(57)【要約】【課題】湯溜めを行う鋳造において、湯溜め時の抜熱を考慮した鋳型内溶鋼温度を推定する。【解決手段】  タンディッシュへの溶鋼注入開始から湯溜め時間ｔが経過するまでタンディッシュ内に溶鋼を保持した後、タンディッシュ内の溶鋼をノズルを介して鋳型に注入する。湯溜め時間ｔと、タンディッシュへの溶鋼注入開始から湯溜め時間ｔ経過後のタンディッシュ内溶鋼量（湯溜め量）Ｗと、鋳型への溶鋼注入開始以降のタンディッシュ内溶鋼温度Ｔｔ及び鋳型内溶鋼温度Ｔｍとを測定し、湯溜め時間ｔと湯溜め量Ｗとタンディッシュ内溶鋼温度Ｔｔと鋳型内溶鋼温度Ｔｍとの関係を決定する。湯溜め時間ｔと湯溜め量Ｗとタンディッシュ内溶鋼温度Ｔｔとから、鋳型内溶鋼温度Ｔｍを推定する。【選択図】図３
2018075608.tif 000002
【特許請求の範囲】
【請求項１】
タンディッシュ底部に配置されたノズルを閉じた状態で、タンディッシュ内に溶鋼を注入し、
タンディッシュへの溶鋼注入開始から湯溜め時間ｔが経過するまでタンディッシュ内に溶鋼を保持した後、ノズルを開くことにより、タンディッシュ内の溶鋼をノズルを介して鋳型に注入し、
前記湯溜め時間ｔと、タンディッシュへの溶鋼注入開始から湯溜め時間ｔが経過した時のタンディッシュ内溶鋼量Ｗと、鋳型への溶鋼注入開始以降のタンディッシュ内溶鋼温度Ｔｔ及び鋳型内溶鋼温度Ｔｍとを測定し、
湯溜め時間ｔと溶鋼量Ｗとタンディッシュ内溶鋼温度Ｔｔと鋳型内溶鋼温度Ｔｍとの関係を決定し、
湯溜め時間ｔと溶鋼量Ｗとタンディッシュ内溶鋼温度Ｔｔとから、鋳型内溶鋼温度Ｔｍの推移を推定する鋳型内溶鋼温度の推定方法。
【請求項２】
請求項１で推定した鋳型内溶鋼温度Ｔｍを目的製品が満足すべき鋳型内溶鋼温度条件と比較し、鋳型内溶鋼温度Ｔｍがその温度条件を満足しているときは、そのメニスカス位置を鋳造して得られた鋳片を目的製品へ充当できると判定し、鋳型内溶鋼温度Ｔｍがその温度条件を満足していないときは、そのメニスカス位置を鋳造して得られた鋳片を目的製品へ充当できないと判定する判定方法。
【発明の詳細な説明】
【技術分野】
【０００１】
本発明は、鋳造初期にタンディッシュ内に溶鋼を貯留する鋳造において鋳型内溶鋼温度を推定する方法、及び、推定した鋳型内溶鋼温度から鋳片を目的の製品に充当できるかを判定する方法に関する。
【背景技術】
【０００２】
近年、耐火物コストの低減及び整備工程の省略等の点から、タンディッシュを熱間のまま再使用している（特許文献１及び特許文献２参照）。具体的には、一連の鋳造が終了すると、タンディッシュを熱間状態のまま傾ける等してタンディッシュ内の残鋼及び残スラグを除去し、バルブ等を整備した後、タンディッシュを次の鋳造に使用している。
【０００３】
しかし、タンディッシュ内の残鋼及び残スラグを完全に除去することはできず、除去されなかった残鋼等は酸化することにより、酸化物が生成する。この酸化物が次の鋳造においてタンディッシュに注入された溶鋼と反応し、非金属介在物（Ａｌ2Ｏ3等）が生成して、鋳片の品質を低下させる。
【０００４】
そこで、タンディッシュ内へ溶鋼注入開始後、所定時間タンディッシュ内に溶鋼を貯留する、いわゆる湯溜めを行っている。湯溜めを行うことで、生成した非金属介在物が浮上するため、鋳型へ非金属介在物が注入されないようにすることができる。しかし、湯溜め中のタンディッシュ耐火物温度が低く、タンディッシュ耐火物に奪われる溶鋼の熱が大きいため、タンディッシュ内の溶鋼温度が低下しやすい。
【０００５】
また、湯溜め終了後は、タンディッシュ内溶鋼をノズルを介して鋳型に注入するが、鋳造初期はノズル温度が低く、ノズルに溶鋼の熱が奪われる。これにより溶鋼温度がさらに低下し、鋳型内に溶鋼が注入されたときには、溶鋼温度が大きく低下する可能性がある。
【０００６】
鋳型内の溶鋼温度が低いとディッケルの生成、パウダーの滓化不良、介在物の浮上不良等を招き、鋳型内の溶鋼温度が高いとブレークアウトの発生を招く可能性があるため、鋳型内溶鋼温度を把握することは重要であるが、鋳型内の溶鋼温度を測定することは困難である。そこで、従来よりタンディッシュ内の溶鋼温度を測定し、タンディッシュ〜鋳型間の温度降下量を予測して鋳型内の溶鋼温度を推測している（特許文献３の[０００７]参照）。
【先行技術文献】
【特許文献】
【０００７】
【特許文献１】特開平５−１１１７４２号公報
【特許文献２】特開平１０−１３７９０５号公報
【特許文献３】特開２００７−２８９９７７号公報
【発明の概要】
【発明が解決しようとする課題】
【０００８】
しかし、特許文献３では湯溜めについて記載されていないため、タンディッシュ〜鋳型間の温度降下量を予測する際、ノズルによる抜熱の影響しか考慮していない。そのため推測された鋳型内溶鋼温度には、ノズルによる抜熱の影響しか考慮されていない。しかし本発明者らの研究から、湯溜めを行った場合、鋳造初期の鋳型内溶鋼温度は、ノズルによる抜熱だけでなく、湯溜め時の抜熱の影響も受けるという知見が得られた。そのため鋳型内溶鋼温度の推測には、ノズルによる抜熱だけでなく湯溜め時の抜熱の影響も考慮する必要がある。
【０００９】
そこで、本発明の目的は、湯溜めを行う鋳造において、湯溜め時の抜熱の影響を考慮した鋳型内溶鋼温度の推定方法を提供することである。
【課題を解決するための手段】
【００１０】
本発明の鋳型内溶鋼温度の推定方法は、タンディッシュ底部に配置されたノズルを閉じた状態で、タンディッシュ内に溶鋼を注入し、タンディッシュへの溶鋼注入開始から湯溜め時間ｔが経過するまでタンディッシュ内に溶鋼を保持した後、ノズルを開くことにより、タンディッシュ内の溶鋼をノズルを介して鋳型に注入し、前記湯溜め時間ｔと、タンディッシュへの溶鋼注入開始から湯溜め時間ｔ経過した時のタンディッシュ内溶鋼量Ｗと、鋳型への溶鋼注入開始以降のタンディッシュ内溶鋼温度Ｔｔ及び鋳型内溶鋼温度Ｔｍとを測定し、湯溜め時間ｔと溶鋼量Ｗとタンディッシュ内溶鋼温度Ｔｔと鋳型内溶鋼温度Ｔｍとの関係を決定し、湯溜め時間ｔと溶鋼量Ｗとタンディッシュ内溶鋼温度Ｔｔとから、鋳型内溶鋼温度Ｔｍの推移を推定する。
【００１１】
上記方法では、湯溜め時間ｔ及び湯溜め量Ｗという湯溜め条件を基に鋳型内溶鋼温度Ｔｍの推移を推定するため、湯溜めによる抜熱を考慮した鋳型内溶鋼温度を推定することができる。
【００１２】
また、本発明の判定方法は、上記方法で推定した鋳型内溶鋼温度Ｔｍを目的製品が満足すべき鋳型内溶鋼温度条件と比較し、鋳型内溶鋼温度Ｔｍがその温度条件を満足しているときは、そのメニスカス位置を鋳造して得られた鋳片を目的製品へ充当できると判定し、鋳型内溶鋼温度Ｔｍがその温度条件を満足していないときは、そのメニスカス位置を鋳造して得られた鋳片を目的製品へ充当できないと判定する。
【００１３】
上記方法により、鋳造初期に湯溜めを行った鋳造において、鋳片を目的製品に充当できるかを正確に判定することができる。
【発明の効果】
【００１４】
本発明では、湯溜めによる抜熱を考慮した鋳型内溶鋼温度を推定することができる。
【図面の簡単な説明】
【００１５】
【図１】連続鋳造機の構成の一部を示す模式断面図である。
【図２】タンディッシュへの溶鋼注入開始後のタンディッシュ内溶鋼量とタンディッシュへの溶鋼注入開始からの経過時間との関係を示す図である。
【図３】鋳型内溶鋼温度の推定方法及び判定方法のフローチャートである。
【図４Ａ】実施例のタンディッシュ内溶鋼温度の測定方法を説明する模式断面図である。
【図４Ｂ】実施例の鋳型内溶鋼温度の測定方法を説明する模式図である。
【図５】実施例の溶鋼温度（タンディッシュ内溶鋼温度及び鋳型内溶鋼温度）と鋳型への溶鋼注入量との関係を示す図である。
【図６】実施例の溶鋼温度（タンディッシュ内溶鋼温度及び鋳型内溶鋼温度）と鋳型への溶鋼注入量との関係を示す図である。
【図７Ａ】ｍｓと湯溜め量Ｗとの関係を示す図である。
【図７Ｂ】ΔＴと湯溜め量Ｗとの関係を示す図である。
【図８】実施例の溶鋼温度（タンディッシュ内溶鋼温度及び鋳型内溶鋼温度）と鋳型への溶鋼注入量との関係を示す図である。
【図９】Ｔｔ−Ｔｍとｍ／ｍｓとの関係を示す図である。
【図１０Ａ】鋳型内溶鋼温度と鋳型への溶鋼注入量との関係の例を示す図である。
【図１０Ｂ】鋳型内溶鋼温度と鋳型への溶鋼注入量との関係の他の例を示す図である。
【図１１Ａ】疵発生率と気泡径との関係を示す図である。
【図１１Ｂ】径が３ｍｍ以上の気泡密度と鋳型内溶鋼温度との関係を示す図である。
【図１２Ａ】鋳型内溶鋼温度と鋳型への溶鋼注入量との関係の例を示す図である。
【図１２Ｂ】鋳型内溶鋼温度と鋳型への溶鋼注入量との関係の他の例を示す図である。
【発明を実施するための形態】
【００１６】
以下、本発明の好適な実施形態について説明する。
【００１７】
連続鋳造機は、図１に示すように、取鍋１０から注入される溶鋼を貯留するタンディッシュ１と、タンディッシュ１の底部に配置されたノズル２と、ノズル２の下部が配置された鋳型３とを備えている。ノズル２の上方には、スライドバルブ４が配置されている。スライドバルブ４は図示しない複数のプレートを有する。スライドバルブ４を図中の左右方向にスライドさせることで、ノズル２を開状態又は閉状態にすることができる。図１にはノズル２が閉状態であるときを示している。
【００１８】
本実施形態では、タンディッシュ１を熱間状態で繰り返し使用する。具体的には、一連の鋳造が終了すると、タンディッシュ１を熱間状態で傾倒する等してタンディッシュ１内の残綱及び残スラグを排出し、ノズル２及びその周辺を整備後、熱間状態のままタンディッシュ１を次の鋳造に使用する。
【００１９】
ノズル２を閉状態とし、タンディッシュへの溶鋼注入を開始する。タンディッシュへの溶鋼注入開始後、所定時間（湯溜め時間）ｔ、タンディッシュ１内に溶鋼を貯留する（湯溜め）。湯溜めが終了すると、ノズル２を開状態に変え、タンディッシュ１内の溶鋼をノズル２を介して鋳型３へ注入する。鋳型３への溶鋼注入後、鋳型３内の溶鋼温度を以下の方法で推定し、推定した鋳型３内の溶鋼温度を基に鋳片を目的製品に充当できるか判定する。
【００２０】
（鋳型内溶鋼温度の推定方法）
図２には、タンディッシュ内溶鋼量と時間との関係を示している。湯溜め時間ｔと、タンディッシュへの溶鋼注入開始から湯溜め時間ｔが経過した時のタンディッシュ内溶鋼量（湯溜め量）Ｗとを測定する。湯溜め時間ｔは、タンディッシュへの溶鋼注入開始から鋳型への溶鋼注入開始（湯溜め終了）までの時間である。湯溜め量Ｗは、例えば定常状態のタンディッシュ内溶鋼量である。定常状態のタンディッシュ内溶鋼量は、タンディッシュの容量で決まるタンディッシュ内に入れることが可能な最大溶鋼量よりも小さく、操業中の溶鋼量の変動を考慮して最大溶鋼量を超えることのない値として決定する。
【００２１】
タンディッシュへの溶鋼注入開始から湯溜め時間ｔが経過すると、鋳型への溶鋼注入を開始し、タンディッシュ内溶鋼温度Ｔｔ及び鋳型内溶鋼温度Ｔｍを測定する。
【００２２】
これにより、湯溜め時間ｔと、湯溜め量Ｗと、鋳型への溶鋼注入開始後のタンディッシュ内溶鋼温度Ｔｔ及び鋳型内溶鋼温度Ｔｍ（実測値）とが得られる（図３のＳ１）。
【００２３】
湯溜め時間ｔ、湯溜め量Ｗ、タンディッシュ内溶鋼温度Ｔｔ及び鋳型内溶鋼温度Ｔｍから、湯溜め時間ｔと、湯溜め量Ｗと、タンディッシュ内溶鋼温度Ｔｔと、鋳型内溶鋼温度Ｔｍとの関係を調べ、これらの関係を決定する（図３のＳ２）。具体的には、鋳型内溶鋼温度Ｔｍを、湯溜め時間ｔ、湯溜め量Ｗ及びタンディッシュ内溶鋼温度Ｔｔの関数で表す。
【００２４】
これにより湯溜め時間ｔ、湯溜め量Ｗ及びタンディッシュ内溶鋼温度Ｔｔから、鋳型内溶鋼温度Ｔｍの推移を推定する（図３のＳ３）。
【００２５】
湯溜めによる温度低下についてはタンディッシュ内の溶鋼温度を測定することにより考慮できる。溶鋼がノズルを通過したことによる温度低下については鋳型内溶鋼温度を測定することにより考慮できる。
【００２６】
（判定方法）
予め、目的製品が満足すべき鋳型内溶鋼温度条件を決定する（例えば図３のＳ４）。目的製品が満足すべき鋳型内溶鋼温度条件とは、目的製品に充当可能な鋳片が満足すべき鋳型内溶鋼温度条件であり、目的製品に充当可能な鋳片とは目的製品の品質を満足する鋳片である。
【００２７】
例えば鋳型内溶鋼温度条件が鋳型内溶鋼温度Ｔｍ≧基準温度Ｔｘであるとする。基準温度Ｔｘは、目的製品に充当可能な鋳片を鋳造できる鋳型内溶鋼温度のうち最も低い温度である。図３のＳ３で推定した鋳型内溶鋼温度Ｔｍと基準温度Ｔｘとを比較し、鋳型内溶鋼温度Ｔｍ≧基準温度Ｔｘであるときは（図３のＳ５,Ｙｅｓ）、そのメニスカス位置を鋳造して得られた鋳片は目的製品の品質を満足すると考えられるため、その鋳片を目的製品に充当する（図３のＳ６）。一方、鋳型内溶鋼温度Ｔｍ＜基準温度Ｔｘであるときは（図３のＳ５,Ｎｏ）、そのメニスカス位置を鋳造して得られた鋳片は目的製品の品質を満足しないと考えられるため、その鋳片に対して品質を改善するための工程を実施し、目的製品に充当できるようにする、又は、得られた鋳片を目的製品とは別の製品に充当等する（図３のＳ７）。
【００２８】
これにより、鋳造初期に湯溜めを行った鋳造において、推定した鋳型内溶鋼温度を基に鋳片（特に鋳片ボトム部）を目的製品に充当できるかを判定することができる。
【実施例】
【００２９】
次に、本発明の推定方法及び判定方法を実施した実施例を説明する。
【００３０】
以下に、実施条件を説明する。
（タンディッシュ）
１ストランドの連続鋳造機に、高さ３．０ｍ×長さ６．０ｍ×幅２．０ｍの舟形のタンディッシュ（容量６５ｔｏｎ）を用いた。鋳型への注入孔付近の耐火物をアルミナ煉瓦とし、それ以外の部分をキャスタブルとした。予めタンディッシュ内をＡｒ雰囲気にし、必要に応じてアルミ・保温材をタンディッシュ内へ投入した。
（タンディッシュ−鋳型間）
タンディッシュ底部にアルミナカーボンで囲まれた深さ２．２ｍの注入孔を形成した。注入孔には、分割堰付浸漬ノズル(特開２００８−１６１９２１号公報)を配置した。分割堰付浸漬ノズルは、主にアルミナカーボン(モールドパウダー接触部位はジルコニアカーボン)からなる。注入孔入口から分割堰付浸漬ノズルの吐出孔までの距離は１．３ｍであった。鋳造前に、浸漬ノズルを６０分以上予熱した。鋳造中は注入孔からＡｒガスを吹き込むことで、注入孔の閉塞を防止した。鋳型への溶鋼注入量は、アルミナカーボンからなるスライドバルブで制御した。
（鋳型）
内寸が２３０〜２８０ｍｍ×１２３０〜２１００ｍｍの鋳型を用いた。鋳造中に、鋳型内へモールドパウダーを３００秒周期で自動散布した。鋳型の（入口側）冷却水温度は１０〜４０℃であった。
【００３１】
（タンディッシュ内溶鋼温度の測定方法）
図４Ａに示すように、舟形タンディッシュにおいて注入孔に近い一端から１．０ｍ離れた位置で、測温プローブを溶鋼に３０〜５０ｃｍ浸漬させ、溶鋼温度を連続的に測定した。
【００３２】
（鋳型内溶鋼温度の測定方法）
鋳型内の鋳片品質に影響する領域Ｒで、溶鋼温度を測定した。鋳型内の鋳片品質に影響する領域Ｒは、図４Ｂに示すように、鋳型の長手方向について鋳型短辺から１００ｍｍ離れた位置と浸漬ノズルから１００ｍｍ離れた位置との間の領域であり、且つ、鋳型の長手方向に直交する方向について鋳型の中心から±５０ｍｍの範囲（合計１００ｍｍの範囲）である。領域Ｒで、測温プローブをメニスカスから２０〜３０ｍｍの深さまで浸漬させ、溶鋼温度を連続的に測定した（バッチ式）。目的製品によって、測定位置を領域Ｒ内で変えてもよい。
【００３３】
次に、本実施例の推定方法及び判定方法を図３のフローチャートに沿って説明する。
【００３４】
タンディッシュへの溶鋼注入開始後、湯溜め時間ｔ及び湯溜め量Ｗを測定した。また、湯溜め終了後、タンディッシュ内溶鋼温度Ｔｔ及び鋳型内溶鋼温度Ｔｍを測定した（図３のＳ１）。これを複数の湯溜め条件（湯溜め時間ｔ及び湯溜め量Ｗ）で行った。
【００３５】
図５には、湯溜め時間ｔ＝９ｍｉｎ、湯溜め量Ｗ＝５０ｔｏｎの湯溜め条件で鋳造したときの、溶鋼温度（タンディッシュ内溶鋼温度Ｔｔ及び鋳型内溶鋼温度Ｔｍ）と鋳型への溶鋼注入量ｍとの関係を示している。図５から、鋳型への溶鋼注入開始後、タンディッシュ内溶鋼温度Ｔｔ及び鋳型内溶鋼温度Ｔｍは上昇し、鋳型への溶鋼注入量ｍが１００ｔｏｎ程度を超えると、タンディッシュ内溶鋼温度Ｔｔ及び鋳型内溶鋼温度Ｔｍはほぼ一定になることがわかった。また、鋳型への溶鋼注入量ｍが１００ｔｏｎ程度になるまで、タンディッシュ内溶鋼温度Ｔｔ及び鋳型内溶鋼温度Ｔｍの増加速度は各々異なっており、鋳型への溶鋼注入量ｍが大きくなるにつれてタンディッシュ内溶鋼温度Ｔｔから鋳型内溶鋼温度Ｔｍへの温度低下量（例えば図５のｄ1,ｄ2）が小さくなっている。
【００３６】
そこで、先ず、タンディッシュ内溶鋼温度Ｔｔに着目し、タンディッシュ内溶鋼温度Ｔｔの推移を調べる。
【００３７】
表１には、図５にプロットした鋳型への溶鋼注入量ｍとタンディッシュ内溶鋼温度Ｔｔとを示している。
【表１】
2018075608.tif 000003
【００３８】
表１において、鋳型への溶鋼注入量ｍが１００ｔｏｎを超えたもののうち、１００ｔｏｎに最も近いものは１０４．５ｔｏｎである。図５から溶鋼注入量ｍが１００ｔｏｎ程度を超えるとタンディッシュ内溶鋼温度Ｔｔがほぼ一定であるため、１０４．５ｔｏｎ以降のタンディッシュ内溶鋼温度Ｔｔは一定であると考え、１０４．５ｔｏｎ以降のタンディッシュ内溶鋼温度Ｔｔの平均値を求めた。図６には、この平均値（Ｔｔ1）を通る直線ｌ1を引いている。
一方、鋳型への溶鋼注入量ｍが１０４．５ｔｏｎ未満については、図５からタンディッシュ内溶鋼温度Ｔｔが上昇しているため、タンディッシュ内溶鋼温度Ｔｔと溶鋼注入量ｍとを直線近似し、図６に近似直線ｌ2を引いた。
【００３９】
直線ｌ1と近似直線ｌ2との交点Ｍの溶鋼注入量ｍが、タンディッシュ内溶鋼温度Ｔｔがほぼ一定になり始める溶鋼注入量ｍｓである（図６参照）。図６では、交点Ｍの溶鋼注入量ｍは１０３ｔｏｎであったため、本湯溜め条件（湯溜め時間ｔ＝９ｍｉｎ、湯溜め量Ｗ＝５０ｔｏｎ）では、タンディッシュ内溶鋼温度Ｔｔがほぼ一定になり始める溶鋼注入量ｍｓを１０３ｔｏｎとした。
【００４０】
溶鋼注入量ｍがｍｓ（１０３ｔｏｎ）以降のタンディッシュ内溶鋼温度をＴｔ1としたとき、図６から、鋳型への溶鋼注入量ｍが０からｍｓになるまでのタンディッシュ内溶鋼温度ＴｔはＴｔ1より低い。これは、溶鋼注入量ｍがｍｓになるまでは、タンディッシュ内で湯溜め時に抜熱された溶鋼と新たに注入された溶鋼とが混ざり合うことで、新たに注入された溶鋼の温度（Ｔｔ1）が低下したからと考えられる。そうすると、鋳型への溶鋼注入量ｍが０からｍｓになるまでの間は、タンディッシュ内溶鋼温度Ｔｔは湯溜め時の影響を受けていると考えられる。
【００４１】
ｍｓ以降はタンディッシュ内溶鋼温度がほぼ一定であるため、溶鋼注入量ｍがｍｓとなった時点で、タンディッシュに湯溜めされた溶鋼が鋳型へ全て注入されたと考えられる。そうするとｍｓ以降は、湯溜めの影響を受けていないと考えられる。
【００４２】
なお、タンディッシュ内溶鋼温度Ｔｔがほぼ一定になり始める溶鋼注入量ｍｓが、湯溜め量Ｗ（５０ｔｏｎ）でなく、湯溜め量Ｗより大きい１０３ｔｏｎであるのは、湯溜め終了後、タンディッシュ内で、湯溜めされた溶鋼と新たに注入された溶鋼とが溶鋼流動により混ざり合ったことで、鋳型への溶鋼注入量ｍがＷ（５０ｔｏｎ）の時点で、湯溜めされた溶鋼が鋳型に全て注入されず、タンディッシュ内に残存していたからと考えられる。
【００４３】
図６から、タンディッシュ内溶鋼温度Ｔｔは以下の式で表されることがわかった。
溶鋼注入量ｍ＜ｍｓのとき、
2018075608.tif 000004
ここで、Ｔｔ0は鋳型への溶鋼注入開始時（ｍ＝０）のタンディッシュ内溶鋼温度であり、Ｔｔ1は鋳型への溶鋼注入量ｍがｍｓ以降のタンディッシュ内溶鋼温度である。
上記式から、下記（Ａ）式が得られた。
2018075608.tif 000005
ここで、ΔＴ＝Ｔｔ1−Ｔｔ0である（図６参照）。
また、溶鋼注入量ｍ≧ｍｓのとき、
Ｔｔ＝Ｔｔ1 ・・・（Ｂ）
【００４４】
（Ａ）式及び（Ｂ）式において、ｍｓ及びΔＴは湯溜め条件（湯溜め量Ｗ及び湯溜め時間ｔ）によって変わるため、ｍｓ及びΔＴに対する湯溜め条件の影響を調べた。
【００４５】
表２には、湯溜め条件（湯溜め量Ｗ及び湯溜め時間ｔ）を変えたときのｍｓ及びΔＴを示している。図７Ａには、表２のｍｓと湯溜め量Ｗとの関係を示している。図７Ｂには、表２のΔＴと湯溜め量Ｗとの関係を示している。
【表２】
2018075608.tif 000006
【００４６】
I)ｍｓ
図７Ａから、湯溜め時間ｔの相違によるｍｓの差違は殆どなく、ｍｓは湯溜め量Ｗのみによって決定できることがわかった。ｍｓと湯溜め量Ｗを直線近似すると、下記（１）式に示す近似式が得られた。
ｍｓ＝１．９７Ｗ ・・・（１）
（１）式から、ｍｓは湯溜め量Ｗの関数で表され、湯溜め量Ｗからｍｓを求めることができることがわかった。
【００４７】
II)ΔＴ
図７Ｂから、ΔＴは湯溜め時間ｔによって異なることから、各湯溜め時間ｔでΔＴと湯溜め量Ｗとの近似式を求めた。
ｔ＝５ｍｉｎのときΔＴ＝−０．７０Ｗ＋３９．８
ｔ＝９ｍｉｎのときΔＴ＝−０．７２Ｗ＋４４．７
ｔ＝１３ｍｉｎのときΔＴ＝−０．６８Ｗ＋４７．４
上記３つの近似式の傾きは−０．７０,−０．７２,−０．６８であり、大きな差がないことから、湯溜め時間ｔへの依存性は小さいと考え、これらの平均値−０．７０を傾きとした。
一方、３つの近似式の定数項は３９．８,４４．７,４７．４と差違があることから、ｔへの依存性があると考えられる。そこで、定数項とｔとを直線近似すると、定数項が０．９６ｔ＋３５．４で表されることがわかった。
上記傾き（−０．７０）及び定数項（０．９６ｔ＋３５．４）から、ΔＴは下記（２）式で表される。
ΔＴ＝−０．７０Ｗ＋０．９６ｔ＋３５．４ ・・・（２）
（２）式からΔＴは湯溜め量Ｗ及び湯溜め時間ｔの関数で表されることがわかった。また湯溜め量Ｗ及び湯溜め時間ｔからΔＴを求めることができることがわかった。
【００４８】
上記（１）式及び（２）式から、溶鋼注入量ｍがｍｓとなるまでのタンディッシュ内溶鋼温度Ｔｔ（上記(Ａ)式）は以下の式で表される。
2018075608.tif 000007
ここで、ΔＴ＝−０．７０Ｗ＋０．９６ｔ＋３５．４である。
【００４９】
（Ａ１）式及び（Ｂ）式から、タンディッシュ内溶鋼温度Ｔｔは以下の式で表されることがわかった。
溶鋼注入量ｍ＜ｍｓのとき、
2018075608.tif 000008
ここで、ΔＴ＝−０．７０Ｗ＋０．９６ｔ＋３５．４である。
溶鋼注入量ｍ≧ｍｓのとき、
Ｔｔ＝Ｔｔ1 ・・・（Ｂ）
ここでｍｓ＝１．９７Ｗである
上記式から湯溜め量Ｗと湯溜め時間tが与えられた場合のタンディッシュ内溶鋼温度Ｔｔの推移がわかった。
【００５０】
次に、鋳型内溶鋼温度Ｔｍの推移を調べる。
【００５１】
図５に戻って、鋳型内溶鋼温度Ｔｍをみると、鋳型内溶鋼温度Ｔｍはタンディッシュ内溶鋼温度Ｔｔと同様に、鋳型への溶鋼注入開始後、上昇し、溶鋼注入量ｍが１００ｔｏｎ程度を超えるとほぼ一定になっている。タンディッシュ内溶鋼温度Ｔｔの推移を調べたときと同様に、溶鋼注入量ｍが１００ｔｏｎを超える鋳型内溶鋼温度Ｔｍの平均値を求め、この平均値を通る直線ｌ3をｍｓ（１０３ｔｏｎ）以降に引いた（図８）。また、溶鋼注入量ｍが１００ｔｏｎ以下の鋳型内溶鋼温度Ｔｍを直線近似し、図８に近似直線ｌ4を引いた。
【００５２】
図８から、鋳型への溶鋼注入量ｍがｍｓ以降は、タンディッシュ内溶鋼温度Ｔｔの平均値を通る直線ｌ1と鋳型内溶鋼温度Ｔｍの平均値を通る直線ｌ3とが平行であり、タンディッシュ内溶鋼温度Ｔｔから鋳型内溶鋼温度Ｔｍへの温度低下量（図８のｄ3参照）がほぼ一定である。一方、鋳型への溶鋼注入量ｍがｍｓになるまでは、タンディッシュ内溶鋼温度Ｔｔの近似直線ｌ2と鋳型内溶鋼温度Ｔｍの近似直線ｌ4とが平行でなく、ｍｓに近付くにつれてタンディッシュ内溶鋼温度Ｔｔから鋳型内溶鋼温度Ｔｍへの温度低下量（図８のｄ4,ｄ5参照）が小さくなっている。
【００５３】
ｍｓ以降は、タンディッシュ内溶鋼温度Ｔｔが湯溜めの影響を受けていないことから、ｍｓ以降の温度低下（Ｔｔ−Ｔｍ）は湯溜めの影響でなく、ノズルによる抜熱の影響（図１のノズル２参照）が原因と考えられる。ｍｓ以降は、湯溜め後、溶鋼がノズル内を通過してある程度時間が経過しているため、ノズルからの抜熱が定常状態となり、通過する溶鋼温度も一定となっているため、タンディッシュ内溶鋼温度Ｔｔから鋳型内溶鋼温度Ｔｍへの温度低下量がほぼ一定である。
【００５４】
一方、鋳型への溶鋼注入量ｍがｍｓになるまでは、タンディッシュ内溶鋼温度Ｔｔが湯溜めの影響を受けていることから、鋳型内溶鋼温度Ｔｍも湯溜め時の影響も受けていると考えられる。また、ノズルからの抜熱も定常状態に達していないため、ノズル自体の温度も低く抜熱が大きい。したがって、鋳型への溶鋼注入量ｍがｍｓになるまでの鋳型内溶鋼温度Ｔｍはｍｓ以降の鋳型内溶鋼温度Ｔｍ1より低く、且つ、タンディッシュ内溶鋼温度Ｔｔから鋳型内溶鋼温度Ｔｍへの温度低下量がｍｓ以降の温度降下量より大きい。
【００５５】
上記知見を基に、鋳型内溶鋼温度Ｔｍの推移を、鋳型への溶鋼注入量ｍがｍｓになるまでとｍｓ以降とのそれぞれで調べた。
【００５６】
先ず、ｍｓ以降の鋳型内溶鋼温度Ｔｍの推移を調べる。表３には、鋳型への溶鋼注入量ｍがｍｓ以降の各湯溜め条件におけるｍｓ,Ｔｔ,Ｔｍ及びＴｔ−Ｔｍを示している。
【表３】
2018075608.tif 000009
【００５７】
図８から、鋳型への溶鋼注入量ｍがｍｓ以降は、タンディッシュ内溶鋼温度Ｔｔから鋳型内溶鋼温度Ｔｍへの温度低下量（Ｔｔ−Ｔｍ）がほぼ一定であるため、表３のＴｔ−Ｔｍの平均値を求めた。Ｔｔ−Ｔｍの平均値は２４であった。この平均値からタンディッシュ内溶鋼温度Ｔｔから鋳型内溶鋼温度Ｔｍへの温度降下量（Ｔｔ−Ｔｍ）は以下の式で表される。
Ｔｔ−Ｔｍ＝２４
上記式から、鋳型への溶鋼注入量ｍがｍｓ以降は、鋳型内溶鋼温度Ｔｍが下記（Ｃ）式で表されることがわかった。
Ｔｍ＝Ｔｔ−２４ ・・・（Ｃ）
【００５８】
次に、鋳型への溶鋼注入量ｍがｍｓになるまでの鋳型内溶鋼温度Ｔｍの推移を調べる。鋳型への溶鋼注入量ｍがｍｓになるまでは、図８に示すように、タンディッシュ内溶鋼温度Ｔｔから鋳型内溶鋼温度Ｔｍへの温度低下量（Ｔｔ−Ｔｍ）が溶鋼注入量ｍによって異なる。ｍｓは湯溜め量Ｗによって変化するため（上記(１)式参照）、各湯溜め条件の結果を同様に評価できるように、ｍ／ｍｓとＴｔ−Ｔｍとの関係を調べた。表４には各湯溜め条件のｍ／ｍｓ及びＴｔ−Ｔｍを示している。図９には表４のｍ／ｍｓとＴｔ−Ｔｍとの関係を示している。
【００５９】
【表４】
2018075608.tif 000010
【００６０】
ｍ／ｍｓとＴｔ−Ｔｍとを直線近似すると、下記の近似式が得られた。
2018075608.tif 000011
【００６１】
上記式から、鋳型への溶鋼注入量ｍがｍｓになるまでの鋳型内溶鋼温度Ｔｍは（Ｄ）式で表される。
2018075608.tif 000012
【００６２】
以上より、鋳型内溶鋼温度Ｔｍは以下の式で表されることがわかった。
溶鋼注入量ｍ＜ｍｓのとき、
2018075608.tif 000013
ここで、ｍｓ＝１．９７Ｗである（(１)式参照）。
また、溶鋼注入量ｍ≧ｍｓのとき、
Ｔｍ＝Ｔｔ−２４ ・・・（Ｃ）
【００６３】
上記（Ｅ）式のｍ（鋳型内への溶鋼注入量）は、タンディッシュ内溶鋼温度Ｔｔを求める式（(Ａ１)式）から以下の式で表される。
2018075608.tif 000014
【００６４】
（Ａ２）式を（Ｅ）式のｍに代入すると、以下の式が得られた。
2018075608.tif 000015
ここでΔＴ＝−０．７０Ｗ＋０．９６ｔ＋３５．４であることから、鋳型内溶鋼温度Ｔｍは湯溜め時間ｔ、湯溜め量Ｗ及びタンディッシュ内溶鋼温度Ｔｔの関数である。そのためタンディッシュ内溶鋼温度Ｔｔ、湯溜め量Ｗ及び湯溜め時間ｔが分かれば、（Ｅ１）式から鋳型内溶鋼温度Ｔｍを推定できる。なお、Ｔｔ1は鋳型内への溶鋼注入量ｍがｍｓ以降のタンディッシュ内溶鋼温度であり、例えばｍ≧２Ｗのときに測定した温度である。
【００６５】
上記より、湯溜め時間ｔ、湯溜め量Ｗ、タンディッシュ内溶鋼温度Ｔｔ及び鋳型内溶鋼温度Ｔｍの関係がわかり、これらの関係を決定することができた（図３のＳ２）。
【００６６】
上記関係から、鋳型内溶鋼温度Ｔｍは以下の式で表されることがわかった。
溶鋼注入量ｍ＜ｍｓのとき、
2018075608.tif 000016
溶鋼注入量ｍ≧ｍｓのとき、
Ｔｍ＝Ｔｔ−２４ ・・・（Ｃ）
ここで、ｍｓ＝１．９７Ｗ
ΔＴ＝−０．７０Ｗ＋０．９６ｔ＋３５．４である。
また、湯溜め時間ｔ、湯溜め量Ｗ及びタンディッシュ内溶鋼温度Ｔｔから鋳型内溶鋼温度Ｔｍの推移を推定できることがわかった。
【００６７】
このように、本実施形態では以下の方法で鋳型内溶鋼温度Ｔｍを推定した。
鋳型への溶鋼注入開始後のタンディッシュ内溶鋼温度Ｔｔ（実測値）から、タンディッシュ内溶鋼温度（Ｔｔ）は鋳型への溶鋼注入量（ｍ）がある注入量（ｍｓ）になるまで上昇し、ｍｓ以降はほぼ一定になることがわかった。この傾向から、鋳型への溶鋼注入量（ｍ）におけるタンディッシュ内溶鋼温度（Ｔｔ）は、i)タンディッシュ内溶鋼温度がほぼ一定となり始める注入量（ｍｓ）と、ii)鋳型への溶鋼注入開始時のタンディッシュ内溶鋼温度（Ｔｔ0）とｍｓ以降のタンディッシュ内溶鋼温度（Ｔｔ1）との差（ΔＴ）とを用いて表すことができることがわかった。ｍｓは湯溜め量Ｗの関数となり、差（ΔＴ）は湯溜め量（Ｗ）と湯溜め時間（ｔ）の関数となることから、タンディッシュ内溶鋼温度（Ｔｔ）は湯溜め量（Ｗ）と湯溜め時間（ｔ）と注入量（ｍ）の関数となることがわかった。
【００６８】
また、鋳型内への溶鋼注入開始後の鋳型内溶鋼温度Ｔｍ（実測値）から、タンディッシュ内溶鋼温度Ｔｔと鋳型内溶鋼温度Ｔｍとの差（Ｔｔ−Ｔｍ）は、鋳型への溶鋼注入量（ｍ）がｍｓになるまで増加し、ｍｓ以降はほぼ一定であることがわかった。鋳型内への溶鋼注入量がｍｓになるまでのＴｔ−Ｔｍの傾向を調べるため、ｍ／ｍｓに対するＴｔ−Ｔｍを調べた。これは、ｍｓが湯溜め量Ｗによって変化するので、各湯溜め条件の結果を同様に評価できるようにするためである。ｍ＜ｍｓではＴｔ−Ｔｍはｍ／ｍｓの関数になることがわかった。したがって、鋳型内溶鋼温度（Ｔｍ）はタンディッシュ内溶鋼温度（Ｔｔ）とｍ／ｍｓとの関数であることがわかった。また、ｍ≧ｍｓではＴｔ−Ｔｍは一定値であることがわかった。
【００６９】
ここで、タンディッシュ内溶鋼温度（Ｔｔ）は湯溜め量（Ｗ）と湯溜め時間（ｔ）と注入量（ｍ）との関数であり、ｍｓは湯溜め量Ｗの関数であることから、ｍ＜ｍｓでは、鋳型内溶鋼温度（Ｔｍ）はタンディッシュ内溶鋼温度（Ｔｔ）と湯溜め量（Ｗ）と湯溜め時間（ｔ）との関数となることがわった。したがって、タンディッシュ内溶鋼温度（Ｔｔ）と湯溜め量（Ｗ）と湯溜め時間（ｔ）とから、鋳型内溶鋼温度（Ｔｍ）を推定できることがわかった。
【００７０】
次に、推定した鋳型内溶鋼温度Ｔｍを用いて、鋳片を目的製品に充当できるかを判定する。以下では、目的製品が１)耐サワー鋼である場合と２)鋳片表面の気泡性欠陥に厳格な製品である場合の例について説明する。
【００７１】
１)目的製品が耐サワー鋼である場合
耐サワー鋼には耐ＨＩＣ性が求められる。ＨＩＣ（水素誘起割れ）は、等軸晶組織に存在する偏析、特にセミマクロ偏析を起点に発生する。鋳型内溶鋼温度が液相線温度ＴLを下回ると、鋳片に等軸晶核が残存し、残存した等軸晶核が堆積することで、等軸晶起因のセミマクロ偏析が生成し、ＨＩＣが発生することがわかっている。そこで、基準温度Ｔｘを液相線温度ＴLとした（図３のＳ４）。
【００７２】
図３のＳ３で推測した鋳型内溶鋼温度ＴｍとＳ４で決定した基準温度Ｔｘ（液相線温度ＴL）を比較し、鋳型内溶鋼温度Ｔｍ≧基準温度Ｔｘであるときは（図３のＳ５,Ｙｅｓ）、その鋳型内溶鋼温度Ｔｍの溶鋼から得られる製品にＨＩＣが発生しないと考えられるため、その溶鋼を鋳造して得られた鋳片を耐サワー鋼に充当する（図３のＳ６）。一方、鋳型内溶鋼温度Ｔｍ＜基準温度Ｔｘであるときは（図３のＳ５,Ｎｏ）、その鋳型内溶鋼温度Ｔｍの溶鋼から得られる製品にＨＩＣが発生すると考えられるため、その溶鋼を鋳造して得られた鋳片に品質を改善する工程を実施してから耐サワー鋼に充当する又は得られた鋳片を耐サワー鋼以外の製品に充当等する（図３のＳ７）。
【００７３】
この判定精度を確認するため、判定対象の製品にＨＩＣ試験を実施した。表５には、本実施例に用いた鋼の成分を示している。また、表６には、湯溜め条件（湯溜め時間ｔ及び湯溜め量Ｗ）、判定結果、及びＨＩＣ試験結果等を示している。表６のｍLは、鋳型内溶鋼温度Ｔｍが基準温度Ｔｘ（＝ＴL）となった時点の鋳型への溶鋼注入量である（図１０Ａ参照）。
【００７４】
【表５】
2018075608.tif 000017
【００７５】
【表６】
2018075608.tif 000018
【００７６】
ＨＩＣ試験による評価は以下の方法で行った。
鋳造後、鋳片を１１００℃以上に加熱し、再結晶温度域に達してから、４０％以上の圧下率で鋳片に熱間圧延を施し、７８０℃から冷却速度１０〜２０℃／ｓで冷却して鋼板を得た。得られた鋼板から試験片を採取し、ＮＡＣＥ ｓｔａｎｄａｒｄ ＴＭ０２８４−２００３に規定される方法に従って耐ＨＩＣ性を評価した。具体的には、１ａｔｍ、２５℃の条件下で、硫化水素を飽和させた水溶液（０．５％ＮａＣｌ及び０．５％酢酸）に試験片を９６時間浸漬させた。その後、各試験片を長手方向について１０ｍｍピッチで切断し、切断面を研磨後、光学顕微鏡（１００倍の倍率）で観察し、割れ長さが１ｍｍ以上の割れ（ＨＩＣ）の個数を測定した。割れが０個のときは（割れが存在しないときは）耐ＨＩＣ性に優れる(合格、〇)と評価し、割れが１個以上あるときは耐ＨＩＣ性に劣る(不合格、×)と評価した。
【００７７】
実施例１〜６,８,１０,１１では、図１０Ａに示すように、鋳型内溶鋼温度Ｔｍが基準温度Ｔｘとなる温度が存在し、鋳型内溶鋼温度Ｔｍ＝基準温度Ｔｘとなった時点の鋳型への溶鋼注入量ｍLが存在する。鋳型への溶鋼注入量ｍがｍL未満であるとき、鋳型内溶鋼温度Ｔｍ＜基準温度Ｔｘであるため、鋳片を耐サワー鋼へ充当できないと判定したが、鋳型への溶鋼注入量ｍがｍL以降は、鋳型内溶鋼温度Ｔｍ≧基準温度Ｔｘであるため、鋳片を耐サワー鋼へ充当できると判定した。この判定結果は、ＨＩＣ試験結果と一致した（表６参照）。
【００７８】
実施例７,９では、図１０Ｂに示すように、鋳型内溶鋼温度Ｔｍが常に基準温度Ｔｘより低いため、鋳型内溶鋼温度Ｔｍ＝基準温度Ｔｘとならず、ｍLが存在しなかった。鋳型への溶鋼注入後、鋳型内溶鋼温度Ｔｍ＜液相線温度ＴLであったため、鋳片を耐サワー鋼へ充当できないと判定した。この判定結果は、ＨＩＣ試験結果と一致した（表６参照）。
【００７９】
上記より、本発明の鋳型内溶鋼温度の推定方法及び判定方法は精度が高いといえる。
【００８０】
２)目的製品が鋳片表面の気泡性欠陥に厳格な製品である場合
溶鋼中に含まれる気泡はメニスカス近傍の凝固シェルの爪に捕捉されて気泡性欠陥となる。この気泡性欠陥は圧延後に疵になることがある。気泡の捕捉サイトである凝固シェルの爪の大きさは鋳型内溶鋼温度の影響を受けることがわかっており、鋳型内溶鋼温度が高いほど爪の大きさが小さく、溶鋼の粘性も小さいため気泡が浮上しやすく、捕捉されにくい。したがって高温鋳造が好ましい。
【００８１】
事前調査で、［Ｃ］＝０．１４〜０．１６％(液相線温度ＴL＝１５１５℃)の炭素鋼のスラブ表層に径が３ｍｍ以上の気泡が存在すると、気泡性欠陥に起因した疵が発生することわかった(図１１Ａ参照)。そこで、径が３ｍｍ以上の気泡密度（個／ｍ2）と鋳型内溶鋼温度との関係を調査した。表７には鋳型内溶鋼温度と径が３ｍｍ以上の気泡密度（個／ｍ2）とを示し、図１１Ｂにこれらの関係を示している。図１１Ｂから、気泡密度が０である鋳型内溶鋼温度（気泡が発生しない鋳型内溶鋼温度）は１５１８℃以上であることがわかった。本調査で用いた鋼の液相線温度ＴLは１５１５℃であるから、鋳型内溶鋼温度が液相線温度ＴL＋３℃以上のときに疵が発生しない。そこで、基準温度Ｔｘを液相線温度ＴL＋３とした（図３のＳ４）。
【００８２】
【表７】
2018075608.tif 000019
【００８３】
図３のＳ３で推測した鋳型内溶鋼温度ＴｍとＳ４で決定した基準温度Ｔｘ（液相線温度ＴL＋３）とを比較し、鋳型内溶鋼温度Ｔｍ≧基準温度Ｔｘであるときは（図３のＳ５,Ｙｅｓ）、その溶鋼を鋳造して得られる製品に気泡性欠陥に起因した疵が発生しないと考えられるため、その溶鋼を鋳造して得られた鋳片を気泡性欠陥に厳格な製品に充当する（図３のＳ６）。一方、鋳型内溶鋼温度Ｔｍ＜基準温度Ｔｘであるときは（図３のＳ５,Ｎｏ）、その溶鋼を鋳造して得られる製品に気泡性欠陥に起因した疵が発生すると考えられるため、その溶鋼を鋳造して得られた鋳片に品質を改善する工程を実施してから目的製品に充当する又は別の製品に充当等する（図３のＳ７）。
【００８４】
また、推定した鋳型内溶鋼温度から気泡性欠陥の発生の有無を判断できるため、気泡性欠陥の増加部位を推測することができる。
【００８５】
この判定精度を確認するため、判定対象の製品表面部において気泡性欠陥に起因した疵の有無を確認した。表８には、湯溜め条件（湯溜め時間ｔ及び湯溜め量Ｗ）、判定結果及び傷の有無の結果（試験結果）等を示している。表８のｍLは鋳型内溶鋼温度Ｔｍが基準温度Ｔｘ（＝ＴL＋３）となった時点の鋳型への溶鋼注入量である（図１２Ａ参照）。
【００８６】
【表８】
2018075608.tif 000020
【００８７】
実施例１３,１４,１６,１８,２０〜２２,２４では、図１２Ａに示すように、鋳型内溶鋼温度Ｔｍが基準温度Ｔｘとなる温度が存在し、鋳型内溶鋼温度Ｔｍ＝基準温度Ｔｘとなった時点の鋳型への溶鋼注入量ｍLが存在する。鋳型への溶鋼注入量ｍがｍL未満であるとき、鋳型内溶鋼温度Ｔｍ＜基準温度Ｔｘであるため、目的製品に充当できないと判定したが、鋳型への溶鋼注入量ｍがｍL以降は、鋳型内溶鋼温度Ｔｍ≧基準温度Ｔｘであるため、鋳片を目的製品に充当できると判定した。この判定結果は、疵の有無の確認結果と一致した（表８参照）。
【００８８】
実施例１５,１７,１９,２３では、図１２Ｂに示すように、鋳型内溶鋼温度Ｔｍが常に基準温度Ｔｘより低いため、鋳型内溶鋼温度Ｔｍ＝基準温度Ｔｘとならず、ｍLが存在しなかった。鋳型への溶鋼注入後、鋳型内溶鋼温度Ｔｍ＜液相線温度ＴLであったため、鋳片を目的製品に充当できないと判定した。この判定結果は、疵の有無の確認結果と一致した（表８参照）。
【００８９】
上記より、本発明の鋳型内溶鋼温度の推定方法及び判定方法は精度が高いといえる。
【００９０】
以上、本発明の実施形態について図面に基づいて説明したが、具体的な構成は、これらの実施形態に限定されるものでないと考えられるべきである。本発明の範囲は上記した説明ではなくて特許請求の範囲によって示され、特許請求の範囲と均等の意味及び範囲内でのすべての変更が含まれる。
【００９１】
例えば、上述した実施例では、目的製品が１)耐サワー鋼である場合と２)鋳片表面の気泡性欠陥に厳格な製品である場合について説明したが、目的製品はその他の製品でもよい。
【００９２】
さらに、上述した実施形態及び実施例では、判定において、推定した鋳型内溶鋼温度Ｔｍが目的製品の基準温度Ｔｘ未満であるとき、鋳片に品質改善工程を施すこと、及び、鋳片を目的製品以外の製品に充当することを例示したが、その他の工程を行ってもよい。
【産業上の利用可能性】
【００９３】
本発明は、鋼を鋳造する際に利用することができる。
【符号の説明】
【００９４】
１          タンディッシュ
２          ノズル
３          鋳型
４          スライドバルブ
１０        取鍋
【図１】
2018075608.tif 000021
【図２】
2018075608.tif 000022
【図３】
2018075608.tif 000023
【図４Ａ】
2018075608.tif 000024
【図４Ｂ】
2018075608.tif 000025
【図５】
2018075608.tif 000026
【図６】
2018075608.tif 000027
【図７Ａ】
2018075608.tif 000028
【図７Ｂ】
2018075608.tif 000029
【図８】
2018075608.tif 000030
【図９】
2018075608.tif 000031
【図１０Ａ】
2018075608.tif 000032
【図１０Ｂ】
2018075608.tif 000033
【図１１Ａ】
2018075608.tif 000034
【図１１Ｂ】
2018075608.tif 000035
【図１２Ａ】
2018075608.tif 000036
【図１２Ｂ】
2018075608.tif 000037