JP2012183544A - 浸漬ノズル - Google Patents

Abstract

【課題】浸漬ノズルの内孔内で偏流状態にある溶鋼流に対しても、浸漬ノズルの吐出孔から流出する溶鋼流を均一化及び整流化し、ひいては浸漬ノズル近傍でのモールドパウダーの巻き込み等を抑制すること。
【解決手段】上端に設けられた溶鋼の導入部１３から溶鋼が下方に通過する上下縦方向に管状の直胴部１１と、この直胴部の下部に設けられ、溶鋼を直胴部の側面から横方向に吐出する左右対称となる一対の吐出孔１４とを有する浸漬ノズル１０において、一対の吐出孔１４間の内孔壁１８に突条部１６を対向配置する。さらに、浸漬ノズル１の中心と吐出孔１４の中心とを通る浸漬ノズルの縦方向断面の吐出孔部内孔の形状が、吐出孔起点から端部に向かって漸次吐出孔内孔が曲線で縮径し、かつその漸次縮径する曲線が、浸漬ノズル縦方向断面の径によって表される吐出孔の内側形状を、少なくとも吐出孔内の一部又は全部に有する。
【選択図】図１

Description

本発明は、鋳型（モールド）に溶鋼を注入する連続鋳造用の浸漬ノズル、とくにその吐出孔及び吐出孔間の内孔壁の構造に関する。

溶鋼の連続鋳造において、溶鋼を注入する鋳型内の溶鋼流の状態は、鋼の品質に大きな影響を及ぼすことから、その流動状態を制御することは、その流動状態に直接影響を及ぼす浸漬ノズルの構造とも相俟って、連続鋳造操業にとっては重要な技術事項である。

この鋳型内の溶鋼流には、浸漬ノズルの構造のうち、とくにその吐出孔近傍の構造が大きな影響を及ぼす。

吐出孔からの溶鋼流の状態によっては、鋳型内での流動状態が安定せず、鋳型内のさまざまな部位で反転流、その他の局部的な偏流が、時間経過に伴って絶えず変化する等の溶鋼流の乱れと、それらによる「波打ち」、「うねり」、「流動方向の転換」等の湯面変動が不規則に発生して、鋳片の端部付近では介在物が十分に浮上しなかったり、鋳片表面へのモールドパウダーの均一な移動がなされなかったり、モールドパウダーや介在物の鋳片内部への不均一な巻き込み等も発生する。

これらに加え、溶鋼の凝固過程におけるシェルの形成に必要若しくは理想的な鋳型内溶鋼の温度分布が得られにくい等の問題も生じている。これらにより、鋳片の品質への悪影響やブレークアウトの危険性等も高まる。

このような問題の解決のためには、流速をできる限り均一化すること、偏流を生じさせないこと等が必要である。しかし、単に吐出孔の角度や吐出孔の面積等の調整のみではモールドパウダーを巻き込まないような安定した溶鋼流を得ることができない。

この対策として、浸漬ノズルの吐出孔から流出する溶鋼の流れを、その浸漬ノズルの吐出孔の角度を上方向に設定することで、鋳型端部付近の位置まで湯面上付近の流動を得ようとする試みがなされてきた。しかし、直胴部の壁の一部に開けた吐出孔の角度をその直胴部の肉厚の範囲内で変化させても、十分な安定流動を得ることはできない。

また、溶鋼流を制御する手段として、例えば特許文献１には吐出孔の形状を、下端が円筒の内径と等しい弦であって上方が円筒の内周の半分の弧である半円形としたものが提案されている。しかしながら、このような吐出孔の溶鋼流出方向の断面形状を円形等にしただけでは、吐出孔から流出される際の溶鋼流の乱れや、その断面における速度の不均一性を解決することができず、依然として、前述のようなモールドパウダー巻き込み、その他の諸問題を解決することはできない。

また、特許文献２には、浸漬ノズルの吐出孔の形状を横長の矩形にすること、またその矩形の縦横比を１．０１〜１．２０にすること等が提案されている。しかしながら、このような吐出孔の溶鋼流出方向の断面形状を矩形にしただけ、あるいは、矩形の縦横比を特定しただけでは、吐出孔から放出される際の溶鋼流の乱れやその断面における速度の不均一性を解決することができず、依然として、モールドパウダー巻き込み等の諸問題を解決することはできない。

さらに、特許文献３には、鋳物製品のペンシルパイプ欠陥を防止するために、吐出孔となる出口ポートに連通する中心穴が、ノズル構造体の周縁まで延び、かつ前記出口ポートの下側表面部分を形成する上方に向って皿形の底面で終わっており、それにより上方に向って皿形の底面を横切って流れる溶融した鋼が前記ノズル構造体から外側上方に向って案内されるようにした溶融鋼導入用没入ノズル、及び前記出口ポートが下方に向って傾斜したリップによって一部が区画形成された上側部分を有し、それにより前記リップを横切る溶融鋼の流れが前記上方に向って皿形の底面に沿って溶融鋼の出てくる流れの中に外側下方に向って案内されるようにしている没入ノズル（「浸漬ノズル」と同義）が示されている。しかしながら、この場合は、アルゴンガスの滞留等をなくすためもあって、溶鋼流を特定の方向に集中させることを意図しており、モールドパウダー巻き込み等の諸問題を解決するための吐出孔から流出する溶鋼流の均一化や整流化の効果は期待できない。

一方、通常、鋳造中は浸漬ノズルの上方において、プレートや上ノズル等のノズル孔面積を絞って流量制御をしているため、浸漬ノズルの内孔径は、その絞った孔面積に対して１．１〜３倍程度となっている。このため、プレートや上ノズルから落下する溶鋼は、タンデュッシュからの排出流の流動状態、ヘッド、排出速度、容器内〜ノズルの内孔形状等の諸々の個別の操業上の条件によっては流心が偏心して浸漬ノズルの内孔内の溶鋼の流れが一方に偏る偏流を生じることがある。その結果、吐出孔から左右均等に溶鋼が流出しなくなることがある。

実開平４−１３４２５１号公報 特開２００４−２０９５１２号公報 特開平１１−２９１０２６号公報

本発明が解決しようとする課題は、浸漬ノズルの内孔内で偏流状態にある溶鋼流に対しても、浸漬ノズルの吐出孔から流出する溶鋼流を均一化及び整流化し、ひいては浸漬ノズル近傍でのモールドパウダーの巻き込み等を抑制することにある。

本発明は、上端に設けられた溶鋼の導入部から溶鋼が下方に通過する上下縦方向に管状の直胴部と、この直胴部の下部に設けられ、溶鋼を直胴部の側面から横方向に吐出する左右対称となる一対の吐出孔とを有する浸漬ノズルであって、前記一対の吐出孔間の内孔壁に、内方に突出し当該内孔壁を吐出孔方向に横断する突条部が対向配置されており、さらに、浸漬ノズルの中心と吐出孔の中心とを通る浸漬ノズルの縦方向断面の吐出孔部内孔の形状が、吐出孔起点から端部に向かって漸次吐出孔内孔が曲線で縮径し、かつその漸次縮径する曲線が、次式１のＤｚの浸漬ノズル縦方向断面の径によって表される吐出孔の内側形状を、少なくとも吐出孔内の一部又は全部に有することを特徴とするものである。

まず、本発明では、浸漬ノズルの内孔内での溶鋼流の偏流による悪影響を抑えるために、一対の吐出孔間の内孔壁に、内方に突出し当該内孔壁を吐出孔方向に横断する突条部を対向配置する。ここで、「内孔壁を水平方向に横断する」とは、内孔壁の一方の側端（一方の吐出孔との境界位置）から他方の側端（他方の吐出孔との境界位置）まで、突条部が水平方向に延在することを意味する。なお、本明細書では、浸漬ノズルを鉛直に立てた状態に基づいて各方向を設定している。

このように、吐出孔間の内孔壁を吐出孔方向に横断する突条部を対向配置することで、吐出孔から流出する溶鋼流は、左右均等な流れとなる。すなわち、浸漬ノズルの内孔内で偏流状態にある溶鋼流に対しても、その溶鋼流を整流し、吐出孔から流出する溶鋼流を均等にすることができる。また、従来の浸漬ノズルでは、吐出孔から流出する溶鋼流の流速分布が下方に偏り不均一となっていたが、本発明では、対向する突条部による堰き止め効果により、吐出孔上部においても十分な溶鋼流を得ることができる。

さらに、本発明では、浸漬ノズルの吐出孔から流出する溶鋼流を均一化及び整流化するために、吐出孔部内孔の形状を前記式１による形状とする。その技術的意味については、後述する。

本発明の浸漬ノズルを使用することで、浸漬ノズルの内孔内で偏流状態にある溶鋼流に対しても、吐出孔から流出する溶鋼流を均一化及び整流化することができる。その結果、浸漬ノズル近傍でのモールドパウダーの巻き込み等を抑制することができる。

また、溶鋼流の乱れやそれに伴う淀み等が顕著に減少することから、そのような部分に発生しやすい鋼中介在物の吐出孔壁面付近への付着も抑制することができる。

ひいては鋳片の品質を向上させることができる。また、モールドパウダー等の巻き込みによる浸漬ノズルの局部溶損による内孔を含む吐出孔付近の形状変化、それによる溶鋼流の変化や浸漬ノズルの低寿命化をも抑制することができる。

（Ａ）、（Ｂ）は本発明の突条部を設けた浸漬ノズルを示し、（Ａ）は側面図、（Ｂ）は縦断面図である。（Ｃ）は本発明の突条部及び吐出孔構造を備えた浸漬ノズルを示す縦断面図である。 図１（Ａ）、（Ｂ）に示す浸漬ノズルの部分側面図である。 （Ａ）、（Ｂ）はそれぞれ図１（Ａ）、（Ｂ）に示す浸漬ノズルの部分縦断面図である。 水モデル試験を説明するための模式図である。 （Ａ）はａ／ａ’とΔσとの関係、（Ｂ）はａ／ａ’とＶ_ａｖとの関係を示すグラフである。 （Ａ）はｂ／ｂ’とΔσとの関係、（Ｂ）はｂ／ｂ’とＶ_ａｖとの関係を示すグラフである。 （Ａ）はｃ／ｂ’とΔσとの関係、（Ｂ）はｃ／ｂ’とＶ_ａｖとの関係を示すグラフである。 （Ａ）はＬ_２／Ｌ_１とΔσとの関係、（Ｂ）はＬ_２／Ｌ_１とＶ_ａｖとの関係を示すグラフである。 （Ａ）はＲ／ａ’とΔσとの関係、（Ｂ）はＲ／ａ’とＶ_ａｖとの関係を示すグラフである。 本発明の浸漬ノズルの吐出孔構造の縦方向断面図（イメージ）である。 図１１のＡ−Ａ視の断面図（イメージ）である。 図１１のＢ−Ｂ視の断面図（中央断面図付きイメージ）である。 （ａ）は一例で、本実験例における形状でもある。 （ｂ）は他の例（上端部横方向が直線状）である。 図１１のａ部の拡大断面図（イメージ）である。 吐出孔に、浸漬ノズル縦方向の角度がある場合（水平方向以外）の断面のシフト方法を示す図である（ｔａｎθ等）。 吐出孔に下向き２０度の角度がある場合の本発明の吐出孔の、浸漬ノズル縦方向断面を示す図である。 （ａ）はｎ値＝１．５、Ｄｉ／Ｄｏ比＝２．０ （ｂ）はｎ値＝４．０、Ｄｉ／Ｄｏ比＝２．０ （ｃ）はｎ値＝６．０、Ｄｉ／Ｄｏ比＝２．０ 実施例における比較例１の場合を示す。 実施例１の場合を示す。 比較例２の場合を示す。 比較例３の場合を示す。 実施例２の場合を示す。 比較例５の場合を示す。 実施例４の場合を示す。 実施例５の場合を示す。 実施例２の場合を示す。 実施例６の場合を示す。 実施例７の場合を示す。 実施例８の場合を示す。 比較例６の場合を示す。 実施例９の場合を示す。 実施例１０の場合を示す。 実施例１１の場合を示す。 実施例１２の場合を示す。 実施例２の場合を示す。 図１８に示す比較例２の縦軸のスケールを拡大した図である。 図２０に示す実施例２の縦軸のスケールを拡大した図である。 比較例４の場合を示す。（図３４、３５と同じ縦軸スケール） 実施例３の場合を示す。（図３４、３５と同じ縦軸スケール） 比較例７の場合を示す（ＳＮ開度１００％） 参考例１の場合を示す（ＳＮ開度１００％） 実施例１３の場合を示す（ＳＮ開度１００％） 比較例７の場合を示す（ＳＮ開度５０％） 参考例１の場合を示す（ＳＮ開度５０％） 実施例１３の場合を示す（ＳＮ開度５０％） コンピュータ・シミュレーションによる、浸漬ノズル吐出孔から流出した 溶鋼の、吐出孔の溶鋼出口の流動状態を示すイメージ図であり、比較例１の吐出孔ケースである。 図４４内に流速に関する補足説明用図形及び文章を記入した図である。 コンピュータ・シミュレーションによる、浸漬ノズル内の底部と浸漬ノズル周辺の溶鋼の流動状態を示すイメージ図であり、比較例１の吐出孔ケースである。 コンピュータ・シミュレーションによる、浸漬ノズル吐出孔から流出した溶鋼の、吐出孔の溶鋼出口の流動状態を示すイメージ図であり、実施例１の吐出孔ケースである。 図４７内に流速に関する補足説明用図形を記入した図である。 コンピュータ・シミュレーションによる、浸漬ノズル内の底部と浸漬ノズル周辺の溶鋼の流動状態を示すイメージ図であり、実施例１の吐出孔ケースである。 コンピュータ・シミュレーションによる、浸漬ノズル吐出孔から流出した溶鋼の、鋳型内の流動状態を示すイメージ図であり、比較例２のケースである。 コンピュータ・シミュレーションによる、浸漬ノズル吐出孔から流出した溶鋼の、吐出孔の溶鋼出口の流動状態を示すイメージ図であり、比較例２の吐出孔ケースである。 コンピュータ・シミュレーションによる、浸漬ノズル吐出孔から流出した溶鋼の、鋳型内の流動状態を示すイメージ図であり、比較例５のケースである。 コンピュータ・シミュレーションによる、浸漬ノズル吐出孔から流出した溶鋼の、吐出孔の溶鋼出口の流動状態を示すイメージ図であり、比較例５のケースである。 コンピュータ・シミュレーションによる、浸漬ノズル吐出孔から流出した溶鋼の、鋳型内の流動状態を示すイメージ図であり、実施例２のケースである。 実験例のコンピュータ・シミュレーションによる、浸漬ノズル吐出孔から流出した溶鋼の、吐出孔の溶鋼出口の流動状態を示すイメージ図であり、実施例２の吐出孔ケースである。 コンピュータ・シミュレーションによる、浸漬ノズル吐出孔から流出した溶鋼の、鋳型内の流動状態を示すイメージ図であり、比較例７（ＳＮ開度１００％）のケースである。 コンピュータ・シミュレーションによる、浸漬ノズル吐出孔から流出した溶鋼の、吐出孔の溶鋼出口の流動状態を示すイメージ図であり、比較例７（ＳＮ開度１００％）ケースである。 コンピュータ・シミュレーションによる、浸漬ノズル吐出孔から流出した溶鋼の、鋳型内の流動状態を示すイメージ図であり、参考例１（ＳＮ開度１００％）のケースである。 コンピュータ・シミュレーションによる、浸漬ノズル吐出孔から流出した溶鋼の、吐出孔の溶鋼出口の流動状態を示すイメージ図であり、参考例１（ＳＮ開度１００％）ケースである。 コンピュータ・シミュレーションによる、浸漬ノズル吐出孔から流出した溶鋼の、鋳型内の流動状態を示すイメージ図であり、実施例１３（ＳＮ開度１００％）のケースである。 コンピュータ・シミュレーションによる、浸漬ノズル吐出孔から流出した溶鋼の、吐出孔の溶鋼出口の流動状態を示すイメージ図であり、実施例１３（ＳＮ開度１００％）ケースである。 コンピュータ・シミュレーションによる、浸漬ノズル吐出孔から流出した溶鋼の、鋳型内の流動状態を示すイメージ図であり、比較例７（ＳＮ開度５０％）のケースである。 コンピュータ・シミュレーションによる、浸漬ノズル吐出孔から流出した溶鋼の、吐出孔の溶鋼出口の流動状態を示すイメージ図であり、比較例７（ＳＮ開度５０％）ケースである。 コンピュータ・シミュレーションによる、浸漬ノズル吐出孔から流出した溶鋼の、鋳型内の流動状態を示すイメージ図であり、参考例１（ＳＮ開度５０％）のケースである。 コンピュータ・シミュレーションによる、浸漬ノズル吐出孔から流出した溶鋼の、吐出孔の溶鋼出口の流動状態を示すイメージ図であり、参考例１（ＳＮ開度５０％）ケースである。 コンピュータ・シミュレーションによる、浸漬ノズル吐出孔から流出した溶鋼の、鋳型内の流動状態を示すイメージ図であり、実施例１３（ＳＮ開度５０％）のケースである。 コンピュータ・シミュレーションによる、浸漬ノズル吐出孔から流出した溶鋼の、吐出孔の溶鋼出口の流動状態を示すイメージ図であり、実施例１３（ＳＮ開度５０％）ケースである。 従来技術の浸漬ノズルの縦方向断面図イメージである。実施例の比較例１（但し角度はゼロ度）、比較例２（但し角度は２０度）、比較例４（但し角度は２０度）の形状でもある。 図５１の吐出孔部の拡大図（イメージ）である。 テーパーが２段の吐出孔部の拡大図（イメージ）である。

以下、本発明の実施の形態を説明する。まず、本発明の浸漬ノズルの内孔壁に設ける突条部の構造について説明する。

図１（Ａ）、（Ｂ）は、本発明の突条部を設けた浸漬ノズルを示す。同図に示す浸漬ノズル１０は、底部１５を有する円筒状の直胴部１１をノズル本体とし、その内部に形成された溶鋼流路となる内孔１２の上端は溶鋼の導入部１３とされている。一方、直胴部１１の下部側面には、内孔１２と連通し、溶鋼を横方向に吐出する一対の吐出孔１４が、左右対称に対向して形成されている。なお、浸漬ノズル１０には耐スポーリング性及び耐食性が要求されるため、直胴部１１はアルミナ黒鉛質などの耐火物によって形成されている。

吐出孔１４は正面視してコーナー部にアールが設けられた矩形状とされ、一対の吐出孔１４間に在って内孔１２を画成する内孔壁１８には、内方に向けて突出し当該内孔壁１８を水平方向に横断する突条部１６が対向配置されている。すなわち、対向する突条部１６は、一対の吐出孔１４の中心を通る鉛直面を挟んで対称に配置されている。突条部１６間のクリアランスは一定とされ、延在方向の両端部は、外方に向けて下方に傾斜する傾斜部１６ａとされている（図３参照）。なお、吐出孔１４の形状について図３では、その上端面１４ａ及び下端面１４ｂが外方に向けて下方に傾斜し、突条部１６に形成された傾斜部１６ａと吐出孔１４の上端面１４ａ及び下端面１４ｂとが同じ傾斜角度θであるように示しているが、本発明の浸漬ノズルの吐出孔は、実際は後述するように、吐出孔起点から端部に向かって漸次吐出孔内孔が曲線で縮径する形状を有する（図１（Ｃ）参照）。本実施の形態は突条部１６について説明するものであるため、吐出孔１４の形状は前述のとおり単純化している。

突条部１６は、内孔壁１８の一方の側端（一方の吐出孔１４との境界位置）から他方の側端（他方の吐出孔１４との境界位置）まで水平方向に延在している。突条部１６の延在方向の端面は、図３（Ａ）に示すように、延在方向と直交する鉛直面とすることが好ましい。ただし、直胴部１１が円筒状等の場合、図３（Ｂ）に示すように、突条部１６の延在方向端面の形状を直胴部１１の外周面の形状に合わせてもよく、これによって溶鋼の吐出流が影響を受けることはない。

なお、直胴部１１の底部１５には、凹陥状の湯溜り部１７を形成することが好ましい。このような凹陥状の湯溜り部１７が直胴部１１の底部１５に無くても本発明の効果に影響はないが、浸漬ノズル１０に注湯された溶鋼を一旦、湯溜り部１７で受けることにより、両吐出孔１４へ、より均一かつ、より安定的に分散させることができる。また、吐出孔１４の水平方向の幅ａ’は、内孔１２の幅（円筒状の内孔１２の場合は直径）と同じ場合でも異なる場合でも本発明の効果に影響はない。

［水モデル試験］
次に、突条部１６の最適形状を確定するため、前記構成からなる浸漬ノズル１０の模型を用いて実施した水モデル試験について説明する。

最初に、突条部１６の最適形状を確定するためのパラメータを定義しておく。吐出孔１４を正面視して、吐出孔１４の水平方向の幅をａ’、鉛直方向の幅をｂ’とする。突条部１６は矩形状断面とし、突条部１６の端面の突出高さをａ、鉛直方向の幅をｂとすると共に、吐出孔１４の上縁から突条部１６の端面の鉛直方向の幅の１／２までの鉛直距離をｃとする（図２参照）。ここで、「矩形状断面」は、矩形断面の角部にアールを有するものを含む。また、突条部１６の延在方向に関し、一対の吐出孔１４の直上における内孔１２の幅をＬ_１、傾斜部１６ａを除いた突条部１６の長さ（水平部１６ｂの長さ）をＬ_２とする（図３参照）。なお、突条部１６に形成された傾斜部１６ａ並びに吐出孔１４の上端面１４ａ及び下端面１４ｂの下向き傾斜角度をθとし、吐出孔１４コーナー部の曲率半径をＲとする。前述のとおり本実施の形態における吐出孔１４の形状は、本発明の浸漬ノズルにおける吐出孔の実際の形状とは異なるが、突条部１６の最適形状を確定するにあたり、吐出孔の形状は単純化した。

図４に、水モデル試験を説明するための模式図を示す。鋳型２１は、縮尺１／１とし、アクリル樹脂で作製した。鋳型２１のサイズは、長辺方向の幅（図４では左右方向）を９２５ｍｍ、短辺方向の幅（紙面に垂直な方向）を２１０ｍｍとした。また、浸漬ノズル１０から鋳型２１に流入される水は、ポンプを用いて、引抜き速度が１．４ｍ／ｍｉｎに相当するように循環させた。

浸漬ノズル１０は、鋳型２１の中央に配置し、各吐出孔１４が鋳型２１の短辺がわ側壁２３に面するようにした。また、鋳型２１の短辺がわ側壁２３から３２５ｍｍ（長辺方向の幅の１／４）、水面から３０ｍｍの位置に、プロペラ型の流速検出器２２を設置し、反転流Ｆｒの流速を３分間測定した。そして、測定された左右の反転流Ｆｒの流速について標準偏差の差Δσ及び平均流速Ｖ_ａｖを算出して評価した。

ここで、反転流速と鋳込速度（スループット）との関係について説明しておく。浸漬ノズルを挟んで左右の反転流速の標準偏差の差Δσとスループットの関係及び左右の反転流速の平均値Ｖ_ａｖとスループットとの関係について明らかにするために水モデル試験を実施したところ、スループットが増大するにつれてΔσ及びＶ_ａｖが比例的に増大することが確認された。その際、鋳型サイズ及び浸漬ノズルの内孔断面積としては、スラブの連続鋳造において一般的に使用される、長辺方向７００ｍｍ〜２０００ｍｍ×短辺方向１５０ｍｍ〜３５０ｍｍの鋳型及び１５ｃｍ^２〜１２０ｃｍ^２（φ５０ｍｍ〜φ１２０ｍｍ）の浸漬ノズルを想定している。スループットが１．４ｔｏｎ／ｍｉｎ未満の場合、湯面における反転流速が不足傾向となり、７ｔｏｎ／ｍｉｎを超えると、反転流速が増大し、湯面変動の増大やモールドパウダーの巻き込みなどによる鋼品質の低下が懸念される。よって、スループットは１．４ｔｏｎ／ｍｉｎ〜７ｔｏｎ／ｍｉｎであることが望ましく、左右の反転流速の標準偏差の差Δσが２．０ｃｍ／ｓｅｃ以下かつ左右の反転流速の平均値Ｖ_ａｖが１０ｃｍ／ｓｅｃ〜３０ｃｍ／ｓｅｃである場合に、スループットは前記最適範囲に収まることが判明した。したがって、以下に示す水モデル試験結果では、Δσが２．０ｃｍ／ｓｅｃ以下かつＶ_ａｖが１０ｃｍ／ｓｅｃ〜３０ｃｍ／ｓｅｃであることを評価基準として、各パラメータを決定した。なお、水モデル試験におけるスループット値は、溶鋼比重／水比重＝７．０として溶鋼換算した値である。

図５（Ａ）はａ／ａ’とΔσとの関係、図５（Ｂ）はａ／ａ’とＶ_ａｖとの関係を示したグラフである。図中、◆が試験結果、実線は回帰曲線を示し、これらは以降のグラフにおいても同様である。同図より、ａ／ａ’が０．０５〜０．３８の範囲内にある場合に、Δσが２．０ｃｍ／ｓｅｃ以下かつＶ_ａｖが１０ｃｍ／ｓｅｃ〜３０ｃｍ／ｓｅｃであることがわかる。ａ／ａ’が０．０５未満の場合、遮流及び整流効果が充分発揮されず、鋳型内の浸漬ノズル左右の流れが非対称となり、反転流速も３０ｃｍ／ｓｅｃを超える。その結果、湯面変動が激しく、モールドパウダー巻き込み等の悪影響が生じる。一方、ａ／ａ’が０．３８を超えると、吐出孔下方の流速が不足気味、換言すれば吐出孔上方の流速が過大となり、反転流速も３０ｃｍ／ｓｅｃを超える。その結果、湯面変動が激しく、モールドパウダー巻き込み等の悪影響が生じる。なお、本試験を実施した際の他のパラメータ値は以下のとおりである。
ｂ／ｂ’＝０．２５、ｃ／ｂ’＝０．５７、Ｌ_２／Ｌ_１＝０．８３、θ＝１５°、Ｒ／ａ’＝０．１４

図６（Ａ）はｂ／ｂ’とΔσとの関係、図６（Ｂ）はｂ／ｂ’とＶ_ａｖとの関係を示したグラフである。同図より、ｂ／ｂ’が０．０５〜０．５の範囲内にある場合に、Δσが２．０ｃｍ／ｓｅｃ以下かつＶ_ａｖが１０ｃｍ／ｓｅｃ〜３０ｃｍ／ｓｅｃであることがわかる。ｂ／ｂ’が０．０５未満とｂ／ｂ’が０．５を超える場合は、ａ／ａ’の場合と同様の現象が発生し、湯面変動が激しく、モールドパウダー巻き込み等の悪影響が生じる。本試験を実施した際の他のパラメータ値は以下のとおりである。
ａ／ａ’＝０．２１、ｃ／ｂ’＝０．４８、Ｌ_２／Ｌ_１＝０．７７、θ＝１５°、Ｒ／ａ’＝０．１４

図７（Ａ）はｃ／ｂ’とΔσとの関係、図７（Ｂ）はｃ／ｂ’とＶ_ａｖとの関係を示したグラフである。同図より、Δσはｃ／ｂ’値の変化に敏感ではないが、Ｖ_ａｖに関しては、ｃ／ｂ’が０．１５〜０．７の範囲内にある場合に、Ｖ_ａｖが１０ｃｍ／ｓｅｃ〜３０ｃｍ／ｓｅｃとなることがわかる。ｃ／ｂ’が０．１５未満とｃ／ｂ’が０．７を超える場合は、ａ／ａ’の場合と同様の現象が発生し、湯面変動が激しく、モールドパウダー巻き込み等の悪影響が生じる。本試験を実施した際の他のパラメータ値は以下のとおりである。
ａ／ａ’＝０．２４、ｂ／ｂ’＝０．２５、Ｌ_２／Ｌ_１＝０．７７、θ＝１５°、Ｒ／ａ’＝０．１４

図８（Ａ）はＬ_２／Ｌ_１とΔσとの関係、図８（Ｂ）はＬ_２／Ｌ_１とＶ_ａｖとの関係を示したグラフである。同図より、Ｌ_２／Ｌ_１が０〜１の範囲内にある場合に、Δσが２．０ｃｍ／ｓｅｃ以下且つＶ_ａｖが１０ｃｍ／ｓｅｃ〜３０ｃｍ／ｓｅｃであることがわかる。Ｌ_２／Ｌ_１＝０は、Ｌ_２＝０、すなわち、水平部１６ｂの無い逆Ｖ字状の突条部１６であることを示している。一方、Ｌ_２／Ｌ_１が１を超えると、浸漬ノズルの製造が困難になるという製造上の問題がある。なお、本試験を実施した際の他のパラメータ値は以下のとおりである。また、図８における◇は、突条部１６が無い場合の結果を比較例として示したものである。
ａ／ａ’＝０．２９、ｂ／ｂ’＝０．２５、ｃ／ｂ’＝０．５、θ＝１５°、Ｒ／ａ’＝０．１４

図９（Ａ）はＲ／ａ’とΔσとの関係、図９（Ｂ）はＲ／ａ’とＶ_ａｖとの関係を示したグラフであり、Ｒ／ａ’＝０．５は、吐出孔の形状が長円形又は円形であることを示している。同図より、Ｒ／ａ’が大きくなると、若干Δσの値が大きくなるものの、とくに大きな変化はないことがわかる。一方、Ｖ_ａｖについては、Ｒ／ａ’が大きくなると、吐出孔面積が小さくなることによる影響により、反転流速が増加する傾向にある。しかしながら、Ｖ_ａｖは１０ｃｍ／ｓｅｃ〜３０ｃｍ／ｓｅｃの範囲内にあり、コーナー部のアールを大きくした場合でも、突条部が有効に作用することが確認された。なお、本試験を実施した際の他のパラメータ値は以下のとおりである。また、本試験における鋳型サイズは１５００ｍｍ×２３５ｍｍ、鋳込速度は３．０ｔｏｎ／ｍｉｎである。
ａ／ａ’＝０．１３、ｂ／ｂ’＝０．２５、ｃ／ｂ’＝０．４、Ｌ_２／Ｌ_１＝１、θ＝０°

表１は、本実施の形態に係る浸漬ノズルについて、管体の底部に湯溜り部が有る場合と無い場合に関して実施した水モデル試験結果を示したものである。同表より、Δσ及びＶ_ａｖは、湯溜り部の有無にかかわらずほぼ等しい値を示すと共に最適範囲内にあることがわかる。なお、本試験を実施した際のパラメータ値は以下のとおりである。また、本試験における鋳型サイズは１２００ｍｍ×２３５ｍｍ、鋳込速度は２．４ｔｏｎ／ｍｉｎである。
ａ／ａ’＝０．１４、ｂ／ｂ’＝０．３３、ｃ／ｂ’＝０．５、Ｌ_２／Ｌ_１＝１、θ＝０°、Ｒ／ａ’＝０．１４

次に、本発明の浸漬ノズルの吐出孔構造について説明する。

本発明において、吐出孔内の溶鋼の溶鋼流の安定化、乱れの防止による整流化は、吐出孔内の溶鋼流動方向すなわち溶鋼流の進行方向（以下「後方」ともいう。）の位置とそれぞれの位置ごとの圧力分布によって決定付けられる。言い換えると、吐出孔起点とそこから後方の位置との溶鋼流内のエネルギー損失の推移の状態によって決定付けられるということである。

浸漬ノズルの吐出孔を通過する溶鋼の流速を産み出すエネルギーは、基本的に溶鋼のヘッド高さに相当するものであることから、吐出孔起点から後方へ距離Ｚの位置における溶鋼の流速Ｖ（ｚ）は、重力加速度をｇ、溶鋼のヘッド高さをＨ、流量係数をｋとすると、
Ｖ（ｚ）＝ｋ（２ｇ（Ｈ＋Ｚ））^１／２ ・・・ 式３
で表される。

そして、浸漬ノズルの吐出孔を通過する溶鋼の流量Ｑは、流速Ｖと断面積Ａの積であるから、吐出孔長さをＬとし、吐出孔端部（浸漬ノズル外周側）における溶鋼の流速をＶ（Ｌ）、吐出孔起点の断面積をＡ（Ｌ）とすると、
Ｑ＝Ｖ（Ｌ）×Ａ（Ｌ）＝ｋ（２ｇ（Ｈ＋Ｌ））^１／２×Ａ（Ｌ）・・・ 式４
で表される。

また、吐出孔内のどの位置で吐出孔の溶鋼進行方向中心軸に対し垂直に断面をとっても流量Ｑは一定であることから、吐出孔起点から後方へ距離Ｚの位置における断面積Ａ（ｚ）は、Ｚ点における溶鋼の流速をＶ（ｚ）とすると、
Ａ（ｚ）
＝Ｑ／Ｖ（ｚ）＝ｋ（２ｇ（Ｈ＋Ｌ））^１／２×Ａ（Ｌ）／ｋ（２ｇ（Ｈ＋Ｚ））^１／２
…… 式５
で表わされ、両辺をＡ（Ｌ）で割ると、
Ａ（ｚ）／Ａ（Ｌ）＝（（Ｈ＋Ｌ）／（Ｈ＋Ｚ））^１／２ ・・・ 式６
となる。

ここで、円周率をπ、吐出孔起点の径（直径）をＤｉ、吐出孔端部の径（直径）をＤｏ、吐出孔の起点から吐出孔の端部方向への距離Ｚの位置における吐出孔の径（直径）をＤｚとすると、Ａ（ｚ）＝πＤｚ^２／４、Ａ（Ｌ）＝πＤｏ^２／４であるから、
Ａ（ｚ）／Ａ（Ｌ）
＝（πＤｚ^２／４）／（πＤｏ^２／４）＝（（Ｈ＋Ｌ）／（Ｈ＋Ｚ））^１／２
… 式７
Ｄｚ^２／Ｄｏ^２＝（（Ｈ＋Ｌ）／（Ｈ＋Ｚ））^１／２ ・・・ 式８
Ｄｚ＝（（Ｈ＋Ｌ）／（Ｈ＋Ｚ））^１／４×Ｄｏ ・・・ 式９
となり、以下の関係が成り立つ。
ｌｎ（Ｄｚ）＝（１／４）×ｌｎ（（Ｈ＋Ｌ）／（Ｈ＋Ｚ））＋ｌｎ（Ｄｏ）・・・式１０

これによって、吐出孔の断面形状を当該式９（式１０）を満たす形状とすることによって、エネルギー損失（圧損）を最小とすることができる。

ここで、Ｈは浸漬ノズルの吐出孔方向に変換した流動においては、ほとんど無視できる程度に小さいことを本発明者らは見いだした。これは、溶鋼流量が浸漬ノズルの上端付近の流量制御装置で調整されていて、その流量制御装置より上方のヘッドはその流量制御装置で遮断されてゼロとみなすことができること、浸漬ノズル内（内孔）の溶鋼ヘッドは鋳型上端部以下の長さについて生じ、この領域での溶鋼流は浸漬ノズル縦方向に流れるものの、浸漬ノズル底部に衝突してその後方向を変えて吐出孔に流出するので、絶えず圧力を相殺するような流動状態となっていること等の理由による。

したがって、Ｈは前記の流動に関する式を基礎に、先の式２ように表す（変形する）ことができる。

前記式１０をグラフに示すと４次の曲線を描く。そして、この式１０のグラフに相当する吐出孔の断面形状の場合に最も溶鋼の圧力損失を小さくできることになる。しかも、この式１０に合致する形状では、吐出孔起点から後方に任意の距離Ｚの位置ごとに漸次（なだらかに）圧力が減少して、整流化された状態になることになる（図１０〜図１５参照）。

本発明では、この式による効果を、コンピュータ・シミュレーションによる流体解析（実操業での高い再現性・相関性を確認しているもの）によりを行い、吐出孔端部の溶鋼が放出される部分における溶鋼の速度分布を求めた（後記実施例参照）。

その結果、前記式１０の吐出孔の断面形状によって、従来技術（吐出孔起点が内孔と吐出孔の溶鋼流出方向とが直線で交差する形状、図６８〜図６９参照）に対して顕著な溶鋼流の均一な状態を得ることができることを確認した。このことは、言い換えると、浸漬ノズル内孔内を流下してきた溶鋼流のベクトルを吐出孔の方向に転換しつつ、吐出孔端部でエネルギー損失の少ないスムーズ（均一・一定）な溶鋼の流れを作り出すことができることを意味している。

本発明ではさらに、前記の式に合致する場合の周辺をさらに検討した。具体的には、前記の式に合致する基本的かつ最良の場合としての式１０における前記ｎ値（次数ともいう）を変化させて、同様のコンピュータ・シミュレーションによって効果を確認した。

その結果、前記次数が１．５以上（少なくとも６．０まで）で、４次と同様の顕著な効果を得ることができることを見出した（図２２〜図２７参照）。

したがって、吐出孔内孔の構造が、吐出孔起点から吐出孔端部に向かうに伴い漸次縮径し、かつその縮径は、前記式１０においてｎ＝１．５以上の曲線形状であれば、均一化に関して、従来技術（浸漬ノズル内孔面と吐出孔内孔面とが直線状に交差する形状）に対して、顕著な効果を得ることができる。

言い換えると、前記曲線はｎ＝１．５以上の特定の次数のみで構成されていなくても、吐出孔起点から吐出孔端部に向かうに伴い漸次縮径することを前提にして、曲線が異なるｎの値にしたがった複数の曲線から構成されていてもよいということでもある。

なお、本発明者らはこのｎにつき少なくとも６．０までは溶鋼流速の均一化効果に有意差がないことを実験により確認した（後記実施例参照）。

また、前記ｎ値が２．０〜４．５までは同一で、最も高い効果が得られること、及び前記ｎ値が６．０でのさらなる改善効果は認められず、むしろｎ値が６．０を超えると吐出孔起点付近の曲線が次第に鋭利になる傾向であるから（図１５（ａ）〜図１５（ｃ）参照）、実用上、前記ｎの値が６．０を超える構造を採用する必要性及びメリットは見いだせない。

本発明ではまたさらに、Ｄｉ／Ｄｏ比の影響についても検討した結果、前記Ｄｉ／Ｄｏ比が１．６から少なくとも２までは溶鋼流速の均一化効果が漸次高まることを実験により確認した（後記実施例、図２９〜図３３参照）。

実用上、前記Ｄｉ／Ｄｏ比が２．０を超える構造は、浸漬ノズルとしての全長、浸漬深さ等に適切な範囲を超えた過剰な構造が必要となるので、鋳型内の溶鋼凝固層（シェル）との干渉等の問題が生じる懸念もあり、現実的ではない。

以下、本発明の浸漬ノズルの製造方法について説明する。

本発明の浸漬ノズルは、耐火原料に結合材を加えて混練したはい土を、吐出孔内壁面部分に本発明の所定形状の中子及びラバーモールドを設置してＣＩＰにて一体として成形し、その後乾燥、焼成、研磨等の加工を行うという、浸漬ノズルの一般的なはい土構成と製造方法によって製造できる。

突条部を形成するには、突条部を形成するためのＣＩＰ成形用の芯棒を、所定の突条部形状と同一の外部形状とし、かつ、この芯棒の材質をロストワックスや低融点メタル等で形成しておき、はい土の成形後、当該芯棒を加熱溶融して除去する等の方法を採ることができる。また、内孔に突条部のない形状で浸漬ノズル本体を成形した後に、別途制作した突条部を組み込む（接着材又は耐火物性のビス等で固定する等）方法も採ることができる。

また、吐出孔の内壁面部分を形成するためには、求める形状に成形した型を吐出孔内孔となる部分の成形用型（芯棒）に予め取り付けておき、所定の厚さのはい土を充填したラバーモールドで圧縮して成形し、成形時に吐出孔内孔形状を形成する方法を採ることができる。又は無垢の一体的な壁部として成形しておき、その後の工程で求める吐出孔内孔形状に加工する等の方法を採ることができる。

以下、本発明の実施例を説明する。まず、本発明の浸漬ノズルの吐出孔構造に関する実施例を示す。

図１６から図４３は、下記実施例におけるコンピュータ・シミュレーションによる吐出孔端部（溶鋼放出部）における吐出孔の縦方向の位置に対する流速をプロットしたグラフである。

また、図４４から図６７は、各実施例におけるコンピュータ・シミュレーションによる、浸漬ノズル吐出孔から流出した溶鋼の、吐出孔端部、浸漬ノズル周辺および鋳型内の状態を示すイメージ図を示す。

実施例Ａ
本実施例では、溶鋼流の安定性、スムーズさを評価する方法として、コンピュータ・シミュレーションによる流体解析を行った。

まず、本発明の吐出孔形状（実施例１、図１０、但し、吐出孔は下向き２０度の図１５（ｂ）に示す断面）を、従来の技術の吐出孔形状（比較例１、すなわち吐出孔起点付近が浸漬ノズルの内孔壁と吐出孔の内孔壁とが直線で交差する形状、図６８、図６９、吐出孔は下向き２０度）と比較した。

実施例１は前記ｎ＝４．０、Ｄｉ／Ｄｏ＝２．０、比較例１はＤｉ／Ｄｏ＝１．０とした。

溶鋼流速均一化の効果は、変動係数（標準偏差σ／平均流速Ａｖｅ）、吐出孔高さ方向での流速（大きさ）の逆転の有無、流速（大きさ）の負の値の領域の有無で判断した。

変動係数は、小さい方がよい。吐出孔上下位置で差がないことが望ましい。（横軸に吐出孔縦方向位置、縦軸に流速をプロットしたグラフにおいて流速がほぼ一定＝横方向にほぼ水平な状態＝に近いほど均一化効果が高いとみなすことができる。）

吐出孔高さ方向での流速（大きさ）の逆転があると、この付近で流動方向に回転するような渦流等の乱れが生じ、溶鋼流の拡散やモールドパウダー巻き込み流の発生等の原因となる。したがって、この逆転は無い方がよい。

流速（大きさ）に負の値の領域があるということは、すなわち、その部分で逆方向の流動があることを示しており、この付近で流動方向に回転するような渦流をはじめ流動状態に顕著な乱れが生じ、溶鋼流の拡散やモールドパウダー巻き込み流の発生等の原因となる。したがってこの負の値の領域（逆流）は無い方がよい。

なお、このシミュレーションには、ＡＮＳＹＳ社製の流体解析ソフトウェア、商品名「Ｆｌｕｅｎｔ Ｖｅｒ．６．３．２６」を使用した。この流体解析ソフトウェアでの入力パラメータは、以下のとおりである。
・計算セル数：約１２万（但し、モデルにより変動あり。）
・流体：水（但し、溶鋼の場合も、相対的に同様に評価できることが確認されている。）
密度９９８．２ｋｇ／ｍ^３
粘度０．００１００３ｋｇ／ｍ・ｓ
・浸漬ノズルの吐出孔部の外径：１３０ｍｍ
・浸漬ノズルの吐出孔部の内孔径：７０ｍｍ
・吐出孔長さＬ：３０ｍｍ
・浸漬深さ（吐出孔出口中央）：１８１ｍｍ
・鋳型サイズ：２２０ｍｍ×１８００ｍｍ
・Ｖｉｓｃｏｕｓ Ｍｏｄｅｌ：Ｋ−ｏｍｅｇａ計算
・通鋼量：５Ｌ／ｓ（約２．１ｔｏｎ／ｍｉｎ）
・吐出孔角度：０度（浸漬ノズルの縦方向中心軸に対し垂直方向）

その結果を表２に、また吐出孔端部（溶鋼放出部）における吐出孔の縦方向の位置に対する流速をプロットしたグラフを、実施例１については図１７、比較例１については図１６に示す。

その結果、比較例１は変動係数０．９４、吐出孔下方での逆転はないものの、また流速が負の値の領域も有ることがわかる。

これに対し実施例１では変動係数０．２７（比較例１を１００とすると２８．７）と大幅に小さくなった。また吐出孔下方での逆転も流速が負の値の領域もない。

実施例Ｂ
本実施例では、吐出孔角度を下向き２０度として、前記実施例Ａと同様のコンピュータ・シミュレーションによる流体解析を行った。

この角度に伴う吐出孔内孔形状は、任意の距離Ｚの位置における吐出孔の縦方向断面（浸漬ノズル縦軸に平行な断面）形状を、前記距離Ｚの位置における前記角度θに応じた縦方向の長さ分（長さＺ×ｔａｎθ）、漸次浸漬ノズルの縦軸に平行な方向に移動させた構造とした（図１４参照）。

実施例２はｎ＝４．０、Ｄｉ／Ｄｏ＝２．０、比較例２はＤｉ／Ｄｏ＝１．０、比較例３は吐出孔起点から端部に至る間で直線状のテーパーが２段の構成となった形状（図７０参照）とした。

その結果を表３に、また吐出孔端部（溶鋼放出部）における吐出孔の縦方向の位置に対する流速をプロットしたグラフを、実施例２については図２０、比較例２については図１８、比較例３については図１９に示す。

その結果、比較例２は変動係数０．８５、吐出孔下方での逆転があり、また吐出孔上方での流速が負の値の領域も有ることがわかる。

比較例３は、変動係数が比較例２を１００とする指数で８１．２と比較例２に対する顕著な改善効果はなく、吐出孔下方での逆転があり、また吐出孔上方での流速が負の値の領域も有ることがわかる。すなわち２段テーパー構造の均一化の効果は認められない。

これに対し実施例２では、変動係数が比較例２を１００とする指数で１８．８と比較例２に対する顕著な改善効果が認められ、また吐出孔下方での逆転も流速が負の値の領域もない。

実施例Ｃ
本実施例では、前記実施例Ａと同様のコンピュータ・シミュレーションによる流体解析により、溶鋼流量の影響を調査した。構造は前記実施例Ｂの比較例２及び実施例２と同様の構造とし、溶鋼流量を実施例Ｂの２倍にして均一化への影響を確認した。

その結果を表４に、また吐出孔端部（溶鋼放出部）における吐出孔の縦方向の位置に対する流速をプロットしたグラフを、実施例３については図３７、比較例４については図３６に示す。

その結果、比較例４は変動係数０．５７、吐出孔下方での逆転があり、また吐出孔上方での流速が負の値の領域も有ることがわかる。すなわち溶鋼流量が大きくなっても均一性に関する流動特性は同様であることがわかる。

これに対し実施例３では、変動係数が比較例４を１００とする指数で１９．３と比較例４に対する顕著な改善効果が認められ、また吐出孔下方での逆転も流速が負の値の領域もない。すなわち、溶鋼流量が大きくなっても均一化に関する本発明の効果は同様に得られることがわかる。

実施例Ｄ
本実施例では、前記実験例Ａと同様のコンピュータ・シミュレーションによる流体解析により、前記ｎ値の影響を調査した。

条件は、Ｄｉ／Ｄｏ＝２．０、溶鋼流量は実施例Ｂと同様の５Ｌ／ｓ（約２．１ｔｏｎ／ｍｉｎ）、吐出孔角度を下向き２０度とし、ｎ値を１．０（直線状テーパーと一致）から６．０まで変化させた。

その結果を表５に、また比較例５及び実施例４〜実施例８（実施例２を含む）の吐出孔端部（溶鋼放出部）における吐出孔の縦方向の位置に対する流速をプロットしたグラフを、図２１、図２２〜図２７に示す。

その結果、ｎ値を１．０（直線状テーパーと一致）とした比較例５は変動係数が比較例２を１００とする指数で２９．４と顕著な効果が認められ、吐出孔上方での流速の負の値の領域も観られないものの、吐出孔下方での逆転が有ることがわかる。

これに対し実施例は、比較例２を１００とする変動係数の指数で、ｎ＝１．５の実施例４では２１．２、ｎ＝２．０の実施例５からｎ＝４．５の実施例６までの範囲は同一で１８．８、ｎ＝５．０の実施例７では２１．２、ｎ＝６．０の実施例では２０．０といずれもほぼ同程度の顕著な効果が得られた。

また、実施例４（ｎ＝１．５）〜実施例８（ｎ＝６．０）のいずれも吐出孔下方での逆転も流速が負の値の領域もない。

この実施例から、吐出孔起点から端部に向かって漸次吐出孔内孔が曲線で縮径し、かつその漸次縮径する曲線が前記式のｎ＝１．５以上の曲線であれば、またその曲線がｎ＝１．５以上のｎ値が異なる複数の線を含んでいても本発明の溶鋼流の均一化の顕著な効果が得られることがわかる。

なお、この実施例のように、下向きの角度の場合には図１５（ａ）〜図１５（ｃ）に示すように、吐出孔起点付近での上端付近はなだらかに、下端付近はより鋭利な傾向の形状となる。

このような形状で前記結果が得られていることから、本発明の吐出孔構造は、吐出孔の吐出方向中心を通過する縦方向断面の上下方向に備わっていれば溶鋼の均一化及び整流化の効果が得られることがわかる。

さらに、吐出孔の横方向は浸漬ノズル内孔直胴部の形状としている。すなわち、本実施例における本発明の形状部分は、浸漬ノズルの直胴状の内孔壁部分よりも耐火物肉厚側に限られている。

実施例Ｅ
本実施例では、先の実施例Ａと同様のコンピュータ・シミュレーションによる流体解析により、前記Ｄｉ／Ｄｏ比の影響を調査した。

条件は、ｎ＝４．０、溶鋼流量は実施例Ｂと同様の５Ｌ／ｓ（約２．１ｔｏｎ／ｍｉｎ）、吐出孔角度を下向き２０度とし、Ｄｉ／Ｄｏ比を１．５から２．０まで変化させた。

その結果を表６に、また比較例６及び実施例９〜実施例１２（実施例２を含む）の吐出孔端部（溶鋼放出部）における吐出孔の縦方向の位置に対する流速をプロットしたグラフを図２８、図２９〜図３３に示す。

その結果、Ｄｉ／Ｄｏ比を１．５とした比較例６は変動係数が比較例２を１００とする指数で６２．４となって顕著な改善効果は認められない。また吐出孔下方での逆転は観られないものの、吐出孔上方での流速の負の値の領域が有ることがわかる。

これに対し実施例は、比較例２を１００とする変動係数の指数ではいずれも顕著な効果が得られることがわかる。そして、Ｄｉ／Ｄｏ比＝１．６（実施例９）の場合が２９．４とこの実施例中最も高く、Ｄｉ／Ｄｏ比＝２．０（実施例２）の場合が１８．８と最も低く、この１．６から２．０の変化に伴って変動係数の指数が低下する傾向が認められる。

また、実施例９（Ｄｉ／Ｄｏ比＝１．６）〜実施例１２（Ｄｉ／Ｄｏ比＝１．９）及び実施例２（Ｄｉ／Ｄｏ比＝２．０）のいずれも吐出孔下方での逆転も流速が負の値の領域もない。

前述の実施例の結果は、以下のようにまとめることができる。

前記ｎ値に関しては、１．５以上で溶鋼流の均一化の効果及び整流化があり、少なくとも６．０までは効果の低下は観られず、前記ｎ値に関しては、１．５以上を課題解決効果の範囲とすることができる。また、そのうち最も効果の高いのは２．０〜４．５の範囲である。

Ｄｉ／Ｄｏ比は１．６以上で溶鋼流の均一化の効果及び整流化があり、少なくとも２．０まではこれら効果は漸次高まって低下は観られず、１．６以上を課題解決効果の範囲とすることができる。また、そのうち最も効果の高いのは２．０である。

実施例Ｆ
本実施例では、突条部と吐出孔構造の両方の特徴を備えた本発明の浸漬ノズルについて、偏流が生じない条件であるスライディングノズル（ＳＮ）開度１００％の場合（開孔面積がＳＮ内孔径に一致）、及び偏流が生じる条件であるＳＮ開度５０％の場合（開孔面積がＳＮ内孔面積の１／２）における吐出孔からの流動特性を、前記実施例Ａと同様のコンピュータ・シミュレーションによる流体解析により調査した。

計算条件は、次のとおりである。
・浸漬ノズル内径：Φ１００ｍｍ
・ｎ＝４．０（実施例１３の場合）
・Ｄｉ／Ｄｏ＝２．０
・ａ／ａ’＝０．１３（参考例１、実施例１３の場合）
・ｂ／ｂ’＝０．１３（参考例１、実施例１３の場合）
・ｃ／ｂ’＝０．５０（参考例１、実施例１３の場合）
・Ｌ_２／Ｌ_１＝１．０（参考例１、実施例１３の場合）
・Ｒ＝４０
・鋳型サイズ：２８０×２１６０ｍｍ
・溶鋼流量：１４．１Ｌ／ｓ（約５．９ｔｏｎ／ｍｉｎ、１．４ｍ／ｍｉｎ．）
・吐出孔角度＝下向き２０度

コンピュータ・シミュレーションによる、鋳型内及び吐出孔の溶鋼出口周辺の溶鋼の流動状態を図５６〜図６７に示す（イメージ図）。

本発明の特徴を備えない浸漬ノズル、すなわち吐出孔内面が内孔から外面まで直線、かつ突条部なしの構造（比較例７）における、ＳＮ開度１００％の場合の鋳型内流動状態を図５６に、吐出孔の溶鋼出口の流動状態を図５７に、吐出孔端部（溶鋼放出部）における吐出孔の縦方向の位置に対する流速をプロットしたグラフを図３８に示す。

また、この比較例７の浸漬ノズルについて、ＳＮ開度５０％で偏流を生じさせ場合における鋳型内流動状態を図６２に、吐出孔の溶鋼出口の流動状態を図６３に、吐出孔端部（溶鋼放出部）における吐出孔の縦方向の位置に対する流速をプロットしたグラフを図４１に示す。

次に、本発明の特徴のうち、吐出孔内面のみ本発明の曲線を備えた浸漬ノズル（突条部なしの構造、参考例１）における、ＳＮ開度１００％の場合の鋳型内流動状態を図５８に、吐出孔の溶鋼出口の流動状態を図５９に、吐出孔端部（溶鋼放出部）における吐出孔の縦方向の位置に対する流速をプロットしたグラフを図３９に示す。

また、この参考例１の浸漬ノズルについて、ＳＮ開度５０％で偏流を生じさせ場合における鋳型内流動状態を図６４に、吐出孔の溶鋼出口の流動状態を図６５に、吐出孔端部（溶鋼放出部）における吐出孔の縦方向の位置に対する流速をプロットしたグラフを図４２に示す。

次に、本発明の曲線内面の吐出孔及び突条部を備えた浸漬ノズル（実施例１３）における、ＳＮ開度１００％の場合の鋳型内流動状態を図６０に、吐出孔の溶鋼出口の流動状態を図６１に、吐出孔端部（溶鋼放出部）における吐出孔の縦方向の位置に対する流速をプロットしたグラフを図４０に示す。

また、この実施例１３の浸漬ノズルについて、ＳＮ開度５０％で偏流を生じさせ場合における鋳型内流動状態を図６６に、吐出孔の溶鋼出口の流動状態を図６７に、吐出孔端部（溶鋼放出部）における吐出孔の縦方向の位置に対する流速をプロットしたグラフを図４３に示す。

これらのシミュレーションの結果を示す図から、次のようなことがわかる。

まず、ＳＮ開度が１００％の場合について説明すると、比較例７は、吐出孔付近の流速分布（最大〜最小の幅）が大きく、また吐出孔付近の広範囲に亘って速度の異なる領域が複雑に交錯して拡散状態を示している。すなわち、吐出流が均一でなく、整流化されていない状態を示している。

これに対し、参考例１は、吐出孔付近の流速分布（最大〜最小の幅）が極めて小さく、また吐出孔付近のほぼ全体の領域で速度が均一で、かつ異なる速度の流束の拡散も観られない。すなわち、吐出流が極めて均一で、安定した整流化された状態を示している。

一方、実施例１３は、参考例１よりも吐出孔付近の流速分布（最大〜最小の幅）が大きくはなるものの、比較例７（仮Ｎ比１００）の場合よりも大幅に小さくなっており、また吐出孔付近での速度が異なる領域が左右の一部に観られるものの、比較例７よりも大幅に均一性が高い。すなわち、実施例１３も吐出流が極めて均一で、安定した整流化された状態を示している。

次に、ＳＮ開度が５０％の場合について説明すると、比較例７は、吐出孔付近の流速分布（最大〜最小の幅）がさらに大きくなり、また、吐出孔付近の広範囲に亘って速度の異なる領域が複雑に交錯して拡散状態もさらに顕著になっている。すなわち、吐出流の均一性がＳＮ開度１００％の場合よりもさらに不良になり、整流化程度が大幅に悪化した状態を示している。

また、参考例１は、ＳＮ開度１００％の場合よりも、吐出孔付近の流速分布（最大〜最小の幅）が大きくなり、また、吐出孔付近の左右の領域で高速度の領域が生じており、速度の均一性が小さくなっている。ただし、異なる速度の流束の拡散や交錯は小さい。

これに対し、実施例１３は、ＳＮ開度が１００％の場合よりも吐出孔付近の流速分布（最大〜最小の幅）がやや大きくはなるものの、流動状態、流速分布幅、速度の異なる領域の交錯程度もほとんど同程度にとどまっている。すなわち、吐出流が均一で、安定した整流化された状態を維持している。

これらのことから、本発明の突条部と吐出孔構造の両方の特徴を備えた浸漬ノズル（実施例１３）では、直胴部での溶鋼流の偏流等の流動状態に影響されにくく、安定して整流化された吐出状態を維持できることがわかる。言い換えると、操業条件の変動等に影響されずに、幅広い変動要素に対して安定して整流化された吐出状態を維持できることがわかる。

したがって、具体的な形状設計にあたっては個別の操業条件により最適化を行う必要があるものの、本発明の突条部と吐出孔構造の両方の特徴を備えた浸漬ノズルでは、鋳型湯面の変動も小さくなり、モールドパウダー等の巻き込みも防止又は軽減することができ、ひいては鋳片の品質の安定化及び向上に寄与することができる。

１、１０ 浸漬ノズル
１１ 直胴部
１２ 内孔
１３ 導入部
１４ 吐出孔
１４ａ 上端面
１４ｂ 下端面
１５ 底部
１６ 突条部
１６ａ 傾斜部
１６ｂ 水平部
１７ 湯溜り部
１８ 内孔壁
２１ 鋳型
２２ 流速検出器
２３ 短辺がわ側壁

Claims (2)

1. 上端に設けられた溶鋼の導入部から溶鋼が下方に通過する上下縦方向に管状の直胴部と、この直胴部の下部に設けられ、溶鋼を直胴部の側面から横方向に吐出する左右対称となる一対の吐出孔とを有する浸漬ノズルであって、
   前記一対の吐出孔間の内孔壁に、内方に突出し当該内孔壁を吐出孔方向に横断する突条部が対向配置されており、
   さらに、浸漬ノズルの中心と吐出孔の中心とを通る浸漬ノズルの縦方向断面の吐出孔部内孔の形状が、吐出孔起点から端部に向かって漸次吐出孔内孔が曲線で縮径し、かつその漸次縮径する曲線が、次式１のＤｚの浸漬ノズル縦方向断面の径によって表される吐出孔の内側形状を、少なくとも吐出孔内の一部又は全部に有する浸漬ノズル。
   
2. 吐出孔が浸漬ノズルの縦軸に対して垂直方向以外の浸漬ノズル縦方向の角度を有しており、前記角度を有する吐出孔の内孔は、請求項１に記載の距離Ｚの位置における吐出孔の浸漬ノズルの縦方向断面形状を、距離Ｚの位置における前記角度に応じた縦方向長さ分を、漸次浸漬ノズルの縦軸に平行な方向に移動させた構造である請求項１に記載の浸漬ノズル。