構體I的整體浸潰在熔融金屬內時，在耐火物制結構體I的內部產生熔融金屬的回旋流，因此若在耐火物制結構體I的上端部設置開口部，則會產生從熔融金屬面到浸潰噴嘴4內為止的旋渦，會吸入中間包5內熔融金屬面上的熔渣，從而發(fā)生熔渣混入到鑄型11內的現(xiàn)象。為了避免該現(xiàn)象，從中間包的上部將耐火物制的限動桿14插入到耐火物制結構體I的圓形截面的中心部是有效的。這種情況下，在上端部設置開口部的耐火物制結構體I的形狀可以是圓筒狀、圓錐狀或圓錐臺狀中的任一形狀。而且，從使耐火物制結構體I緊湊的觀點出發(fā)，耐火物制結構體I的內表面高度優(yōu)選與側孔2的上端高度相同，或盡量限于在距側孔2的上端高度為150mm上方的位置。在耐火物制結構體I的上蓋設置的開口部的直徑優(yōu)選比限動桿14的直徑大I 20mm。限動桿14通常進行從中間包5內到浸潰噴嘴4的熔融金屬通路的開閉，因此鑄造中，限動桿14的下端處于距中間包5的底面為幾mm 十幾mm上方，上端部與設置在中間包5的上部的升降機構連結。在本發(fā)明中，限動桿14在防止伴隨著回旋流的形成而產生旋渦的目的下使用。然而，在限動桿14具有升降功能時，也可以將其使用在鑄型11內的熔融金屬面水平控制中。另外也可以在鑄造開始時及結束時，僅為了進行熔融金屬通路的開閉而使用。當限動桿14在鑄造開始時及結束時僅為了進行熔融金屬通路的開閉而使用時，鑄造中的鑄型11內熔融金屬面水平控制可以使用設置在浸潰噴嘴4與上噴嘴8之間的滑動閘9。(4)第四發(fā)明圖3是示意性地表示用于實施本發(fā)明的方法的另一連續(xù)鑄造裝置的圖。該圖(a)表示該圖(b)的A-A剖視圖，該圖(b)表示連續(xù)鑄造裝置的縱向剖視圖。在圖3所示的連續(xù)鑄造裝置中，對與所述圖I所示的連續(xù)鑄造裝置在實質上相同的部分標注同一符號。第四發(fā)明如圖3所示，以第一發(fā)明或第二發(fā)明的熔融金屬的連續(xù)鑄造方法為基礎，其特征在于，在整體浸潰到熔融金屬內的耐火物制結構體I的上端部未設置開口部。將耐火物制結構體I的整體浸潰在熔融金屬內時，在耐火物制結構體I的內 部會產生熔融金屬的回旋流，因此若在耐火物制結構體I的上端部設置開口部，則會產生從熔融金屬面到浸潰噴嘴4內為止的旋渦，將中間包5內熔融金屬面上的熔渣吸入，而發(fā)生熔渣混入到鑄型11內的現(xiàn)象。為了避免該現(xiàn)象，在耐火物制結構體I的上端部不設置開口部是有效的。實施例關于本發(fā)明的熔融金屬的連續(xù)鑄造方法的效果，基于實施例進行詳細說明。需要說明的是，以下的說明是作為熔融金屬以熔鋼為對象的例子。(本發(fā)明例I)圖I如上所述是示意性地表示用于本發(fā)明的方法的連續(xù)鑄造裝置的圖，該圖(a)表示該圖(b)的A-A剖視圖，該圖(b)表示連續(xù)鑄造裝置的縱向剖視圖。該圖所示的實施例是滿足所述第一發(fā)明及第二發(fā)明規(guī)定的條件的實施例。如該圖所示，中空圓筒狀的耐火物制結構體I包括側孔開口的部分，其內徑為400_，外徑為550_，整體的高度為1200_，由氧化鋁-氧化硅系耐火物構成。即側孔2開口的部位的平均內半徑R為200_。連續(xù)鑄造的常規(guī)操作時的中間包5內的熔融金屬面高度處于距耐火物制結構體I的上端部7為200mm的下部。在耐火物制結構體I的側壁上，如該圖(a)所示，在耐火物制結構體的內表面上，相對于假想線Xl X5而中心軸Yl Y5分別為傾斜角度Θ1 = 40°，將高度為180mm且寬度為80mm的側孔2沿著圓周方向設置5個。S卩，側孔2的總開口面積S為S=180[mm] X80[mm] X5[個]，即為72000mm2。常規(guī)鑄造中的熔鋼流量速度Q為60m3/hr ο因此，由所述(I)式表示的指標P的值為P = RXQ/SXSin Θ I = 200 [mm] X60[m3/hr]/72000 [mm2] X0. 643，為 0. 030m2/s。另外，指標T(T =側孔部側壁的厚度/側孔的寬度)的值為75[mm]/80[mm]=O. 938，是相當于熔鋼的側孔通過平均流速Q/S = O. 231m/s的適當值(T :0. 6以上)。在圖I所示的本發(fā)明例I中，熔鋼6因通過側孔2而被施加周向流速，在通過內徑縮減的上噴嘴8及滑動閘9時，按照角運動量保存的法則而周向流速增加，在浸潰噴嘴4內形成強回旋流。在浸潰噴嘴4內形成的回旋流因離心力的作用而從浸潰噴嘴4下端附近的2個噴出孔，均勻且均等地噴出，從而在鑄型11內形成穩(wěn)定的流動。而且，在從雙層式滑動閘9的上側的固定盤內周部吹入Ar氣體時，由于作用于熔鋼6的離心力而Ar氣體形成倒圓錐狀的氣泡膜。這種情況下，產生如下效果將該氣泡膜橫切而流下的熔鋼6中的非金屬夾雜物由氣泡有效地捕捉，與氣泡一起在鑄型11內浮起而被除去。Ar氣體從上噴嘴8吹入也能得到同樣的效果。無論吹入的場所如何，通過不是從內周部的一部分而是從整周吹入，都能夠提高效果。上述的鑄型內流動的穩(wěn)定化效果由于容易將鑄型內的熔鋼流速控制成適當?shù)姆秶虼诉m合于得到清潔的鋼。而且，上述的氣泡對夾雜物的捕捉及浮起效果也能促進鋼的清潔化。而且，若形成回旋流，則浸潰噴嘴4的內壁附近的流動實現(xiàn)穩(wěn)定化，因此不易發(fā)生非金屬夾雜物的附著引起的浸潰噴嘴的閉塞。圖I所示的耐火物制結構體I由于其上端部7比中間包5內的熔融金屬面高，因此能防止中間包5內的熔渣侵入到其內部。因而，即使在耐火物制結構體I的內部產生旋渦，也不會發(fā)生將中間包5內的熔渣卷入到鑄型11內的情況。(本發(fā)明例2)圖2如上所述是示意性地表示用于實施本發(fā)明的方法的另一連續(xù)鑄造裝置的圖。該圖(a)表示該圖(b)的A-A剖視圖，該圖(b)表示連續(xù)鑄造裝置的縱向剖視圖。該圖所示的實施例是滿足所述第一發(fā)明 第三發(fā)明規(guī)定的任一條件的實施例。 如該圖所示，中空圓錐臺狀的耐火物制結構體I在側孔2開口的部位處，內徑在側孔2的下端部為550mm而在側孔2的上端部為400mm。在側孔2開口的部位處，外徑在側孔2的下端部為700mm而在側孔2的上端部為550mm。而且，內表面高度為140mm,全高為180mm。耐火物制結構體I的材質是氧化鋁_氧化鎂系耐火物。側孔2開口的部位的平均內徑 2R 為(550 [mm] +400 [mm]) /2，即為 475mm，平均內半徑 R 為 237. 5mm。在耐火物制結構體I的側壁上，如該圖(a)所示，在耐火物制結構體的內表面中，相對于假想線Xl X4而中心軸Yl Y4分別成為傾斜角度Θ1 = 55°，高度為IOOmm且寬度為IOOmm的側孔2沿著圓周方向設置4個。即，側孔2的總開口面積S為S=100[mm] XlOO[mm] Χ4[個]，即為40000mm2。常規(guī)鑄造中的熔鋼流量速度Q為50m3/hr ο因此，所述(I)式表示的指標P的值為P = RXQ/SXSin Θ I = 237. 5 [mm] X 50 [m3/hr]/40000 [mm2] X0. 819，即為 0. 068m2/s。指標T (T=側孔部側壁的厚度/側孔的寬度)的值為75 [mm]/100 [mm] =0.75，是相對于熔鋼的側孔通過平均流速Q/S = O. 347m/s的適當值(T :0. 6以上)。另外，在中空圓錐臺的上端部7具有直徑IIOmm的開口部，直徑IOOmm的限動桿14通過該開口部而從中間包5的上方插入到上噴嘴8的附近。常規(guī)操作時的中間包5內的熔融金屬面高度成為耐火物制結構體I完全浸潰的高度。在圖2所示的本發(fā)明例2中，與所述本發(fā)明例I的情況同樣地，通過側孔2的熔鋼6被施加周向流速，在通過內徑縮減的上噴嘴8及滑動閘9時，按照角運動量保存的法則而周向流速增加，從而在浸潰噴嘴4內形成強的回旋流。形成在浸潰噴嘴4內的回旋流因離心力的作用而從浸潰噴嘴4的下端附近的2個噴出孔，均勻且均等地噴出，從而形成穩(wěn)定的鑄型內流動。而且，在從上噴嘴8的內周部吹入Ar氣體時，由于作用于熔鋼6的離心力而該Ar氣體形成倒圓錐狀的氣泡膜，因此產生如下效果將該氣泡膜橫切而流下的熔鋼6中的非金屬夾雜物由氣泡有效地捕捉，與氣泡一起在鑄型11內浮起而被除去。Ar氣體從滑動閘9吹入也能得到同樣的效果。無論吹入的場所如何，通過不是從內周部的一部分而是從整周吹入，都能夠提高該效果。上述的鑄型內流動的穩(wěn)定化效果由于容易將鑄型內的熔鋼流速控制成適當?shù)姆秶虼诉m合于得到清潔的鋼。而且，上述的氣泡對夾雜物的捕捉及浮起效果也能促進鋼的清潔化。而且，若形成回旋流，則浸潰噴嘴4的內壁附近的流動實現(xiàn)穩(wěn)定化，因此不易發(fā)生非金屬夾雜物的附著引起的浸潰噴嘴的閉塞。在本發(fā)明例2中，由于限動桿14的存在，因此能防止回旋流引起的旋渦的發(fā)生，中間包5內的熔渣被帶入鑄型11內的可能性非常低。另外，在常規(guī)鑄造中，滑動閘9的開度為全開而流路截面為正圓形狀，從而通過限動桿14的高度能夠控制向鑄型內流出的熔鋼流量。這種情況下，在浸潰噴嘴4內能夠形成周向均等的回旋流。這種周向均等的回旋流與本發(fā)明例I相比，能帶來更均等且穩(wěn)定的鑄型內的熔鋼流動。(本發(fā)明例3)圖3如上所述是示意性地表示用于實施本發(fā)明的方法的另一連續(xù)鑄造裝置的圖。該圖(a)表示該圖(b)的A-A剖視圖，該圖(b)表示連續(xù)鑄造裝置的縱向剖視圖。該圖所示的實施例是滿足所述第一發(fā)明、第二發(fā)明及第四發(fā)明規(guī)定的任一條件的實施例。 如該圖所示，中空圓錐臺狀的耐火物制結構體I在側孔2開口的部位處，內徑在側孔2的下端部為550mm而在側孔2的上端部為400mm。在側孔2開口的部位處，外徑在側孔2的下端部為700mm而在側孔2的上端部為550mm。而且，內表面高度為140mm,全高為180mm。耐火物制結構體I的材質是氧化鋁_氧化鎂系耐火物。側孔2開口的部位的平均內徑 2R 為(550 [mm] +400 [mm]) /2，即為 475mm，平均內半徑 R 為 237. 5mm。在耐火物制結構體I的側壁上，如該圖(a)所示，在耐火物制結構體的內表面中，相對于假想線Xl X4而中心軸Yl Y4分別成為傾斜角度Θ1 = 55°，高度為IOOmm且寬度為IOOmm的側孔2沿著圓周方向設置4個。即，側孔2的總開口面積S為S=100[mm] X 100[mm] Χ4[個]，即為40000mm2。常規(guī)鑄造中的熔鋼流量速度Q為60m3/hr ο因此，所述(I)式表示的指標P的值為P = RXQ/SXSin Θ I = 237. 5 [mm] X60[m3/hr]/40000[mm2] X0. 819，即為 0. 081m2/s。指標T (T=側孔部側壁的厚度/側孔的寬度)的值為75 [mm]/100 [mm] =0.75，是相對于熔鋼的側孔通過平均流速Q/S = O. 417m/s的適當值(T :0. 5以上)。另外，在中空圓錐臺的上端部7沒有開口部。常規(guī)操作時的中間包5內的熔融金屬面高度成為耐火物制結構體I完全浸潰的高度。在圖3所示的本發(fā)明例3中，與所述本發(fā)明例I的情況同樣地，通過側孔2的熔鋼6被施加周向流速，在通過內徑縮減的上噴嘴8及滑動閘9時，按照角運動量保存的法則而周向流速增加，從而在浸潰噴嘴4內形成強的回旋流。形成在浸潰噴嘴4內的回旋流因離心力的作用而從浸潰噴嘴4的下端附近的2個噴出孔，均勻且均等地噴出，從而形成穩(wěn)定的鑄型內流動。而且，在從上噴嘴8的內周部吹入Ar氣體時，由于作用于熔鋼6的離心力而該Ar氣體形成倒圓錐狀的氣泡膜，因此產生如下效果將該氣泡膜橫切而流下的熔鋼6中的非金屬夾雜物由氣泡有效地捕捉，與氣泡一起在鑄型11內浮起而被除去。Ar氣體從滑動閘9吹入也能得到同樣的效果。無論吹入的場所如何，通過不是從內周部的一部分而是從整周吹入，都能夠提高該效果。上述的鑄型內流動的穩(wěn)定化效果由于容易將鑄型內的熔鋼流速控制成適當?shù)姆秶?，因此適合于得到清潔的鋼。而且，上述的氣泡對夾雜物的捕捉及浮起效果也能促進鋼的清潔化。而且，若形成回旋流，則浸潰噴嘴4的內壁附近的流動實現(xiàn)穩(wěn)定化，因此不易發(fā)生非金屬夾雜物的附著引起的浸潰噴嘴的閉塞。在本發(fā)明例3中，由于在中空圓錐臺的上端部7沒有開口部，因此能防止回旋流引起的旋渦的發(fā)生，中間包5內的熔渣被帶入鑄型11內的可能性非常低。本發(fā)明例3與本發(fā)明例I相比，由于耐火物制結構體I小，因此成本低。而且，與本發(fā)明例2相比，由于未使用限動桿14，因此在低成本方面也具有優(yōu)勢。上述的本發(fā)明例I 本發(fā)明例3所示的本發(fā)明的熔融金屬的連續(xù)鑄造方法與未設置耐火物制結構體I的通常的連續(xù)鑄造方法相比，由于能夠在浸潰噴嘴4內形成回旋流，因此能夠實現(xiàn)浸潰噴嘴4的內壁附近的流動的穩(wěn)定化，并抑制非金屬夾雜物向內壁的附著。因此，本發(fā)明的方法通過實現(xiàn)鑄型內流動的穩(wěn)定化，而對于鑄片的高品質化及連續(xù)鑄造的生產性提高能發(fā)揮大效果。(比較例I) 圖4是示意性地表示作為本發(fā)明的比較例的連續(xù)鑄造裝置的圖。該圖(a)表示該圖(b)的A-A剖視圖，該圖(b)表示連續(xù)鑄造裝置的縱向剖視圖。在該圖所示的連續(xù)鑄造裝置中，對與所述圖2所示的連續(xù)鑄造裝置在實質上相同的部分標注同一符號。該圖所示的實施例是不滿足所述第一發(fā)明規(guī)定的條件的實施例。如該圖所示，中空圓錐臺狀的耐火物制結構體I在側孔2開口的部位處，內徑在側孔2的下端部為600mm而在側孔2的上端部為400mm。在側孔2開口的部位處，外徑在側孔2的下端部為700mm而在側孔2的上端部為500mm。而且，內表面高度為350mm,全高為400mm，由氧化鋁-氧化鎂系耐火物構成。側孔2開口的部位的平均內徑2R為(600 [mm]+400 [mm] )/2,即為 500mm,平均內半徑 R 為 250mm。在耐火物制結構體I的側壁上，如該圖(a)所示，在耐火物制結構體的內表面中，相對于假想線Xl X8而中心軸Yl Y8分別成為傾斜角度Θ1 = 55°，高度為250mm且寬度為IOOmm的側孔2沿著圓周方向設置8個。即，側孔2的總開口面積S為S=250[mm] X 100[mm] X8[個]，即為200000mm2。常規(guī)鑄造中的熔鋼流量速度Q為32m3/hr ο因此，所述(I)式表示的指標P的值為P = RXQ/SXSin Θ I = 250 [mm] X 32 [m3/hr] /200000 [mm2] X 0· 819，即為0. 009m2/s，是比本發(fā)明規(guī)定的范圍小的值。指標T(T =側孔部側壁的厚度/側孔的寬度)的值為50 [mm]/100 [mm] = O. 5，是比相對于熔鋼的側孔通過平均流速Q/S = O. 044m/s的適當值(T :1. O以上)小得多的值。另外，在中空圓錐臺的上端部7具有直徑IlOmm的開口部，直徑IOOmm的限動桿14通過該開口部而從中間包5的上方插入到上噴嘴8的附近。常規(guī)操作時的中間包5內的熔融金屬面高度成為耐火物制結構體I完全浸潰的高度。在圖4所示的比較例I中，通過側孔2的熔鋼6被施加周向流速，在通過內徑縮減的上噴嘴8及滑動閘9時，按照角運動量保存的法則而周向流速增加，從而在浸潰噴嘴4內形成回旋流。然而，如上所述，由于指標P的值或指標T的值偏離本發(fā)明的規(guī)定范圍，且較小，因此無法形成充分的強度的回旋流。(比較例2)圖5是示意性地表示作為本發(fā)明的比較例的另一連續(xù)鑄造裝置的圖。該圖(a)表示該圖(b)的A-A剖視圖，該圖(b)表示連續(xù)鑄造裝置的縱向剖視圖。在該圖所示的連續(xù)鑄造裝置中，對與所述圖I所示的連續(xù)鑄造裝置在實質上相同的部分標注同一符號。該圖所示的實施例是不滿足所述第一發(fā)明 第三發(fā)明規(guī)定的條件的實施例。中空圓錐臺狀的耐火物制結構體I包括側孔開口的部分，內徑為400mm，外徑為550mm，整體的高度為1250mm，由氧化鋁-氧化硅系耐火物構成。即側孔2開口的部位的平均內半徑R為200_。連續(xù)鑄造的常規(guī)操作時的中間包5內的熔融金屬面高度處于距耐火物制結構體I的上端部7為IOOmm的下部。在耐火物制結構體I的側壁上，如該圖(a)所示，在耐火物制結構體的內表面中，相對于假想線Xl X3而中心軸Yl Y3分別成為傾斜角度Θ1 = 40°，高度為80mm且寬度為80mm的側孔2沿著圓周方向設置3個。即，側孔2的總開口面積S為S = 80[mm] X80[mm] X3[個]，即為19200mm2。常規(guī)鑄造中的熔鋼流量速度Q為65m3/hr ο因此，所述(I)式表示的指標P的值為P = RXQ/SXSin Θ I = 200 [mm] X65[m3/hr]/19200 [mm2] X0. 643，即為0. 121m2/s，是比本發(fā)明規(guī)定的范圍大的值。指標T(T =側孔部側壁的厚度/側孔的寬度)的值為75 [mm]/80 [mm] = O. 938，是 比相對于熔鋼的側孔通過平均流速Q/S = O. 940m/s的適當值(T :0. 5以上)大得多的值。在圖5所示的比較例2中，通過側孔2的熔鋼6被施加周向流速，在通過內徑縮減的上噴嘴8及滑動閘9時，按照角運動量保存的法則而周向流速增加，從而在浸潰噴嘴4內形成回旋流。然而，如上所述，由于指標P的值過大，因此回旋流過強而引起能量效率的下降。而且，會產生浸潰噴嘴4振動的問題。工業(yè)實用性本發(fā)明的方法不會引起在內部具有扭轉板狀回旋葉片的回旋流施加浸潰噴嘴的缺點即噴嘴閉塞，而使浸潰噴嘴內的熔融金屬形成回旋流，能發(fā)揮回旋流施加浸潰噴嘴具有的、鑄型內熔融金屬的優(yōu)異的流動穩(wěn)定性和非金屬夾雜物的除去等效果，從而能夠實現(xiàn)穩(wěn)定的連續(xù)鑄造操作及鑄片的品質提高。因此，本發(fā)明的熔融金屬的連續(xù)鑄造方法是通過廉價的設備和簡便的方法以連續(xù)鑄造的穩(wěn)定化及金屬鑄片的高清潔度化為目標的鑄造領域中能夠廣泛適用的技術。符號說明I :耐火物制結構體2 :側孔3 :耐火物制結構體的軸4 :浸潰噴嘴5 :中間包51 :中間包耐火物52 :中間包鐵皮6 :熔融金屬(熔鋼)7 :耐火物制結構體的上端部8 :上噴嘴9 :滑動閘10 :惰性氣體11 :鑄型12 :凝固殼體13 :鑄型粉末14 :限動桿O :水平方向的圓形截面的中心Xl X8 :呈放射狀延伸的假想線Yl Y8 :側孔的中心軸，Θ I :側孔的傾斜角度。
權利要求
1.一種熔融金屬的連續(xù)鑄造方法，將在側壁設有一個以上的側孔的中空的圓筒狀、圓錐狀或圓錐臺狀的耐火物制結構體以該耐火物制結構體的軸為鉛垂的方式配置在中間包內的浸潰噴嘴上方，并從所述中間包向浸潰噴嘴內供給熔融金屬，所述熔融金屬的連續(xù)鑄造方法的特征在于， 從所述耐火物制結構體的水平方向的圓形截面的中心呈放射狀延伸的假想線與所述側孔的中心軸在所述耐火物制結構體的內表面相交而形成交點，在該交點處，所述側孔的中心軸相對于該假想線傾斜所成的角度為角度01， 通過使所述中間包內的熔融金屬從在所述耐火物制結構體的外表面上開口的所述側孔的入側開口部朝向在所述耐火物制結構體的內表面上開口的出側開口部通過，從而對從所述中間包向所述浸潰噴嘴內供給的熔融金屬施加周向流速以形成回旋流， 所述側孔開口的部分的所述水平方向的圓形截面的平均內徑2R為250mm 1200mm,所述側孔的高度為30mm 500mm及所述角度0 I為15° 80°， 由所述熔融金屬的流量速度Q、所述側孔的總開口面積S、所述側孔開口的部分的所述水平方向的圓形截面的平均內半徑R、所述角度9 I構成，且由下述(I)式表示的指標P滿足 0. 015m2/s ≤ P ≤ 0. 100m2/s, P = RXQ/SXSin 0 I......(I)。
2.根據(jù)權利要求I所述的熔融金屬的連續(xù)鑄造方法，其特征在于， 由所述側孔部側壁的厚度/所述側孔的寬度表示的指標T、所述熔融金屬的流量速度Q、所述側孔的總開口面積S的關系滿足下述條件 Q/S小于0. 05m/s時T為I. 0以上； Q/S為0. 05m/s以上且小于0. lm/s時T為0. 8以上； Q/S為0. lm/s以上且小于0. 4m/s時T為0. 6以上； Q/S為0. 4m/s以上且小于I. 2m/s時T為0. 5以上； Q/S為I. 2m/s以上時T為0. 4以上。
3.根據(jù)權利要求I或2所述的熔融金屬的連續(xù)鑄造方法，其特征在于， 所述耐火物制結構體的整體浸潰在所述中間包內的熔融金屬內， 在所述耐火物制結構體的上端部設有開口部，通過該開口部從所述中間包的上部將耐火物制限動桿插入。
4.根據(jù)權利要求I或2所述的熔融金屬的連續(xù)鑄造方法，其特征在于， 所述耐火物制結構體的整體浸潰在所述中間包內的熔融金屬內， 在所述耐火物制結構體的上端部未設置開口部。
全文摘要
一種熔融金屬的連續(xù)鑄造方法，將在側壁設有一個以上的側孔的中空的圓筒狀、圓錐狀或圓錐臺狀的耐火物制結構體以該耐火物制結構體的軸為鉛垂的方式配置在中間包內的浸漬噴嘴上方，并從所述中間包向浸漬噴嘴內供給熔融金屬，其中，從所述耐火物制結構體的水平方向的圓形截面的中心呈放射狀延伸的假想線與所述側孔的中心軸所成的角度為角度θ1，通過使所述中間包內的熔融金屬通過所述側孔，而形成向所述浸漬噴嘴內供給的熔融金屬的回旋流，所述熔融金屬的流量速度Q、所述側孔的總開口面積S、所述側孔開口的部分的所述水平方向的圓形截面的平均內半徑R、所述角度θ1滿足0.015m2/s≤R×Q/S×Sinθ1≤0.100m2/s。通過在中間包內設置回旋流施加機構而能夠實現(xiàn)鑄型內的熔融金屬的流動的穩(wěn)定化。
文檔編號B22D11/10GK102781605SQ20108005032
公開日2012年11月14日 申請日期2010年10月1日 優(yōu)先權日2009年11月6日
發(fā)明者后真理子, 塚口友一 申請人:住友金屬工業(yè)株式會社