(57)【要約】【課題】拘束性ブレークアウト及びディプレッションの発生を抑制することが可能な鋼の連続鋳造方法を開示する。【解決手段】鋳型を振動させつつ鋼を連続鋳造する際、オンラインとオフラインの鋳型荷重変化から鋳造時に鋳型と鋳片凝固シェルとの間に働く摩擦力を算出し、算出した前記摩擦力からモールドフラックスの見かけの液相厚み（ｄ）を算出し、算出した前記液相厚み（ｄ）の平均値（ｄａｖ）が３０μｍ以上１５０μｍ以下の範囲内となるような鋳型の振動振幅及び周波数とすることを特徴とする、鋼の連続鋳造方法とする。【選択図】図１
2018176221.tif 000002
【特許請求の範囲】
【請求項１】
鋳型を振動させつつ鋼を連続鋳造する際、
オンラインとオフラインの鋳型荷重変化から鋳造時に鋳型と鋳片凝固シェルとの間に働く摩擦力を算出し、
算出した前記摩擦力からモールドフラックスの見かけの液相厚み（ｄ）を下記式（１）を用いて算出し、
算出した前記液相厚み（ｄ）の平均値（ｄａｖ）が３０μｍ以上１５０μｍ以下の範囲内となるような鋳型の振動振幅及び周波数とすることを特徴とする、
鋼の連続鋳造方法。
【数１】
2018176221.tif 000014
上記式（１）において、ｄはモールドフラックスの見かけの液相厚み（ｍ）、Ｌはメニスカスから鋳型下端までの長さ（ｍ）、ＬＭは鋳型周方向長さ（ｍ）、μはモールドフラックス粘度（Ｐａ・ｓ）、ＦＬは鋳型内摩擦力（液相）（Ｎ）、ＶＣは鋳造速度（ｍ／s）、ＶＭは鋳型振動速度（ｍ／s）である。ここで、鋳型振動速度ＶＭは、下記式（２）で表される。
【数２】
2018176221.tif 000015
上記式（２）において、Ｓは鋳型の振動ストローク（ｍ）、ｆは鋳型の振動数（Ｈｚ）、ｔは時間（ｓ）である。
【請求項２】
前記液相厚み（ｄ）の平均値（ｄａｖ）が３０μｍよりも小さい場合は、振動の振幅を大きくする、及び／又は、振動数を小さくし、前記液相厚み（ｄ）の平均値（ｄａｖ）が１５０μｍよりも大きい場合は、振動の振幅を小さくする、及び／又は、振動数を大きくする
ことを特徴とする、請求項１に記載の連続鋳造方法。
【発明の詳細な説明】
【技術分野】
【０００１】
本願は、鋳型内の潤滑不良に起因した鋳片表面欠陥の発生を抑制可能な、鋼の連続鋳造方法を開示する。
【背景技術】
【０００２】
近年、鋼の連続鋳造において生産性と鋳片表面品質の向上が強く求められている。これらを両立させるには鋳造速度や鋼種が変動しても鋳型内の潤滑を適正に保つことが必須である。
【０００３】
連続鋳造時の鋳型内において鋳型と鋳片凝固シェルとはモールドフラックスを介して潤滑する。ここで、鋳型を上下に振動させることによってモールドフラックスを鋳型と凝固シェルとの間に流入させる。鋳型上部での初期凝固シェルは特に脆弱であり、モールドフラックスの流入が少なく潤滑が保たれない場合、拘束性ブレークアウトが発生する。ブレークアウトは設備被害だけでなく生産時間の損失を招くため、連続鋳造においてはまずこの防止が念頭に置かれる。拘束性ブレークアウトは鋳型潤滑が不良な場合に起こるため、摩擦力の増加と関連付けられる。また、鋳型内での不均一凝固に起因した鋳片表面のディプレッションの発生も適正な潤滑が保たれていない場合に起こると考えられている。しかしながら、オンライン上の情報からこれらを検知する手段がないのが実情であり、製造された鋳片を検査し初めて明らかになることが多い。
【０００４】
鋳型と鋳片との間の摩擦を低減して安定した鋳造を行うためには、鋳型の振動条件を制御して、鋳型壁面と鋳片との間にモールドパウダーを適切に流入させることが重要と考えられる。例えば、特許文献１には、縦割れ等の表面欠陥がなく、表面性状に優れた鋳片を安定して連続鋳造することが可能な方法として、鋳型の冷却水の温度差から算出される抜熱量に応じて鋳型の振動条件を制御する方法が開示されている。
【０００５】
一方、鋳型内における潤滑状態を推定する技術として、鋳型と鋳片との間の摩擦力そのものに着目した技術も存在する。例えば、特許文献２には、横割れの発生を正確に検知するとともに、この検知に基づいて横割れのない高品質な鋳造鋳片を製造する方法として、鋳型と鋳片との摩擦力から演算した摩擦力変動係数に基づいて横割れの発生を検知する方法が開示されている。
【先行技術文献】
【特許文献】
【０００６】
【特許文献１】特許第５６５２３６２号
【特許文献２】特開２０１６−４３３７２号公報
【発明の概要】
【発明が解決しようとする課題】
【０００７】
特許文献１に開示された方法は、冷却水の温度差から鋳型内の鋳片の接触状態を間接的に評価するものであり、必ずしも潤滑性に対し敏感ではなく、上記の拘束性ブレークアウトやディプレッションの発生を防止することができない虞がある。また、特許文献２に開示された方法は、横割れを検知することはできるものの、不均一凝固に起因したディプレッション等を検知することは難しい。
【０００８】
以上に鑑み、本願は、拘束性ブレークアウト及びディプレッションの発生を抑制することが可能な鋼の連続鋳造方法を開示する。
【課題を解決するための手段】
【０００９】
本願は、上記課題を解決するための手段の一つとして、
鋳型を振動させつつ鋼を連続鋳造する際、オンラインとオフラインの鋳型荷重変化から鋳造時に鋳型と鋳片凝固シェルとの間に働く摩擦力を算出し、算出した前記摩擦力からモールドフラックスの見かけの液相厚み（ｄ）を下記式（１）を用いて算出し、算出した前記液相厚み（ｄ）の平均値（ｄａｖ）が３０μｍ以上１５０μｍ以下の範囲内となるような鋳型の振動振幅及び周波数とすることを特徴とする、鋼の連続鋳造方法
を開示する。
【００１０】
【数１】
2018176221.tif 000003
上記式（１）において、ｄはモールドフラックスの見かけの液相厚み（ｍ）、Ｌはメニスカスから鋳型下端までの長さ（ｍ）、ＬＭは鋳型周方向長さ（ｍ）、μはモールドフラックス粘度（Ｐａ・ｓ）、ＦＬは鋳型内摩擦力（液相）（Ｎ）、ＶＣは鋳造速度（ｍ／ｓ）、ＶＭは鋳型振動速度（ｍ／ｓ）である。ここで、鋳型振動速度ＶＭは、下記式（２）で表される。
【００１１】
【数２】
2018176221.tif 000004
上記式（２）において、Ｓは鋳型の振動ストローク（ｍ）、ｆは鋳型の振動数（Ｈｚ）、ｔは時間（ｓ）である。
【００１２】
本開示の連続鋳造方法において、前記液相厚み（ｄ）の平均値（ｄａｖ）が３０μｍよりも小さい場合は、振動の振幅を大きくする、及び／又は、振動数を小さくし、前記液相厚み（ｄ）の平均値（ｄａｖ）が１５０μｍよりも大きい場合は、振動の振幅を小さくする、及び／又は、振動数を大きくすることが好ましい。
【００１３】
尚、本願において、「オンライン」とは実際に鋳造を行っている状態を意味する。また、「オフライン」とは鋳造を行わずに鋳型を振動させた状態（空転させた状態）を意味する。
【発明の効果】
【００１４】
本開示の連続鋳造方法においては、モールドフラックスの見かけの液相厚み（ｄ）の平均値（ｄａｖ）が所定の範囲内となるように、鋳型の振動条件が決定され、制御される。これにより、鋳型内の潤滑を適正に保つことができ、拘束性ブレークアウト及びディプレッションの発生を抑制することができる。
【図面の簡単な説明】
【００１５】
【図１】実施例及び比較例について、液相厚み（ｄ）の平均値（ｄａｖ）の経時変化の一例を概念的に示す図である。
【発明を実施するための形態】
【００１６】
鋼の連続鋳造時に鋳型内の潤滑状態を適切に維持するために、鋳型と鋳片凝固シェルとの間の摩擦力を指標として鋳型の振動条件を制御することが考えられる。例えば、鋳型内においてブレークアウトの要因となるスティッキング（拘束）が起こると、鋳型と凝固シェルとが焼き付くため摩擦力が大きくなると考えられる。そのため、摩擦力が過剰に大きくならないようにすることが肝要であるが、オンラインでこれらの結果が利用されることは少ない。この理由は主に次の２点からであろうと推測される。
（１）オンラインで鋳型内の摩擦力を精度よく測定することがそもそも難しい。
（２）モールドフラックス種、鋼種、鋳型形状、鋳造速度等の鋳造条件によって、摩擦力が大きく変わるため、最適な摩擦力について定量的な比較が難しい。すなわち、摩擦力そのものを指標として鋳型振動条件を制御しようとする場合、鋳造条件に応じて最適な摩擦力の範囲を一つ一つ特定しておく必要がある。鋳造条件は無限に存在し、鋳造条件に応じて摩擦力の最適範囲を一つ一つ特定することは現実的でない。
【００１７】
上記の（１）に関して、本発明者らは油圧式若しくは電動（ＡＣ）サーボモータ式の鋳型振動装置を備えた連続鋳造装置において、油圧シリンダの入側・出側圧力若しくはＡＣサーボモータのトルク値に基づくオンラインとオフラインとの鋳型振動に係る力の差から、鋳型と鋳片との間の摩擦力を精度よく算出できること見出した。特にオフラインにおいて、実際に鋳型に適当な重量物を乗せた状態で振動を実施し、油圧シリンダの油圧情報から算出される鋳型荷重変化若しくはＡＣサーボモータのトルクから算出される鋳型荷重変化をそれぞれ実負荷校正することで、より精度よく鋳型内摩擦力を算出できる。
【００１８】
上記の（２）に関して、本発明者らは上記の方法により測定された摩擦力を用いて、所定の式に基づいてモールドフラックスの見かけの液相厚み（ｄ）を算出し、この平均値（ｄａｖ）が３０μｍ以上１５０μｍ以下の間になるように鋳型振動条件（振幅と周波数）を制御することで、鋳型内の潤滑を適正に保つことができることを明らかにした。例えば、ｄａｖが上記範囲よりも小さい場合は、鋳型振動の振幅を大きくするか、振動数を小さくし、ネガティブストリップ速度率を小さくすることでモールドフラックスの鋳型鋳片間への流入を増加させる。一方でｄａｖが上記範囲よりも大きい場合は、逆に鋳型振動の振幅を小さくするか、振動数を大きくすることで過剰な流入を抑える。この手法では、特に鋳型速度の変更時やパウダーの切り替え直後などの非定常部において起こる潤滑不良に起因したスティッキングやディプレッション等についても適切に抑制可能である。
【００１９】
以上の通り、本開示の鋼の連続鋳造方法は、鋳型を振動させつつ鋼を連続鋳造する際、オンラインとオフラインの鋳型荷重変化から鋳造時に鋳型と鋳片凝固シェルとの間に働く摩擦力を算出し、算出した前記摩擦力からモールドフラックスの見かけの液相厚み（ｄ）を下記式（１）を用いて算出し、算出した液相厚み（ｄ）の平均値（ｄａｖ）が３０μｍ以上１５０μｍ以下の範囲内となるような鋳型の振動振幅及び周波数とすることを特徴とする。
【００２０】
【数３】
2018176221.tif 000005
上記式（１）において、ｄはモールドフラックスの見かけの液相厚み（ｍ）、Ｌはメニスカスから鋳型下端までの長さ（ｍ）、ＬＭは鋳型周方向長さ（ｍ）、μはモールドフラックス粘度（Ｐａ・ｓ）、ＦＬは鋳型内摩擦力（液相）（Ｎ）、ＶＣは鋳造速度（ｍ／s）、ＶＭは鋳型振動速度（ｍ／s）である。ここで、鋳型振動速度ＶＭは、下記式（２）で表される。
【００２１】
【数４】
2018176221.tif 000006
上記式（２）において、Ｓは鋳型の振動ストローク（ｍ）、ｆは鋳型の振動数（Ｈｚ）、ｔは時間（ｓ）である。尚、鋳型の振動ストローク（Ｓ）は振動振幅の２倍に相当する。
【００２２】
本開示の方法においては、オンラインとオフラインの鋳型荷重変化から鋳造時に鋳型と鋳片凝固シェルとの間に働く摩擦力を算出する。ここで、本開示の方法においては、摩擦力として液体摩擦による摩擦力（ＦＬ）を算出する点に一つの特徴がある。摩擦力（ＦＬ）の算出方法については特に限定されない。例えば、上述したように、油圧シリンダの入側・出側圧力若しくはＡＣサーボモータのトルク値に基づくオンラインとオフラインとの鋳型振動に係る力の差から、鋳型と鋳片との間の摩擦力（ＦＬ）を精度よく算出できる。
【００２３】
尚、連続鋳造において、鋳型と鋳片凝固シェルとは、固相及び液相となっているモールドフラックを介して潤滑している。したがって、鋳型内での潤滑は固相の動摩擦（固体摩擦）と液相の粘性摩擦（液体摩擦）とが競合して起こっていると考えられる。具体的に鋳型と鋳片凝固シェル間で働く摩擦力は、鋳型−固相フラックス間での固体摩擦と固相フラックス−鋳片間での固体摩擦とフラックス液相による液体摩擦とに分けられる。ここで、本発明者らは様々な鋳造条件について、摩擦力と操業性・品質面の調査を実施したところ、鋳造速度が極端に小さくない場合（例えば、ＶＣ＞０．６ｍ／ｍｉｎの範囲の場合）は鋳型内摩擦を支配しているのがフラックス液相の液体摩擦であることを見出した。逆にいえば、上記の鋳造速度において固体摩擦が支配的となる場合はフラックスによる潤滑が十分でないことを意味することが分かった。すなわち、これらの鋳造条件において測定される摩擦力は液体摩擦力にほぼ等しく、上記式（１）において、摩擦力として液体摩擦力（ＦＬ）のみを用いて見かけの液相厚み（ｄ）を算出しても問題がない。
【００２４】
本開示の方法においては、上記のようにして算出した摩擦力（ＦＬ）を上記式（１）に代入して、モールドフラックスの見かけの液相厚み（ｄ）を算出する。
【００２５】
式（１）を用いて見かけの液相厚み（ｄ）を算出するためには、摩擦力（ＦＬ）以外に、メニスカスから鋳型下端までの長さ（Ｌ）、鋳型周方向長さ（ＬＭ）、フラックス液相の粘度（μ）、鋳造速度（Ｖｃ）、鋳型振動速度（ＶＭ）を特定する必要がある。これらのうち、メニスカスから鋳型下端までの長さ（Ｌ）、鋳型周方向長さ（ＬＭ）、鋳造速度（Ｖｃ）、鋳型振動速度（ＶＭ）については、連続鋳造時に自ずと決定されるものである。一方、フラックス液相の粘度（μ）は、当業者にとって公知の方法で容易に特定可能である。例えば、温度依存性を考慮するため、回転式の粘度測定により測定したモールドフラックスの粘度測定結果から下記式（３）の関係式を得る。
【００２６】
【数５】
2018176221.tif 000007
上記式（３）において、ＴＭはモールドフラックスの鋳型内での代表温度（℃）であり、下記式（４）で表わされる。
【００２７】
【数６】
2018176221.tif 000008
上記式（４）において、Ｔｓは凝固シェルの表面温度（℃）、Ｔｃはモールドフラックスの固相表面温度（凝固温度）（℃）をそれぞれ示す。鋳型水平方向の一次元の伝熱状態を考慮すると、Ｔｓは下記式（５）で計算できる。
【００２８】
【数７】
2018176221.tif 000009
上記式（５）において、ｑは鋳型内の熱流束（Ｗ／ｍ２）、λｐは熱伝導度（Ｗ／ｍ／Ｋ）を示す。
【００２９】
ここで、上記式（１）から液相厚みｄを算出する場合、鋳型振動の極大値及び極小値に対応して、液相厚みｄの値も極大値及び極小値を有することとなる。そのため、液相厚みｄを定量的に評価するためには、液相厚みを平均値（時間平均値）ｄａｖとして評価するとよい。周期毎に振動周波数が異なる場合は、液相厚みの平均値ｄａｖは、複数周期の平均値とすることが好ましい。例えば、振動５周期分（５×１／ｆ）の平均値とすることができる。
【００３０】
尚、上記式（１）〜（５）においては、液相厚みｄを求めるために、液相厚みの時間平均値ｄａｖが必要となる。この場合、はじめに適当な平均値ｄａｖ１を用いて式（２）〜（５）からＶＭを算出し、式（１）から液相厚みｄを算出する。算出した液相厚みｄの時間平均値をｄａｖ２とすると、はじめに用いたｄａｖ１と算出したｄａｖ２とが同等の値にならなければならない。ｄａｖ１とｄａｖ２とが同等の値でない場合、ｄａｖ１とｄａｖ２とが同等の値となるように、例えばソルバー等を利用して繰り返し計算することで、適切なｄａｖを算出することができる。
【００３１】
熱流束ｑ（Ｗ／ｍ２）は鋳造時の鋳型冷却水の供給側温度と排出側温度差から下記式（６）で算出できる。
【００３２】
【数８】
2018176221.tif 000010
上記式（６）において、Ｃｐｗは冷却水比熱（Ｊ／ｇ／℃）、Ｕｗは単位面積当たりの冷却水流量（ｇ／ｓ／ｍ２）、ΔＴｗは鋳型冷却水の供給側温度と排出側温度との差（℃）を示す。
【００３３】
以上の式（３）〜（６）より、鋳造時におけるフラックス液相の粘度（μ）を算出できる。これを上記の式（１）に代入することで見かけの液相厚み（ｄ）を算出できる。尚、上記式（３）〜（６）は一例に過ぎず、これ以外の方法でフラックスの液相の粘度（μ）を算出してもよいし、粘度を測定してもよい。
【００３４】
連続鋳造時に鋳型を上下に振動させた場合、鋳型内の液体摩擦力（ＦＬ）は振動に応じて変動することとなる。すなわち、見かけの液相厚み（ｄ）も、液体摩擦力（ＦＬ）の変動に応じて変化する。この点、本開示の連続鋳造方法では、見かけの液相厚み（ｄ）についてその平均値（ｄａｖ）を求め、当該平均値（ｄａｖ）が所定の範囲内となるように、鋳造時の鋳型の振動振幅や周波数を決定し、或いは、鋳造時に振動振幅や周波数を調整する。ここで、液相厚み（ｄ）の平均値（ｄａｖ）は、鋳型振動の１周期あたりの時間平均で算出することが望ましいが、計算時間が長くなるため数周期の平均で算出しても問題ない。例えば、鋳型５周期分（５×１／ｆ）の液相厚み（ｄ）の時間平均として特定されてもよい。
【００３５】
本発明者らは上記手法により算出した見かけ液相厚み（ｄ）の平均値（ｄａｖ）と、製造された鋳片のディプレッションの発生及び操業時のブレークアウト検知（熱電対温度差より検知可能）とを比較した結果、以下の知見を得た。
（１）見かけの液相厚み（ｄ）の平均値（ｄａｖ）が１５０μｍを超えた場合にディプレッションが発生した。液相厚みが増加し過ぎたため、鋳型内で幅方向に不均一な流れが生じ凝固シェルが溶鋼側に撓んで変形したものと考えられる。また、この時フラックスを巻き込み、ノロカミ等の鋳片表面性状の悪化も見られた。
（２）見かけの液相厚み（ｄ）の平均値（ｄａｖ）が３０μｍを下回る場合にブレークアウトを検知した。鋳型内でのモールドフラックスの流入が過度に少なくなり、鋳型内の潤滑が不足してスティッキングが生じたものと考えられる。
（３）見かけの液相厚みはモールドフラックスの消費量と正の相関がある。すなわち鋳造速度の増加、振動振幅の減少及び振動数の増加に伴い、液相厚みが減少し、鋳造速度の減少、振動振幅の増加及び振動数の減少に伴い、液相厚みが増加する。
【００３６】
以上の結果より、オンライン上で鋳型内の摩擦力（ＦＬ）を算出し、算出した摩擦力（ＦＬ）からモールドフラックスの見かけの液相厚み（ｄ）を算出し、算出した液相厚み（ｄ）の平均値（ｄａｖ）が閾値（３０μｍ≦ｄａｖ≦１５０μｍ）の範囲内となるような鋳型振動条件とすることで、ディプレッション、ノロカミ、スティッキング等の欠陥のない鋳片の製造が可能である。
【００３７】
連続鋳造時において液相厚み（ｄ）の平均値（ｄａｖ）が上記閾値の範囲外となった場合は、鋳型振動条件を変更するとよい。具体的には、液相厚み（ｄ）の平均値（ｄａｖ）が３０μｍよりも小さい場合は、振動の振幅を大きくする、及び／又は、振動数を小さくするとよい。また、液相厚み（ｄ）の平均値（ｄａｖ）が１５０μｍよりも大きい場合は、振動の振幅を小さくする、及び／又は、振動数を大きくするとよい。
【００３８】
上述したように、上記式（１）の見かけ液相厚み（ｄ）を介さずに、摩擦力（ＦＬ）そのものを指標として、当該摩擦力（ＦＬ）が所定の範囲内となるように鋳型振動条件を制御しようとする場合、無限に存在する鋳造条件一つ一つについて、最適な摩擦力の範囲を個別に特定しておく必要があり、現実的でない。これに対し、上記の式（１）により算出される見かけ液相厚み（ｄ）を指標とした場合、一つの範囲で鋳型振動条件を決定でき、簡便である。また、新規鋼種や新しいフラックスの試験鋳造の際、鋳片評価を待たずに鋳型内の潤滑性を定量評価できるなどの利点を持つ。例えば、上記の式（１）においては、フラックスの粘度（μ）を用いて見かけ液相厚み（ｄ）を算出している。よって、本開示の連続鋳造方法は、フラックスの種類によらず鋳型内の潤滑性を定量評価でき、どの種類のフラックスを用いた場合であっても、ディプレッション等を適切に抑制可能である。
また、鋼種によって溶融温度が異なり、当該溶融温度に応じてフラックスの種類が選択されることから、式（１）におけるフラックスの粘度（μ）と鋼種とが相関するものといえる。すなわち、式（１）はフラックスの種類だけでなく、鋼種も考慮したものといえる。よって、本開示の連続鋳造方法は、鋼の種類によらず鋳型内の潤滑性を定量評価でき、どの種類の鋼を用いた場合であっても、ディプレッション等を適切に抑制可能である。
さらに、式（１）においては、鋳型の形状や鋳造速度をも考慮している。すなわち、本開示の連続鋳造方法は、鋳型の形状や鋳造速度によらず鋳型内の潤滑性を定量評価でき、どのような鋳造条件であっても、ディプレッション等を適切に抑制可能である。
【００３９】
以上の通り、本開示の連続鋳造方法は、見かけの液相厚みを指標として鋳型内の潤滑状態をモニタし、潤滑状態に応じて振動条件を操作するものである。ここで、鋳型を振動させる装置としては、リンクを用いた機械式の振動装置や油圧式の振動装置等、連続鋳造時に鋳型を振動させる装置として公知のものをいずれも適用可能である。また、鋳型の振動振幅及び振動数の範囲については、特に限定されるものではないが、振幅については２〜８ｍｍの範囲とすることが好ましく、振動数については４０〜３６０ｃｐｍの範囲とすることが望ましい。
【実施例】
【００４０】
油圧式の振動装置を有する汎用の試験連測鋳造機により幅１６００ｍｍ、厚み２５０ｍｍの鋳片を製造した。鋼は下記表１に示す低炭素鋼を用いた。使用したモールドフラックスの仕様を下記表２に示す。
【００４１】
【表１】
2018176221.tif 000011
【００４２】
【表２】
2018176221.tif 000012
【００４３】
連続鋳造時は、鋳造時の摩擦力（ＦＬ）から算出されるモールドフラックスの見かけの液相厚み（ｄ）を元に振動条件を適宜変更した。具体的には、上記式（１）から見かけ液相厚み（ｄ）を算出し、算出した見かけ液相厚み（ｄ）の平均値（ｄａｖ）が１５０μｍ超である場合、振動振幅を小さくするか、振動数を大きくする操作を実施した。一方、算出した見かけ液相厚み（ｄ）の平均値（ｄａｖ）が３０μｍ未満の場合、振動振幅を大きくするか、振動数を小さくする操作を実施した。なお、見かけ液相厚みの平均値（ｄａｖ）は、鋳型５周期の平均を用いた。
【００４４】
鋳片の表面品質については、鋳造した鋳片の黒皮での観察により「スティッキング」、「ディプレッション」、「ノロカミ」を評価した。スティッキング、ディプレッション、ノロカミはそれぞれ、皆無であった場合を「０」、軽度であった場合を「１」、重度であった場合を「２」として評価した。また、手入れの要否を基準とした表面性状指数により総合評価を行った。表面性状指数「０」は表面性状が良好で手入れ無しで直送圧延可能であったことを意味する。表面性状指数「１」は軽度の表面欠陥があったことを意味し、部分手入れが必要であったことを意味する。表面性状数「２」は重度の表面欠陥があったことを意味し、スラブ全面の手入れが必要であり、生産性・歩留まりの悪化を招くレベルであったことを意味する。
【００４５】
鋳造速度、鋳型振動振幅、鋳型振動数、モールドフラックスの種類、鋳造時の最大の液体摩擦力、鋳造時の最小の液体摩擦力、鋳造時の見かけの最小液相厚み、及び、鋳造時の見かけの最大液相厚みを種々変化させて、鋼の連続鋳造を行い、鋳片の表面性状を評価した。結果を下記表３に示す。
【００４６】
【表３】
2018176221.tif 000013
【００４７】
表３に示すように、液相厚み（ｄ）の平均値が１５０μｍを超える比較例１では、鋳片表面にディプレッションが散見され、また一部軽度のノロカミが発生した。鋳片表面性状指数は１であり、手入れが必要であった。
比較例２では、比較例１より振動数を大きくしたところ、液相厚み（ｄ）の平均値が低下したものの、依然として１５０μｍを超えており、製造した鋳片表面の一部にディプレッションおよびノロカミが発生した。鋳片表面性状指数は１であり、手入れが必要であった。
液相厚み（ｄ）の平均値が３０μｍを下回る比較例３では、鋳片の長辺面中央部にスティッキング痕が見られた鋳片が存在した。鋳片表面性状指数は２であり、重度の手入れを必要とした。
比較例４では、比較例３より振動振幅を大きくしたところ、液相厚み（ｄ）の平均値が上昇したものの、依然として３０μｍを下回っており、鋳片の長辺面中央部にスティッキング痕が見られた。鋳片表面性状指数は１であり、手入れを必要とした。
モールドフラックスの種類をＡからＢに変更した場合でも同様の結果となった。すなわち、液相厚み（ｄ）の平均値が３０μｍを下回る比較例５では、鋳片の長辺面中央部にスティッキング痕が見られた。鋳片表面性状指数は２であり、重度の手入れを必要とした。
比較例６では、比較例５より振動数を小さくしたところ、液相厚み（ｄ）の平均値が上昇したものの、依然として３０μｍを下回っており、鋳片の長辺面中央部にスティッキング痕が見られた。鋳片表面性状指数は１であり、手入れを必要とした。
液相厚み（ｄ）の平均値が１５０μｍを超える比較例７では、鋳片表面にディプレッションが散見され、また重度のノロカミが発生した。鋳片表面性状指数は２であり、重度の手入れが必要であった。
比較例８では、比較例７よりオシレーション振動数を大きくしたところ、液相厚み（ｄ）の平均値が低下したものの、依然として１５０μｍを超えており、鋳片表面にディプレッションが散見され、また一部ノロカミが発生した。鋳片表面性状指数は１であり、手入れが必要であった。
一方、液相厚み（ｄ）の平均値が３０μｍ以上１５０μｍ以下の範囲内にある実施例１〜４は、いずれについても、鋳片表面は良好であった。表面性状指数は０であり、直送圧延が可能な鋳片を製造できた。
【００４８】
図１を用いて、実施例及び比較例について、連続鋳造時における液相厚み（ｄ）の平均値（ｄａｖ）の経時変化を監視し操業条件（振動条件）を修正操作することによる拘束性ブレークアウト及びディプレッションの発生を抑制方法について説明する。図１に示すように、実施例においては、振動条件が制御されることで、連続鋳造時に連続的に算出される液相厚み平均値（ｄａｖ）が、常に３０μｍ以上１５０μｍの範囲内となっている。一方、比較例においては、鋳造時に連続的に算出される液相厚み平均値（ｄａｖ）の最大値及び最小値の少なくとも一方が、３０μｍ以上１５０μｍの範囲外となっている。このように、当該平均値（ｄａｖ）の最大値及び最小値の少なくとも一方でも３０μｍ以上１５０μｍ以下の範囲を逸脱した場合（比較例）は、振動条件を変更することで、当該平均値（ｄａｖ）を３０μｍ以上１５０μｍの範囲内（実施例）へと戻すことができる。このように、液相厚み平均値（ｄａｖ）が所定の範囲内となるように振動条件を修正しながら鋼を連続鋳造することで、拘束性ブレークアウト及びディプレッションの発生を抑制することができる。
【図１】
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