"鋳造中におけるモールドパウダーが適正状態であるかどうかを評価する連続鋳造におけるモールドパウダー評価方法であって、鋳型銅板におけるメニスカス位置から下方200~350mm位置で、かつ鋳型銅板溶鋼側表面から5~15mmの深さに埋没設置した熱電対の熱電対温度を用いて、下式で与えられる現在時刻から過去10秒間の平均熱電対温度TTC10と現在の熱電対温度TTCの温度勾配ΔTTCを求め、該温度勾配ΔTTCが、005回min以上の頻度でΔTTC>10となる場合をモールドパウダー異常であると評価することを特徴とする連続鋳造におけるモールドパウダー評価方法。ΔTTC=TTC10TTCΔt但し、Δt:サンプリング時間請求項1記載のモールドパウダー評価方法によってモールドパウダー異常と評価されたときに、使用するモールドパウダーの塩基度CaOSiO2を、下式が満足する物性のものに変更して鋳造を続けることを特徴とする連続鋳造方法。before020≦after<before但し、before:変更前のモールドパウダーの塩基度after:変更後のモールドパウダーの塩基度請求項1記載のモールドパウダー評価方法によってモールドパウダー異常と評価されたときに、直ちに鋳造を中止することを特徴とする連続鋳造方法。近年の連続鋳造の実操業では、鋳型サイズが幅1000mm以上、厚み200mm以上と非常に大きく、鋳造速度も20mmin以上の高速鋳造という操業条件が指向されてきており、連々数の増加により鋳造時間も400分を超過するような条件での鋳造が進められてきており、研究室レベルの実験では判断できないようなモールドパウダーの不均一流入や時間的な物性変化などが起こりやすくなっている。そのため、最終的にモールドパウダーが適正であったか、不適正であったかを判断することは鋳片品質製品品質を確認して結論付けるのを余儀なくされているのが実情である。また、実際の連続鋳造では、生産性向上の観点から10チャージ前後の鋳造を中断せずに、同一のタンディッシュで操業する方法が一般的になってきている。この場合には累積の鋳造時間は400分以上になり、モールドパウダーは溶鋼との酸化還元反応の影響などを受けて鋳造初期の目標のものから若干組成が変化していくことも経験的に確認されている。モールドパウダー組成が溶鋼等の影響を受けて変化すると本来の流入性、冷却速度、粘度などを満たさなくなり、最悪の場合にはブレークアウトの発生といった操業トラブルや大量の品質不良スラブを生成することとなる。このような観点からもモールドパウダーメーカーで事前にテストされた結果やラボ実験的な結果では判断できないような、実操業でのモールドパウダーの微妙な変化をとらえられるような技術が連続鋳造の現場では求められていた。この点、特許文献1に開示された鋼の連続鋳造方法は、鋳造中の鋳型の温度を熱電対で計測してモールドパウダーの流入状況を検出しているが、あくまでもメニスカス近傍における冷却強度緩冷却強冷却を判断して、予め求めた温度およびもしくは熱流束の絶対値変化または変化パターンと比較して当該鋳造におけるモールドパウダーの流入状況の適否を判定するというものであり、長時間操業によるモールドパウダーの変化をとらえることはできない。本発明はかかる課題を解決するためになされたものであり、長時間操業によるモールドパウダーの微妙な変化をとらえ適切な連続鋳造を可能とする連続鋳造におけるモールドパウダー評価方法、該評価方法を用いた連続鋳造方法を提供することを目的としている。本発明者らは、連続鋳造中のモールドパウダーの挙動について試行錯誤的に調査した。モールドパウダーの変化を判断検知する方法としては、1モールドパウダーサンプリング調査、2鋳型オシレーション摩擦力測定、3鋳型銅板熱電対温度測定などを実施したが、リアルタイムにモールドパウダーの状況を判定できる方法としては3の鋳型銅板熱電対温度測定以外の方法では難しいという結論に至った。さらには、従来の調査研究では鋳型銅板熱電対はメニスカス下150mm程度までの比較的メニスカスに近い位置の信号からブレークアウトやモールドパウダーの冷却強度緩冷却強冷却を判断するものが主体であったが、長時間の操業におけるモールドパウダーの変化をとらえるには図1に模式図に示すように鋳型1におけるメニスカス下方200~350mm位置の熱電対2図1ではメニスカス下方250mmに設置したものが示されているが重要であることを新たに発見した。メニスカス下方200~350mm位置の熱電対温度の変化が、モールドパウダーの変化に有効である理由は、下記に説明するようなモールドパウダー固相の分断現象がこの位置で発生しやすいことに起因するものである。モールドパウダー固相の分断現象について、以下図2,3に基づいて説明する。本発明者らは鋳型1の鋳造方向に9本の熱電対第1熱電対~第9熱電対を設置し、設置した熱電対の温度を計測することで、モールドパウダー固相の分断現象の発生メカニズムを明らかにした。図2は、モールドパウダー固相の分断現象のメカニズムを模式的に示した模式図である。図2に示すように、鋳造中の鋳型1内には、凝固シェル3を形成した溶鋼5があり、メニスカスにはパウダー層7があり、凝固シェル3と鋳型1との隙間には、鋳型側にモールドパウダー固相9が、モールドパウダー固相9と凝固シェル3との間にはモールドパウダー液相11がそれぞれ存在している。熱電対は、鋳型1の上方から順に図21に示すように9本設置しており、これら9本の熱電対の位置をメニスカス位置から鋳造方向への距離で示すと、第1熱電対が0mm、第2熱電対が50mm、第3熱電対が100mm、第4熱電対が130mm、第5熱電対が210mm、第6熱電対が400mm、第7熱電対が500mm、第8熱電対が600mm、第9熱電対が700mmである。図3に示す温度は第5熱電対によって得られたものである。まず、第5熱電対によって計測された温度の時間変化について、図3に基づいて説明する。図3のグラフは縦軸が温度、横軸が時間を示している。また、グラフ中に記載した1~5は、図2の図21~図25に対応している。図3のグラフを見ると、1から温度が徐々に低下して2において急激に温度が低下し3に至り、その後、温度が急激に上昇して4に至り、その後温度が徐々に低下して、再び急激に低下し、同様の状態が繰り返されている。図3に示す温度変化の状態から、発明者は、図2に示すようなモールドパウダー固相9の分断現象のメカニズムを解明した。図21の状態は、鋳型内面に沿ってモールドパウダー固相9が分断されることなく連続した状態にあり、その内側にモールドパウダー液相11が連続して存在している状態である。図22では、熱電対5の近傍において、モールドパウダー固相9に亀裂13が入り、図23ではモールドパウダー固相9の分断15が発生している。これは、モールドパウダーが結晶化しやすく、低粘度すぎるとメニスカス下方で、モールドパウダー固相9に作用するせん断応力によって、モールドパウダー固相9が分断されたものと考えられる。モールドパウダー固相9が分断されると、鋳型内面に空洞が発生し、図3の2~3に示すように、温度が急激に低下する。鋳片は連続的に引き抜かれているので、この引抜き作用によって、分断したモールドパウダー固相9に発生した間隙が広がり、広がった間隙にモールドパウダー液相11から液状のモールドパウダーが急激に流れ込むと考えられる図24参照。液状のモールドパウダーが急激に流れ込み間隙が埋められることで、図3グラフ中の4に示すように、温度が急激に上昇する。間隙に流れ込んだ液状のモールドパウダーは、鋳型1によって冷却されて図25に示すようにモールドパウダー固相9が発達していくにつれて、図35に示すように温度が徐々に低下していく。そして、結晶相を主体とするモールドパウダー固相9がある程度発達するとせん断力により再度、モールドパウダー固相9の分断が生じ、以降このような現象が繰り返すことになる。上記のような現象は、メニスカス下方210mmの位置に設置した熱電対5と、別途に行ったメニスカス下方350mm位置に設置した熱電対によって最も顕著に観察された。他方、メニスカス下方130mmに設置された熱電対4と、メニスカス400mmに設置された熱電対6では温度変化がかなり不明瞭であった。これらのことから、モールドパウダー固相9の分断現象は、メニスカス下方200~350mmの位置に設置した熱電対の温度によって観測が可能であるとの知見を得た。また、モールドパウダー固相9の分断現象がメニスカス下方200~350mm位置でより顕在化するメカニズムは完全には解明されていないが、メニスカスで鋳型凝固シェル間に流入した液相フラックスが固体となり強度を持ち始める厚み、位置と鋳型オシレーションにより作用するせん断力とのバランスで生じると推定され、200~350mm位置で前記分断現象が顕在化するものと考えられる。なお、鋳造速度による影響は小さいことが経験的に知られている。実際の鋳造では溶鋼組成の影響やモールドパウダーの塩基度CaOSiO2の変化や鋳型摩擦力の変化の関係もあり、モールドパウダー分断現象の発生条件を定量的に規定することは困難であるが、塩基度>12、粘度<01Pasという条件でモールドパウダー分断現象の発生がより顕著となることが確認されている。この理由は、結晶化が過度に進んだモールドフラックスはガラス相が主体のモールドパウダーに比較して同一のせん断力でも強度が無く分断することに起因する。さらに粘度についても低粘度のものほど分断されやすいことに起因する。モールドパウダー固相9が分断されるとモールパウダー液相11の液状のモールドパウダーが凝固シェル3と鋳型1の間に流入することとなるが、通常と流入状態が大きく変わらない場合は、操業品質面に大きな影響が現れない。しかし、分断現象の発生頻度が高くなってくると、異常流入現象の発生比率や局所的な鋳型1と凝固シェル3間の摩擦力の増加の比率が高くなることとなり、ブレークアウトや異常品質鋳片となる危険性が高くなるとの知見を得た。分断現象が発生した場合には、分断現象発生直後に急激な温度上昇が発生するため、急激な温度上昇を捉えることで分断現象の発生を捉えることができる。急激な温度上昇の捉え方としては、メニスカス位置下方200~350mm位置の鋳型銅板に銅板溶鋼側表面から5~15mmの深さに埋没させた熱電対の熱電対温度を用いて、ΔTTC=TTC10TTCΔtΔt:サンプリング時間で与えられる現在時刻から過去10秒間の平均熱電対温度TTC10と現在の熱電対温度TTCの温度勾配ΔTTCを求め、この温度勾配ΔTTCが所定値を超えたときに分断現象が発生しているとする。モールドパウダー固相9の分断現象はΔTTCが5以上となる条件で確認できることは後述する実施例の図5、図6などからもみてとれるが、操業ならびに品質面で無視できない悪条件のもののみを抽出するには、ΔTTC>10を満たす条件で判断することが良いことを発明者らは経験的に決定した。ただし、最初に10を超えた値から連続的に10を超える範囲は、同一の分断現象を表すものと判断する。この理由は以下の通りである。上述したように、分断現象は、流入した液相モールドパウダーが鋳型凝固シェル間で固相となりある厚みまで成長して後に発生する現象と考えられることから、通常連続的に生じるものでない。そのことから、数秒単位で10°Csecを超える温度変化が生じたり、連続的に10°Csecを超える温度変化が続いたりするのは他の現象に由来すると考えられるからである。また、鋳造開始時や鋳造終了時の鋳造速度の急変期ならびに湯面上昇下降期に起因する熱電対温度の急変についてはデータ解析より除外することとした。この理由は以下の通りである。通常の連続鋳造操業では渦流センサー等による湯面レベル測定を連続的に行っていることが多いので、湯面レベルの変動を捉えることは可能である。そして、このような湯面レベルの変動と同時期に生ずる10°Csecを超える温度変化は、モールドパウダー固相9の分断現象とは別の現象に由来するものであると考えられるからである。次に、発明者らは、分断現象がどの程度の頻度以上で発生すると、ブレークアウトの発生や異常品質鋳片となる危険性が高くなるかについて検討し、過去のデータ解析からΔTTC>10の条件の発生頻度が005回min以上すなわち20分以内の周期で頻発となったときにブレークアウト等の操業異常が発生しやすいことを明らかにした。上記の条件を満たす場合には鋳造を中止するかもしくは塩基度の低いパウダーに変更して鋳造を続けることが有効であるとの知見も得た。モールドパウダー固相9の分断現象を抑制するには現状のモールドパウダー分断現象を生じたモールドパウダーよりも低塩基度のモールドパウダーに変更することで達成できるが、現状に対して極端に低い塩基度のパウダーを追加で投入すると流入潤滑不良やメニスカス部の冷却不適性緩冷却強冷却に陥ることが大きいため、現状のモールドパウダー塩基度020以内でパウダーを変更することが望ましい。本発明は上記の知見に基づいてなされたものであり、具体的には以下の構成からなるものである。1本発明に係る連続鋳造におけるモールドパウダー評価方法は、鋳造中におけるモールドパウダーが適正状態であるかどうかを評価する連続鋳造におけるモールドパウダー評価方法であって、鋳型銅板におけるメニスカス位置から下方200~350mm位置で、かつ鋳型銅板溶鋼側表面から5~15mmの深さに埋没設置した熱電対の熱電対温度を用いて、下式で与えられる現在時刻から過去10秒間の平均熱電対温度TTC10と現在の熱電対温度TTCの温度勾配ΔTTCを求め、該温度勾配ΔTTCが、005回min以上の頻度でΔTTC>10となる場合をモールドパウダー異常であると評価することを特徴とするものである。ΔTTC=TTC10TTCΔt但し、Δt:サンプリング時間なお、熱電対を埋没設置する位置を鋳型銅板溶鋼側表面から5~15mmの深さとした理由は以下の通りである。鋳型銅板表面間のモールドパウダー挙動を含む熱移動を精度良く測定するには溶鋼側の銅板表面からの距離が短いほど好ましい。しかしながら、鋳型表面の磨耗や変形が影響する可能性もあることから前記距離をある程度確保する必要がある。これについて、発明者は、経験から溶鋼側表面から5mm程度を確保すれば長期間精度良い測定が可能であると経験に確認している。そこで、熱電対の位置を鋳型銅板溶鋼側表面から5mm以上とした。通常のスラブ連続鋳造機などの冷却スリット式の鋳型銅板の厚みは25~40mm程度が一般的である。そのため、熱電対を埋没設置する深さが15mmを超えると銅板厚みが25mm程度の薄い場合は熱電対の位置が冷却スリットに近くなり、冷却スリットによる影響を位置的に受けやすくなり一方向の熱移動を正確に評価できない。そこで、冷却スリットの影響を受けないようにするため、熱電対の位置を鋳型銅板溶鋼側表面から15mm以下とした。2本発明に係る連続鋳造方法は、上記1に記載のモールドパウダー評価方法によってモールドパウダー異常と評価されたときに、使用するモールドパウダーの塩基度CaOSiO2を、下式が満足する物性のものに変更して鋳造を続けることを特徴とするものである。before020≦after<before但し、before:変更前のモールドパウダーの塩基度after:変更後のモールドパウダーの塩基度3また、本発明に係る連続鋳造方法は、上記1に記載のモールドパウダー評価方法によってモールドパウダー異常と評価されたときに、直ちに鋳造を中止することを特徴とするものである。本発明においては、鋳型銅板におけるメニスカス位置から下方200~350mm位置で、かつ鋳型銅板溶鋼側表面から5~15mmの深さに埋没設置した熱電対の熱電対温度を用いて、下式で与えられる現在時刻から過去10秒間の平均熱電対温度TTC10と現在の熱電対温度TTCの温度勾配ΔTTCを求め、該温度勾配ΔTTCが、005回min以上の頻度でΔTTC>10となる場合をモールドパウダー異常であると評価するようにしたので、連続鋳造操業に際してモールドパウダーの異常に起因し、鋳型下端以降で破断した凝固シェルから溶鋼が流出する現象であるブレークアウトの発生や品質異常を、早期に検出回避が可能となることから、安定操業の維持ならびにブレークアウト発生に伴う設備の被害を回避することが出来る。ΔTTC=TTC10TTCΔt但し、Δt:サンプリング時間本発明に係るモールドパウダー評価方法の実施の形態を以下に説明する。本発明者らは、スラブ連続鋳造機において、鋳型銅板のメニスカス下250mm位置、溶鋼面側銅板深さ10mm位置に熱電対を埋没させた鋳型を用いて長期間の連続鋳造操業を実施した。スラブ厚みは250mm、スラブ幅は1000~2000mm、鋳型長メニスカスから鋳型下端までの距離LMOLD800mmである。鋳造速度VRは最大30mminまでの範囲で操業した。モールドパウダーは塩基度07~18、粘度003~05Pasのものを使用した。図4~図6に同一鋼種での熱電対温度ならびに熱電対温度変化量ΔTTCの経時変化の例を示す。図4~図6の各図において、aが熱電対温度の経時変化のグラフであり、bが熱電対温度変化量ΔTTCの経時変化のグラフである。最大鋳造速度22mmin、モールドパウダー塩基度10、モールドパウダー粘度02Pasの場合には、図4に示すように、熱電対温度より算出されるΔTTCの値はΔTTC<10°Csecの条件を満たすものが大半であった。このため図4に示す例では、ブレークアウトの発生や鋳片の品質異常は発生しなかった。他方、最大鋳造速度22mmin、モールドパウダー塩基度125、モールドパウダー粘度005Pasの場合には、図5、図6に示すように、ΔTTC>10°Csecとなる場合が発生しやすいことが確認できた。図4の例と、図5、6に示した例は、モールドパウダー塩基度とモールドパウダー粘度は相違するが、鋳造速度、溶鋼過熱度等の条件は同一である。にもかかわらず、図4の例ではΔTTC<10°Csecとなるのが大半であったのに対して、図5、6に示した例は、ΔTTC>10°Csecとなる場合が多発している。このように、モールドパウダー塩基度125、モールドパウダー粘度005PasでΔTTC>10°Csecとなる場合が多発していることから、前述した塩基度>12、粘度<01Pasという条件でモールドパウダー分断現象の発生がより顕著となることの実証がされたと言える。なお、モールドパウダー固相9の分断現象に起因するとみられる熱電対温度の周期的変動はΔTTC>5°Csec程度でも十分に発生がみてとれることも確認できた。さらに、図5と同一条件での鋳造例である図6に示す場合には、ΔTTC>10°Csecの条件が005回min以上の頻度で多発しており、このチャージでは最終的にブレークアウトに至った。本発明者等は、図5、6の操業上の差異について調査したが、図6の鋼種の方が若干であるがAl濃度が高く、更にブレークアウト後に鋳型内に残存していたモールドパウダーの塩基度が1.50と投入成分1.25より上昇していたことから、溶融パウダー中のSIO2成分がAlで還元されたことで塩基度の変化が進んだものと推定される。このことから、ΔTTC>10°Csecの条件が005回min以上の頻度で発生する場合に、ブレークアウトの危険があることが確認された。本発明者らは、その後、ΔTTC>10°Csecの条件が005回min以内の頻度となるように監視し、上記の頻度以上となる場合には鋳造を一旦中止するか、あるいは使用するモールドパウダーの塩基度CaOSiO2を、下式が満足する物性のものに変更して鋳造を続けるようにした。before020≦after<before但し、before:変更前のモールドパウダーの塩基度after:変更後のモールドパウダーの塩基度その結果、モールドパウダーの分断現象に起因するとみられるブレークアウトの発生は1年以上皆無となった。品質上もモールドパウダー固相9の摩擦により生成すると考えられる押しキズやスリキズの発生が低減し、本発明の有効性を示す結果が得られた。以上のように、本発明によれば連続鋳造操業に際してモールドパウダーの異常に起因するブレークアウトの発生や品質異常を、早期に検出回避が可能となることから、安定操業の維持ならびにブレークアウト発生に伴う設備の被害を回避することが出来る。上述のように、本発明に係るモールドパウダー評価方法では、モールドパウダーの適正不適性の評価のために鋳型銅板に埋没設置した熱電対を用いるが、この熱電対は、近年連続鋳造において主に拘束性ブレークアウトの検知を目的にメニスカス下方に幅方向に1段もしくは2段に設置される熱電対を利用することも可能である。"