"溶鋼の連続鋳造に使用される浸漬ノズルであって、ノズル軸に沿った方向の長さが少なくとも当該浸漬ノズルのノズル本体の浸漬部分の長さより長く、ノズル軸に垂直な方向の横幅が少なくとも当該ノズル本体の管外幅よりも広い板状の耐火物からなる整流板が、当該ノズル本体の管壁外面に左右対称に固定されており、前記整流板は複数の部分板を縦方向に接続してなり、当該ノズル本体の膨張係数をM1α[×10-6/°C]、当該ノズル本体の弾性率をM1E[MPa]、当該ノズル本体の管壁の厚さをTnzl[mm]、前記整流板の弾性率をM2E[MPa]、当該ノズル本体の曲げ強さをσb[MPa]、前記整流板が破壊しない応力強度比指数の最大値をSest/σbとするとき、取り付けた全ての部分板について板の固定部間のノズル軸方向の長さLspan[mm]が、次式1a~1dにより規定される範囲内の長さであることを特徴とする連続鋳造用浸漬ノズル。溶鋼の連続鋳造に使用される浸漬ノズルであって、ノズル軸に沿った方向の長さが少なくとも当該浸漬ノズルのノズル本体の浸漬部分の長さより長く、ノズル軸に垂直な方向の横幅が少なくとも当該ノズル本体の管外幅よりも広い板状の耐火物からなる整流板が、当該ノズル本体の管壁外面に左右対称に固定され、前記整流板は複数の部分板を縦方向に接続してなる連続鋳造用浸漬ノズルの設計方法であって、当該ノズル本体の膨張係数をM1α[×10-6/°C]、当該ノズル本体の弾性率をM1E[MPa]、当該ノズル本体の管壁の厚さをTnzl[mm]、前記整流板の弾性率をM2E[MPa]、当該ノズル本体の曲げ強さをσb[MPa]、前記整流板が破壊しない応力強度比指数の最大値をSest/σbとするとき、取り付けた全ての部分板について板の固定部間のノズル軸方向の長さLspan[mm]を、請求項1に記載の式1a~1dにより規定される範囲内の長さとすることを特徴とする連続鋳造用浸漬ノズルの設計方法。本発明の解決しようとする課題は、ノズル本体の外部に単なる板状の整流板を付設した浸漬ノズルにおいて、上述したようなノズル本体の破壊を防ぐための構造を有した連続鋳造用浸漬ノズル及びその設計方法を提供することにある。本発明者は、連続鋳造用浸漬ノズルのノズル本体と整流板の熱応力解析を行った結果、以下の知見を得た。1ノズル本体の破損は主として熱的応力によること。2熱的応力は、整流板の高さ方向に、ノズル本体との接続部を中心に大きく生じること。3熱的応力は、整流板の縦方向高さ方向の長さ、すなわち、整流板をいくつかの部分板を縦方向に組み合わせて構成する場合に、各部分板の縦方向の長さに大きく依存すること。本発明は、これらの知見に基づいて完成されたものであり、ノズル本体に整流板を付設するに際して、整流板の縦方向高さ方向の長さを最適な長さとすることにより、熱間で発生する応力を緩和し、浸漬ノズルの破壊を防止するように構成したものである。すなわち、本発明に係る連続鋳造用浸漬ノズルは、溶鋼の連続鋳造に使用される浸漬ノズルであって、ノズル軸に沿った方向の長さが少なくとも当該浸漬ノズルのノズル本体の浸漬部分の長さより長く、ノズル軸に垂直な方向の横幅が少なくとも当該ノズル本体の管外幅よりも広い板状の耐火物からなる整流板が、当該ノズル本体の管壁外面に左右対称に固定されており、前記整流板は複数の部分板を縦方向に接続してなり、当該ノズル本体の膨張係数をM1α[×10-6/°C]、当該ノズル本体の弾性率をM1E[MPa]、当該ノズル本体の管壁の厚さをTnzl[mm]、前記整流板の弾性率をM2E[MPa]、当該ノズル本体の曲げ強さをσb[MPa]、前記ノズル本体が破壊しない応力強度比指数の最大値をSest/σbとするとき、取り付けた全ての部分板について板の固定部間のノズル軸方向の長さ距離Lspan[mm]が、次式1a~1dにより規定される範囲内の長さであることを特徴とする。また、本発明に係る連続鋳造用浸漬ノズルの設計方法は、溶鋼の連続鋳造に使用される浸漬ノズルであって、ノズル軸に沿った方向の長さが少なくとも当該浸漬ノズルのノズル本体の浸漬部分の長さより長く、ノズル軸に垂直な方向の横幅が少なくとも当該ノズル本体の管外幅よりも広い板状の耐火物からなる整流板が、当該ノズル本体の管壁外面に左右対称に固定され、前記整流板は複数の部分板を縦方向に接続してなる連続鋳造用浸漬ノズルの設計方法であって、当該ノズル本体の膨張係数をM1α[×10-6/°C]、当該ノズル本体の弾性率をM1E[MPa]、当該ノズル本体の管壁の厚さをTnzl[mm]、前記整流板の弾性率をM2E[MPa]、当該ノズル本体の曲げ強さをσb[N/mm]、前記整流板が破壊しない応力強度比指数の最大値をSest/σbとするとき、取り付けた全ての部分板について板の固定部間のノズル軸方向の長さLspan[mm]を、上式1a~1dにより規定される範囲内の長さとすることを特徴とする。本発明に係る連続鋳造用浸漬ノズルは、上記のような構成とすることにより、連続鋳造での使用時において整流板の破壊を防ぐことが可能となる。まず、本発明に係る連続鋳造用浸漬ノズルについて、その構成の導出に至るまでの過程について説明する。図1は、本発明に係る連続鋳造用浸漬ノズルの全体構成を表す図である。図1a,bは縦断面図、図1cは横断面図である。図1a,bは、ぞれぞれ、図1cに示したA-A線,B-B線で切った場合の断面図であり、図1cは、図1aのC-C線で切った場合の断面図である。図1において、連続鋳造用浸漬ノズル1は、ノズル本体2と2枚の整流板3,3とから構成されている。ノズル本体2は、略円筒状の形状を有し、基端上側から先端下側にかけて、外径が段階的に細くなっている。ノズル本体2は、基端部2a、スラグイン部2b、先端部2c、及び内筒部2dから構成されている。先端部2cには、斜め下側方に向かって、互いに反対方向を向いた2つの吐出口4,4が形成されている。内筒部2dは、基端部2aの中間から先端部2cの中間にかけて管内に挿設されている。また、筒状のノズル本体2の中心軸がノズル軸5である。溶鋼の連続鋳造時において、基端部2aから先端部2cに向けてノズル本体2の筒内を流下する溶鋼は、吐出口4,4から溶鋼溜内に注入される。このとき、連続鋳造用浸漬ノズル1は、先端部2cが溶鋼溜内に完全に浸漬され、溶鋼溜の湯面はスラグイン部2bの中程となる。基端部2a、先端部2c、及び内筒部2dは、通常、アルミナ-黒鉛質耐火物やスピネル-黒鉛質耐火物により構成される。一方、スラグイン部2bは、溶鋼溜の湯面付近に存在するモールドパウダー層と接触し、消耗しやすいため、ジルコニア-黒鉛質耐火物により構成されている。整流板3,3は、ノズル軸5に沿った方向の長さが少なくとも連続鋳造用浸漬ノズル1の溶鋼溜内に浸漬される部分先端部2cからスラグイン部2bの中程にかけての部分の長さより長く、ノズル軸5と垂直な方向水平方向の幅が少なくとも連続鋳造用浸漬ノズル1の管外幅よりも広い、矩形板状の耐火物からなる。各整流板3,3は、それぞれ、連続鋳造用浸漬ノズル1を挟んで、連続鋳造用浸漬ノズル1の管壁外面に左右対称に固定されており、その板面は吐出口4,4の中心軸6,6に対して平行である。尚、各整流板3,3は、複数の部分板を縦方向に接続することにより、部分板の複合体として構成されている。この、整流板3を構成する部分板の縦方向ノズル軸方向の長さをLspan[mm]とする。図2は、図1に示したZG及びAGの部分板を切り出してモデル化した図である。図2aはZG部分、図2bはAG部分の部分板を取り出したものである。連続鋳造用浸漬ノズル1の対称性を考慮して、ノズル本体2の管周の1/4を切り取りモデル化している。また、本発明では、整流板3の高さ方向の固定ボス間の距離Lspanを決定するために、有限要素法による熱応力解析を行うため、図2の各部分のモデルを多数のメッシュに分割している。以下では、これらの取り出した部分を、以下では解析切片と呼ぶ。図2において、スラグイン部2b及び先端部2cの外壁面にはボス2eが設けられており、整流板3に開口形成されたボス穴を、それぞれのボス2eに嵌め込むことにより、整流板3がスラグイン部2b又は先端部2cに固定されている。図3は、図2aの解析切片についての寸法パラメータを示した図である。尚、図2bの解析切片の寸法パラメータについてもこれと同様に定義される。図3において、Tita[mm]は整流板3の厚さ、Lstraight[mm]は整流板3とノズル本体2とが接触している部分の幅図1cも参照、Tnzl[mm]はノズル本体の管壁の厚さ、Lspan[mm]は上下のボス2e,2e間の間隔を表す。尚、計算の簡単化のため、ノズル本体2の基端部2a、スラグイン部2b、先端部2cの膨張係数、弾性率、及び熱伝導率は同一であると仮定し、それぞれ、膨張係数をM1α[×10-6/°C]、弾性率をM1E[MPa]、熱伝導率をM1λ[W/mK]と記す。また、整流板3の膨張係数、弾性率、及び熱伝導率を、それぞれ、M2α[×10-6/°C]、M2E[MPa]、M2λ[W/mK]と記す。また、整流板3の曲げ強さをσb[N/mm]、整流板3に加わる熱応力の最大値をSest[N/mm]、応力強度比指数をSest/σbと記す。まず、上述の各パラメータのうち、熱間での整流板3の破壊に大きく影響するパラメータを抽出する。そこで、まず、各パラメータの代表的な値を中心値に決め、それぞれのパラメータを中心値から±5の範囲で変動させたときに、熱間において整流板3に発生する熱応力がどの程度変化するかを評価した。図4にその計算結果を示す。注目する各パラメータPの中心値をP0、5変動した値をP5、-5変動した値をP-5とし、パラメータPに対して有限要素法による熱応力解析を行った結果得られる整流板3に加わる熱応力の最大値をSestP[MPa]とする。このとき、パラメータPに対する感度Seを、Se=SestP5-SestP-5/SestP0により定義する。図4は、こうして求められた各パラメータの感度を示したものである。感度Seの絶対値が大きいパラメータが、熱間での整流板3の破壊に大きく影響するパラメータ有効なパラメータであると考えられる。この結果から、有効なパラメータとして、ノズル本体2の膨張係数M1α、ノズル本体2の弾性率M1E、ノズル本体2の管壁の厚さTnzl、整流板3の弾性率M2E、及び上下のボス間距離Lspanが抽出された。次に、抽出した5つのパラメータのそれぞれに対して、表1に示したように、パラメータの最小値と最大値を決め、この最大最小値間で各パラメータを変化させながら有限要素法による熱応力解析を行い、整流板3に加わる熱応力の最大値をSestを求めた。尚、各パラメータの変動は、ラテン超方格法LHSを用いた区分モンテカルロ法によって行った。パラメータの最小値と最大値は、実際の設計時においてとり得る値がすべてカバーできるように設定した。熱応力解析は、初期温度を25°Cとし、ノズル内面には溶鋼を想定して、接触温度1550°C、熱伝達率1160W/m2kの条件を、ノズル外周面には周囲への抜熱を想定して、接触温度25°C、熱伝達率116W/m2kの条件を付与して実施し、ノズル本体に発生する最大応力を計算により求めた。なお,パラメータ数については,ステップワイズ法その他の検証を併せて行ったが,本発明に採用した20個が最適であるとの結果を得た。この区分モンテカルロ法によって得られるパラメータP=M1α,M1E,M2E,Lspan,Tnzlと最大熱応力SestPとの関係から、重回帰分析によって最大熱応力SestPをパラメータM1α,M1E,M2E,Lspan,Tnzlの2次式で近似した。次式2は、この重回帰分析によって得られた、パラメータM1α,M1E,M2E,Lspan,Tnzlに対する最大熱応力SestPの応答曲面を表す近似式である。式1の両辺を整流板3の曲げ強さσbで割ると、応力強度比指数Sest/σbの式が得られる。そこで、この応力強度比指数Sest/σbの式をパラメータLspanの2次方程式と考えて、パラメータLspanについて式1を解く。これにより、部分板の長さLspanは、次式3a又は式3bによって表される。ここで、係数a,b,cは、前述の式1b~1dで表される。最大熱応力Sestを75~225MPa材料の曲げ強さを5~15MPa、後述の応力強度比指数Sest/σbを15として、評価すべき応力の範囲を見積もったもの。の範囲で振るとともに、表1のパラメータ範囲において各パラメータM1α,M1E,M2E,Tnzlを振って、式3a,3bにより部分板の長さLspanを算出した結果、式3bは常に500mm以上となった。一方、表1に示したように、ボス間距離Lspanの範囲は40~356.66mmとしているため、式3bの解は適当ではない。そこで、式3aを採用した。部分板の長さLspanが長くなるほど最大熱応力Sestは大きくなるため、整流板3が破壊する応力強度比指数Sest/σbが決まれば、部分板の固定部間の距離Lspanの最大値非破壊限界値は、この応力強度比指数Sest/σbを式3aに代入することによって求めることができる。従って、熱応力による破壊が生じない部分板の固定部間の距離Lspanの範囲は、式1aによって規定されることが分かる。次に、応力強度比指数Sest/σbについて説明する。応力強度比指数Sest/σbは、部分板に加わる最大熱応力Sestを、部分板の曲げ強さσbで除したものであり、部分板の材質に依存せず、ほぼ共通の値となると考えられる。そこで、この最大熱応力Sestを破壊が生じない部分板の固定部間の距離Lspanの範囲を規定するパラメータとして採用する。整流板3が破壊しない応力強度比指数の最大値は、有限要素法による最大熱応力Sestの計算結果と、連続鋳造用浸漬ノズル1に対する注湯試験の結果を照合することにより決定する。表2~表4に、近似式3bにより推定される最大熱応力と注湯試験の結果との比較を示す。尚、表2~表4において、各数値の単位は、前述の説明において既に示した通りである。表2~表4において、下段の実験の表は、パラメータM1α,M1E,M2E,Tnzl及び整流板3の曲げ強さをσbを決めたときの最大熱応力Sest及び応力強度比指数Sest/σbの計算値と、それと同一条件に於ける注湯試験結果との比較を示している。注湯試験結果の○は整流板3及びノズル本体2に破壊が生じなかったことを示し、×は整流板3又はノズル本体2に破壊が生じたことを示す。表2~表4の結果から、整流板3及びノズル本体2に破壊が生じない応力強度比指数Sest/σbの最大値は、Sest/σb=1.5であることが分かる。表2~表4の上段の計算の表は、Sest/σb=1.5として、パラメータM1α,M1E,M2E,Tnzl及び整流板3の曲げ強さをσbを決めたときの破壊が生じない部分板の固定部間の距離Lspanの推定値を式3bによって求めた結果である。これらの結果から、Sest/σb=1.5として式3bにより求まる部分板の固定ボス間の最大長さLspanの推定値は、注湯試験結果とよく一致していることが確認された。以上の結果から、部分板の1枚あたりのノズル軸方向の固定部間の距離Lspanを、式1aで表される範囲とすることによって、整流板3及びノズル本体2の熱応力による破壊を防止することが可能となる。"