WO2011033829A1 - 溶融金属排出用ノズル - Google Patents

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有人 溝部
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黒崎播磨株式会社
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    • B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
    • B22—CASTING; POWDER METALLURGY
    • B22D—CASTING OF METALS; CASTING OF OTHER SUBSTANCES BY THE SAME PROCESSES OR DEVICES
    • B22D41/00—Casting melt-holding vessels, e.g. ladles, tundishes, cups or the like
    • B22D41/50—Pouring-nozzles
    • B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
    • B22—CASTING; POWDER METALLURGY
    • B22D—CASTING OF METALS; CASTING OF OTHER SUBSTANCES BY THE SAME PROCESSES OR DEVICES
    • B22D11/00—Continuous casting of metals, i.e. casting in indefinite lengths
    • B22D11/10—Supplying or treating molten metal
    • B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
    • B22—CASTING; POWDER METALLURGY
    • B22D—CASTING OF METALS; CASTING OF OTHER SUBSTANCES BY THE SAME PROCESSES OR DEVICES
    • B22D46/00—Controlling, supervising, not restricted to casting covered by a single main group, e.g. for safety reasons

Definitions

  • the present invention relates to a molten metal discharge nozzle that is installed at the bottom of a molten metal container and has an inner hole in the axial direction through which the molten metal passes in order to discharge the molten metal from the molten metal container.
  • the upper nozzle that fits into the tundish or ladle tuyere will be described as an example.
  • alumina or the like adheres to the wall surface of the inner hole through which the molten steel passes and becomes a deposit.
  • the flow path shrinks and hinders operation, and sometimes the flow path is completely blocked and operation becomes impossible.
  • a method for preventing the generation of deposits for example, a method has been proposed in which a gas blowing port is provided and an inert gas is blown (see, for example, Patent Document 1 or 2).
  • Patent Documents 1 and 2 has a complicated structure because of gas blowing, and it takes time to manufacture and requires gas for operation, leading to an increase in cost. Further, even with a gas blowing type nozzle, it was difficult to completely prevent the generation of deposits.
  • an upper nozzle for example, it is composed of a taper portion formed above and a straight portion formed below (see FIG. 8A), or continues from the taper portion to the straight portion.
  • An arcuate portion (see FIG. 9A) is widely used.
  • FIGS. 2A to 9A shows a state in which the upper nozzle is installed in a sliding nozzle device (hereinafter referred to as “SN device”). And below the dashed line is the inner hole of the upper plate. Further, the lower side of the portion where the inner hole is displaced is the inner hole of the intermediate plate or the lower plate.
  • FIG. 8 (b) As shown by the dotted line, it was confirmed that the pressure rapidly changed near the position where the inner hole shape changed from a taper to a straight line (180 mm from the upper end of the inner hole).
  • Patent Document 3 In order to keep the flow of molten steel constant, an invention relating to the shape of the inner hole of a steel outlet of a converter has been proposed (see, for example, Patent Document 3).
  • Patent Document 3 suppresses entrainment of slag and mixing of oxygen, nitrogen, etc. by not creating a vacuum portion at the center of the molten steel flow, and does not prevent the generation of deposits. Further, in Patent Document 3, the converter (smelting vessel) is targeted, and the effect of preventing slag entrainment or the like is important at the end of molten steel discharge (about 1 minute at the end when the steel output time is 5 minutes). . On the other hand, in order to prevent the occurrence of deposits in a ladle or a tundish (casting container), it is necessary to exhibit an effect particularly at the end of the molten steel discharge, and the time when the effect is expected is also different.
  • the problem to be solved by the present invention is to create a smooth molten metal flow with little energy loss by suppressing pressure generation from the outer periphery of the molten metal flow to the inner hole wall surface, and to suppress the generation of deposits.
  • An object of the present invention is to provide a nozzle for discharging a molten metal having a possible inner hole shape.
  • the inner diameter r (0) at the upper end of the inner hole is 1.5 times or more the radius r (L) at the lower end of the inner hole.
  • the radius r (1 / 4L) of the inner hole at a distance 1 / 4L downward from the upper end of the inner hole is [[L / ⁇ (r (0) / r (L)) 1.5 -1 ⁇ + L] / [L / ⁇ (r (0) / r (L)) 1.5 -1 ⁇ + 1 / 4L]] 1 /1.5 ⁇ r (L), [[L / ⁇ (r (0) / r (L)) 6 -1 ⁇ + L] / [L / ⁇ (r (0) / r (L)) 6 -1 ⁇ + 1 / 4L]] 1 / 6 ⁇ r (L)
  • the radius r (1 / 2L) of the inner hole at a distance 1 / 2L downward from the upper end of the inner hole is [[L / ⁇
  • FIG. 1 is an example of a cross-sectional view of the upper nozzle according to the present invention cut along the axial direction of an inner hole through which molten steel passes.
  • an upper nozzle 10 according to the present invention includes an inner hole 11 through which molten steel passes, and the inner hole has a large-diameter portion 12 fitted into a tundish or ladle tuyere, and molten steel.
  • emits and the inner-hole wall surface 14 which continues from the large diameter part 12 to the small diameter part 13 are comprised.
  • the radius r (0) of the inner hole upper end is 1.5 times or more the radius r (L) of the inner hole lower end (small diameter portion 13).
  • the line showing the inner wall surface 14 of the cross section cut along the axis of the hole 11 has no bending point, and when the axial length of the inner hole 11 is L, the upper end of the inner hole is at a distance 1 / 4L downward.
  • the radius r (1 / 4L) of the inner hole is [[L / ⁇ (r (0) / r (L)) 1.5 -1 ⁇ + L] / [L / ⁇ (r (0) / r (L)) 1.5 -1 ⁇ + 1 / 4L]] 1 /1.5 ⁇ r (L), [[L / ⁇ (r (0) / r (L)) 6 -1 ⁇ + L] / [L / ⁇ (r (0) / r (L)) 6 -1 ⁇ + 1 / 4L]] 1 / 6 ⁇ r (L)
  • the radius r (1 / 2L) of the inner hole at a distance 1 / 2L downward from the upper end of the inner hole is [[L / ⁇ (r (0) / r (L)) 1.5 -1 ⁇ + L] / [L / ⁇ (r (0) / r (L)) 1.5 -1 ⁇ + 1 / 2L]] 1 /1.5 ⁇ r
  • a curve (line) indicated by reference numeral 15 is [[L / ⁇ (r (0) / r (L)) 1.5 -1 ⁇ + L] / [L / ⁇ (r (0) / r (L)) 1.5 -1 ⁇ + z]] 1 / 1.5 ⁇ r (L) ...
  • Formula A Is a locus of the radius r (z), and a curve (line) indicated by reference numeral 16 is [[L / ⁇ (r (0) / r (L)) 6 -1 ⁇ + L] / [L / ⁇ (r (0) / r (L)) 6 -1 ⁇ + z]] 1/6 ⁇ r (L)...
  • Formula B Is a locus of radius r (z).
  • the radius r (1 / 4L), r (1 / 2L), r (3 / 4L) of the inner hole at each point divided by four along the central axis of the inner hole is shown in FIG. 1 is between the curve indicated by reference numeral 15 and the curve indicated by reference numeral 16, and the line indicating the inner wall surface 14 cut along the axis of the inner hole 11 has no bending point.
  • the inventor of the present application thinks that a smooth (constant) molten steel flow with less energy loss is created by stabilizing the inner wall surface pressure distribution of the nozzle with respect to the height direction, and the inner hole as described below.
  • the present inventors have found an inner hole shape of the present invention that can suppress a rapid change in pressure on the wall surface.
  • the energy to obtain the molten steel flow velocity is basically the molten steel head in the tundish.
  • the flow velocity v (z) of the molten steel at a position z from the upper end of the inner hole is expressed as follows: gravitational acceleration is g, molten steel head height is H ', and flow coefficient is k.
  • v (z) k (2g (H ′ + z)) 1/2 It is represented by
  • a (z) / A (L) ((H ′ + L) / (H ′ + z)) 1/2 It becomes.
  • such a pressure distribution calculation formula using H ′ is based on the premise that the molten steel flows directly and uniformly into the upper end of the inner hole substantially vertically due to the head pressure on the molten steel surface of the tundish.
  • the molten steel forms a multi-directional flow from the vicinity of the bottom surface of the tundish near the upper end of the nozzle, which is the starting point of the molten steel discharge port, toward the inner hole. Therefore, in order to accurately grasp the actual pressure distribution in the inner hole, it is necessary to use a head height that has a large influence on the molten steel flow from the bottom of the tundish near the upper end of the nozzle, instead of H ′. .
  • H ((r (L) / r (0)) 4 ⁇ L) / (1- (r (L) / r (0)) 4 ) It can be expressed as
  • H is defined by the ratio of the radius r (0) of the upper end of the inner hole and the radius r (L) of the lower end of the inner hole and the length L of the inner hole. It affects the molten steel pressure in the inner bore of the inventive nozzle. That is, the rapid pressure change generated in the vicinity of the upper end of the inner hole can be suppressed by the cross-sectional shape of the inner wall surface of the inner hole using H instead of H ′ in Expression 1.
  • Fig. 9 shows the image of H in the axial section of the tundish and upper nozzle.
  • the upper end of the inner hole is the starting point of the distance z.
  • the inventor of the present application conducts sincerity studies, and makes the radius r (0) of the upper end of the inner hole 1.5 times or more the radius r (L) of the lower end of the inner hole, so that abruptly occurring near the upper end of the inner hole It was found that the pressure change can be suppressed.
  • the radius r (0) of the upper end of the inner hole is less than 1.5 times the radius r (L) of the lower end of the inner hole, this is a distance for smoothening the shape from the tundish or ladle to the upper nozzle. This is because it is difficult to ensure sufficiently and the shape changes rapidly.
  • the radius r (0) at the upper end of the inner hole is desirably 2.5 times or less than the radius r (L) at the lower end of the inner hole. This is because the wider the radius r (0) of the upper end of the inner hole, the wider the tundish and ladle tuyere, which is not realistic.
  • r (z) ((H ′ + L) / (H ′ + z)) 1/4 ⁇ r (L)
  • r (z) ((H + L) / (H + z)) 1 / n ⁇ r (L) Equation 4
  • the inner nozzle is an upper nozzle having a cross-sectional wall with a different value of n
  • the distribution of pressure applied to the wall surface of the inner hole was calculated when the height of the head of the tundish or ladle was 1000 mm. The calculation result is shown in FIG. 2B, assuming that the pressure applied to the inner wall at the upper end of the inner hole of the upper nozzle shown in FIG.
  • the upper nozzle represented by (Example 2), r (z) [[L / ⁇ (r (0) / r (L)) 2 -1 ⁇ + L] / [L / ⁇ (r (0) / r (L)) 2 -1 ⁇ + z ] 1/2 xr (L)
  • r (z) [[L / ⁇ (r (0) / r (L)) 7 -1 ⁇ + L] / [L / ⁇ (r (0) / r (L)) 7 -1 ⁇ + z ] 1/7 xr (L)
  • the pressure distribution applied to the inner hole wall surface was calculated and evaluated in the same manner as in Example 1 using the upper nozzle (Comparative Example 2) represented by (see FIG. 5A). The evaluation results are shown in Table 1.
  • a sudden pressure change has occurred after the molten steel has flowed from the upper nozzle into the upper plate. It was confirmed that the flow of the molten steel was changing rapidly at places where problems were likely to occur due to kimono. This is because the inner nozzle wall surface of the upper nozzle is tapered and the corner is formed at the contact portion with the upper plate (see FIG. 4 (a)), and the pressure distribution is less inclined and higher at the lower end of the inner hole. This is probably because the pressure is maintained (see FIG. 4B).
  • the change in pressure applied to the inner hole wall surface is substantially constant, so the molten steel flow may be a constant flow with little energy loss.
  • the hot water level gradually decreases from about 4000 mm, and in the tundish, the hot water level is about 500 mm.
  • the molten steel flowing into the tuyere is a molten steel located near the bottom of the tundish or ladle.
  • the pressure value changes.
  • the pressure distribution is the same as that in each of the examples and comparative examples.
  • a smooth nozzle in which no corner (bending point) is formed on the wall surface of the inner hole that is, the curve of the inner hole longitudinal section is the derivative of r (z) with respect to z (d (r (z)). ) / Dz) was examined for a nozzle having a continuous curve.
  • a nozzle with a smooth curve in which the curve of the inner hole longitudinal section does not match Equation 6 was examined using three points equally divided by 1/4 along the center axis of the inner hole as a management criterion. .
  • a smooth inner hole shape that does not have a bending point is substantially specified. For this reason, if the management standard is satisfied, even if there is a slight difference in the shape of the inner hole, the difference is slight, and it is considered that the same tendency is exhibited with respect to the pressure change.
  • Example 5 the inner wall surface of the three holes divided into a length of 230 mm, a diameter of the inner hole large diameter part of 140 mm, a diameter of the inner hole small diameter part of 70 mm, and a quarter along the inner hole central axis, respectively.
  • the evaluation results are shown in Table 2.
  • Example 5 as in Example 4, although a large pressure change was confirmed near the upper end of the inner hole, it was confirmed that the pressure gradually changed thereafter. It can be seen that the flow of the molten steel is almost constant except in the vicinity of the upper end of the inner hole where the diameter is wide and problems are not likely to occur due to deposits.
  • Example 6 As in Example 1, it was confirmed that the pressure gradually changed from the upper end to the lower end of the inner hole. It can be seen that the flow of molten steel is almost constant because no sudden pressure change has occurred.
  • Comparative Example 3 As in Comparative Example 2, it was confirmed that after a large pressure was generated in the vicinity of the upper end portion of the inner hole, it rapidly decreased. In addition, since the diameter of the inner hole rapidly decreases in the vicinity of the upper end portion of the inner hole, it can be seen that the flow of the molten steel is changing rapidly at a place where the diameter is narrow and the problem is likely to occur due to deposits.
  • the inventor also examined the relationship between the pressure distribution applied to the inner hole wall surface of the upper nozzle according to the present invention and the ratio of the inner diameter of the upper end and the lower end of the inner hole.
  • the length is 230 mm
  • the diameter of the inner hole small diameter part is 70 mm
  • the diameter of the inner hole large diameter part is about 1.5 times (1.54 D) the diameter D of the lower end of the inner hole (inner hole small diameter part).
  • the diameter of the large inner diameter portion is 140 mm (Example 9) which is twice (2D) the diameter D of the lower end of the inner hole (small inner diameter portion) (Example 9) and 280 mm which is four times (4D) (Example 10).
  • Example 4 which is about 1 time (1.06D)
  • the pressure distribution applied to the inner hole wall surface was calculated and evaluated.
  • the evaluation results are shown in Table 3.
  • Example 4 In Comparative Example 4 in which the ratio of the inner hole diameter is about 1 time (1.06D), the pressure change near the upper end of the inner hole is severe, but the ratio of the inner hole diameter is about 1.5 times (1.54D).
  • Example 8 that is 2) (2D)
  • Example 10 that is 4 (4D)
  • the pressure change was almost constant even in the vicinity of the upper end of the inner hole.
  • the shape of the wall surface of the inner hole is represented by r (z)
  • the wall surface from the tundish or ladle to the upper nozzle becomes gentle as the diameter of the inner hole increases. It can be seen that a rapid pressure change in the vicinity of the upper end of the inner hole can be suppressed by setting it to 1.5 times or more the diameter of the lower end.
  • the radius r (z) of the inner hole is [[L / ⁇ (r (0) / r (L)) 1.5 -1 ⁇ + L] / [L / ⁇ (r (0) / r (L)) 1.5 -1 ⁇ + z]] 1 / 1.5 Xr (L), [[L / ⁇ (r (0) / r (L)) 6 -1 ⁇ + L] / [L / ⁇ (r (0) / r (L)) 6 -1 ⁇ + z]] 1/6 Xr (L) and a smooth cross-sectional shape in which no corner (bending point) is formed on the wall surface of the inner hole, that is, the derivative of r (z) with respect to z (d (r (z)) / Dz) shows that the flow of molten steel can be made constant and the
  • the shape near the upper end of the inner hole may be determined by factors such as a stopper, but since the inner diameter is large, the influence of the attached matter is small.
  • the shape in the vicinity of the lower end portion of the inner hole, the shape may be determined depending on the manufacturing relationship such as being forced to be a straight body portion because an instrument is inserted at the time of manufacture, but even when the present invention is applied, the inner hole Since the vicinity of the lower end has a shape close to a straight body, the influence on the adhesion suppressing effect is small. Therefore, it is good also considering the cross section of an inner-hole wall surface as a shape without a bending point except for the inner-hole upper end vicinity and inner-hole lower end vicinity.
  • r (z) [[L / ⁇ (r (0) / r (L)) n -1 ⁇ + L] / [L / ⁇ (r (0) / r (L)) n -1 ⁇ + z ] 1 / n xr (L) (n: 1.5-6)
  • a bubbling structure for blowing Ar gas or the like may be provided.
  • the upper nozzle is described as an example.
  • the molten metal discharge nozzle according to the present invention is not limited to the upper nozzle, and the height of the molten metal, such as an open nozzle, is substantially constant. It can be applied to a nozzle attached to a container such as a tundish.

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Abstract

本発明は、溶融金属排出用ノズルの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溶融金属排出用ノズルを提供する。すなわち本発明の溶融金属排出用ノズルは、内孔１１の軸方向長さをＬとしたとき、内孔上端１２の半径ｒ(０)が内孔下端１３の半径ｒ(Ｌ)の１.５倍以上であり、内孔の軸に沿って切断した内孔壁面１４の断面形状に屈曲点がなく、内孔上端から下方へ距離ｚの位置における内孔の半径ｒ(ｚ)が、[〔L/{(r(0)/r(L))1.5-1}+L〕/〔L/{(r(0)/r(L))1.5-1}+z〕]1/1.5×r(L)と、[〔L/{(r(0)/r(L))6-1}+L〕/〔L/{(r(0)/r(L))6-1}+z〕]1/6×r(L) の範囲内にある形状とする。

Description

溶融金属排出用ノズル
　本発明は、溶融金属容器の底部に設置され、当該溶融金属容器から溶融金属を排出するために、溶融金属が通過する内孔を軸方向に有する溶融金属排出用ノズルに関する。
　溶融金属排出用ノズルとして、タンディッシュや取鍋の羽口に嵌合される上ノズルを例に説明すると、上ノズルでは、溶鋼が通過する内孔の壁面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、ときには、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８(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９(ａ)参照）が広く用いられている。なお、図２乃至９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８(ａ)に示した形状の上ノズル（長さ２３０ｍｍ）内孔を溶鋼が通過する際、内孔壁面に加わる圧力の分布を計算（コンピュータシミュレーションによる流体解析）すると、図８(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。
　ここで、コンピュータシミュレーションによる流体解析は、Ｆｌｕｅｎｔ社製の流体解析ソフトウェア、商品名「Ｆｌｕｅｎｔ　Ｖｅｒ．６．３．２６」を使用して行った。
　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／ｍ３
　　　　粘度０．００１００３ｋｇ／ｍ・ｓ
・ヘッド高さ（Ｈ´）：１０００ｍｍ
・圧力：入口（溶鋼面）＝（（７００＋ノズル長さｍｍの値）×９．８）Ｐａ（ゲージ圧）
　　　　出口（ノズル下端）＝０Ｐａ
・ノズル長さ：２３０ｍｍ
・Ｖｉｓｃｏｕｓ　Ｍｏｄｅｌ：Ｋ－ｏｍｅｇａ計算
　また、図９(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９(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８(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９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、内孔壁面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）。
　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とく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。
特開２００７－９０４２３号公報 特開２００５－２７９７２９号公報 特表２００８－５０１８５４号公報
　本発明が解決しようとする課題は、溶融金属流外周部から内孔壁面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融金属の流れを作り出し、付着物の発生を抑えることが可能な内孔形状を備えた溶融金属排出用ノズルを提供することにある。
本発明は、溶融金属が通過する内孔を軸方向に有する溶融金属排出用ノズルにおいて、内孔上端の半　径ｒ(０)が内孔下端の半径ｒ(Ｌ)の１.５倍以上であり、
前記内孔の軸に沿って切断した断面の内孔壁面を示すラインに屈曲点がなく、
　内孔の軸方向長さをＬとしたとき、前記内孔上端から下方へ距離1/4Ｌにおける内孔の　半径ｒ(1/4Ｌ)が、
[〔L/{(r(0)/r(L))1.5-1}+L〕/〔L/{(r(0)/r(L))1.5-1}+1/4Ｌ〕]1/1.5×r(L)と、
[〔L/{(r(0)/r(L))6-1}+L〕/〔L/{(r(0)/r(L))6-1}+1/4Ｌ〕]1/6×r(L)の範囲内であり、
　前記内孔上端から下方へ距離1/2Ｌにおける内孔の半径ｒ(1/2Ｌ)が、
[〔L/{(r(0)/r(L))1.5-1}+L〕/〔L/{(r(0)/r(L))1.5-1}+1/2Ｌ〕]1/1.5×r(L)と、
[〔L/{(r(0)/r(L))6-1}+L〕/〔L/{(r(0)/r(L))6-1}+1/2Ｌ〕]1/6×r(L)の範囲内であり、
　前記内孔上端から下方へ距離3/4Ｌの位置における内孔の半径ｒ(3/4Ｌ)が、
[〔L/{(r(0)/r(L))1.5-1}+L〕/〔L/{(r(0)/r(L))1.5-1}+3/4Ｌ〕]1/1.5×r(L)と、
[〔L/{(r(0)/r(L))6-1}+L〕/〔L/{(r(0)/r(L))6-1}+3/4Ｌ〕]1/6×r(L)の範囲内であることを特徴とする。
　本発明では、溶融金属排出用ノズルにおいて溶融金属が通過する内孔の壁面への付着物の発生を抑えることができる。
本発明に係る上ノズルの一例を示す縦断面図である。 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＝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＝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＝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＝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。 タンディッシュと上ノズルの軸方向断面のイメージ図である。
　以下、本発明を実施するための形態について、上ノズルを例と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、本発明に係る上ノズルは、内孔上端（大径部１２）の半径ｒ(０)が内孔下端（小径部１３）の半径ｒ(Ｌ)の１.５倍以上であり、内孔１１の軸に沿って切断した断面の内孔壁面１４を示すラインに屈曲点がなく、内孔１１の軸方向長さをＬとしたとき、前記内孔上端から下方へ距離1/4Ｌにおける内孔の半径ｒ(1/4Ｌ)が、
[〔L/{(r(0)/r(L))1.5-1}+L〕/〔L/{(r(0)/r(L))1.5-1}+1/4Ｌ〕]1/1.5×r(L)と、
[〔L/{(r(0)/r(L))6-1}+L〕/〔L/{(r(0)/r(L))6-1}+1/4Ｌ〕]1/6×r(L)の範囲内であり、
前記内孔上端から下方へ距離1/2Ｌにおける内孔の半径ｒ(1/2Ｌ)が、
[〔L/{(r(0)/r(L))1.5-1}+L〕/〔L/{(r(0)/r(L))1.5-1}+1/2Ｌ〕]1/1.5×r(L)と、
[〔L/{(r(0)/r(L))6-1}+L〕/〔L/{(r(0)/r(L))6-1}+1/2Ｌ〕]1/6×r(L)の範囲内であり、
前記内孔上端から下方へ距離3/4Ｌの位置における内孔の半径ｒ(3/4Ｌ)が、
[〔L/{(r(0)/r(L))1.5-1}+L〕/〔L/{(r(0)/r(L))1.5-1}+3/4Ｌ〕]1/1.5×r(L)と、
[〔L/{(r(0)/r(L))6-1}+L〕/〔L/{(r(0)/r(L))6-1}+3/4Ｌ〕]1/6×r(L)の範囲内である。
　ここで、図１において、符号１５で示す曲線（ライン）は、
[〔L/{(r(0)/r(L))1.5-1}+L〕/〔L/{(r(0)/r(L))1.5-1}+z〕]1/1.5×r(L)　…式Ａ
による半径ｒ(ｚ)の軌跡であり、符号１６で示す曲線（ライン）は、
[〔L/{(r(0)/r(L))6-1}+L〕/〔L/{(r(0)/r(L))6-1}+z〕]1/6×r(L)　…式Ｂ
による半径ｒ(ｚ)の軌跡である。
　すなわち、本発明は、内孔の中心軸に沿って1/4ずつ４分割した各点における内孔の半径ｒ(1/4Ｌ)、ｒ(1/2Ｌ)、ｒ(3/4Ｌ)が図１に符号１５で示す曲線と符号１６で示す曲線との間にあり、かつ、内孔１１の軸に沿って切断した内孔壁面１４を示すラインに屈曲点がないことを条件とする。
　この内孔形状の条件について、さらに詳しく説明する。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、上ノズルの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、上ノズルの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、内孔の長さ（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)、重力加速度をｇ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
となる。
　従って、内孔の任意の位置の半径ｒ(ｚ)は、
ｒ(ｚ)＝((Ｈ´＋Ｌ)／(Ｈ´＋ｚ))1/4 × ｒ(Ｌ)　…　式１
で表わされる。
　そして、任意の位置の半径ｒ(ｚ)が式１を満たす形状の内孔とすることによって、内孔壁面にかかる圧力がノズル上端（内孔上端）から下方に向かって漸次なだらかに減少し、エネルギー損失の少ないスムーズな整流化された溶鋼の流れとなる。
　ところで、このようなＨ´を用いた圧力分布の算出式は、溶鋼がタンディッシュの溶鋼面のヘッド圧により、内孔上端にほぼ垂直方向に直接かつ均一に流れ込むことを前提としている。しかし、実際の操業において溶鋼は、溶鋼排出口の起点たるノズル上端近傍のタンディッシュ底面付近から内孔に向かう多方向からの流れを形成する。従って、内孔における現実の圧力分布を正確に把握するためには、Ｈ´に換えて、ノズル上端近傍のタンディッシュ底面付近からの溶鋼流動に対して影響の大きいヘッド高さを用いる必要がある。
　そこで本願発明者は種々シミュレーションによる検討等を行った結果、前記式１においてｚ＝０としたときのＨ´を、計算上のヘッド高さＨ（以下単に「Ｈ」ともいう。）として用いることが有効であること見出した。
　すなわち、Ｈは、 
Ｈ＝((ｒ(Ｌ)／ｒ(０))４×Ｌ)／（１－(ｒ(Ｌ)／ｒ(０))４）        
で表わすことができる。
　このようにＨは、内孔上端の半径ｒ（０）と内孔下端の半径ｒ（Ｌ）の比の大きさと内孔長さＬで規定され、この計算上のヘッド高さＨが、本発明のノズルの内孔内での溶鋼圧力に影響する。すなわち、前記式１のＨ´に換えてＨを使用した内孔壁面の断面形状によって、内孔上端近傍で発生する急激な圧力変化を抑えることができる。
　ここで、Ｈは、ｒ（０）とｒ（Ｌ）の比の関係に変換すると次の式２で表わすことができる。
ｒ(０)／ｒ(Ｌ)＝((Ｈ＋Ｌ)／(Ｈ＋０))1/4　 …　式２
　そして、式２から、
ｒ(０)／ｒ(Ｌ)＝(１＋Ｌ／Ｈ)１／４
Ｌ／Ｈ＝(ｒ(０)／ｒ(Ｌ))４－１
Ｈ＝Ｌ／((ｒ(０)／ｒ(Ｌ))４－１)　…式３
となる。
　Ｈをタンディッシュと上ノズルの軸方向断面のイメージ図に示すと図９のとおりである。なお、内孔上端が前記距離ｚの起点である。
　さらに本願発明者は、誠意検討を行い、内孔上端の半径ｒ（０）を内孔下端の半径ｒ（Ｌ）の１.５倍以上とすることで、内孔上端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、内孔上端の半径ｒ（０）が内孔下端の半径ｒ（Ｌ）の１.５倍未満のとき、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、内孔上端の半径ｒ（０）は、内孔下端の半径ｒ（Ｌ）の２.５倍以下であることが望ましい。内孔上端の半径ｒ（０）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。
　また、本願発明者は、前記式１、すなわち、
ｒ(ｚ)＝((Ｈ´＋Ｌ)／(Ｈ´＋ｚ))1/4 × 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、
ｒ(ｚ)＝((Ｈ＋Ｌ)／(Ｈ＋ｚ))1/ｎ × ｒ(Ｌ)　…　式４
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、計算上のヘッド高さＨは、式３に変数ｎを適用して、
Ｈ＝Ｌ／((ｒ(０)／ｒ(Ｌ))ｎ－１)　…　式５
で表わされる。
　そして、式４に式５を代入すれば、
ｒ(z)=[〔L/{(r(0)/r(L)) ｎ-1}+L〕/〔L/{(r(0)/r(L)) ｎ-1}+z〕]1/n×r(L)　…　式６
となる。すなわち、内孔上端から下方へ任意の距離ｚにおける内孔の半径ｒ(ｚ)は、この式６で表わされる。
　なお、式６において、ｎ＝１．５の場合が前述の式Ａで示す図１の曲線（ライン）１５であり、ｎ＝６の場合が前述の式Ｂで示す図１の曲線（ライン）１６である。
　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。
　実施例１では、長さ２３０ｍｍ、内孔大径部の直径１４０ｍｍ、内孔小径部の直径７０ｍｍ、内孔の半径ｒ(z)=[〔L/{(r(0)/r(L)) ｎ-1}+L〕/〔L/{(r(0)/r(L))
ｎ-1}+z〕]1/n×r(L)がｎ＝４(実施例１)のとき、つまり、図２(ａ)に実線で示すように、内孔の軸に沿って縦方向に切断した上ノズルの内孔壁面を示すラインが
ｒ(ｚ)＝[〔L/{(r(0)/r(L))4-1}+L〕/〔L/{(r(0)/r(L))4-1}+z〕]1/4×r(L)
で表わされる上ノズルを用いて、タンディッシュや取鍋のヘッドの高さが１０００ｍｍのとき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７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＝１．５(実施例２)、ｎ＝２(実施例３)、ｎ＝６(実施例４)、ｎ＝１(比較例１)、ｎ＝７(比較例２)のとき、すなわち、内孔の軸に沿って縦方向に切断した上ノズルの内孔壁面を示すラインが、
ｒ(ｚ)＝[〔L/{(r(0)/r(L))1.5-1}+L〕/〔L/{(r(0)/r(L))1.5-1}+z〕]1/1.5×r(L)
で表わされる上ノズル(実施例２)、
ｒ(ｚ)＝[〔L/{(r(0)/r(L))2-1}+L〕/〔L/{(r(0)/r(L))2-1}+z〕]1/2×r(L)
で表わされる上ノズル(実施例３)、
ｒ(ｚ)＝[〔L/{(r(0)/r(L))6-1}+L〕/〔L/{(r(0)/r(L))6-1}+z〕]1/6×r(L)
で表わされる上ノズル(実施例４)(図３(ａ)参照)、
ｒ(ｚ)＝[〔L/{(r(0)/r(L))1-1}+L〕/〔L/{(r(0)/r(L))1-1}+z〕]1/1×r(L)
で表わされる上ノズル(比較例１)(図４(ａ)参照)、
ｒ(ｚ)＝[〔L/{(r(0)/r(L))7-1}+L〕/〔L/{(r(0)/r(L))7-1}+z〕]1/7×r(L) 
で表わされる上ノズル(比較例２)(図５(ａ)参照)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、評価した。評価結果を表１に示す。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000001
　実施例１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(図２(ｂ)参照)。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。また、実施例２(ｎ＝１.５)及び３(ｎ＝２)においても、実施例１と同様に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。
　実施例４(ｎ＝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(図３(ｂ)参照)。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(ｎ＝１)では、内孔上端から下端にかけて圧力変化が少ないことが確認された(図４(ｂ)参照)。しかし、例えば、図２(ｂ)と図４(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確認された。
　これは、上ノズルの内孔壁面がテーパー状で、上プレートとの接触部に角が形成されており(図４(ａ)参照)、また、圧力分布に傾斜が少なく、内孔下端でも高い圧力を維持しているためであると思慮される(図４(ｂ)参照)。
　比較例２(ｎ＝７)では、図５に示すように、内孔上端部近傍で約１００ｐｓから大きく圧力が変化している。すなわち、図７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。また、比較例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。
　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、前記各実施例、比較例と同様である。
　次に、本発明者は、内孔壁面に角（屈曲点）が形成されていない滑らかなノズル、すなわち、内孔縦断面の曲線がｒ(ｚ)のｚに対する微分(ｄ(ｒ(ｚ))／ｄｚ)が連続する曲線となるノズルについて検討を行った。
　具体的には、内孔の中心軸に沿って１／４ずつ等分した３点を管理基準として、内孔縦断面の曲線が式６と一致しない滑らかな曲線の上ノズルについて検討を行った。内孔上端、下端、上記３点の計５点を特定することで、屈曲点を備えない滑らかな内孔形状は略特定される。このため、管理基準を満たすのであれば、内孔形状に多少の違いがあっても、その差は軽微であり、圧力変化に関して同様の傾向を示すものと思慮されるからである。
　実施例５では、長さ２３０ｍｍ、内孔大径部の直径１４０ｍｍ、内孔小径部の直径７０ｍｍ、内孔中心軸に沿って１／４ずつ等分した３点の内孔壁面が、それぞれ、ｎ＝６、４、１．５の式６の値に近似し、屈曲点の無い内孔を備えた上ノズルを用いて、実施例１と同様に内孔壁面に加わる圧力の分布を計算し、評価した。評価結果を表２に示す。
　また、上記３点がそれぞれｎ＝４、６、４の式６の値に近似する場合(実施例６)、ｎ＝２、４、６の式６の値に近似する場合(実施例７)、ｎ＝７、６、４の式６の値に近似する場合(比較例３)についても、実施例１と同様に内孔壁面に加わる圧力分布を計算し、評価した。評価結果を表２に示す。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000002
　実施例５では、実施例４と同様に、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。
　実施例６及び７では、実施例１と同様に、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。
　比較例３では、比較例２と同様に、大きな圧力が内孔上端部近傍で発生した後、急激に減少することが確認された。また、内孔上端部近傍で内孔の径が急激に減少することから、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。
　このように、上ノズルの内孔形状が式６から多少ずれた場合でも、内孔中心軸に沿って１／４ずつ等分した３点の内孔壁面が、それぞれ、ｎ＝１．５～６の範囲の式６の値に近似し、屈曲点の無い内孔を備えた上ノズルであれば、従来に比べて良好な流れを作り出すことが分かる。
　また、本発明者は、本発明にかかる上ノズルの内孔壁面にかかる圧力分布と、内孔上端と下端の内径の比との関係について検討を行った。
　実施例８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孔下端(内孔小径部)の径Ｄの約１.５倍(１.５４Ｄ)である１０８ｍｍ、内孔の半径ｒ(ｚ)が、ｎ＝１．５、４、６のとき、つまり、
ｒ(ｚ)＝[〔L/{(r(0)/r(L))1.5-1}+L〕/〔L/{(r(0)/r(L))1.5-1}+z〕]1/1.5×r(L) 
ｒ(ｚ)＝[〔L/{(r(0)/r(L))4-1}+L〕/〔L/{(r(0)/r(L))4-1}+z〕]1/4×r(L)
ｒ(ｚ)＝[〔L/{(r(0)/r(L))6-1}+L〕/〔L/{(r(0)/r(L))6-1}+z〕]1/6×r(L) 
で表わされる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、評価した。評価結果を表３に示す。また、一例として、ｎ＝４の場合の内孔形状、及び計算結果を図６に示す。
　さらに、内孔大径部の直径が内孔下端(内孔小径部)の径Ｄの２倍(２Ｄ)である１４０ｍｍ（実施例９）、４倍(４Ｄ)である２８０ｍｍ（実施例１０）、約１倍(１.０６Ｄ)である７３ｍｍ（比較例４）の場合についても、実施例８と同様に、内孔の半径ｒ(ｚ)がｎ＝１．５、４、６のとき、内孔壁面に加わる圧力分布を計算し、評価した。評価結果を表３に示す。また、一例として、比較例４のｎ＝４の場合の内孔形状、及び計算結果を図７に示す。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000003
　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、内孔の径の比が約１.５倍(１.５４Ｄ)である実施例８や、２倍(２Ｄ)である実施例９、４倍(４Ｄ)である実施例１０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。内孔壁面の形状が前記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、内孔の半径ｒ(ｚ)が、
　[〔L/{(r(0)/r(L))1.5-1}+L〕/〔L/{(r(0)/r(L))1.5-1}+z〕]1/1.5×r(L)と、
　[〔L/{(r(0)/r(L))6-1}+L〕/〔L/{(r(0)/r(L))6-1}+z〕]1/6×r(L)との間の形状であって、内孔壁面に角（屈曲点）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(ｒ(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るが、内径が大きいため、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が、本発明を適用した場合でも、内孔下端部近傍は、直胴に近い形状となるため、付着抑制効果に対する影響は小さい。従って、内孔上端部近傍や内孔下端部近傍を除いて、内孔壁面の断面を屈曲点の無い形状としてもよい。
　ここで、屈曲点のない形状としては、例えば、
ｒ(z)=[〔L/{(r(0)/r(L))ｎ-1}+L〕/〔L/{(r(0)/r(L))ｎ-1}+z〕]1/n×r(L)(ｎ：1.5～6)
で示されるｒ(z)のｚ微分が連続する断面形状が挙げられる。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。
　さらに上記各実施例では、上ノズルを例に説明しているが、本発明にかかる溶融金属排出用ノズルは上ノズルに限られるものではなく、例えばオープンノズルなど、溶融金属の高さがほぼ一定なタンディッシュなどの容器に取り付けられるノズルに適用することができる。
　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のときの内孔壁面
　１６…ｎ＝６のときの内孔壁面

Claims (1)

  1. 溶融金属が通過する内孔を軸方向に有する溶融金属排出用ノズルにおいて、
    内孔上端の
    半径ｒ(０)が内孔下端の半径ｒ(Ｌ)の１.５倍以上であり、
    前記内孔の軸に沿って切断した断面の内孔壁面を示すラインに屈曲点がなく、
    　内孔の軸方向長さをＬとしたとき、前記内孔上端から下方へ距離1/4Ｌにおける内孔の半径ｒ(1/4Ｌ)が、
    [〔L/{(r(0)/r(L))1.5-1}+L〕/〔L/{(r(0)/r(L))1.5-1}+1/4Ｌ〕]1/1.5×r(L)と、
    [〔L/{(r(0)/r(L))6-1}+L〕/〔L/{(r(0)/r(L))6-1}+1/4Ｌ〕]1/6×r(L)の範囲内であり、
    　前記内孔上端から下方へ距離1/2Ｌにおける内孔の半径ｒ(1/2Ｌ)が、
    [〔L/{(r(0)/r(L))1.5-1}+L〕/〔L/{(r(0)/r(L))1.5-1}+1/2Ｌ〕]1/1.5×r(L)と、
    [〔L/{(r(0)/r(L))6-1}+L〕/〔L/{(r(0)/r(L))6-1}+1/2Ｌ〕]1/6×r(L)の範囲内であり、
    　前記内孔上端から下方へ距離3/4Ｌの位置における内孔の半径ｒ(3/4Ｌ)が、
    [〔L/{(r(0)/r(L))1.5-1}+L〕/〔L/{(r(0)/r(L))1.5-1}+3/4Ｌ〕]1/1.5×r(L)と、
    [〔L/{(r(0)/r(L))6-1}+L〕/〔L/{(r(0)/r(L))6-1}+3/4Ｌ〕]1/6×r(L)の範囲内である
    ことを特徴とする溶融金属排出用ノズル。
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