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。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。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。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1A、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1C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3A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3B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L1、傾斜部16aを除いた突条部16の長さ水平部16bの長さをL2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Vav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Vav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Vav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15cm2~120cm2φ50mm~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Vav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Vav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5Aはa/a’とΔσとの関係、図5Bはa/a’とVav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Vav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、L2/L1=0.83、θ=15°、R/a’=0.14図6Aはb/b’とΔσとの関係、図6Bはb/b’とVav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Vav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、L2/L1=0.77、θ=15°、R/a’=0.14図7Aはc/b’とΔσとの関係、図7Bはc/b’とVav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、Vavに関しては、c/b’が0.15~0.7の範囲内にある場合に、Vav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、L2/L1=0.77、θ=15°、R/a’=0.14図8AはL2/L1とΔσとの関係、図8BはL2/L1とVavとの関係を示したグラフである。同図より、L2/L1が0~1の範囲内にある場合に、Δσが2.0cm/sec以下且つVavが10cm/sec~30cm/secであることがわかる。L2/L1=0は、L2=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、L2/L1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9AはR/a’とΔσとの関係、図9BはR/a’とVav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、Vav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、Vav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、L2/L1=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Vav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、L2/L1=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Vz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、Vz=k2gHZ1/2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VL、吐出孔起点の断面積をALとすると、Q=VL×AL=k2gHL1/2×AL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Azは、Z点における溶鋼の流速をVzとすると、Az=Q/Vz=k2gHL1/2×AL/k2gHZ1/2......式5で表わされ、両辺をALで割ると、Az/AL=HL/HZ1/2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、Az=πDz2/4、AL=πDo2/4であるから、Az/AL=πDz2/4/πDo2/4=HL/HZ1/2...式7Dz2/Do2=HL/HZ1/2式8Dz=HL/HZ1/4×Do式9となり、以下の関係が成り立つ。lnDz=1/4×lnHL/HZlnDo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15a~図15c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15b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FluentVer.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/m3粘度0.001003kg/ms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×1800mmViscousModel: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4n=1.5~実施例8n=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15a~図15c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9Di/Do比=1.6~実施例12Di/Do比=1.9及び実施例2Di/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:Φ100mmn=4.0実施例13の場合Di/Do=2.0a/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L2/L1=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。