JPWO2009113662A1

JPWO2009113662A1 - 上ノズル

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Publication number: JPWO2009113662A1
Application number: JP2010502896A
Authority: JP
Inventors: 有人溝部; 光信佐藤; 隆博安田
Original assignee: Krosaki Harima Corp
Current assignee: Krosaki Harima Corp
Priority date: 2008-03-14
Filing date: 2009-03-13
Publication date: 2011-07-21
Anticipated expiration: 2029-03-13
Also published as: WO2009113662A1; US8240524B2; KR101228380B1; AU2009224303C1; DE112009000614T5; AU2009224303B2; GB201017209D0; US20100219212A1; AU2009224303A1; BRPI0908161B1; BRPI0908161A2; GB2470877A; KR20100125305A; DE112009000614B4; JP5149373B2; CN101959630A; GB2470877B; CN101959630B

Abstract

本発明は、上ノズル内孔の形状に着目し、エネルギー損失の少ないスムーズ(一定)な溶鋼の流れを作り出すことで、付着物の発生を抑えることが可能な内孔形状を備えた上ノズルを提供するために、溶鋼が通過する上ノズル１０の内孔１１の上端の径を下端の径の１.５倍以上とすると共に、内孔壁面１４の断面形状を、log(ｒ(ｚ))＝(１／ｎ)×log((Ｈ＋Ｌ)／(Ｈ＋ｚ))＋log(ｒ(Ｌ)) …(ｎ＝１.５〜６)で表わされる形状とする。

Description

本発明は、取鍋やタンディッシュの羽口に嵌合される上ノズルであって、特に、付着物の発生を抑えることが可能な上ノズルに関する。

タンディッシュや取鍋の羽口に嵌合される上ノズルでは、溶鋼が通過する内孔内にアルミナなどが付着して付着物となり、流路が縮小し、操業を妨げ、時には、流路が完全に塞がれて操業不可能になる場合もある。そして、付着物の発生を防止する方法としては、例えば、ガス吹き込み口を設けて不活性ガスを吹き込む方法が提案されている（例えば、特許文献１又は２参照）。

しかし、特許文献１や２に記載の上ノズルは、ガス吹き込みのため構造が複雑であり、製造に手間がかかり、操業にもガスが必要なため、コストアップに繋がっていた。また、ガス吹き込み式のノズルであっても、付着物の発生を完全に防止することは難しかった。

ところで、上ノズルとしては、例えば、上方に形成されたテーパー部と、下方に形成されたストレート部とで構成されているもの（図１２(ａ)参照）や、テーパー部からストレート部に連続する箇所を円弧状としたもの（図１３(ａ)参照）が広く用いられている。なお、図２乃至１３における各図(ａ)は、上ノズルをスライディングノズル装置（以下、「ＳＮ装置」という）に設置した状態を示している。そして、一点破線の下は、上プレートの内孔である。また、内孔がずれている個所の下側は、中間プレート又は下プレートの内孔である。

図１２(ａ)に示した形状の上ノズル（長さ２３０ｍｍ）の内孔を溶鋼が通過する際に、内孔壁面に加わる圧力の分布を計算すると、図１２(ｂ)に点線で示すように、内孔形状がテーパーからストレートに変化する位置（内孔上端から１８０ｍｍ）を超えた付近で圧力が急激に変化していることが確認された。

また、図１３(ａ)に示した形状の上ノズル（長さ２３０ｍｍ）の内孔を溶鋼が通過する際に、内孔壁面に加わる圧力の分布を計算すると、図１３(ｂ)に示すように、内孔形状がテーパーからストレートに変化する図１２(ａ)に示した形状の上ノズルに比べて急激な圧力変化が抑えられているものの、円弧状に圧力が変化しており、圧力変化が一定ではないことが確認された。なお、図２乃至１３における各図(ｂ)の一点破線から右側は、上プレート内孔壁面に加わる圧力である。

圧力の急激な変化や円弧状の圧力変化は、テーパーからストレートに内孔形状が変化することに伴って、溶鋼の流れが変化するためである。また、溶鋼の流れを意図的に変化させる旋回ノズルでは、溶鋼の流れが変化する付近で付着物が確認されていることなどから、溶鋼のスムーズな流れ、すなわち内孔壁面に対する圧力の変化がほぼ一定な溶鋼の流れを生み出すことで、上ノズル内孔内の付着物を抑えることができるものと思慮される。

溶鋼の流れを一定とするものとしては、転炉の出鋼口の内孔形状に関する発明が提案されている（例えば、特許文献３参照）。
特開２００７−９０４２３号公報特開２００５−２７９７２９号公報特表２００８−５０１８５４号公報

しかし、特許文献３は、溶鋼流中心部に真空部分をつくらないことによって、スラグの巻き込みや酸素、窒素などの混入を抑制するものであり、付着物の発生を防止するものではない。また、特許文献３では、転炉（精錬容器）を対象としており、スラグ巻き込み防止などの効果が重要となるのは、溶鋼排出末期（出鋼時間を５分とすると末期１分程度）である。一方、取鍋やタンディッシュ（鋳込み容器）において、付着物の発生を防止するためには、溶鋼排出末期以外で特に効果を発揮する必要があり、効果の発揮を期待する時期も異なる。

そこで本発明では、溶鋼流外周部から内孔壁への圧力安定化を図ることによって、エネルギー損失の少ない（スムーズな）溶鋼の流れを作り出し、付着物の発生を抑えることが可能な内孔形状を備えた上ノズルを提供することを目的とする。

本発明は、タンディッシュや取鍋の羽口に嵌合される上ノズルであって、ノズル長さをＬ、計算上のヘッド高さをＨ、上端部からの距離ｚにおける半径をｒ(ｚ)とした時、溶鋼が通過する内孔の軸に沿って切断した内孔壁面の断面形状が、
log(ｒ(ｚ))＝(１／１.５)×log((Ｈ＋Ｌ)／(Ｈ＋ｚ))＋log(ｒ(Ｌ))と
log(ｒ(ｚ))＝(１／６)×log((Ｈ＋Ｌ)／(Ｈ＋ｚ))＋log(ｒ(Ｌ))
で表わされる曲線の間のｒ(ｚ)のｚ微分が連続する曲線であり、前記計算上のヘッド高さＨは、
Ｈ＝((ｒ(Ｌ)／ｒ(０))^ｎ×Ｌ)／（１−(ｒ(Ｌ)／ｒ(０))^ｎ) (ｎ＝１.５〜６)
であり、前記内孔の上端の内径ｒ(０)が下端の内径ｒ(Ｌ)の１.５倍以上であることを特徴とする。

また、本発明においては、溶鋼が通過する内孔の軸に沿って切断した内孔壁面の断面形状の少なくとも８０％の形状が、上記の形状となるようにすることができる。

さらに本発明では、溶鋼が通過する内孔の軸に沿って切断した内孔壁面の断面形状が、
log(ｒ(ｚ))＝(１／ｎ)×log((Ｈ＋Ｌ)／(Ｈ＋ｚ))＋log(ｒ(Ｌ)) （ｎ＝１.５〜６）
で表わされる曲線となるようにすることもできる。この場合も、内孔壁面の断面形状の少なくとも８０％の形状が、上記曲線となるようにすることができる。

本発明では、溶鋼が通過する上ノズル内孔への付着物の発生を抑えることができる。

以下、本発明を実施するための最良の形態について、添付図面を参照して詳細に説明する。

図１は、溶鋼が通過する内孔の軸方向に沿って本発明に係る上ノズルを切断した断面図の一例である。同図に示すように本発明に係る上ノズル１０は、溶鋼が通過する内孔１１を備え、当該内孔は、タンディッシュや取鍋の羽口に嵌合される大径部１２と、溶鋼を排出する小径部１３と、大径部１２から小径部１３に続く内孔壁面１４とを備えて構成されている。

そして、本発明における内壁１４は、内孔１１の軸方向に切断した断面形状(log(ｒ(ｚ)))が、
log(ｒ(ｚ))＝(１／１.５)×log((Ｈ＋Ｌ)／(Ｈ＋ｚ))＋log(ｒ(Ｌ)) …１５
と
log(ｒ(ｚ))＝(１／６)×log((Ｈ＋Ｌ)／(Ｈ＋ｚ))＋log(ｒ(Ｌ)) …１６
の間の滑らかな面、さらに望ましくは、
log(ｒ(ｚ))＝(１／ｎ)×log((Ｈ＋Ｌ)／(Ｈ＋ｚ))＋log(ｒ(Ｌ)) (ｎ：１.５〜６）
で表わされる曲線形状である。ここで滑らかな面とは、ｒ(ｚ)に対する微分が連続する曲線、すなわち、曲面と当該曲面の接線とからなる面である。

本願発明者は、ノズルの内孔壁面圧分布を高さ方向に対して安定にすることで、エネルギー損失の少ないスムーズ(一定)な溶鋼の流れが作り出されると考え、以下に説明するとおり内孔壁面の急激な圧力変化が抑えられる、本発明の内孔形状を見出した。

まず、上ノズル内孔を流れる溶鋼量は、上ノズルの下部に設置されるＳＮ装置で制御されるものの、溶鋼の流速を得るエネルギーは、基本的にタンディシュ内の溶鋼のヘッドであることから、内孔上端から距離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
で表わされる。

そして、上ノズル内孔を流れる溶鋼の流量Ｑは、流速ｖと断面積Ａの積であるから、上ノズルの長さをＬとし、内孔下端における溶鋼の流速をｖ(Ｌ)、内孔下端の断面積をＡ(Ｌ)とすると、
Ｑ＝ｖ(Ｌ)×Ａ(Ｌ)＝ｋ(２ｇ(Ｈ´＋Ｌ))^1/2×Ａ(Ｌ)
で表わされる。

また、内孔内のどの位置で内孔軸に垂直に断面をとっても流量Ｑは一定であることから、内孔上端から距離ｚの位置における断面積Ａ(ｚ)は、
Ａ(ｚ)＝Ｑ/ｖ(ｚ)＝ｋ(２ｇ(Ｈ´＋Ｌ))^1/2×Ａ(Ｌ)／ｋ(２ｇ(Ｈ´＋ｚ))^1/2
で表わされ、両辺をＡ(Ｌ)で割ると、
Ａ(ｚ)／Ａ(Ｌ)＝((Ｈ´＋Ｌ)／(Ｈ´＋ｚ))^1/2
となる。

ここで、円周率をπとすると、Ａ(ｚ)＝πｒ(ｚ)²、Ａ(Ｌ)＝πｒ(Ｌ)²であるから、
Ａ(ｚ)／Ａ(Ｌ)＝πｒ(ｚ)²／πｒ(Ｌ)²＝ ((Ｈ´＋Ｌ)／(Ｈ´＋ｚ))^1/2
ｒ(ｚ)／ｒ(Ｌ)＝((Ｈ´＋Ｌ)／(Ｈ´＋ｚ))^1/4 …(１)
となる。

従って、内孔の任意の位置の半径ｒ(ｚ)は、
log(ｒ(ｚ))＝(１／４)×log((Ｈ´＋Ｌ)／(Ｈ´＋ｚ))＋log(ｒ(Ｌ))
で表わされ、内孔壁面の断面形状を当該条件を満たす形状とすることによって、エネルギー損失を最小とすることができる。

ところで、タンディッシュの湯量は、操業中、ほぼ一定に保たれており、ヘッドの高さは一定である。しかし、溶鋼は、タンディッシュの湯面から上ノズルに直接流れ込むのではなく、タンディッシュ底面から近い位置から流れ込むことが知られている。また、取鍋においても、湯面の高さは変化するものの、タンディッシュと同様に、底面から近い位置から溶鋼が流れ込むことが知られている。なお、上ノズル内孔の下端部（内孔小径部)の径は、スループットによって決まる。

本願発明者は、誠意検討を行い、上端部（内孔大径部）の内径を下端部（内孔小径部）の内径の１.５倍以上とすることで、内孔上端部近傍で発生する急激な圧力変化を抑えることができることを見出した。これは、上端部の内径が下端部の内径の１.５倍未満の時、タンディッシュや取鍋から上ノズルにかけての形状をなだらかにするための距離を十分に確保することが困難であり、当該形状が急激に変化するからである。なお、上端部の内径は、下端部の内径の２.５倍以下であることが望ましい。上端部の内径が広いほど、タンディッシュや取鍋の羽口も広くなるなど、現実的ではないからである。

従って、内孔大径部と内孔小径部の比は、上記した式(１)より、
ｒ(０)／ｒ(Ｌ)＝((Ｈ＋Ｌ)／(Ｈ＋０))^1/4＝１.５〜２.５
で表わされることから、上端部と下端部の内径と、両内径の比が決まれば、計算上のヘッド高さＨを求めることができる。すなわち計算上のヘッド高さをＨは、
Ｈ＝((ｒ(Ｌ)／ｒ(０))⁴×Ｌ)／（１−(ｒ(Ｌ)／ｒ(０))⁴)
で表わされる。

そこで、本願発明者は、
log(ｒ(ｚ))＝(１／４)×log((Ｈ´＋Ｌ)／(Ｈ´＋ｚ))＋log(ｒ(Ｌ))
において、溶鋼のヘッド高さＨ´に代えて計算上のヘッド高さＨを用いると共に、
log(ｒ(ｚ))＝(１／ｎ)×log((Ｈ＋Ｌ)／(Ｈ＋ｚ))＋log(ｒ(Ｌ))
として、ｎの値を変更した断面形状の壁面を備えた内孔形状の上ノズルであれば、ｎ＝４以外であっても、従来に比べてスムーズな溶鋼の流れが形成されるのではないかと考え、ｎの値が異なる壁面形状の内孔を備えた上ノズルについて、内孔壁面に発生する圧力を検証した。
また、この時、計算上のヘッド高さＨにおいても同様に変数ｎを適用して、
Ｈ＝((ｒ(Ｌ)／ｒ(０))^ｎ×Ｌ)／（１−(ｒ(Ｌ)／ｒ(０))^ｎ)
とした。
ｒ(０)／ｒ(Ｌ)＝((Ｈ＋Ｌ)／(Ｈ＋０))^1/n＝１.５〜２.５
で表わされることから、上端部と下端部の内径と、両内径の比が決まれば、ｎの値に応じた計算上のヘッド高さＨを求めることができる。

以下、実施例を用いて本発明をさらに詳細に説明する。なお、各実施例は、本願発明の一態様に過ぎず、下記実施例に限定されるものではない。

本実施例では、長さ２３０ｍｍ、内孔大径部の直径１４０ｍｍ、内孔小径部の直径７０ｍｍ、内孔壁面の形状（log(ｒ(ｚ))＝(１／ｎ)×log((Ｈ＋Ｌ)／(Ｈ＋ｚ))＋log(ｒ(Ｌ))）がｎ＝１.５(実施例１)のとき、つまり、
log(ｒ(ｚ))＝(１／１.５)×log((Ｈ＋Ｌ)／(Ｈ＋ｚ))＋log(ｒ(Ｌ))
で表わされる図２(ａ)に示す上ノズルを用いて、タンディッシュや取鍋のヘッドの高さが１０００ｍｍの時に内孔壁面に加わる圧力の分布を計算した。計算結果を、従来のノズルである図１１記載の上ノズルの内孔上端の内壁に加わる圧力を０として、図２(ｂ)に示す。また、ｎ＝２(実施例２)、ｎ＝４(実施例３)、ｎ＝５(実施例４)、ｎ＝６(実施例５)、ｎ＝７(比較例１)、ｎ＝８(比較例２) ｎ＝１(比較例３)の時、すなわち、
log(ｒ(ｚ))＝(１／２)×log((Ｈ＋Ｌ)／(Ｈ＋ｚ))＋log(ｒ(Ｌ))
で表わされる図３(ａ)の上ノズル(実施例２)、
log(ｒ(ｚ))＝(１／４)×log((Ｈ＋Ｌ)／(Ｈ＋ｚ))＋log(ｒ(Ｌ))
で表わされる図４(ａ)の上ノズル(実施例３)、
log(ｒ(ｚ))＝(１／５)×log((Ｈ＋Ｌ)／(Ｈ＋ｚ))＋log(ｒ(Ｌ))
で表わされる図５(ａ)の上ノズル(実施例４)、
log(ｒ(ｚ))＝(１／６)×log((Ｈ＋Ｌ)／(Ｈ＋ｚ))＋log(ｒ(Ｌ))
で表わされる図６(ａ)の上ノズル(実施例５)、
log(ｒ(ｚ))＝(１／７)×log((Ｈ＋Ｌ)／(Ｈ＋ｚ))＋log(ｒ(Ｌ))
で表わされる図７(ａ)の上ノズル(比較例１)、
log(ｒ(ｚ))＝(１／８)×log((Ｈ＋Ｌ)／(Ｈ＋ｚ))＋log(ｒ(Ｌ))
で表わされる図８(ａ)の上ノズル(比較例２)、
log(ｒ(ｚ))＝(１／１)×log((Ｈ＋Ｌ)／(Ｈ＋ｚ))＋log(ｒ(Ｌ))
で表わされる図９(ａ)の上ノズル(比較例３)を用いて実施例１と同様に内孔壁面に加わる圧力分布を計算した。計算結果を各図の(ｂ)に示す。

実施例１乃至３(ｎ＝１.５〜４)では、内孔上端から下端にかけて徐々に圧力が変化していることが確認された。急激な圧力変化が発生していないことから、溶鋼の流れがほぼ一定であることが分かる。

実施例４及び５(ｎ＝５、６)では、内孔上端部近傍で大きな圧力変化が確認されたものの、その後は、徐々に圧力が変化していることが確認された。口径が広く、付着物によって問題が発生し難い内孔上端部付近以外は、溶鋼の流れがほぼ一定であることが分かる。

比較例１及び２(ｎ＝７、８)では、内孔上端部近傍で約１００ｐｓ又は約２００ｐｓから大きく圧力が変化している。すなわち、図１１に示した従来の上ノズルよりも内孔上端部近傍で大きな圧力が発生した後、非常に大きく圧力が変化することが確認された。この比較例１及び２では、内孔上端部近傍で内孔の径が急激に減少しており、口径が狭く、付着物によって問題が発生し易い個所で、溶鋼の流れが急激に変化していることが分かる。

比較例３(ｎ＝１)では、内孔壁面形状がテーパーであり、上プレートとの接触部に角が形成されており、上ノズル内の圧力変化は少ないものの、例えば、図２(ｂ)と図９(ｂ)とを比較すれば明らかなように、上ノズルから上プレートに溶鋼が流れ込んだ後に急激な圧力変化が起こっていることが確認された。

このように本発明では、上ノズル内孔を溶鋼が通過する際に、内孔壁面に加わる圧力の変化がほぼ一定であることから、溶鋼の流れがエネルギー損失の少ない一定の流れであることが分かる。なお、取鍋では、湯面が約４０００ｍｍから徐々に下がり、タンディッシュにおいても、湯面が５００ｍｍ程度のものもある。しかし、先ほども述べたように、羽口に流れ込む溶鋼は、タンディッシュや取鍋の底面に近い位置にある溶鋼であり、湯面の高さが変化することによって、圧力の値こそ変化するものの、圧力分布は、上記各実施例、比較例と同様である。

「実施例６」
本実施例では、長さ２３０ｍｍ、内孔小径部の直径が７０ｍｍ、内孔大径部の直径が内径下端(内孔小径部)の径Ｄの１.５倍(１.５Ｄ)である１０８ｍｍ、内孔壁面の形状がｎ＝４のとき、つまり、
log(ｒ(ｚ))＝(１／４)×log((Ｈ＋Ｌ)／(Ｈ＋ｚ))＋log(ｒ(Ｌ))
で表わされる、図１０(ａ)の上ノズルを用いて実施例１と同様に内孔壁面に加わる圧力分布を計算した。計算結果を図１０(ｂ)に示す。

「比較例４」
本比較例では、長さ２３０ｍｍ、内孔小径部の直径が７０ｍｍ、内孔大径部の直径が内径下端(内孔小径部)の径Ｄの約１倍(１.０６Ｄ)である７３ｍｍ、内孔壁面の形状がｎ＝４のとき、つまり、
log(ｒ(ｚ))＝(１／４)×log((Ｈ＋Ｌ)／(Ｈ＋ｚ))＋log(ｒ(Ｌ))
で表わされる、図１１(ａ)の上ノズルを用いて実施例１と同様に内孔内壁に加わる圧力分布を計算した。計算結果を図１１(ｂ)に示す。

内孔の径の比が約１倍(１.０６Ｄ)である比較例４では、内孔上端部近傍の圧力変化が激しいが、内孔の径の比が１.５倍(１.５Ｄ)である実施例６や、２倍(２Ｄ)である実施例３では、内孔上端部近傍でもほぼ一定の圧力変化であることが確認された。内孔壁面の形状が上記log(ｒ(ｚ))で表わされる場合、内孔の径が広がるにつれて、タンディッシュや取鍋から上ノズルに続く壁面はなだらかとなることから、内孔上端の径を内孔下端の径の１.５倍以上とすることで、内孔上端部近傍の急激な圧力変化を抑えることができることが分かる。

また、従来のノズルや、比較例１乃至４おける圧力変化から、角や角に近い形状があると、急激な圧力変化が確認されることから、
log(ｒ(ｚ))＝(１／１.５)×log((Ｈ＋Ｌ)／(Ｈ＋ｚ))＋log(ｒ(Ｌ))と、
log(ｒ(ｚ))＝(１／６)×log((Ｈ＋Ｌ)／(Ｈ＋ｚ))＋log(ｒ(Ｌ))の間の形状であって、
内孔壁面に角が形成されていない滑らかな断面形状、すなわちｒ(ｚ)のｚに対する微分(ｄ(ｄ(ｚ))／ｄｚ)が連続する断面形状とすることで、溶鋼の流れを一定とし、付着物の発生を抑えることができることが分かる。

なお、内孔上端部近傍の形状は、ストッパなどの要因で決まることもあり、また、内孔上端部近傍は、内径が大きく、付着物による影響が小さい。一方、内孔下端部近傍は、製造時に器具を挿入するため、直胴部にせざるを得ないといった製造上の関係などで形状が決まる場合もある。従って、内孔壁面の少なくとも８０％が、
log(ｒ(ｚ))＝(１／ｎ)×log((Ｈ＋Ｌ)／(Ｈ＋ｚ))＋log(ｒ(Ｌ)) (ｎ＝１.５〜６)
で示される断面形状であればよく、また、Ａｒガスなどを吹き込むバブリング構造を備えてもよい。

本発明に係る上ノズルの一例を示す縦断面図である。ｎ＝１.５の上ノズルの形状及び溶鋼通過時の圧力分布を示す図である。ｎ＝２の上ノズルの形状及び溶鋼通過時の圧力分布を示す図である。ｎ＝４の上ノズルの形状及び溶鋼通過時の圧力分布を示す図である。ｎ＝５の上ノズルの形状及び溶鋼通過時の圧力分布を示す図である。ｎ＝６の上ノズルの形状及び溶鋼通過時の圧力分布を示す図である。ｎ＝７の上ノズルの形状及び溶鋼通過時の圧力分布を示す図である。ｎ＝８の上ノズルの形状及び溶鋼通過時の圧力分布を示す図である。ｎ＝１の上ノズルの形状及び溶鋼通過時の圧力分布を示す図である。ｎ＝４、１.５Ｄの上ノズルの形状及び溶鋼通過時の圧力分布を示す図である。Ｄ＝１の上ノズルの形状及び溶鋼通過時の圧力分布を示す図である。従来の上ノズルの形状及び溶鋼通過時の圧力分布を示す図である。従来の上ノズルの形状及び溶鋼通過時の圧力分布を示す図である。

符号の説明

１０…上ノズル、１１…内孔、１２…大径部、１３…小径部、１４…内孔壁面、１５…ｎ＝１.５の時の内孔壁面、１６…ｎ＝６の時の内孔壁面。

Claims

タンディッシュや取鍋の羽口に嵌合される上ノズルであって、
ノズル長さをＬ、計算上のヘッド高さをＨ、上端部からの距離ｚにおける半径をｒ(ｚ)とした時、溶鋼が通過する内孔の軸に沿って切断した内孔壁面の断面形状が、
log(ｒ(ｚ))＝(１／１.５)×log((Ｈ＋Ｌ)／(Ｈ＋ｚ))＋log(ｒ(Ｌ))と、
log(ｒ(ｚ))＝(１／６)×log((Ｈ＋Ｌ)／(Ｈ＋ｚ))＋log(ｒ(Ｌ))
で表わされる曲線の間のｒ(ｚ)のｚ微分が連続する曲線であり、
前記計算上のヘッド高さＨは、
Ｈ＝((ｒ(Ｌ)／ｒ(０))^ｎ×Ｌ)／（１−(ｒ(Ｌ)／ｒ(０))^ｎ) (ｎ＝１.５〜６)
であり、
前記内孔の上端の内径ｒ(０)が下端の内径ｒ(Ｌ)の１.５倍以上である
ことを特徴とする上ノズル。
タンディッシュや取鍋の羽口に嵌合される上ノズルであって、
ノズル長さをＬ、計算上のヘッド高さをＨ、上端部からの距離ｚにおける半径をｒ(ｚ)とした時、溶鋼が通過する内孔の軸に沿って切断した内孔壁面の断面形状の少なくとも８０％の形状が、
log(ｒ(ｚ))＝(１／１.５)×log((Ｈ＋Ｌ)／(Ｈ＋ｚ))＋log(ｒ(Ｌ))と、
log(ｒ(ｚ))＝(１／６)×log((Ｈ＋Ｌ)／(Ｈ＋ｚ))＋log(ｒ(Ｌ))
で表わされる曲線の間のｒ(ｚ)のｚ微分が連続する曲線であり、
前記計算上のヘッド高さＨは、
Ｈ＝((ｒ(Ｌ)／ｒ(０))^ｎ×Ｌ)／（１−(ｒ(Ｌ)／ｒ(０))^ｎ) (ｎ＝１.５〜６)
であり、
前記内孔の上端の内径ｒ(０)が下端の内径ｒ(Ｌ)の１.５倍以上である
ことを特徴とする上ノズル。
タンディッシュや取鍋の羽口に嵌合される上ノズルであって、
ノズル長さをＬ、計算上のヘッド高さをＨ、上端部からの距離ｚにおける半径をｒ(ｚ)とした時、溶鋼が通過する内孔の軸に沿って切断した内孔壁面の断面形状が、
log(ｒ(ｚ))＝(１／ｎ)×log((Ｈ＋Ｌ)／(Ｈ＋ｚ))＋log(ｒ(Ｌ)) （ｎ＝１.５〜６）
で表わされる曲線であり、
前記計算上のヘッド高さをＨは、
Ｈ＝((ｒ(Ｌ)／ｒ(０))^ｎ×Ｌ)／（１−(ｒ(Ｌ)／ｒ(０))^ｎ) (ｎ＝１.５〜６)
であり、
前記内孔の上端の内径ｒ(０)が下端の内径ｒ(Ｌ)の１.５倍以上である
ことを特徴とする上ノズル。
タンディッシュや取鍋の羽口に嵌合される上ノズルであって、
ノズル長さをＬ、計算上のヘッド高さをＨ、上端部からの距離ｚにおける半径をｒ(ｚ)とした時、溶鋼が通過する内孔の軸に沿って切断した内孔壁面の断面形状の少なくとも８０％の形状が、
log(ｒ(ｚ))＝(１／ｎ)×log((Ｈ＋Ｌ)／(Ｈ＋ｚ))＋log(ｒ(Ｌ)) （ｎ＝１.５〜６）
で表わされる曲線であり、
前記計算上のヘッド高さＨは、
Ｈ＝((ｒ(Ｌ)／ｒ(０))^ｎ×Ｌ)／（１−(ｒ(Ｌ)／ｒ(０))^ｎ) (ｎ＝１.５〜６)
であり、
前記内孔の上端の内径ｒ(０)が下端の内径ｒ(Ｌ)の１.５倍以上である
ことを特徴とする上ノズル。