(57)【要約】【課題】浸漬ノズル内を流れる旋回流を改善し、鋳型内溶鋼流動の安定性を向上させる。【解決手段】本発明の連続鋳造用浸漬ノズルは、捩り板状旋回羽根と一対の吐出孔を有し、旋回羽根と吐出孔との位置関係が、下記（１）式を満たす。θＰＵ＜ＭＯＤ｛（θＳ＋θＴ＋θＢ＋９０°）、１８０°｝＜θＰＤ  ・・・（１）ここで、θＳ：旋回羽根下端から吐出孔高さ中央までの旋回流の旋回角、θＴ：旋回羽根捩り角、θＢ：旋回羽根上端設置方位角、θＰＵ：旋回流上流側吐出孔側壁方位角、θＰＤ：旋回流下流側吐出孔側壁方位角である。但し、方位原点（０°）は各吐出孔ごとに、θＰＵ、θＰＤが０°≦θＰＵ＜１８０°、０°＜θＰＤ≦１８０°、θＰＵ＜θＰＤの範囲内となるよう任意に定める。【選択図】      図３
2004337946.tif 000002
【特許請求の範囲】
【請求項１】
内部に捩り板状の旋回羽根を設置し、底部側壁に対向する一対の吐出孔を設けた浸漬ノズルにおいて、旋回羽根と吐出孔との位置関係が、下記（１）式を満たすことを特徴とする、連続鋳造用浸漬ノズル。
θＰＵ＜ＭＯＤ｛（θＳ＋θＴ＋θＢ＋９０°）、１８０°｝＜θＰＤ  ・・・（１）
（１）式において、
θＳ：旋回羽根下端から吐出孔高さ中央までの旋回流の旋回角（°）
θＴ：旋回羽根捩り角（°）
θＢ：旋回羽根上端設置方位角（°）
θＰＵ：旋回流上流側吐出孔側壁方位角（°）
θＰＤ：旋回流下流側吐出孔側壁方位角（°）
但し、各方位角の方位原点（０°）は各吐出孔ごとにθＰＵ、θＰＤが下記範囲内となるよう任意に定める。
０°≦θＰＵ＜１８０°、０°＜θＰＤ≦１８０°、θＰＵ＜θＰＤ
【請求項２】
前記一対の吐出孔の少なくとも出口の幅が浸漬ノズル内径よりも小さく、且つ、各吐出孔における旋回流上流側吐出孔側壁が、ノズル内径部の接線上に配置され、該側壁と鋳型長辺とのなす角が−１５°〜＋５°の範囲内で開孔していることを特徴とする、請求項１に記載の連続鋳造用浸漬ノズル。ここで、該角が０°とは、側壁と鋳型長辺が平行であることを意味し、また、旋回流の旋回方向側を該角の＋（プラス）角度とする。
【発明の詳細な説明】
【０００１】
【発明の属する技術分野】
本発明は、溶鋼等溶融金属の連続鋳造に用いる、内部に捩り板状旋回羽根を設置した浸漬ノズルに関する。
【０００２】
【従来の技術】
複数の吐出孔を有する連続鋳造用浸漬ノズルから溶鋼を吐出する場合、各吐出孔からの吐出量が不均等（片流れ）になると、鋳型内の溶鋼流速を著しく変動させるので、鋳型内溶鋼流の停滞に伴って溶鋼流の凝固シェル洗浄作用が低下し、非金属介在物や気泡が凝固シェルに捕捉されやすくなったり、鋳型内における過大な溶鋼流速が鋳型内の溶鋼メニスカスを乱れさせ、モールドパウダーなどを鋳片内に巻き込む原因となる。
【０００３】
連続鋳造用浸漬ノズル内に捩り板状旋回羽根を設け、ノズル内の流れに旋回流を形成すると、鋳型内溶鋼流動が安定化し、鋳片品質や生産性が改善されることや、浸漬ノズル内の介在物付着が減少することが、特許文献１、特許文献２、非特許文献１などに開示されている。
しかしながら、鋳型内溶鋼流動の安定性をより高めて鋳片品質や生産性を向上させることが望まれる。
【０００４】
【特許文献１】
特開平１１−８１５２９１号公報
【特許文献２】
特開２００２−２３９６９０号公報
【非特許文献１】
ＣＡＭＰ−ＩＳＩＪ  ｖｏｌ．１５（２００２），  ｐ．８３９−８４２
【０００５】
【発明が解決しようとする課題】
本発明は、浸漬ノズル内を流れる旋回流を改善し、鋳型内溶鋼流動の安定性（メニスカス流速の均衡）を向上させることを目的とする。
【０００６】
【課題を解決するための手段】
本発明者は、浸漬ノズルの捩り板状旋回羽根によって形成される旋回流を詳細に調べた。その結果、ノズル内を流れる旋回流中には、捩り板状旋回羽根を挟んで両側の通路で形成される２つの旋回流が２重ラセン状に分布しており、流路横断面内の流速分布は必ずしも均等ではないことが判明した。底部側壁に対向する一対の吐出孔を有する一般的な浸漬ノズル内に旋回羽根を設置する場合には、このノズル横断面内流速分布不均等性の影響を受け、旋回羽根と吐出孔との位置関係によって吐出流の状況が異なってくる。
【０００７】
本発明者はさらに、旋回羽根及びノズル内部の形状と旋回流形状との関係を表す式を導出し、２重ラセン状旋回流のノズル横断面内方位と、吐出孔の開孔方向との関係に適切な範囲が存在すること、すなわち２重ラセン状旋回流を構成する個々の旋回流が抵抗少なく２つの吐出孔からスムーズに吐出する時に旋回効果が有効に発揮されることを見出し、本発明を完成させた。
本発明においては、上記知見に基づいて発案された以下の浸漬ノズルを提供する。
【０００８】
すなわち本発明に係る連続鋳造用浸漬ノズルは、内部に捩り板状の旋回羽根を設置し、底部側壁に対向する一対の吐出孔を設けた浸漬ノズルにおいて、旋回羽根と吐出孔との位置関係が、下記（１）式を満たすことを特徴とする。
【０００９】
θＰＵ＜ＭＯＤ｛（θＳ＋θＴ＋θＢ＋９０°）、１８０°｝＜θＰＤ  ・・・（１）
（１）式において、
θＳ：旋回羽根下端から吐出孔高さ中央までの旋回流の旋回角（°）
θＴ：旋回羽根捩り角（°）
θＢ：旋回羽根上端設置方位角（°）
θＰＵ：旋回流上流側吐出孔側壁方位角（°）
θＰＤ：旋回流下流側吐出孔側壁方位角（°）
但し、各方位角の方位原点（０°）は各吐出孔ごとにθＰＵ、θＰＤが下記範囲内となるよう任意に定める。
０°≦θＰＵ＜１８０°、０°＜θＰＤ≦１８０°、θＰＵ＜θＰＤ
【００１０】
上記（１）式を満たす浸漬ノズルは、旋回羽根によって形成された２重ラセン状旋回流の方位が、吐出孔の開孔方向に対して適切であり、２重ラセン状旋回流を構成する個々の旋回流が抵抗少なく２つの吐出孔からスムーズに吐出するので、鋳型内において旋回効果が有効に発揮され、鋳型内溶鋼流動の安定性が向上する。
【００１１】
上記本発明の連続鋳造用浸漬ノズルは、前記一対の吐出孔の少なくとも出口の幅が浸漬ノズル内径よりも小さく、且つ、各吐出孔における旋回流上流側吐出孔側壁がノズル内径部の接線上に配置され、該側壁と鋳型長辺とのなす角が−１５°〜＋５°の範囲内で開孔していることが好ましい。この角度が０°の場合、側壁と鋳型長辺が平行であり、角度が＋（プラス）の場合、旋回流の旋回方向側に角度を有することを意味する。吐出孔の幅及び上流側吐出孔側壁の開孔位置を上記範囲とすることにより、旋回流をさらに淀みなく吐出することができる。
【００１２】
【発明の実施の形態】
本発明の一構成例を、図１乃至図６に亘り示す。図１は、本発明の連続鋳造用浸漬ノズル１の吐出孔横側からの外観図（吐出孔が左右に見える状態）を示し、図２は吐出孔正面側からの外観図、図３は捩り角１８０°の旋回羽根を内装したノズルの吐出孔を縦断する方向での断面図、図４は捩り角１２０°の旋回羽根を内装したノズルの旋回羽根上端Ｐ１の高さでのノズル横断面図、及び、図５は吐出孔高さ中央Ｐ３の高さでのノズル横断面図である。また、図６は旋回羽根により形成された２重ラセン状旋回流を示す概念図である。
【００１３】
浸漬ノズル１は、その内部流路に捩り板状の旋回羽根２を設置すると共に、底部側壁３に対向し合う一対の吐出孔４ａ、４ｂを設けた構成である。この浸漬ノズルから吐出される旋回流中には、図６に示すように、捩り板状旋回羽根２を挟んで両側の通路で形成される２つの旋回流Ｆ１、Ｆ２（すなわち高流速部位）が２重ラセン状に分布する。
厳密には、ノズル内の流れが２つの旋回流に完全に分離されているわけではなく、流速の大きい、いわゆる主流である部位がラセン状に分布している。そこで、２つの主流の中心の軌跡をそれぞれ旋回流Ｆ１、Ｆ２として表現している。
【００１４】
本発明においては、旋回羽根２と各吐出孔４ａ、４ｂとの位置関係を下記（１）式を満たすように調整することにより、２重ラセン状旋回流を構成する個々の旋回流Ｆ１、Ｆ２を抵抗少なく２つの吐出孔からスムーズに吐出させることが可能となる。
【００１５】
θＰＵ＜ＭＯＤ｛（θＳ＋θＴ＋θＢ＋９０°）、１８０°｝＜θＰＤ  ・・・（１）
上記（１）式で表されるＭＯＤ関数は、角度値（θＳ＋θＴ＋θＢ＋９０°）を１８０°で割った余り角を意味している。
【００１６】
（１）式中の各符号の意味は次の通りである。
θＳ（°）：旋回羽根下端Ｐ２から吐出孔高さ中央Ｐ３までの旋回流の旋回角がθＳである。なお、旋回羽根下端の稜線が傾斜している場合には、平均下端高さ（すなわち下端部稜線の頂点と最下点との中央の高さ）を下端Ｐ２位置とする。また、吐出孔高さ中央Ｐ３とは、吐出孔出口の高さｈを等分した位置の高さである。
【００１７】
θＳは、下記式により求められる。
θＳ＝（ＬＢＰ／Ｚ１８０）×１８０（°）
但し上記θＳの式において、
ＬＢＰ（ｍｍ）：旋回羽根下端Ｐ２から吐出孔高さ中央Ｐ３までの距離
Ｚ１８０（ｍｍ）：旋回流が１８０°回転するのに要する下降距離
【００１８】
Ｚ１８０は、下記式により求められる。
Ｚ１８０（ｍｍ）＝（４×Ｓ１×ＲＴ）／（α×π×Ｄ１）
但し上記Ｚ１８０の式において、
Ｓ１（ｍｍ２）：旋回羽根部の流路横断面積
α（−：単位なし、以下同様に表示）：旋回流速減衰係数α（概ね０．４５〜０．７０）
Ｄ１（ｍｍ）：旋回羽根外径（旋回羽根部のノズル内径に等しい）
ＲＴ（−）：旋回羽根の捩り比
【００１９】
ＲＴは、下記式により求められる。
ＲＴ（−）＝Ｌ１８０／Ｄ１
但し上記ＲＴの式において、
Ｌ１８０（ｍｍ）：旋回羽根１８０°捩りに要する軸方向の長さ（旋回羽根の捩り角が１８０°に満たない場合は、１８０°まで捩りを延長したと仮定した場合の長さ）
θＴ（°）：旋回羽根捩り角、すなわち旋回羽根の上端Ｐ１から下端Ｐ２までの捩り角がθＴである。なお、旋回羽根上端及び／又は下端の稜線が傾斜している場合には、上端及び下端のそれぞれの平均高さから求められる旋回羽根の長さと、旋回羽根が有する捩りの強さから求まる捩り角をθＴとする。
θＢ（°）：旋回羽根上端設置方位角、すなわちノズル流路の中心軸を中心とする方位原点（０°）５ａ又は５ｂに対して旋回羽根上端Ｐ１の稜線６がなす角（但し０≦θＢ≦９０°）をθＢとする。
【００２０】
θＰＵ（°）：旋回流上流側吐出孔側壁方位角、すなわち旋回流の旋回方向の手前側に相当する各吐出孔４ａ、４ｂの側壁の外周側端部Ｑ１の方位角である。
θＰＤ（°）：旋回流下流側吐出孔側壁方位角、すなわち旋回流の旋回方向の先手側に相当する各吐出孔４ａ、４ｂの側壁の外周側端部Ｑ２の方位角である。
方位原点５ａ、５ｂ：方位原点（０°）は各吐出孔４ａ、４ｂごとに、ノズル流路の中心軸を中心とし、θＰＵ及びθＰＤが、０°≦θＰＵ＜１８０°、０°＜θＰＤ≦１８０°、且つ、θＰＵ＜θＰＤとなる任意位置に定める。図５においては、吐出孔４ａについては方位原点５ａを定め、吐出孔４ｂについては方位原点５ｂを定めている。
【００２１】
本発明者は、上記（１）式を導出する検討過程において、先ず、浸漬ノズルの捩り板状旋回羽根によって形成される旋回流を詳細に調べた。
旋回流は、旋回羽根外周部の捩り比通りに形成され減衰しないという理想モデルを仮定し、旋回流の形状を計算すると、理想２重ラセン流の１８０°旋回に要する下降距離Ｚ１８０  ｉｄｅａｌは、ノズル及び旋回羽根の幾何学的形状から下記（２）式のように算出される。
【００２２】
ここでは、図３の縦断面模式図に示すように旋回羽根の捩り角θＴが１８０°（すなわち距離Δ（Ｐ１−Ｐ２）＝Ｌ１８０）で、旋回羽根下流側において内径をＤ１からＤ２へ絞った形状のノズルを例にして説明する。なお、図３における各記号の意味を以下に示す。
Ｖ０（ｍｍ／ｓ）：旋回羽根の上流における平均下降流速、
Ｄ１（ｍｍ）：旋回羽根外径（旋回羽根部のノズル内径に等しい）
Ｖ１（ｍｍ／ｓ）：旋回羽根部における平均下降流速
Ｗ１（ｒａｄ／ｓ）：旋回羽根部最外周における円周方向旋回流速
Ｌ１８０（ｍｍ）：旋回羽根１８０°捩りに要する長さ（旋回羽根の捩り角が１８０°に満たない場合は、１８０°まで捩りを延長したと仮定した場合の長さ）
【００２３】
Ｓ１（ｍｍ２）：旋回羽根部の流路横断面積
Ｄ２（ｍｍ）：内径絞り後の部位の内径
Ｖ２（ｍｍ／ｓ）：内径絞り後の部位における平均下降流速
Ｗ２（ｒａｄ／ｓ）：内径絞り後最外周における円周方向旋回流速
Ｓ２（ｍｍ２）：内径絞り後の部位の流路横断面積
Ｚ１８０  ｉｄｅａｌ＝ＲＴ２・Ｄ２  ・・・（２）
ＲＴ２（−）：内径絞り後の部位における旋回流の捩り比
絞り後の旋回流に倣う厚み０の仮想旋回羽根を仮定して、
【００２４】
【数１】
2004337946.tif 000003
【００２５】
上記（３）式と図７に示す旋回羽根形状とＶ／Ｗ（Ｖ：平均下降流速、Ｗ：円周方向旋回流速）の相似関係から、
【００２６】
【数２】
2004337946.tif 000004
【００２７】
溶融金属が非圧縮性と考え、
【数３】
2004337946.tif 000005
【００２８】
角運動量保存則及び上記図７に示す相似関係から、
【数４】
2004337946.tif 000006
【００２９】
また、Ｓ２は、
【数５】
2004337946.tif 000007
【００３０】
上記（５）式及び（６）式を（４）式に代入すると、
【数６】
2004337946.tif 000008
【００３１】
上記（７）式を（８）式に代入すると、
【数７】
2004337946.tif 000009
【００３２】
上記（９）式を（２）式に代入すると、
【数８】
2004337946.tif 000010
【００３３】
前記のとおり、ＲＴ＝Ｌ１８０／Ｄ１であることと、（１０）式より、ノズル及び旋回羽根の幾何学的形状から算出される理想的旋回流において、旋回流が一定角度旋回するのに要する下降距離は、流路途中の内径変化によらず、旋回羽根部の形状（Ｓ１、Ｌ１８０、Ｄ１）のみによって決定されることが分かる。
すなわち、（１０）式の導出を、ここでは図３に示すような旋回羽根下流側において内径を絞った形状のノズルを例に説明したが、（１０）式は捩り板状旋回羽根を有する全ての旋回流浸漬ノズルに適用できることが分かった。
【００３４】
理想的旋回流に対し、実際の旋回流は、下降流速は流量によって一義的に決まることから変化しないので、円周方向流速（旋回流速）のみが低下すると考えられる。ゆえに、旋回流速減衰係数と名付ける係数αを用いて実旋回流が１８０°旋回するのに要する下降距離Ｚ１８０は、下記（１１）式のように表すことができる。
なお、旋回流速減衰係数αは、水モデル実験や計算機シュミレーションにより、浸漬ノズル内の詳細な流速分布を測定し、２重ラセン状旋回流を形成する旋回流Ｆ１及びＦ２（すなわち高流速部位）の下降距離に対する旋回流速の減少率を確認することにより求めることができる。また、実機で鋳造した後のノズルの内壁に残った旋回流の痕跡から旋回流速減衰係数αを求めることができる。
【００３５】
【数９】
2004337946.tif 000011
【００３６】
本発明者は、モデル実験や計算機シュミレーション、実鋳造後ノズルの観察の結果、旋回流速減衰係数αは、旋回羽根の捩り強さ、ノズル入口における下降流速分布と旋回羽根径との関係、溶鋼中へのＡｒガス吹込量等の要因により浸漬ノズル又は連鋳機ごとに変動するが、概ね０．４５〜０．７０の範囲内であると確定した。
なお、旋回羽根部の流路断面積Ｓ１（ｍｍ２）は、旋回羽根外径Ｄ１（ｍｍ）と旋回羽根厚みｔ（ｍｍ）とから、旋回羽根厚みｔが薄い場合には、羽根の横断面積Ｓ（ｍｍ２）は近似的にＳ＝Ｄ１・ｔで与えられるので、下記（１２）式により求められる。
【００３７】
【数１０】
2004337946.tif 000012
【００３８】
厳密には、下記（１３）式により求められる。
【数１１】
2004337946.tif 000013
【００３９】
本発明者は、次に、スラブ連鋳機を模した矩形鋳型サイズが、幅１６００ｍｍ、厚み２７０ｍｍの水モデル実験において、旋回羽根捩り角１８０°の旋回羽根を流路内で円周方向に回転させ、その旋回羽根上端設置方位角を様々に変更することによって、吐出孔における２重ラセン状旋回流の方位と吐出孔開孔方向との関係を変化させ、鋳型内メニスカス流速の安定度との関係を調査した。
【００４０】
この水モデル実験において、２重ラセン状旋回流に対応して最も流速が大きい部位をレーザードップラー流速計により測定し、それらの２方位（１８０°対角位置）のうち一方を旋回流方位と定義し、さらに吐出孔高さの中央位置における旋回流方位を「吐出孔における旋回流平均方位」と定義する。ここで、矩形鋳型の長辺と平行な向きを±９０°となるよう方位原点を定めた。また、鋳型の１／４幅・１／２厚において、メニスカス下５０ｍｍの鋳型長辺に平行な水平方向の流速をプロペラ流速計により０．５秒ピッチで１５分間測定し、得られたデータの標準偏差を流速平均値で除した値をメニスカス流速安定度指数として求めた。
【００４１】
図８は、水モデル実験による吐出孔における旋回流平均方位とメニスカス流速安定度指数との関係を示す図である。これによれば、吐出孔における旋回流平均方位が吐出孔開孔範囲内に入った時、すなわち２重ラセン状旋回流の高流速部位の方位が吐出孔開口部と合致して吐出する時に、メニスカス流速が最も安定することが分かった。この条件の下では、旋回流の有する角運動エネルギーが有効に作用し、旋回流が抵抗少なくスムーズに２つの吐出孔から吐出するため、メニスカス流速が安定化すると考えられる。
【００４２】
ここで、円筒状浸漬ノズルの中心軸を中心とし、ノズル中心軸に垂直な２次元平面の回転座標をとり、任意の方位を原点（０°）に定め、捩り板状旋回羽根によって形成される旋回流の旋回方向をプラス方向として、θＢ：旋回羽根上端設置方位角、θＰＵ：旋回流上流側吐出孔側壁方位角、θＰＤ：旋回流下流側吐出孔側壁方位角（但し、０°≦θＰＵ＜１８０°、０°＜θＰＤ≦１８０°、且つ、θＰＵ＜θＰＤ）を定義すると、図８に示したメニスカス流速安定領域は前記（１）式で表すことができる。
【００４３】
（１）式において、θＳ＋θＴ＋θＢは、旋回羽根上端から吐出孔高さ中央に至るまでの旋回流の旋回角を示している。最後に９０°を足しているのは、２重ラセン状旋回流は、旋回羽根とノズル内壁とで形成される流路を流れることから、旋回羽根上端設置方位角に対してラセン流の方位は、９０°位相がずれているゆえの原点調整補正である。
【００４４】
この（θＳ＋θＴ＋θＢ＋９０°）を１８０°で除した余りがＭＯＤ｛（θＳ＋θＴ＋θＢ＋９０°）、１８０｝であるので、この値が各吐出孔における旋回流上流側の吐出孔側壁方位θＰＵと、旋回流下流側の吐出孔側壁方位θＰＤとの間に入る時、すなわち（１）式が満足される時、吐出孔における旋回流平均方位が吐出孔開孔範囲内に入るのである。この時、ＭＯＤ｛（θＳ＋θＴ＋θＢ＋９０°）、１８０｝がθＰＵ及びθＰＤの中間値に近いほど理想的であり、具体的にはこの中間値±１５°、さらには中間値±１０°の範囲内であることが好ましいが、図８に一例を示したように、（１）式を満たす範囲であれば充分な効果が得られる。
【００４５】
浸漬ノズルの構成、具体的には、旋回羽根の位置と形状、ノズル内部形状、旋回流形状、及び、吐出孔の位置が（１）式を満足する時、吐出孔における旋回流平均方位が吐出孔開口範囲内に入るので、旋回流が一対の吐出孔から抵抗少なく均一に流出し、旋回流が有する角運動エネルギーが有効に活用される。
【００４６】
さらに本発明者は、旋回流の有する角運動エネルギーの減衰を低減させる吐出孔側壁の開孔方法として、浸漬ノズル底部側壁の対向し合う１対の吐出孔の少なくとも出口の幅（すなわちノズル外周面における開孔幅）がノズル内径（流路径）よりも小さく、かつ、各吐出孔における旋回流上流側吐出孔側壁がノズル内径部の接線上に配置され、この側壁と矩形鋳型７の長辺８とのなす角が−１５°〜＋５°の範囲内で開口させることが好ましい。また、これらのなす角が、−１０°〜０°の範囲内であれば、より好ましい。これらのなす角が−１５°〜＋５°であると、ノズルからの吐出流が鋳型短辺方向に向かって安定して流れ、鋳型内溶鋼流動が均一となる。なす角が−１０°〜０°では、さらに均一化される。これらのなす角がマイナス寄りに適正範囲を持つのは、吐出流が旋回方向（プラス角）側に振れて吐出するからである。これら角度の微調整は、ノズルからの吐出流が鋳型長辺と大きく干渉せずに短辺まで届くように、個々のノズル特性と鋳型サイズに応じて決定することができる。
【００４７】
図９は、上記図５に示した吐出孔高さ中央でのノズル横断面を、矩形鋳型との配置関係と共に示した図であり、ノズル内径８０ｍｍ、外径１４８．４ｍｍ、吐出孔の出口の幅５５ｍｍの場合の例である。図９において浸漬ノズル１は、浸漬ノズル底部側壁の対向する１対の吐出孔４ａ、４ｂの出口の幅（すなわちΔ（Ｑ１−Ｑ２））がノズル内径よりも小さく、かつ、各吐出孔の旋回流上流側吐出孔側壁（Ｑ１−Ｑ１’）は、ノズル内径部接線上に開孔しており、かつ、矩形鋳型７の長辺８に対し平行、すなわち０°の角をなしている例である。図９の吐出孔を、ノズル中心軸を中心とし図の下向きを方位原点５ａ（０°）とした回転座標により示すと、旋回流上流側の吐出孔側壁方位角θＰＵは５４°、旋回流下流側の吐出孔側壁方位角θＰＤは１０３°である。
【００４８】
図９のように、１対の吐出孔をノズル中心軸に関して対称に開孔する場合には、吐出孔の少なくとも出口の幅がノズル内径の１／２以下であれば、旋回流を淀みなく吐出させるのにさらに理想的であり、旋回流の安定性を高める効果が高い。
図９に示すノズル横断面において、旋回流上流側吐出孔側壁および旋回流下流側吐出孔側壁は平行としているが、平行にこだわらず、吐出孔の入口幅が出口幅より広くなったり、または狭くなって、平行でなくても構わない。
【００４９】
【実施例】
水モデル実験により、旋回羽根、浸漬ノズルなどの形状を変化させて、メニスカス流速の安定性について試験した。矩形鋳型サイズは、幅１６００〜２３００ｍｍ、厚み２１０〜２７０ｍｍの実物大サイズとした。
【００５０】
表１において、Ａ〜Ｄは本発明による実施例、Ｌ〜Ｎは比較例である。表１において、θで表される角度は全て、図９に示したように、矩形鋳型の長辺に垂直な鋳型厚み方向を方位原点の０°、旋回流の旋回方向をプラス角と定義して示した。また、表１において「メニスカス流速標準偏差σ／流速平均値」なる指標は、水モデル実験装置にて、１／４幅、１／２厚のメニスカス直下５０ｍｍにおける長辺に平行な流速をプロペラ流速計を用いて５〜１５分間測定し、測定データの標準偏差を流速平均値で除した値である。この値が０．３０未満となる条件では、鋳型品質が良好であることが確認できている。
【００５１】
なお、この実験において旋回流速減衰係数αは、直径３ｍｍの小型プロペラ流速計をノズル内に配置し、ノズル内の流速分布をあらかじめ測定して求めた。また、表１に示す評価項目のうち、旋回流上流側吐出孔側壁とノズル内径接線との一致について、「−」と表記されている。この評価の趣旨は、ノズル内径に対して吐出孔幅が小さい場合に上流側のみが内径接線に一致した形態のオフセット開孔となっているか否かを定義する点にあるが、実施例Ｄ及び比較例Ｍはノズル内径と吐出孔幅が等しく、旋回流上流側及び下流側どちらの側壁も内径接線と一致することとなり、係る評価項目を定義する意味がないため、「−」と表記した。
【００５２】
実施例Ａ及びＢは、前記（１）式の条件を満たすと共に、前記一対の吐出孔の出口幅が浸漬ノズル内径よりも小さく、且つ、各吐出孔における旋回流上流側吐出孔側壁が、ノズル内径部の接線上に配置され、この側壁と鋳型長辺とのなす角が−１５°〜＋５°の範囲内で開孔しており、メニスカス流速標準偏差σ／流速平均値なる指標が０．２５未満と、非常に良好な結果を得ている。
【００５３】
実施例Ｃ及びＤは（１）式の条件のみ満たしており、メニスカス流速標準偏差σ／流速平均値なる指標は０．３０未満に抑制されているので、旋回流の効果が発揮されている。実施例Ｃにおいて、各吐出孔は、ノズル横断面において、ノズル中心と吐出孔幅中央を通る線に対して左右対称に開孔している。
それらに対し、比較例Ｌ、Ｍ、Ｎは、メニスカス流速標準偏差σ／流速平均値の値が大きく、メニスカス流速が不安定である。これらの比較例では、２重ラセン状旋回流が円滑に浸漬ノズルから吐出しにくいため、その効果が有効に発揮されていない。
【００５４】
【表１】
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【００５５】
【発明の効果】
以上説明したように、本発明によれば、旋回羽根を備えることによる旋回流の効果が有効に発揮され、メニスカス流速安定化という旋回羽根を備える浸漬ノズル本来の目的が高いレベルで実現される。
【図面の簡単な説明】
【図１】本発明の浸漬ノズルの一例を示す吐出孔横側からの外観図である。
【図２】本発明の浸漬ノズルの一例を示す吐出孔正面側からの外観図である。
【図３】本発明の浸漬ノズルの一例を示す捩り角１８０°の旋回羽根を内装したノズルの吐出孔を縦断する方向での断面図である。
【図４】捩り角１２０°の旋回羽根を内装したノズルの旋回羽根上端の高さでのノズル横断面図である。
【図５】吐出孔高さ中央でのノズル横断面図である。
【図６】旋回羽根により形成された２重ラセン状旋回流を示す概念図である。
【図７】旋回羽根形状とＶ／Ｗ（Ｖ：平均下降流速、Ｗ：円周方向旋回流速）の相似関係を示す図である。
【図８】水モデル実験において、吐出孔における旋回流平均方位と、鋳型内におけるメニスカス流速安定度の関係を示すグラフである。
【図９】吐出孔高さ中央でのノズル横断面を、矩形鋳型との配置関係と共に示した図である。
【符号の説明】
１…浸漬ノズル
２…捩り板状旋回羽根
３…底部側壁
４ａ、４ｂ…吐出孔
５ａ、５ｂ…方位原点
６…旋回羽根上端部の稜線
７…矩形鋳型
８…鋳型の長辺
【図１】
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【図２】
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【図３】
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【図４】
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【図５】
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【図６】
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【図７】
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【図８】
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【図９】
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