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WO2012132562A1 - 連続鋳造用浸漬ノズル - Google Patents

連続鋳造用浸漬ノズル Download PDF

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WO2012132562A1
WO2012132562A1 PCT/JP2012/052894 JP2012052894W WO2012132562A1 WO 2012132562 A1 WO2012132562 A1 WO 2012132562A1 JP 2012052894 W JP2012052894 W JP 2012052894W WO 2012132562 A1 WO2012132562 A1 WO 2012132562A1
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WO
WIPO (PCT)
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discharge hole
continuous casting
immersion nozzle
pair
flow
Prior art date
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Ceased
Application number
PCT/JP2012/052894
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English (en)
French (fr)
Inventor
貴宏 黒田
譲二 栗栖
大樹 古川
有人 溝部
Current Assignee (The listed assignees may be inaccurate. Google has not performed a legal analysis and makes no representation or warranty as to the accuracy of the list.)
Krosaki Harima Corp
Original Assignee
Krosaki Harima Corp
Priority date (The priority date is an assumption and is not a legal conclusion. Google has not performed a legal analysis and makes no representation as to the accuracy of the date listed.)
Filing date
Publication date
Application filed by Krosaki Harima Corp filed Critical Krosaki Harima Corp
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Ceased legal-status Critical Current

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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

Definitions

  • the present invention relates to an immersion nozzle for continuous casting in which molten steel is poured from a tundish into a mold, and more particularly to an immersion nozzle used for high-speed casting of a thin slab or a medium slab.
  • the quality of the cast slab is ensured and maintained, and in order to operate safely and smoothly, the flow of molten steel in the mold (mold) is optimized (preventing drift, suppressing fluctuations in the molten metal surface in the mold, etc.) ) Is important.
  • the width-to-thickness ratio is larger than normal slabs, making it difficult to optimize the flow of molten steel in the mold. Is often accompanied.
  • the present inventors have proposed, for example, a continuous casting immersion nozzle shown in Patent Document 1 in order to optimize the flow of molten steel in the mold.
  • the continuous casting immersion nozzle of Patent Document 1 at least the lower part of the tubular body in which the flow path is formed has a flat cross section, and a pair of discharge holes are provided on the short side wall and the bottom of the lower part, and the short side Between the discharge holes provided in the side wall, a ridge that protrudes inward from the inner wall on the long side of the flow path is formed.
  • the maximum flow velocity of the molten steel flow that collides with the short side wall of the mold is relaxed, and the flow velocity of the reverse flow can be reduced.
  • the drift of the molten steel flow in the mold and the fluctuation of the molten metal surface are reduced, and the slab quality and productivity can be improved.
  • the above phenomenon is mainly caused by a small amount of molten steel flowing in the upper part of the mold or in the vicinity of the molten metal surface.
  • the present inventors have found that the bottom of the immersion nozzle corresponds to the discharge amount from the first discharge hole installed in the short side wall of the immersion nozzle.
  • the ratio of the discharge amount from the installed second discharge hole is larger than the ideal ratio for each operating condition, the molten steel flow in the upper part of the mold or near the molten metal surface is reduced. discovered.
  • the “double roll flow pattern” means that the discharge flow 50 is a main flow 51 directed downward and a surface flow directed from the short side of the mold toward the submerging nozzle by being reversed and raised near the short side of the mold.
  • the flow pattern formed from the short side reversal flow 52 becomes.
  • the short side reversal flow 52 rides on the discharge flow 50 in the vicinity of the submerged nozzle and travels toward the short side of the mold and reverses and rises to form a circulation flow.
  • the casting nozzle of Patent Document 2 has four discharge holes, similar to the immersion nozzle described in Patent Document 1, but the rectifying plate of Patent Document 2 is the first of the immersion nozzle of Patent Document 1. It is not intended to be continuous in the horizontal direction like the ridges formed between the discharge holes, but only for the purpose of rectification near the outlets of the discharge holes. Therefore, uneven flow is likely to occur inside the discharge hole, and the discharge flow from the discharge hole becomes non-uniform, resulting in uneven flow in the mold. Further, the central stream (main flow) discharged from the lower discharge hole of the casting nozzle is a downward discharge flow branched off by the flow straightening plate, and no double roll flow pattern is formed, and the inclusion floating effect May not be sufficient.
  • the present invention has been made in view of such circumstances, and in high speed casting of a slab having a large width-thickness ratio, a double roll flow pattern is formed in the mold, and the flow velocity of each molten steel flow directed upward and downward in the mold is set.
  • An object of the present invention is to provide an immersion nozzle for continuous casting that can improve slab quality and productivity by controlling within a certain range.
  • the present invention provides a flattened tube having at least a lower end of a tubular body having a bottom portion in which an upper end portion is an inflow port of molten steel and a flow path extending downward from the inflow port is formed therein.
  • a pair of first discharge holes communicating with the flow path are formed on both side walls on the short side of the lower portion so as to face each other, and a pair of second discharge holes communicating with the flow path
  • An immersion nozzle for continuous casting formed on the bottom The pair of first discharge holes are partitioned into an upper discharge hole and a lower discharge hole by a partition part formed in the first discharge hole, respectively, and a long side of the flow path is between the pair of partition parts.
  • the pair of second discharge holes are arranged symmetrically with respect to the central axis of the tubular body so that a virtual plane obtained by extending the inclined surface of the second discharge hole intersects in the flow path. It is a feature.
  • crossing the inner wall in the horizontal direction means that the protrusion extends in the horizontal direction from one partition to the other.
  • the “short side” is the short side of the tubular body having a rectangular flat cross section, and the “long side” is the long side of the tubular body.
  • each direction is prescribed
  • the excessive flow velocity below the discharge holes is reduced by the protrusions projecting inward from both inner walls on the long side, and the first discharge holes provided on the both side walls on the short side are partitioned.
  • the discharge flow from the upper discharge hole is increased.
  • the double roll flow pattern can be formed while suppressing the collision with the mold wall surface due to the excessive flow velocity below the discharge hole and the increase of the reverse flow.
  • the molten steel flow in the flow path is evenly distributed to the pair of first discharge holes by the protrusions, uneven flow in the mold is prevented.
  • a slit that communicates the first discharge hole and the second discharge hole is formed.
  • the vertical width of the partition portion is be, and the vertical distance from the upper end of the first discharge hole to 1/2 of the vertical width of the partition portion.
  • the horizontal width of the first discharge hole is a
  • the vertical width is b
  • the protruding height of the protrusion is ai
  • ci / b 0.2 to 0.72
  • ai / a 0.07 to 0.28
  • bi / b 0.07 to 0.38.
  • the “lower end surface of the tubular body” is a surface that is visible when the bottom of the tubular body is viewed from the outside of the tubular body.
  • the opening area A of the second discharge hole includes the opening area of the slit at the lower end surface position of the tubular body.
  • d / a 0.28 to 1.0, where d is the width of the slit.
  • a continuous casting submerged nozzle in which at least a lower part of a tubular body has a rectangular flat cross section, and a pair of discharge holes are provided on both side walls and a bottom part of the lower side, the short side wall
  • Each discharge hole provided in the partition is divided into an upper discharge hole and a lower discharge hole by a partition part, and a pair of partition parts projecting inwardly from the inner wall on the long side of the flow path and crossing the inner wall in the horizontal direction
  • a double roll flow pattern is formed in the mold, and the flow velocity of each molten steel flow directed upward and downward in the mold is within a certain range. Be controlled. As a result, slab quality and productivity can be improved.
  • (A) is a side view of a continuous casting immersion nozzle according to an embodiment of the present invention, and (B) is a cross-sectional view taken along the line XX.
  • (A) is the partial side view of the immersion nozzle for continuous casting
  • (B) is the fragmentary longitudinal cross-sectional view which carried out the longitudinal cut of the immersion nozzle for continuous casting in the short side direction. It is the fragmentary longitudinal cross-sectional view which longitudinally cut the immersion nozzle for the continuous casting in the long side direction.
  • (A) is a bottom view of the immersion nozzle for continuous casting
  • (B) is a bottom view of the immersion nozzle for continuous casting in which the opening area A of the second discharge hole is clearly shown. It is a schematic diagram for demonstrating the particle image flow velocity measuring method.
  • FIG. 1A and 1B show an immersion nozzle 10 for continuous casting according to an embodiment of the present invention (hereinafter sometimes simply referred to as “immersion nozzle”).
  • the immersion nozzle 10 of the present embodiment has a cylindrical upper part 11a having a molten steel inlet 12 at the upper end, a lower part 11c having a rectangular flat cross section, a cylindrical upper part 11a and a rectangular flat cross section.
  • the tubular body 11 having a bottom portion 20 having a tapered portion 11b that is tapered when viewed from the side and is connected to the lower portion 11c and that has a channel 13 extending downward from the inlet 12 formed therein. It is configured.
  • a first discharge hole 14 communicating with the flow path 13 is formed at a position close to the bottom portion 20 in the opposing short side wall 18 of the lower portion 11c having a rectangular flat cross section.
  • Each first discharge hole 14 is formed of a long hole in the vertical direction whose upper and lower ends are semicircular, respectively, and has a rectangular cross section and a partition portion 22 that extends in the horizontal direction and is connected to the upper discharge hole 14a. It is divided into lower discharge holes 14b (see FIG. 2A). Between the pair of partitioning portions 22, projecting ridge portions 15 are formed that protrude inward from the opposing long side inner walls 19 of the flow path 13 and cross the long side inner walls 19 in the horizontal direction.
  • the protrusions 15 have a rectangular cross section and are arranged to face each other (see FIG. 2B).
  • a pair of second discharge holes 16 communicating with the flow path 13 are formed in the bottom portion 20 of the tube body 11.
  • the pair of second discharge holes 16 are arranged symmetrically with respect to the central axis of the tube body 11 so that a virtual surface extending the inclined surface 24 intersects in the flow path 13 (see FIG. 3).
  • the pair of second discharge holes 16 are arranged in a “C” shape (inverted V shape).
  • the first discharge hole 14 and the second discharge hole 16 are communicated with each other by a slit 17 formed in the short side wall 18 and extending in the vertical direction.
  • the parameters for determining the optimum shapes of the first discharge holes 14 (the upper discharge holes 14a, the lower discharge holes 14b, and the partitioning portions 22), the second discharge holes 16, the protrusions 15, and the slits 17.
  • the horizontal width is a
  • the vertical width is b
  • the vertical width of the partition 22 is be, and the vertical direction of the partition 22 from the upper end of the first discharge hole 14.
  • the protruding height of the protruding portion 15 is ai
  • the vertical width of the protruding portion 15 is bi, and from the upper end position of the first discharge hole 14 to 1/2 of the vertical width of the protruding portion 15.
  • the vertical distance be ci (see FIG. 2B).
  • the horizontal thickness of the partition 22 is the same as that of the short side wall 18.
  • the angle formed by the inclined surface 24 formed on the bottom 20 side of the tube body 11 and the horizontal surface among the inclined surfaces 24 of the second discharge hole 16 is ⁇
  • the sum of the opening area of each second discharge hole 16 at the position of the lower end surface 20a is A (including the opening area of the slit 17 at the position of the lower end surface 20a of the tube 11), and the position immediately above the first discharge hole 14.
  • the horizontal cross-sectional area of the flow path 13 at A ′ is A ′
  • the minimum inner method between the pair of second discharge holes 16 is e
  • the width of the flow path 13 at the position directly above the first discharge holes 14 is e ′.
  • the width of the second discharge hole 16 in the short side direction is assumed to be f (see FIGS. 3, 4A and 4B).
  • the width of the slit 17 is d (see FIG. 4A).
  • the width f in the short side direction of the second discharge hole 16 is the same as the width a in the short side direction of the first discharge hole 14.
  • the casting mold was made 1/1 and made of acrylic resin.
  • the size of the mold was 1650 mm in the long side direction and 90 mm in the short side direction.
  • template from the immersion nozzle 10 was circulated using the pump.
  • the immersion nozzle 10 was disposed at the center of the mold after the long side direction of the rectangular flat cross section was parallel to the long side direction of the mold.
  • the distance between the upper end of the first discharge hole 14 and the water surface (water surface) was 145 mm.
  • the velocity of the discharge flow was calculated by a particle image velocity measurement method (PIV: Particle Image Velocimetry).
  • PIV particles called tracer 30 (about 50 microns) are dispersed in a flow (see FIG. 5). And the tracer 30 is image
  • the comparative example 1 includes a prismatic upper portion, a rectangular flat cross section, a lower portion having a bottom portion, and a tapered portion connecting the prismatic upper portion and the rectangular flat cross section.
  • a tubular body full length: 958 mm, bottom outer shape: 150 mm ⁇ 46 mm
  • the discharge holes were only a pair of long holes respectively formed in the short side wall at the lower part of the tubular body.
  • each specimen was evaluated based on the formation of a double roll flow pattern and the molten metal surface flow velocity. Specifically, regarding the double roll flow pattern, it was indicated as “ ⁇ ” when the double roll flow pattern was formed, and “X” when it was not formed.
  • the average value of the left and right molten metal surface flow velocity was set to ⁇ when the average value was 0.2 to 0.55 m / sec, and ⁇ when it was outside the range.
  • the melting of the mold powder becomes thin due to insufficient heat supply to the molten metal surface, which may cause breakout.
  • the average molten metal surface velocity Vav is more than 0.55 m / sec, the molten mold powder layer becomes non-uniform due to the fluctuation of the molten metal surface, and there is a risk that the quality will also be degraded such as breakout or mold powder entrainment.
  • the test body with zero horizontal axis (the test body indicated by ⁇ ) represents Comparative Example 1 having no protrusion.
  • bi / b The relationship between bi / b and average hot water surface velocity Vav is shown in Table 2 and FIG. From these charts, when bi / b is in the range of 0.07 to 0.38, the average molten metal surface velocity Vav is 0.2 to 0.55 m / sec, and a double roll flow pattern is also formed. I understand. When bi / b is less than 0.07, the flow blocking effect is reduced, and the reverse flow rate and the molten metal surface flow rate are increased due to the increase in the discharge flow from the lower discharge hole. On the other hand, when bi / b is more than 0.38, the discharge flow rate is rapidly increased due to the extremely small cross-sectional area of the first discharge hole.
  • ai / a The relationship between ai / a and the average hot water surface velocity Vav is shown in FIG. From these charts, when ai / a is in the range of 0.07 to 0.28, the average molten metal surface velocity Vav is 0.2 to 0.55 m / sec, and a double roll flow pattern is also formed. I understand. When ai / a is less than 0.07, the flow shielding effect decreases, and the reverse flow rate and the molten metal surface flow rate increase due to the effect of increasing the discharge flow from the lower discharge hole. On the other hand, when ai / a exceeds 0.28, the flow from the upper discharge hole becomes dominant due to the influence of the flow to the lower discharge hole being extremely reduced, and the reverse flow velocity and the molten metal surface flow velocity are increased.
  • Table 4 and FIG. 9 show the relationship between the angle ⁇ of the inclined surface of the second discharge hole and the average molten metal surface velocity Vav. From these charts, when the angle ⁇ of the inclined surface is in the range of 10 to 45 degrees, the average molten metal surface velocity Vav is 0.2 to 0.55 m / sec, and a double roll flow pattern is also formed. Recognize. If the angle ⁇ of the inclined surface is outside the range of 10 to 45 degrees, the double roll flow pattern may not be formed.
  • Table 5 and FIG. 10 show the relationship between A / A ′ and the average hot water surface velocity Vav. From these charts, when A / A ′ is in the range of 0.03 to 0.45, the average molten metal surface velocity Vav is 0.2 to 0.55 m / sec, and a double roll flow pattern is also formed. I understand that. When A / A 'is less than 0.03, the discharge flow rate from the first discharge hole becomes excessive, and the average molten metal surface flow velocity Vav exceeds 0.55 m / sec. On the other hand, when A / A ′ exceeds 0.45, the discharge flow from the second discharge hole becomes dominant, and it becomes difficult to form a reverse flow. As a result, the double roll flow pattern is not formed, and the average hot water surface flow velocity Vav is less than 0.2 m / sec.
  • Table 6 and FIG. 11 show the relationship between d / a and average hot water surface velocity Vav. From these charts, when d / a is in the range of 0.28 to 1.0, the average molten metal surface velocity Vav is 0.2 to 0.55 m / sec, and a double roll flow pattern is also formed. I understand. When d / a is less than 0.28, the flow shielding effect decreases, and the reverse flow rate and the molten metal surface flow rate increase due to the effect of increasing the discharge flow from the lower discharge hole. Since the slit width d cannot be larger than the width a of the first discharge hole, the maximum value of d / a is 1.0.
  • FIG. 12 shows the relationship between the average hot water surface velocity Vav and the throughput. From the figure, it can be seen that the average hot water surface velocity Vav increases as the throughput increases. In particular, when the average hot water surface velocity Vav of Comparative Example 1 is the largest and the throughput exceeds 2.5 ton / min, the average hot water surface velocity Vav exceeds the upper limit of 0.55 m / sec of the optimum value. On the other hand, in the case of Comparative Example 4, when the throughput is 4 ton / min or less, the average hot water surface flow velocity Vav is less than the lower limit of 0.2 m / sec of the optimum value.
  • the present invention can be used in a continuous casting facility using a continuous casting immersion nozzle for pouring molten steel from a tundish into a mold.
  • the improvement of slab quality and productivity can be aimed at.
  • 10 Immersion nozzle (immersion nozzle for continuous casting), 11: Tube, 11a: Upper part, 11b: Tapered part, 11c: Lower part, 12: Inlet, 13: Channel, 14: First discharge hole, 14a: Upper discharge hole, 14b: lower discharge hole, 15: protrusion, 16: second discharge hole, 17: slit, 18: short side wall, 19: long side inner wall, 20: bottom, 20a: lower end surface 22: partitioning part, 24: inclined surface, 30: tracer, 31: laser light illumination, 32: camera

Landscapes

  • Engineering & Computer Science (AREA)
  • Mechanical Engineering (AREA)
  • Continuous Casting (AREA)
  • Casting Support Devices, Ladles, And Melt Control Thereby (AREA)

Abstract

　幅厚比が大きなスラブの高速鋳造において、ダブルロール流動パターンを鋳型内に形成すると共に、鋳型内の上方及び下方に向かう各溶鋼流の流速を一定の範囲内に制御することが可能な連続鋳造用浸漬ノズル１０を提供する。　浸漬ノズル１０は、底部２０を有する管体１１の下部が矩形状の扁平断面とされ、該下部の短辺側の両側壁１８に流路１３と連通する一対の第一の吐出孔１４が対向して形成されると共に、流路１３と連通する一対の第二の吐出孔１６が底部２０に形成されている。一対の第一の吐出孔１４は、それぞれ仕切部２２によって上段吐出孔１４ａと下段吐出孔１４ｂに仕切られ、一対の仕切部２２間には、流路１３の長辺側の両内壁１９から内方にそれぞれ突出し内壁１９を水平方向に横断する突条部１５が形成されている。また、一対の第二の吐出孔１６は、管体１１の中心軸に関して対称に配置されている。

Description

連続鋳造用浸漬ノズル
　本発明は、タンディッシュから鋳型内に溶鋼を注湯する連続鋳造用浸漬ノズルに関し、特に薄厚スラブないし中厚スラブの高速鋳造に使用する浸漬ノズルに関する。
　連続鋳造操業では、鋳片の品質を確保して維持すると共に、安全かつ円滑に操業を行うため、鋳型（モールド）内の溶鋼流動の適正化（偏流防止、鋳型内における湯面変動の抑制等）を行うことが重要である。特に薄厚スラブないし中厚スラブ（厚み５０ｍｍ～１５０ｍｍ程度）の高速鋳造では、通常のスラブに比べて幅厚比（スラブ幅／スラブ厚）が大きいことから、鋳型内の溶鋼流動の適正化に困難を伴うことが多い。
　本発明者らは、鋳型内の溶鋼流動を適正化するため、例えば特許文献１に示す連続鋳造用浸漬ノズルを提案した。特許文献１の連続鋳造用浸漬ノズルでは、流路が内部に形成された管体の少なくとも下部を扁平断面とし、該下部の短辺側側壁及び底部にそれぞれ一対の吐出孔を設けると共に、短辺側側壁に設けた吐出孔間に、流路の長辺側内壁から内方に突出する突条部を形成している。これにより、鋳型の短辺側側壁に衝突する溶鋼流の最大流速が緩和され、反転流の流速を減少させることができる。その結果、鋳型内の溶鋼流の偏流及び湯面変動が少なくなり、スラブ品質及び生産性を向上させることができる。
　また、特許文献２では、鋳型内へ吐出される溶鋼流の挙動を向上させることを目的として、管体の上端部に設けられた流入口と、該管体の下端部に設けられた一対の上段吐出孔及び一対の下段吐出孔と、上段吐出孔を介して吐出される外側ストリームと下段吐出孔を介して吐出される中央ストリームに溶鋼流を分流する整流板とを備える鋳造用ノズルが開示されている。
特開２００９－２３３７１７号公報 国際公開第９８／０１４２９２号公報
　しかしながら、特許文献１において提案した連続鋳造用浸漬ノズルによる中厚スラブの高速鋳造において、鋳造速度が速い場合や鋳型の冷却条件、モールドパウダーの特性等の操業条件によっては、鋳片品質あるいは安全かつ円滑な操業が十分に確保されない場合が生じることが判明した。具体的には、溶鋼内介在物の浮上効果の減殺、もしくはそれら介在物のモールドパウダーによる捕捉効果の減殺、凝固層（シェル）の形成不良やモールドパウダーによる被覆等の不良の問題に加え、鋳型下方への過剰な溶鋼流により凝固層が再溶解して鋼品質が低下したり、凝固層が破れてブレークアウトを引き起こしたりする危険性があることが判明した。
　上記現象は、主として鋳型内の上部ないし湯面付近における溶鋼流動が少ないことが原因であると考えられる。本発明者らは、実操業における状況とそれらに対応する様々なシミュレーションによって検証した結果、浸漬ノズルの短辺側側壁に設置された第一の吐出孔からの吐出量に対する、浸漬ノズルの底部に設置された第二の吐出孔からの吐出量の割合が、各操業条件ごとに理想的と考えられる割合よりも大きくなる場合に、鋳型内の上部ないし湯面付近における溶鋼流動が少なくなることを発見した。即ち、特許文献１記載の浸漬ノズルを使用した場合、鋳型内において上方へ向かう溶鋼流動が少なく、下方へ向かう溶鋼流動が支配的な状態になり、鋳型内における理想的な流動パターンと一般的に考えられているダブルロール流動パターンが形成されない場合があることが判明した。
　ここで、「ダブルロール流動パターン」とは、図１３に示すように、吐出流５０が、下方へ向かう主流５１と、鋳型短辺近くで反転上昇して鋳型短辺から浸漬ノズルへ向かう表面流となる短辺反転流５２とから形成される流動パターンを言う。短辺反転流５２は、浸漬ノズル近くで吐出流５０に乗って鋳型短辺へ向かい、また反転上昇して循環流を形成する。
　鋳片の品質を確保して維持するためには、少なくともこのダブルロール流動パターンを鋳型内で形成することが必要である。しかし、鋳型内において単にダブルロール流動パターンが形成されているだけでは十分ではなく、鋳型内の上方及び下方に向かう各溶鋼流の流速が一定の範囲内にあることが重要となる。
　一方、特許文献２の鋳造用ノズルは、特許文献１記載の浸漬ノズルと同様、４つの吐出孔を有しているが、特許文献２の整流板は、特許文献１の浸漬ノズルの第一の吐出孔間に形成されている突条部のように水平方向に連続ではなく、吐出孔出口付近の整流化を目的とするものにすぎない。そのため、吐出孔内部において偏流が発生し易く、吐出孔からの吐出流が不均一となり、結果的に鋳型内での偏流が発生する。さらに、この鋳造用ノズルの下段吐出孔から吐出される中央ストリーム（主流）は、整流板にて分岐された下方に向かう吐出流であり、やはりダブルロール流動パターンが形成されず、介在物浮上効果が十分得られない可能性がある。
　本発明はかかる事情に鑑みてなされたもので、幅厚比が大きなスラブの高速鋳造において、ダブルロール流動パターンを鋳型内に形成すると共に、鋳型内の上方及び下方に向かう各溶鋼流の流速を一定の範囲内に制御することにより、スラブ品質及び生産性の向上が図れる連続鋳造用浸漬ノズルを提供することを目的とする。
　上記目的を達成するため、本発明は、上端部が溶鋼の流入口とされ、該流入口から下方に延びる流路が内部に形成された、底部を有する管体の少なくとも下部が矩形状の扁平断面とされ、前記下部の短辺側の両側壁に前記流路と連通する一対の第一の吐出孔が対向して形成されると共に、前記流路と連通する一対の第二の吐出孔が前記底部に形成されてなる連続鋳造用浸漬ノズルであって、
　前記一対の第一の吐出孔が、それぞれ該第一の吐出孔に形成された仕切部によって上段吐出孔と下段吐出孔に仕切られ、一対の前記仕切部間には、前記流路の長辺側の両内壁から内方にそれぞれ突出し該内壁を水平方向に横断する突条部が形成され、
　前記一対の第二の吐出孔は、該第二の吐出孔の傾斜面を延長した仮想面が前記流路内で交差するように、前記管体の中心軸に関して対称に配置されていることを特徴としている。
　ここで、「内壁を水平方向に横断する」とは、一方の仕切部から他方の仕切部まで、突条部が水平方向に延在することを意味する。また、「短辺」は、矩形状の扁平断面とされた管体の短辺であり、「長辺」は同管体の長辺である。なお、本明細書では、連続鋳造用浸漬ノズルを鉛直に立てた状態について各方向を規定している。
　本発明では、長辺側の両内壁から内方に突出する突条部によって、吐出孔下方の過大流速が減殺されると共に、短辺側の両側壁に設けた第一の吐出孔を仕切部で上段吐出孔と下段吐出孔に分離したことにより、上段吐出孔からの吐出流が増大する。その結果、吐出孔下方での過大流速による鋳型壁面への衝突及び反転流の増大を抑制しつつ、ダブルロール流動パターンを形成することができる。加えて、流路内の溶鋼流が、突条部により一対の第一の吐出孔に均等に分配されるので、鋳型内における偏流が防止される。
　また、本発明に係る連続鋳造用浸漬ノズルでは、前記第一の吐出孔と前記第二の吐出孔とを連通するスリットが形成されていることを好適とする。
　また、本発明に係る連続鋳造用浸漬ノズルでは、前記仕切部の鉛直方向の幅をｂｅ、前記第一の吐出孔の上端から前記仕切部の鉛直方向の幅の１／２までの鉛直距離をｃｅ、前記突条部の鉛直方向の幅をｂｉ、前記第一の吐出孔の上端から前記突条部の鉛直方向の幅の１／２までの鉛直距離をｃｉとすると、ｂｅ＝ｂｉ、ｃｅ＝ｃｉとしてもよい。
　また、本発明に係る連続鋳造用浸漬ノズルでは、前記第一の吐出孔の水平方向の幅をａ、鉛直方向の幅をｂ、前記突条部の突出高さをａｉとすると、ｃｉ／ｂ＝０．２～０．７２、ａｉ／ａ＝０．０７～０．２８、ｂｉ／ｂ＝０．０７～０．３８であることを好適とする。
　また、本発明に係る連続鋳造用浸漬ノズルでは、前記第二の吐出孔の傾斜面のうち、前記管体の底部側に形成された傾斜面が水平面となす角度をα、前記管体の下端面位置における前記各第二の吐出孔の開口面積の和をＡ、前記第一の吐出孔の直上位置における前記流路の水平断面積をＡ’とすると、α＝１０～４５度、Ａ／Ａ’＝０．０３～０．４５であることを好適とする。
　ここで、「管体の下端面」とは、管体の外から該管体の底部を見たときに見える面のことである。また、第二の吐出孔の開口面積Ａは、管体の下端面位置におけるスリットの開口面積を含むものとする。
　また、本発明に係る連続鋳造用浸漬ノズルでは、前記スリットの幅をｄとすると、ｄ／ａ＝０．２８～１．０であることを好適とする。
　本発明では、管体の少なくとも下部が矩形状の扁平断面とされ、該下部の短辺側の両側壁及び底部にそれぞれ一対の吐出孔が設けられた連続鋳造用浸漬ノズルにおいて、短辺側側壁に設けられた各吐出孔を仕切部によって上段吐出孔と下段吐出孔に仕切ると共に、流路の長辺側内壁から内方に突出し該内壁を水平方向に横断する突条部を一対の仕切部間に形成することにより、幅厚比が大きなスラブの高速鋳造において、ダブルロール流動パターンが鋳型内に形成されると共に、鋳型内の上方及び下方に向かう各溶鋼流の流速が一定の範囲内に制御される。その結果、スラブ品質及び生産性の向上を図ることができる。
（Ａ）は本発明の一実施例に係る連続鋳造用浸漬ノズルの側面図、（Ｂ）はＸ－Ｘ矢視断面図である。 （Ａ）は同連続鋳造用浸漬ノズルの部分側面図、（Ｂ）は同連続鋳造用浸漬ノズルを短辺方向に縦断した部分縦断面図である。 同連続鋳造用浸漬ノズルを長辺方向に縦断した部分縦断面図である。 （Ａ）は同連続鋳造用浸漬ノズルの下端面図、（Ｂ）は第二の吐出孔の開口面積Ａを明示した同連続鋳造用浸漬ノズルの下端面図である。 粒子画像流速測定法を説明するための模式図である。 ｃｉ／ｂと平均湯面流速Ｖavとの関係を示すグラフである。 ｂｉ／ｂと平均湯面流速Ｖavとの関係を示すグラフである。 ａｉ／ａと平均湯面流速Ｖavとの関係を示すグラフである。 第二の吐出孔の傾斜面の角度αと平均湯面流速Ｖavとの関係を示すグラフである。 Ａ／Ａ’と平均湯面流速Ｖavとの関係を示すグラフである。 ｄ／ａと平均湯面流速Ｖavとの関係を示すグラフである。 平均湯面流速とスループットとの関係を示すグラフである。 ダブルロール流動パターンを説明するための模式図である。
続いて、添付した図面を参照しつつ、本発明を具体化した実施例につき説明し、本発明の理解に供する。
　図１（Ａ）、（Ｂ）に、本発明の一実施例に係る連続鋳造用浸漬ノズル１０（以下では、単に「浸漬ノズル」と呼ぶこともある。）を示す。本実施例の浸漬ノズル１０は、上端に溶鋼の流入口１２を有する円筒状の上部１１ａと、矩形状の扁平断面とされた下部１１ｃと、円筒状の上部１１ａと矩形状の扁平断面とされた下部１１ｃとを繋ぐ、側面視してテーパー状とされたテーパー部１１ｂとを有し、流入口１２から下方に延びる流路１３が内部に形成された、底部２０を有する管体１１から概略構成されている。
　矩形状の扁平断面とされた下部１１ｃの対向する短辺側側壁１８には、流路１３と連通する第一の吐出孔１４が、底部２０に近接する位置にそれぞれ形成されている。各第一の吐出孔１４は、上下端部がそれぞれ半円状とされた鉛直方向に長い長孔からなり、矩形状断面を有し水平方向に延在する仕切部２２によって上段吐出孔１４ａと下段吐出孔１４ｂに分割されている（図２（Ａ）参照）。そして、一対の仕切部２２間には、流路１３の対向する長辺側内壁１９からそれぞれ内方に突出し長辺側内壁１９を水平方向に横断する突条部１５が形成されている。突条部１５は矩形状断面とされ、対向配置されている（図２（Ｂ）参照）。
　また、管体１１の底部２０には、流路１３と連通する一対の第二の吐出孔１６が形成されている。一対の第二の吐出孔１６は、その傾斜面２４を延長した仮想面が流路１３内で交差するように、管体１１の中心軸に関して対称に配置されている（図３参照）。管体１１を長辺方向に縦断した場合、一対の第二の吐出孔１６は「ハ」の字状（逆Ｖ字状）に配置されている。
　さらに、本実施例の浸漬ノズル１０では、第一の吐出孔１４と第二の吐出孔１６は、短辺側側壁１８に形成された鉛直方向に延在するスリット１７によって連通している。
［水モデル試験］
　第一の吐出孔１４（上段吐出孔１４ａ、下段吐出孔１４ｂ、及び仕切部２２）、第二の吐出孔１６、突条部１５、並びにスリット１７の最適形状を確定するため、上記構成からなる浸漬ノズル１０の模型を作製して水モデル試験を実施した。以下、実施した水モデル試験について説明する。
　ここで、第一の吐出孔１４（上段吐出孔１４ａ、下段吐出孔１４ｂ、及び仕切部２２）、第二の吐出孔１６、突条部１５、並びにスリット１７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。
　第一の吐出孔１４については、水平方向の幅をａ、鉛直方向の幅をｂとし、仕切部２２の鉛直方向の幅をｂｅ、第一の吐出孔１４の上端から仕切部２２の鉛直方向の幅の１／２までの鉛直距離をｃｅとする（図２（Ａ）参照）。また、突条部１５の突出高さをａｉ、突条部１５の鉛直方向の幅をｂｉ、第一の吐出孔１４の上端位置から突条部１５の鉛直方向の幅の１／２までの鉛直距離をｃｉとする（図２（Ｂ）参照）。但し、水モデル試験では、ｂｅ＝ｂｉ、ｃｅ＝ｃｉとした。また、仕切部２２の水平方向の厚さは短辺側側壁１８と同じ厚さとした。
　一方、第二の吐出孔１６については、第二の吐出孔１６の傾斜面２４のうち、管体１１の底部２０側に形成された傾斜面２４が水平面となす角度をα、管体１１の下端面２０ａの位置における各第二の吐出孔１６の開口面積の和をＡ（管体１１の下端面２０ａの位置におけるスリット１７の開口面積を含む。）、第一の吐出孔１４の直上位置における流路１３の水平断面積をＡ’、一対の第二の吐出孔１６間の最小内法をｅ、第一の吐出孔１４の直上位置における流路１３の長辺方向の幅をｅ’、第二の吐出孔１６の短辺方向の幅をｆとする（図３、図４（Ａ）、（Ｂ）参照）。また、スリット１７の幅をｄとする（図４（Ａ）参照）。但し、水モデル試験では、第二の吐出孔１６の短辺方向の幅ｆは、第一の吐出孔１４の短辺方向の幅ａと同じ寸法とした。
　鋳型は、縮尺１／１とし、アクリル樹脂で作製した。鋳型のサイズは、長辺方向の幅を１６５０ｍｍ、短辺方向の幅を９０ｍｍとした。また、浸漬ノズル１０から鋳型に流入される水は、ポンプを用いて循環させた。
　浸漬ノズル１０は、矩形状の扁平断面の長辺方向が鋳型の長辺方向と平行となるようにしたうえで、鋳型の中央に配置した。また、第一の吐出孔１４の上端と水面（湯面）との距離は１４５ｍｍとした。
　水モデル試験では、粒子画像流速測定法（ＰＩＶ：Particle　Image　Velocimetry）により、吐出流の速度を算出した。ＰＩＶでは、流れの中にトレーサ３０と呼ばれる粒子（５０ミクロン程度）を分散させる（図５参照）。そして、トレーサ３０をレーザ光照明３１を用いてカメラ３２で撮影し、得られた画像のうち、時系列的に隣接する二画像から流れ場の瞬時かつ多点における速度情報を抽出する。
　ＰＩＶによれば、鋳型全体や任意の位置における流れをベクトルとして可視数値化することができる。また、浸漬ノズルの吐出孔付近における非定常流を連続的な動きとして解析することが可能となる。
　以下、水モデル試験結果について説明する。
　全ての実験例及び比較例１以外の比較例には、円筒状の上部と、矩形状の扁平断面とされ、底部を有する下部と、円筒状の上部と矩形状の扁平断面とされた下部とを繋ぐテーパー部とからなる管体（全長：９８５ｍｍ、底部の外形：１８２ｍｍ×４６ｍｍ）を使用した。そして、比較例１以外の比較例には、特許文献１記載の連続鋳造用浸漬ノズル、即ち、第一及び第二の吐出孔、突条部、及びスリットを有し、仕切部の無い浸漬ノズルを使用した。上記各試験体の基本諸元（試験項目を除く。）は次の通りである。
　ｃｉ＝５７．５ｍｍ、ｂｉ＝２５ｍｍ、ｂ＝１１５ｍｍ、ａｉ＝５ｍｍ、ａ＝２６ｍｍ、ｅ＝２６ｍｍ、ｅ’＝１４３ｍｍ、ｄ＝１６ｍｍ、α＝２４度、第一の吐出孔の上下端部の曲率半径＝１３ｍｍ、ｃｉ／ｂ＝０．５、ｂｉ／ｂ＝０．２２、ａｉ／ａ＝０．１９、Ａ／Ａ’＝０．０５、ｄ／ａ＝０．６２
　一方、比較例１には、角柱状の上部と、矩形状の扁平断面とされ、底部を有する下部と、角柱状の上部と矩形状の扁平断面とされた下部とを繋ぐテーパー部とからなる管体（全長：９５８ｍｍ、底部の外形：１５０ｍｍ×４６ｍｍ）を使用した。また、吐出孔は、管体下部の短辺側側壁にそれぞれ形成された一対の長孔のみとした。比較例１の諸元は次の通りである。
　ｂ＝１０９ｍｍ、ａ＝２５ｍｍ、ｅ’＝１１０ｍｍ
　ダブルロール流動パターンが鋳型内に形成され、且つ湯面流速が一定範囲内にある場合、鋳型内の上方及び下方に向かう各溶鋼流の流速は一定範囲内に制御されている。そのため、本試験では、ダブルロール流動パターンの形成及び湯面流速に基づいて各試験体の評価を行った。具体的には、ダブルロール流動パターンについては、ダブルロール流動パターンが形成された場合は○、形成されない場合は×とした。また、湯面流速については、左右の湯面流速の平均値（平均湯面流速Ｖav）が０．２～０．５５ｍ／ｓｅｃにある場合は○、その範囲外にある場合は×とした。平均湯面流速Ｖavが０．２ｍ／ｓｅｃ未満の場合、湯面への熱供給不足によってモールドパウダーの溶融が薄くなり、ブレークアウトの懸念がある。一方、平均湯面流速Ｖavが０．５５ｍ／ｓｅｃ超の場合、湯面揺動によってモールドパウダー溶融層が不均一となり、同じくブレークアウトあるいはモールドパウダー巻き込みなどの品質低下を招くおそれがある。
　なお、前記左右の湯面流速の平均値（平均湯面流速Ｖav）の臨界値０．２～０．５５ｍ／ｓｅｃは、シミュレーション、水モデル試験等、並びに操業との関連を種々調査した結果得られた知見である。また、左右の湯面流速は、鋳型短辺と浸漬ノズル間の中心位置、即ち鋳型短辺から鋳型長辺幅の１／４位置における値である。また、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。
　ｃｉ／ｂと平均湯面流速Ｖavとの関係を表１及び図６に示す。これらの図表より、ｃｉ／ｂが０．２～０．７２の範囲内にある場合、平均湯面流速Ｖavは０．２～０．５５ｍ／ｓｅｃにあり、ダブルロール流動パターンも形成されることがわかる。ｃｉ／ｂが０．２未満の場合、流れの遮蔽効果が減少し、下段吐出孔からの吐出流が増大する影響により、反転流速及び湯面流速が大きくなる。一方、ｃｉ／ｂが０．７２超の場合、逆に上段吐出孔からの吐出流が支配的となり、反転流速及び湯面流速が大きくなる。
　なお、上記結果より、仕切部は第一の吐出孔の中央部（ｃｉ／ｂ＝０．５）に限定されるわけではなく、下段吐出孔のほうが上段吐出孔に比べて大きくなる場合もあるし、その逆の場合もあることがわかる。また、以降のグラフにおいて、横軸がゼロの試験体（◆で示された試験体）は、突条部が無い比較例１を示している。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000001
　ｂｉ／ｂと平均湯面流速Ｖavとの関係を表２及び図７に示す。これらの図表より、ｂｉ／ｂが０．０７～０．３８の範囲内にある場合、平均湯面流速Ｖavは０．２～０．５５ｍ／ｓｅｃにあり、ダブルロール流動パターンも形成されることがわかる。ｂｉ／ｂが０．０７未満の場合、流れの遮蔽効果が減少し、下段吐出孔からの吐出流が増大する影響により、反転流速及び湯面流速が大きくなる。一方、ｂｉ／ｂが０．３８超の場合、第一の吐出孔の断面積が極端に小さくなることにより、吐出流速が急激に上昇してしまう。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000002
　ａｉ／ａと平均湯面流速Ｖavとの関係を図８及び表３に示す。これらの図表より、ａｉ／ａが０．０７～０．２８の範囲内にある場合、平均湯面流速Ｖavは０．２～０．５５ｍ／ｓｅｃにあり、ダブルロール流動パターンも形成されることがわかる。ａｉ／ａが０．０７未満の場合、流れの遮蔽効果が減少し、下段吐出孔からの吐出流が増大する影響により、反転流速及び湯面流速が大きくなる。一方、ａｉ／ａが０．２８超の場合、下段吐出孔への流れが極端に減少する影響で、上段吐出孔からの吐出流が支配的となり、反転流速及び湯面流速が大きくなる。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000003
　第二の吐出孔の傾斜面の角度αと平均湯面流速Ｖavとの関係を表４及び図９に示す。これらの図表より、傾斜面の角度αが１０～４５度の範囲内にある場合、平均湯面流速Ｖavは０．２～０．５５ｍ／ｓｅｃにあり、ダブルロール流動パターンも形成されることがわかる。傾斜面の角度αが１０～４５度の範囲外であると、ダブルロール流動パターンが形成されない場合がある。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000004
　Ａ／Ａ’と平均湯面流速Ｖavとの関係を表５及び図１０に示す。これらの図表より、Ａ／Ａ’が０．０３～０．４５の範囲内にある場合、平均湯面流速Ｖavは０．２～０．５５ｍ／ｓｅｃにあり、ダブルロール流動パターンも形成されることがわかる。Ａ／Ａ’が０．０３未満の場合、第一の吐出孔からの吐出流速が過大となり、平均湯面流速Ｖavが０．５５ｍ／ｓｅｃを超えてしまう。一方、Ａ／Ａ’が０．４５超になると、第二の吐出孔からの吐出流が支配的となり、反転流が形成されにくくなる。その結果、ダブルロール流動パターンが形成されなくなると共に、平均湯面流速Ｖavが０．２ｍ／ｓｅｃ未満となる。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000005
　ｄ／ａと平均湯面流速Ｖavとの関係を表６及び図１１に示す。これらの図表より、ｄ／ａが０．２８～１．０の範囲内にある場合、平均湯面流速Ｖavは０．２～０．５５ｍ／ｓｅｃにあり、ダブルロール流動パターンも形成されることがわかる。ｄ／ａが０．２８未満の場合、流れの遮蔽効果が減少し、下段吐出孔からの吐出流が増大する影響により、反転流速及び湯面流速が大きくなる。なお、スリット幅ｄが第一の吐出孔の幅ａより大きくなることはあり得ないため、ｄ／ａの最大値は１．０である。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000006
　図１２は、平均湯面流速Ｖavとスループットとの関係を示したものである。同図より、スループットが増大するにつれて平均湯面流速Ｖavも増大することがわかる。なかでも、比較例１の平均湯面流速Ｖavが最も大きく、スループットが２．５ｔｏｎ／ｍｉｎを超えると、平均湯面流速Ｖavは最適値の上限値０．５５ｍ／ｓｅｃを超える。一方、比較例４の場合、スループットが４ｔｏｎ／ｍｉｎ以下の場合、平均湯面流速Ｖavは最適値の下限値０．２ｍ／ｓｅｃ未満となる。これに対して、実験例１は、スループットが２～５．５ｔｏｎ／ｍｉｎの範囲内であれば、平均湯面流速Ｖavは最適値の範囲内にある。なお、比較例５の場合、実験例１とほぼ同様の傾向にあるが、スループットが０．４８ｔｏｎ／ｍｉｎを超えると、平均湯面流速Ｖavは最適値の上限値０．５５ｍ／ｓｅｃを超える。
　以上、本発明の一実施例について説明してきたが、本発明は何ら上記した実施例に記載の構成に限定されるものではなく、請求の範囲に記載されている事項の範囲内で考えられるその他の実施例や変形例も含むものである。例えば、水モデル試験では、ｂｅ＝ｂｉ且つｃｅ＝ｃｉとしたが、ｂｅ≠ｂｉ及び／又はｃｅ≠ｃｉとしてもよい。また、水モデル試験では、第一の吐出孔と第二の吐出孔をつなぐスリットを設けたが、スリットを設けなくてもよい。
　本発明は、タンディッシュから鋳型内に溶鋼を注湯する連続鋳造用浸漬ノズルを使用する連続鋳造設備に利用することができる。その際、本発明によれば、スラブ品質及び生産性の向上を図ることができる。
１０：浸漬ノズル（連続鋳造用浸漬ノズル）、１１：管体、１１ａ：上部、１１ｂ：テーパー部、１１ｃ：下部、１２：流入口、１３：流路、１４：第一の吐出孔、１４ａ：上段吐出孔、１４ｂ：下段吐出孔、１５：突条部、１６：第二の吐出孔、１７：スリット、１８：短辺側側壁、１９：長辺側内壁、２０：底部、２０ａ：下端面、２２：仕切部、２４：傾斜面、３０：トレーサ、３１：レーザ光照明、３２：カメラ

Claims (9)

  1. 　上端部が溶鋼の流入口とされ、該流入口から下方に延びる流路が内部に形成された、底部を有する管体の少なくとも下部が矩形状の扁平断面とされ、前記下部の短辺側の両側壁に前記流路と連通する一対の第一の吐出孔が対向して形成されると共に、前記流路と連通する一対の第二の吐出孔が前記底部に形成されてなる連続鋳造用浸漬ノズルであって、
    　前記一対の第一の吐出孔が、それぞれ該第一の吐出孔に形成された仕切部によって上段吐出孔と下段吐出孔に仕切られ、一対の前記仕切部間には、前記流路の長辺側の両内壁から内方にそれぞれ突出し該内壁を水平方向に横断する突条部が形成され、
    　前記一対の第二の吐出孔は、該第二の吐出孔の傾斜面を延長した仮想面が前記流路内で交差するように、前記管体の中心軸に関して対称に配置されていることを特徴とする連続鋳造用浸漬ノズル。
  2. 　請求項１記載の連続鋳造用浸漬ノズルにおいて、前記第一の吐出孔と前記第二の吐出孔とを連通するスリットが形成されている連続鋳造用浸漬ノズル。
  3. 　請求項１記載の連続鋳造用浸漬ノズルにおいて、前記仕切部の鉛直方向の幅をｂｅ、前記第一の吐出孔の上端から前記仕切部の鉛直方向の幅の１／２までの鉛直距離をｃｅ、前記突条部の鉛直方向の幅をｂｉ、前記第一の吐出孔の上端から前記突条部の鉛直方向の幅の１／２までの鉛直距離をｃｉとすると、ｂｅ＝ｂｉ、ｃｅ＝ｃｉである連続鋳造用浸漬ノズル。
  4. 　請求項３記載の連続鋳造用浸漬ノズルにおいて、前記第一の吐出孔の水平方向の幅をａ、鉛直方向の幅をｂ、前記突条部の突出高さをａｉとすると、ｃｉ／ｂ＝０．２～０．７２、ａｉ／ａ＝０．０７～０．２８、ｂｉ／ｂ＝０．０７～０．３８である連続鋳造用浸漬ノズル。
  5. 　請求項４記載の連続鋳造用浸漬ノズルにおいて、前記第二の吐出孔の傾斜面のうち、前記管体の底部側に形成された傾斜面が水平面となす角度をα、前記管体の下端面位置における前記各第二の吐出孔の開口面積の和をＡ、前記第一の吐出孔の直上位置における前記流路の水平断面積をＡ’とすると、α＝１０～４５度、Ａ／Ａ’＝０．０３～０．４５である連続鋳造用浸漬ノズル。
  6. 　請求項２記載の連続鋳造用浸漬ノズルにおいて、前記仕切部の鉛直方向の幅をｂｅ、前記第一の吐出孔の上端から前記仕切部の鉛直方向の幅の１／２までの鉛直距離をｃｅ、前記突条部の鉛直方向の幅をｂｉ、前記第一の吐出孔の上端から前記突条部の鉛直方向の幅の１／２までの鉛直距離をｃｉとすると、ｂｅ＝ｂｉ、ｃｅ＝ｃｉである連続鋳造用浸漬ノズル。
  7. 　請求項６記載の連続鋳造用浸漬ノズルにおいて、前記第一の吐出孔の水平方向の幅をａ、鉛直方向の幅をｂ、前記突条部の突出高さをａｉとすると、ｃｉ／ｂ＝０．２～０．７２、ａｉ／ａ＝０．０７～０．２８、ｂｉ／ｂ＝０．０７～０．３８である連続鋳造用浸漬ノズル。
  8. 　請求項７記載の連続鋳造用浸漬ノズルにおいて、前記第二の吐出孔の傾斜面のうち、前記管体の底部側に形成された傾斜面が水平面となす角度をα、前記管体の下端面位置における前記各第二の吐出孔の開口面積の和をＡ、前記第一の吐出孔の直上位置における前記流路の水平断面積をＡ’とすると、α＝１０～４５度、Ａ／Ａ’＝０．０３～０．４５である連続鋳造用浸漬ノズル。
  9. 　請求項７又は８記載の連続鋳造用浸漬ノズルにおいて、前記スリットの幅をｄとすると、ｄ／ａ＝０．２８～１．０である連続鋳造用浸漬ノズル。
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