(57)【特許請求の範囲】
【請求項１】
鋳型と鋳造鋳片間の摩擦力を推定する摩擦力推定工程と、
該摩擦力推定工程で推定された摩擦力が30kN/m2以上45kN/m2以下であるかどうかを判定する摩擦力判定工程と、
該摩擦力判定工程において前記推定された摩擦力が30kN/m2以上45kN/m2以下でないと判定された場合、前記摩擦力推定工程で推定される摩擦力が30kN/m2以上45kN/m2以下となるように、鋳型と鋳片鋳片間の平均相対速度、モールドフラックスの種類、フラックス消費量のうちいずれか一つあるいは複数の操業条件を変更する操業条件変更工程とを備え、
前記摩擦力推定工程は、鋼の連続鋳造時における溶鋼温度T[℃]、鋳型と鋳造鋳片間の平均相対速度Vr[m/min]、モールドフラック凝固温度Ts[℃]及びフラックス消費量Q[kg/m2]を用いて、鋳型と鋳造鋳片間の摩擦力F[kN/m2]を下式により推定することを特徴とする鋼の連続鋳造方法。
【数１】
0006277980.tif 000010
ただし、A、Bはフィッティングパラメータである。
【発明の詳細な説明】
【技術分野】
【０００１】
本発明は、鋼の連続鋳造時における鋳型と鋳造鋳片間の摩擦力推定方法、該摩擦力推定方法を用いた鋼の連続鋳造方法に関する。
【背景技術】
【０００２】
高冷却能を有する鋳型に溶鋼を連続して注入し、冷却によって外殻が凝固した溶鋼、すなわち、鋳造鋳片を引き抜いて必要な長さに切断する連続鋳造設備において、鋳型と鋳造鋳片との間に生じる摩擦力を把握することは、鋳型の最適振動条件（波形、振動数、振幅）の選定、拘束性ブレークアウトの予知、及び、安定した高速鋳造を実現する上で大変重要である。
【０００３】
把握された鋳型と鋳造鋳片間の摩擦力に基づいて鋳型の振動条件を最適なものとし、かつ、最適なモールドフラックスを選定することにより、該モールドフラックスが鋳型と鋳造鋳片との間の潤滑油として十分に活用され、鋳型と鋳造鋳片間の摩擦力を小さく保持できる。
そして、鋳型と鋳造鋳片との間に潤滑層が十分に存在すれば、焼付きによる拘束性ブレークアウトの発生を防止できるだけでなく、鋳型と鋳造鋳片間の摩擦力が小さくなることで鋳造鋳片に作用する不必要な引張応力がかからなくなるため、鋳造鋳片の横割れを抑制することができる。
【先行技術文献】
【特許文献】
【０００４】
【特許文献１】特開昭６２−２８６６５６号公報
【特許文献２】特開昭６１−２７９３５０公報
【特許文献３】特公平１−１６５９０公報
【特許文献４】特開平４−１９０９５１公報
【発明の概要】
【発明が解決しようとする課題】
【０００５】
鋳型と鋳造鋳片間の摩擦力を小さく保持するためには、まずは、鋳型と鋳造鋳片間の摩擦力を把握する必要がある。
これまでに、鋳型と鋳造鋳片間の摩擦力を測定する方法として、油圧計による方法（特許文献１）、ロードセルによる方法（特許文献２）、歪みゲージによる方法（特許文献３）、ピンチロールの回転数計による方法（特許文献４）等が開発、適用され、操業結果との対応付けが行われてきた。しかし、これらの方法は、連続鋳造における操業監視技術として工業的に広く利用されるに至っていなかった。その理由は、高温多湿という過酷な鋳造条件下で長期的に測定するためには、センサの交換やメンテナンスが高頻度で発生し、上記の摩擦力測定方法を利用する上で大きな障害になっていたためである。
【０００６】
本発明は、上記課題に鑑みて創案されたものであって、センサの交換やメンテナンスを必要とせずに鋳型と鋳造鋳片間の摩擦力を推定する摩擦力推定方法と、該摩擦力推定方法により推定された鋳型と鋳造鋳片間の摩擦力が所定の範囲内となるように操業することによって、最適な操業条件を決定し、拘束性ブレークアウトの発生や横割れ発生を防止した鋼の連続鋳造方法を提供することを目的とする。
【課題を解決するための手段】
【０００７】
（１）本発明に係る鋳型と鋳造鋳片間の摩擦力推定方法は、鋼の連続鋳造時における溶鋼温度T[℃]、鋳型と鋳造鋳片間の平均相対速度Vr[m/min]、モールドフラック凝固温度Ts[℃]及びフラックス消費量Q[kg/m2]を用いて、鋳型と鋳造鋳片間の摩擦力F[kN/m2]を下式により推定することを特徴とするものである。
【数１】
0006277980.tif 000002
【０００８】
ただし、A、Bはフィッティングパラメータである。
【０００９】
（２）本発明に係る鋼の連続鋳造方法は、上記（１）記載の鋼の連続鋳造時における鋳型と鋳造鋳片間の摩擦力推定方法を用いた鋼の連続鋳造方法であって、上記（１）記載の式に基づいて鋳型と鋳造鋳片間の摩擦力を推定する摩擦力推定工程と、該摩擦力推定工程で推定された摩擦力が最適範囲内であるかどうかを判定する摩擦力判定工程と、該摩擦力判定工程において前記推定された摩擦力が前記最適範囲外であると判定された場合、前記摩擦力推定工程で推定される摩擦力が前記最適範囲内となるように、鋳型と鋳片鋳片間の平均相対速度、モールドフラックスの種類、フラックス消費量のうちいずれか一つあるいは複数の操業条件を変更する操業条件変更工程とを備えたことを特徴とするものである。
【００１０】
（３）上記（２）記載のものにおいて、前記推定された摩擦力の前記最適範囲は30kN/m2以上45kN/m2以下であることを特徴とするものである。
【００１１】
（４）本発明に係る鋼の連続鋳造方法は、鋼の連続鋳造時において、鋳型と鋳造鋳片間の平均相対速度Vr[m/min]、溶鋼温度T[℃]、モールドフラックス凝固温度Ts[℃]、フラックス消費量Q[kg/m2]を用いて下式により推定される鋳型と鋳造鋳片間の摩擦力Fが30kN/m2以上45kN/m2以下であることを特徴とするものである。
【数２】
0006277980.tif 000003
【００１２】
ただし、A、Bはフィッティングパラメータである。
【発明の効果】
【００１３】
本発明により、鋼の連続鋳造時において鋳型と鋳造鋳片間の摩擦力を操業条件により推定することができ、前記摩擦力を測定するためのセンサの交換やメンテナンスを行うことなく、長期的に監視することができる。さらに、操業条件から推定された前記摩擦力が所定値より大きい場合においては、前記摩擦力が小さくなるように、又は、前記摩擦力が所定値より小さい場合においては、前記摩擦力が大きくなるように鋳型振動条件、モールドフラックスの種類又はフラックス消費量といった操業条件を変更することで、高品質な鋳造鋳片を安定して提供することが可能となる。
【図面の簡単な説明】
【００１４】
【図１】本発明に係る連続鋳造設備の概略図である。
【図２】本発明の実施の形態１に係る推定摩擦力と実測摩擦力との相関図である。
【図３】本発明の実施の形態２及び実施例に係る推定摩擦力の最適範囲を示す図である。
【発明を実施するための形態】
【００１５】
[実施の形態１]
本発明の一実施の形態は、図１に示すような鋳型３、ピボット７を介したレバー９の両端に鋳型３と油圧シリンダー１１を配置したオシレーション装置１３、鋳型３の変位計１５、油圧シリンダー１１の油圧計１７を備えた連続鋳造設備１による鋳造鋳片５の連続鋳造時において、操業条件である溶鋼温度T[℃]、鋳型３と鋳造鋳片５間の平均相対速度Vr[m/min]、モールドフラック凝固温度Ts[℃]及びフラックス消費量Q[kg/m2]を用いて、鋳型３と鋳造鋳片５間の単位面積当たりの摩擦力F[kN/m2]を式（１）により推定するものである。
【００１６】
【数３】
0006277980.tif 000004
【００１７】
式（１）において、A、Bはフィッティングパラメータである。
【００１８】
以下、式（１）の導出過程を説明する。
本発明では、鋳型と鋳造鋳片間の潤滑層において潤滑が十分に確保されている場合、鋳型と鋳造鋳片との間に生じる単位面積当たりの摩擦力Fは流体摩擦が支配的であるとし、以下の式（２）が成立すると仮定した。
【００１９】
【数４】
0006277980.tif 000005
【００２０】
式（２）において、μは潤滑層粘度、dは潤滑層厚み、Vrは鋳型と鋳造鋳片間の平均相対速度である。
【００２１】
ここで、前記潤滑層粘度μは、モールドフラックスの粘度に影響されるため、該モールドフラックスの粘度の温度依存性を考慮して、溶鋼温度T及びモールドフラックスの凝固温度Tsを用いる経験則μ∝(T-Ts)-1で与えられると仮定した。
前記潤滑層厚みdは、連続鋳造時におけるフラックス消費量Qに比例する（d∝Q）と仮定した。
前記鋳型と鋳造鋳片間の平均相対速度Vrは、鋳型が鉛直上向きに運動する時の速度を正として算出した鋳型振動速度の瞬時値と鋳造速度Vcとの差を、鋳型振動１周期で時間平均した値である。
【００２２】
前記潤滑層粘度μ及び前記潤滑層厚みdに関する仮定を式（２）に代入することにより、鋳型と鋳造鋳片間の単位面積当たりの摩擦力Fを推定する式（１）が導出される。
前述のとおり、式（１）中のA、Bはフィッティングパラメータであり、該フィッティングパラメータA、Bが決定されれば、連続鋳造の操業条件である溶鋼温度T、鋳型と鋳造鋳片間の平均相対速度Vr、モールドフラックス凝固温度Ts及びフラックス消費量Qを式（１）に代入して、鋳型と鋳造鋳片間の摩擦力Fが推定できる。
【００２３】
なお、溶鋼温度Tはタンディッシュにおいて測定した値を用いることができる。さらに、フラックス消費量Qは鋳型に一定量のモールドパウダーを投入し終えるまでの鋳込み長さから求めた値を用いることができるが、フラックス消費量Qを定常的に測定するのが困難である場合においては、鋳型振動条件、溶鋼温度、モールドフラックスの物性値をパラメータとした経験式から求めた値を用いても良い。
【００２４】
前記フィッティングパラメータA、Bは、例えば、鋳型と鋳造鋳片間の単位面積当たりの摩擦力Fの実測値との相関から決定することができ、例えば、以下の方法により求めることができる。
図１に示す連続鋳造設備１において、鋳型３と鋳造鋳片５間に生じる単位面積当たりの摩擦力Fは、オシレーション装置１３の油圧シリンダー１１の入側圧力P1を入側油圧計１７ａにより、出側圧力P2を出側油圧計１７ｂにより測定することによって求めた鋳型３の加振に係る負荷から、変位計１５により測定した鋳型３の変位の２階時間微分値により与えられる鋳型３の加速運動による負荷を差し引くことにより得られ、式（３）で算出することができる。
【００２５】
【数５】
0006277980.tif 000006
【００２６】
ここで、Mは見掛けの鋳型質量(kg)、aは変位計１５により測定した鋳型３の変位の時系列データを２階時間微分して求めた鋳型３加振時の加速度（m2/s）、gは重力加速度（m2/s）、Cvは減衰定数（N）、P1は油圧シリンダー１１の入側圧力（Pa）、P2は油圧シリンダー１１の出側圧力（Pa）、S1は油圧シリンダー１１の入側断面積(m2)、S2は油圧シリンダー１１の出側断面積(m2)、rはレバー比（L1/L2）、L1は油圧シリンダー１１のロッド軸心線からピボット７までの距離（m）、L2は鋳型３の厚み中心線からピボット７までの距離（m）、Dは鋳型幅（m）、Wは鋳型幅（m）、Leは鋳型有効長（m）である。
【００２７】
前記見掛けの鋳型質量Mは、鋳型３の真の質量に加えて油圧シリンダー１１と鋳型３とを繋ぐレバー９等の質量も含み、前記減衰定数Cvは油圧による応力の減衰を考慮している。
前記見掛けの鋳型質量Mと前記減衰定数Cvは、オフライン時、つまり鋳造を行わずに鋳型３の振動のみを行う空運転時において、鋳型３と鋳造鋳片５間に生じる摩擦力がF=0である関係から決定することができる。
【００２８】
本実施の形態１では、鋳型３の振動の１周期の10分の1より短い周期で鋳型３の変位等をサンプリングし、式（３）により鋳型３と鋳造鋳片５間の摩擦力（以下、実測摩擦力という）を算出した。なお、該実測摩擦力は鋳型３の振動に伴って周期的に変動する値であり、鋳造鋳片５にかかる力（引張応力と圧縮応力の和）の変化量が鋳造鋳片５の表面品質に影響すると考えられるため、鋳型３の振動１周期における最大値と最小値の差を前記実測摩擦力の代表値とした。
【００２９】
本実施の形態１に係る摩擦力推定方法により摩擦力を推定した結果の一例を以下に示す。ここでは、表１に示す操業条件で行った鋼の連続鋳造を対象とした。
【００３０】
【表１】
0006277980.tif 000007
【００３１】
表１において、振幅は鋳型振動の上死点と下死点の差の全振幅である（以下、本明細書中において、振幅は全振幅を表す）。また、表１に示すとおり、モールドフラックス中のCaO/SiO2mass%比及び凝固温度の異なる３種類のモールドフラックス（Ｍ１、Ｍ２、Ｍ３）を用いた。
表２に各モールドフラックス中のCaO/SiO2mass%比及び凝固温度を示す。
【００３２】
【表２】
0006277980.tif 000008
【００３３】
表１及び表２の操業条件で連続鋳造した時の鋳型と鋳造鋳片間の実測摩擦力を式（３）により算出し、該実測摩擦力の値との相関から式（１）におけるフィッティングパラメータA、Bを決定した。
前記実測摩擦力との相関から決定された式（１）中の前記フィッティングパラメータA、Bの値はそれぞれA=520、B=20であった。
【００３４】
図２に、決定された前記フィッティングパラメータA、Bの値を用いて推定した摩擦力（以下、推定摩擦力という）と実測摩擦力との相関を示す。推定摩擦力と実測摩擦力との相関性は高く（相関係数R2＝0.98）、式（１）を用いることによって鋳型と鋳造鋳片間の摩擦力Fを精度良く推定できることが分かる。
【００３５】
なお、前記実測摩擦力を求める式（３）は、図１に示すようなピボット７を介したレバー９の両端に鋳型３と油圧シリンダー１１を配したオシレーション装置１３について導出したものであるが、連続鋳造設備におけるオシレーション装置はこのような形式に限定されず、例えば、鋳型に油圧シリンダーを直結した直動タイプの油圧式オシレーション装置であってもよい。この場合、式（３）においてレバー比をr=1とすれば良い。ただし、式（３）により実測摩擦力を求める際、見掛けの鋳型質量Mと減衰定数Cvの値を変更する必要がある。
【００３６】
フィッティングパラメータA、Bの値は、上記のようにオシレーション装置の変更等、振動系を変更した場合には変更する必要はないが、鋳型形状を変更した場合には、実摩擦力との相関から前記フィッティングパラメータA、Bの値を新たに決定する必要がある。
【００３７】
[実施の形態２]
本発明の他の実施の形態に係る鋼の連続鋳造方法は、実施の形態１で述べた鋼の連続鋳造時における鋳型と鋳造鋳片間の摩擦力推定方法を用いて推定された摩擦力に基づいて連続鋳造時の操業条件を変更するものであって、鋳型と鋳造鋳片間の摩擦力を推定する摩擦力推定工程と、該摩擦力推定工程で推定された摩擦力が予め定めた所定の範囲内であるかどうかを判定する摩擦力判定工程と、該摩擦力判定工程において前記摩擦力が前記所定の範囲外であると判定された場合、前記摩擦力推定工程で推定される摩擦力が前記所定の範囲内となるように一つあるいは複数の操業条件を変更する操業条件変更工程とを備えたものである。
以下、各工程を詳細に説明する。
【００３８】
＜摩擦力推定工程＞
摩擦力推定工程は、実施の形態１に係る鋼の連続鋳造時における鋳型と鋳造鋳片間の摩擦力推定方法を用い、鋳型と鋳造鋳片間の摩擦力を式（１）により推定する工程である。
【００３９】
式（１）中のA、Bはフィッティングパラメータであり、実施の形態１で述べたように、式（３）により算出した実測摩擦力との相関からA、Bの値を予め決定する。
そして、決定したフィッティングパラメータA及びBの値を用い、連続鋳造の操業条件である溶鋼温度T、鋳型と鋳造鋳片間の平均相対速度Vr、モールドフラックス凝固温度Ts及びフラックス消費量Qを式（１）に代入して、鋳型と鋳造鋳片間の摩擦力を推定する。
【００４０】
＜摩擦力判定工程＞
図１に示すような連続鋳造設備１を用いた鋼の連続鋳造時において、鋳型３と鋳造鋳片５間の摩擦力が著しく高い場合、鋳造鋳片５に不必要な引張応力が作用して横割れ発生の危険性が増す。
一方、鋳型３と鋳造鋳片５間の摩擦力が著しく低い場合、鋳型３と鋳造鋳片５との間の潤滑が過多となって、オシレーションマーク深さや溶鋼のメニスカス部における初期凝固シェルの倒れ込み（爪）が増大する。その結果、スラグや気泡が凝固シェルに捕捉されて鋳造鋳片５の表面性状が悪化したり、介在物のトラップの危険性が増す。
【００４１】
そこで、当該摩擦力判定工程においては、これらの危険性を回避するため、前記摩擦力推定工程において推定された摩擦力が、鋳造鋳片における横割れ発生や表面性状悪化等を生じることなく鋳造鋳片を製造することができる最適範囲内であるかどうかを判定する。
前記推定された摩擦力が前記最適範囲外である場合、続く操業条件変更工程において連続鋳造の操業条件を変更する。
【００４２】
＜操業条件変更工程＞
操業条件変更工程は、前記摩擦力判定工程において前記推定された摩擦力が前記最適範囲外であると判定された場合、連続鋳造の操業条件を変更する工程である。
前記推定された摩擦力が前記最適範囲よりも大きい値であると判定された場合、鋳型と鋳造鋳片間の摩擦力を減少させるように、例えば、フラックス消費量の増加、凝固温度の低いモールドフラックスへの変更、鋳型の振動条件（振幅、振動数、波形）の変更、のうちのいずれか一つあるいは複数の操業条件を変更する。
【００４３】
鋳型振動の波形としては、例えば、サイン波の他、鋳型振動時の上昇速度よりも下降速度の方が大きい非サイン波が使用される。
【００４４】
一方、前記推定された摩擦力が前記最適範囲よりも小さい値であると判定された場合、鋳型と鋳造鋳片間の実際の摩擦力を増加させるような操業条件の変更、例えば、フラックス消費量の減少、凝固温度の高いモールドフラックスへの変更、鋳型の振動条件（振幅、振動数、波形）の変更、のうちのいずれか一つあるいは複数の操業条件を変更する。
【００４５】
なお、鋳型の振動条件の変更として、例えば、振動数を大きくする、又は、以下の式（４）で表わされる歪率を小さくすることにより、鋳型と鋳造鋳片間の実際の摩擦力を増加させることができる。
歪率＝（非sin波の上死点時刻―sin波の上死点時刻）／（振動周期の1/4）・・・(4)
ここで、非sin波は、振動の上昇時間が長く、加工時間が短いノコギリ波状にsin波を歪ませた波形である。
【００４６】
前記鋳型の振動条件は鋳型と鋳造鋳片間の相対速度に影響するものであるが、実際の摩擦力は該相対速度だけでなく潤滑層厚みにも影響され、該潤滑層厚みは振幅が小さいと薄くなって、摩擦力を増加する方向に作用する。したがって、実際の摩擦力は、鋳型と鋳造鋳片間の相対速度と潤滑層の厚みのバランスで決定される。
【００４７】
なお、前記摩擦力判定工程において判定の基準となる摩擦力の最適範囲は、連続鋳造の操業条件である溶鋼温度、鋳型振動条件、モールドフラックスの種類及びフラックス消費量を変更して鋳造鋳片を製造し、該鋳造鋳片における横割れ発生率及びノロカミ・ブロー欠陥発生率と式（１）より推定された摩擦力との関係から求めることができる。
【００４８】
ここで、横割れ発生率とは、黒皮状態の前記鋳造鋳片を目視で確認し、鋳造鋳片の単位面積当たりの割れ個数により評価したものである。
一方、ノロカミ・ブロー欠陥発生率とは、前記鋳造鋳片の表面を1mmスカーフして目視で確認し、凝固シェルにスラグが捕捉（ノロカミ）あるいは気泡が捕捉（ブロー）されて生じた欠陥の単位面積当たりの個数により評価したものである。
【００４９】
図３に、推定摩擦力と横割れ発生率及びノロカミ・ブロー欠陥率との関係を示す。
図３において、推定摩擦力は式（１）においてフィッティングパラメータをA=520、B=20とし、操業条件である鋳型と鋳造鋳片間の平均相対速度Vr[m/min]、溶鋼温度T[℃]、モールドフラックス凝固温度Ts[℃]及びフラックス消費量Q[kg/m2]を式（１）に代入して算出した。
【００５０】
推定摩擦力が30kN/m2以上45kN/m2以下の範囲内にある場合、横割れ発生率とノロカミ・ブロー欠陥発生率ともにほぼ0個/m2であり、製造された鋳造鋳片に欠陥はほとんど生じていなかった。
【００５１】
推定摩擦力が30kN/m2よりも小さい場合、製造された鋳造鋳片は横割れ、ヘゲ共に悪く、推定摩擦力の減少に伴って横割れ発生率及びノロカミ・ブロー欠陥発生率が増加した。これは、潤滑層厚み過多によるオシレーションマーク深さや爪深さが増大したことが原因であると考えられる。
【００５２】
推定摩擦力が45kN/m2よりも大きい場合、ノロカミ・ブロー欠陥発生率はほぼ0個/m2であったのに対し、推定摩擦力の増加に伴って横割れ発生率は増加した。これは、鋳型内において鋳造鋳片に過大な引張応力がかかったためであると考えられる。
【００５３】
以上より、高品質な鋳造鋳片を製造するためには、式（１）より推定された摩擦力の最適範囲は30kN/m2以上45kN/m2以下であることが分かり、前記推定された摩擦力が前記最適範囲内となるように連続鋳造すれば良いことが分かった。
【００５４】
さらに、図３の結果は、鋼の連続鋳造時において、連続鋳造の操業条件である鋳型と鋳造鋳片間の平均相対速度Vr[m/min]、溶鋼温度T[℃]、モールドフラックス凝固温度Ts[℃]、フラックス消費量Q[kg/min]を用いて式（１）により推定される鋳型と鋳造鋳片間の摩擦力Fが30kN/m2以上45kN/m2以下であれば、当該範囲の摩擦力が式（１）により推定される操業条件においては、横割れやノロカミ・ブロー欠陥等を発生せずに高品質な鋳造鋳片を製造できることを示唆するものである。
【実施例】
【００５５】
本発明に係る鋼の連続鋳造時における鋳型と鋳造鋳片間の摩擦力推定方法を用いた鋼の連続鋳造方法の効果を実証すべく実験を行った。以下、これについて説明する。
本実施例では、図１に示すような連続鋳造設備１において、表３に示す操業条件にて連続鋳造を行った。
なお、本実施例で使用した３種類のモールドフラックス（Ｍ１、Ｍ２、Ｍ３）の物性値は、前掲した表２に示すとおりである。
【００５６】
【表３】
0006277980.tif 000009
【００５７】
摩擦力推定工程において摩擦力の推定に用いる式（１）のフィッティングパラメータA及びBの値は、式（３）により算出した実測摩擦力との相関から決定し、本実施例ではそれぞれA=520、B=20であった。
【００５８】
摩擦力判定工程において、前記摩擦力推定工程で推定された摩擦力の最適範囲は、実施の形態２と同様、30kN/m2以上45kN/m2以下とした（図３参照）。
そして、該摩擦力判定工程において前記推定された摩擦力が前記最適範囲外であると判定された場合、操業条件変更工程において、式（１）により推定される摩擦力が前記最適範囲内となるように操業条件を変更した。
【００５９】
前掲した表３に、式（１）により推定された摩擦力（推定摩擦力）と、各操業条件にて製造された鋳造鋳片における横割れ発生率及びノロカミ・ブロー欠陥発生率の結果を示す。
横割れ発生率及びノロカミ・ブロー欠陥発生率は、前述した実施の形態２と同様の方法により求めた。
【００６０】
発明例１において、操業条件を変更する前における推定摩擦力が51kN/m2で前記最適範囲外であった。そして、ノロカミ・ブロー欠陥発生率は低い値（0.02個/m2）であるものの、横割れ発生率が10個/m2と高い値であった。
【００６１】
そこで、前記推定摩擦力が減少するように、モールドフラックスの種類を凝固温度がTc＝1190℃であるＭ１から凝固温度が低いTc＝1120℃であるＭ２に変更するとともに、フラックス消費量Qを0.36kg/m2から0.39kg/m2へと増加した。
上記変更した操業条件を式（１）に代入して算出される推定摩擦力は最適範囲内である44kN/m2となった。そこで、前記変更した操業条件で実際に鋳造鋳片を製造したところ、該鋳造鋳片の横割れ発生率は0個/m2となった。
【００６２】
発明例２において、操業条件を変更する前における推定摩擦力が24kN/m2で前記最適範囲外であった。そして、横割れ発生率は5個/m2、ノロカミ・ブロー欠陥発生率は0.4個/m2であり、どちらも高い値であった。
【００６３】
そこで、推定摩擦力が増大するように、フラックス消費量Qを0.51kg/m2から0.22kg/m2へと減少し、鋳型振動の振幅を6mmから4mmへと変更した。
上記変更した操業条件を式（１）に代入して算出される推定摩擦力は最適範囲内である30kN/m2となった。そこで、前記変更した操業条件で実際に鋳造鋳片を製造したところ、該鋳造鋳片の横割れ発生率及びノロカミ・ブロー欠陥発生率ともにほぼ0個/m2となった。
【００６４】
以上より、鋳型振動条件、モールドフラックスの物性値である凝固温度、フラックス消費量といった連続鋳造の操業条件から鋼の鋳型と鋳造鋳片間の摩擦力を推定し、該推定された摩擦力が最適範囲内となるように操業条件を変更することで、横割れ等の欠陥のない高品質な鋳造鋳片を安定して製造できることが実証された。
【符号の説明】
【００６５】
１  連続鋳造設備
３  鋳型
５  鋳造鋳片
７  ピボット
９  レバー
１１  油圧シリンダー
１３  オシレーション装置
１５  変位計
１７  油圧計
１７ａ  入側油圧計
１７ｂ  出側油圧計
【図１】
0006277980.tif 000011
【図２】
0006277980.tif 000012
【図３】
0006277980.tif 000013