JP2010253548A - 連続鋳造方法及び連続鋳造装置 - Google Patents

Abstract

【課題】凝固均一度と摩擦拘束力の双方の制約を満足させつつ、連続鋳造の操業条件の変更に対応すること。
【解決手段】本発明の連続鋳造方法は、一対の短辺鋳型板２と、短辺鋳型板２を幅方向両側から挟む一対の長辺鋳型板３とからなる鋳型１を用いた連続鋳造方法において、連続鋳造の操業条件の変更の前後で、鋳型１内における溶融金属の凝固セル１０の凝固均一度と、凝固シェル１０と短辺鋳型板２との間の摩擦拘束力の設定を変えないように、連続鋳造の操業条件に応じて鋳造中に短辺鋳型板２を屈曲させて、短辺鋳型板２の上下テーパ比率Ｒを変更することを特徴とする。
【選択図】図１０

Description

本発明は、操業条件に依存することなく、高品質の鋳片を安定的に鋳造するための連続鋳造方法及び連続鋳造装置に関する。

鋼をはじめとする溶融金属の連続鋳造において、鋳型内に溶融金属を注入すると、鋳型に接する溶融金属の外周部分が凝固して凝固シェルを形成し、鋳型の下方に引き抜かれ、鋳型下方の二次冷却帯で凝固が進行して最終的に連続鋳造鋳片が形成される。鋳型は、溶融金属に接する側が水冷銅板で形成される。スラブを鋳造する連続鋳造装置は、一対の長辺鋳型板で一対の短辺鋳型板を幅方向両側から挟むように組み立てた連続鋳造鋳型を備える。この連続鋳造鋳型では、短辺鋳型板はその幅が鋳造する鋳片の厚さにほぼ等しい。

該鋳型内で凝固シェルの凝固が進行しつつ、その凝固シェルを下方に移動する過程において、凝固シェルは凝固が進行するとともに凝固収縮する。従って、鋳型内溶融金属のメニスカス位置（湯面位置）で凝固を開始した凝固シェルは、鋳型の下端に到達したときには収縮しており、凝固中に鋳片の幅や厚さがメニスカス位置にあるときと比較して小さくなっていく。スラブ連続鋳造においては鋳片の厚さに比較して幅が広いので、鋳片幅方向の凝固収縮量が大きい。凝固シェルの凝固収縮に伴って鋳型の下方において鋳型と凝固シェルとの間に空隙が生じると、凝固シェルから鋳型への抜熱が阻害され、十分な鋳型冷却ができなくなるとともに、鋳型による支持を失った凝固シェルが外方に膨れるバルジングを起こすこととなる。

そこで、少なくとも鋳型短辺にテーパを設けることが行われている。テーパを設けるとは、対向する両短辺間の間隔について、鋳型上方のメニスカス位置における間隔に対し、鋳型下端の間隔を狭めることを意味する。

図１（ｃ）に示すように、鋳造方向任意の位置に上方位置と下方位置を定め、両短辺間の距離を、上方位置においてＷ_１、下方位置においてＷ_２とし、上方位置から下方位置までの距離をΔＬとおいたとき、テーパ量（％）、テーパ率（％／ｍ）を
テーパ量（％）＝｛（Ｗ_１−Ｗ_２）／ΔＬ｝×１００ （１）
テーパ率（％／ｍ）＝｛（Ｗ_１−Ｗ_２）／Ｗ_０／ΔＬ｝×１００ （２）
と定義し、このように呼ぶこととする。ここでＷ_０は、ある幅に応じて、決まった長さなら、どこでも良く、例えば、鋳型上端幅、鋳型下端幅等とすることができる。ここではＷ_０（ｍ）をメニスカス幅（Ｗ_Ｍ）とするものとする。

短辺テーパ量が小さすぎる場合には、凝固シェルと短辺鋳型板との接触が不均一になり、冷却のアンバランスが発生し、凝固シェル成長の不均一、溶融金属静圧による鋳片表面の割れが発生する。特に、短辺テーパ量が適正量よりも小さい場合、鋳型下端付近における凝固シェルの厚み分布において、図２に示すように、凝固シェル１０の長辺側のコーナー近傍に凝固厚みが特に薄い部位１２が発生しやすくなり、この部位１２に対応する鋳片表面に縦割れが発生しやすい。また短辺テーパ量が大きすぎる場合には、凝固シェル１０と短辺鋳型板との接触が強くなり、凝固シェルに過大な応力（摩擦拘束力）が加わり、凝固シェル１０の破断、およびシェル破断に伴うブレークアウトが発生する。あるいは凝固シェル１０と鋳型の摩擦拘束力の増大に伴う鋳型寿命の低下を引き起こす場合もある。

適正な短辺テーパについて、例えば特許文献１においては、短辺テーパ率βｎを０．７〜１．３％／ｍとして操業することが開示されている。

図１（ｃ）に示すように、従来の短辺鋳型板２’の凝固シェル１０に対面する面（以下「テーパ面６」ともいう。）は、上部から下部まで全体が単一平面となるように加工されている。しかし、凝固シェル１０の凝固収縮速度は、鋳型内の鋳造方向の各位置において一定ではなく、メニスカス近傍では凝固収縮速度が速く、鋳型下端に近づくにつれ凝固収縮速度が遅くなる。従って、短辺鋳型板２’と接する凝固シェル１０の面は、平面ではなく、鋳型の下方に行くに従って凝固シェル１０のテーパ量が小さくなる曲面を形成していると考えられる。

特許文献２、３においては、鋳型短辺のテーパを湾曲面として制御するテーパ制御方法が開示されている。短辺鋳型を背面の少なくとも３地点で支持し、変形を加える。３点のうち少なくとも１箇所、例えば中央部に加圧装置を取り付け、短辺側の凝固シェルの湾曲面をなす自由収縮プロフィールに、短辺銅板表面の形状を予めおよび操業中も一致させることにより、一層均一な抜熱が可能になるとしている。中心荷重点に２〜５トンの力を加えることにより、最大タワミ量は０．３３〜０．８３ｍｍにまでなり、これは溶鋼の凝固収縮量から考えれば十分な量であるとしている。

特許文献４においては、最適な短辺テーパを理論解析により求めており、最適短辺テーパはメニスカスからの鋳込み方向に沿う距離Ｚ及び鋳造速度Ｖに依存し、各距離Ｚにおける最適テーパ率（％／ｍ）がＺ^−１／２に比例するとともに、（４−Ｖ）（ｍ／ｍｉｎ）に比例するとしている。同文献の実施例１及び第２図によると、断面寸法２０．８ｃｍ×１０５ｃｍの鋳型の短辺を３段階のテーパを有する形状とし、テーパ率が上から２％／ｍ、０．７％／ｍ、０．４％／ｍとなっている。また実施例２及び第３図によると、断面寸法２２ｃｍ×１２４ｃｍの鋳型の短辺を３段階のテーパを有する形状とし、テーパ率が上から４％／ｍ、１．３％／ｍ、０．８％／ｍとなっている。このように、鋳造方向に２段階、あるいは３段階以上のテーパを有する鋳型を「多段テーパ鋳型」と呼び、このようなテーパを有する短辺鋳型板を「多段テーパ短辺鋳型板」と呼ぶことにする（図１（ａ）及び図１（ｂ）参照。）。例えば、図１（ａ）に示す２段テーパ短辺鋳型板２では、テーパ変化点Ｐにてテーパ面６_Ｕと６_Ｌのテーパ率が変化している。

ところで、連続鋳造においては、鋳造速度が速いほど、鋳片の生産性を向上することができる。スラブの連続鋳造においても、鋳造速度が２．０ｍ／ｍｉｎ前後から、最近は３．０ｍ／ｍｉｎ程度まで鋳造速度が上昇している。多段テーパ短辺鋳型板２を用いた連続鋳造において、鋳造速度が速くなるに従って多段テーパ短辺鋳型板２の最適形状が変化し、また多段テーパ短辺鋳型板２を用いた鋳造方法も変化する。特許文献５には、鋳造速度が遅い場合には、多段テーパ短辺鋳型板を折曲し、鋳造速度が速くなると、多段テーパ短辺鋳型板の折曲の程度を緩めるとともに全体の傾斜（トータルテーパ率）を小さくすることが開示されている。

スラブの連続鋳造においては、鋳造する鋳片が向け先ごとに種々の幅を有するので、連続鋳造を続けながら鋳造する鋳片幅を変更することが行われる。例えば図３に示すように、連続鋳造鋳型１において、多段テーパ短辺鋳型板２（以下、「短辺鋳型板２」ともいう。）を長辺方向に水平移動するための短辺駆動機構４を設け、短辺鋳型板２を長辺鋳型板３で挟み込んだままで短辺鋳型板２の位置を変更することにより、鋳造中に鋳片幅を変更することができる。即ち、長辺鋳型板３と短辺鋳型板２をいずれも交換することなく、種々の幅を有する鋳片を同一の連続鋳造鋳型１を用いて鋳造することが可能である。

また、特許文献６、７には、鋳型内での鋳片の凝固挙動を計算により推定する方法が記載されている。鋳型の鋳造方向の傾き、あるいは鋳造速度を任意の値に設定した際に、鋳型四周各部位における凝固シェルの厚さが算出される。この結果に基づき、鋳型下端における凝固シェル厚の最大値と最小値の比、凝固シェルと鋳型間の摩擦拘束力、ギャップ量を求めることができる。

特開２００５−２１１９３６号公報 特開平２−２４７０５９号公報 特開平５−１７７３１０号公報 特開昭５６−５３８４９号公報 特開平３−２１０９５３号公報 特開２００６−３４６７３５号公報 特開２００６−３４６７３６号公報

ところで、多段テーパ鋳型を用いて連続鋳造を行う際に、表面割れ及び内部割れのない高品質の鋳片を安定して鋳造するためには、多段テーパ鋳型内における凝固シェルの凝固均一度を極力高くし、かつ、凝固シェルと多段テーパ短辺鋳型板との摩擦拘束力を極力低くすることが求められる。

一方、連続鋳造の操業においては上述した鋳片幅以外にも、生産性向上等の観点から鋳造速度などの他の操業条件を変更したい場合も多々存在する。かかる操業条件の中には、凝固シェルの凝固均一度と摩擦拘束力の双方に影響を及ぼすものがある。例えば、鋳造速度を上昇させると、凝固均一度は増加するので望ましいが、摩擦拘束力も増加してしまうので望ましくない。一方、鋳造速度を低下させると、摩擦拘束力は低下するので望ましいが、凝固均一度も低下してしまうので望ましくない。このように鋳造速度などの操業条件を変更すると、凝固均一度と摩擦拘束力とが、高品質の鋳片を鋳造する上で相反する関係になるため、操業中に操業条件を安易に変更することはできない。

また、上記のように鋳造速度等の操業条件によって多段テーパ短辺鋳型板の最適形状が変化するが、操業条件の変更に対応するために、各々の操業条件ごとに複数種類の鋳型を用意して交換使用することは、コスト面及び生産効率の観点から現実的ではない。

この点、上述した特許文献２、３、５記載の従来の短辺屈曲制御方法は、鋳造速度等の変更に応じて、短辺鋳型板を湾曲又は折曲させて、予測した凝固シェルの自由収縮プロフィールに一致させようとするものである。しかし、凝固シェルの自由収縮プロフィールを正確に予測することは非常に困難である。さらには、当該従来の短辺屈曲制御方法では、凝固シェルの自由収縮プロフィールだけを考慮するものであり、実際の鋳型内における鋳片（凝固シェル）の変形までを考慮していなかった。ここで、鋳片の変形とは、（１）上述した凝固シェルの自由収縮のみならず、（２）鋳片に対する外力（鋳型との接触）による鋳片の変形や、（３）鋳型内の溶融金属の静圧による鋳片の変形などを含む。

さらに、上記従来の短辺屈曲制御方法では、かかる鋳片の変形を考慮していないばかりか、実際の鋳造時に生じる凝固均一度や摩擦拘束力の影響を考慮していなかった。即ち、実際の鋳造では、鋳型のコーナー部分で凝固シェルと短辺鋳型板との間にギャップが生じ、図２に示したように、凝固シェル１０の長辺側のコーナー近傍に凝固厚みが特に薄い部位１２が発生して、凝固均一度（例えばＢ／Ａ値）が低下しやすい。さらには、短辺鋳型板のテーパ率が強すぎると、凝固シェルに対する摩擦拘束力が上昇してしまう。ところが、上記従来の短辺制御方法では、理論的な凝固シェルの自由収縮プロフィールのみを考慮し、現実の鋳型内のコーナー部分で生じるギャップによる凝固均一度の低下や、摩擦拘束力の上昇については何ら考慮していなかった。そのため、実際の鋳造時の鋳片の変形に適した短辺制御を行っておらず、高品質の鋳片を安定鋳造する観点からは、依然として改善の余地があった。

以上述べたように、従来では、多段テーパ鋳型を用いた連続鋳造において、複数種類の鋳型を交換使用することなく、上記相反関係にある凝固均一度と摩擦拘束力の双方の制約を満足させつつ、鋳造速度等の操業条件の変更に対応可能な技術が存在しなかった。従って、かかる技術が強く希求されていた。

そこで、本発明は、上記事情に鑑みてなされたものであり、本発明の目的とするところは、相反関係にある凝固均一度と摩擦拘束力の双方の制約を満足させつつ、連続鋳造の操業条件の変更に応じて適切に短辺鋳型板の屈曲を制御することが可能な、新規かつ改良された連続鋳造方法及び連続鋳造装置を提供することにある。

上記課題を解決するために、本発明のある観点によれば、一対の短辺鋳型板と、前記短辺鋳型板を幅方向両側から挟む一対の長辺鋳型板とからなる鋳型を用いた連続鋳造方法において、連続鋳造の操業条件の変更の前後で、前記鋳型内における溶融金属の凝固セルの凝固均一度と、前記凝固シェルと前記短辺鋳型板との間の摩擦拘束力の設定を変えないように、前記連続鋳造の操業条件に応じて鋳造中に前記短辺鋳型板を屈曲させて、前記短辺鋳型板の上下テーパ比率を変更することを特徴とする、連続鋳造方法が提供される。

また、上記課題を解決するために、本発明の別の観点によれば、一対の短辺鋳型板と、前記短辺鋳型板を幅方向両側から挟む一対の長辺鋳型板とからなる鋳型と、連続鋳造の操業条件の変更の前後で、前記鋳型内における溶融金属の凝固セルの凝固均一度と、前記凝固シェルと前記短辺鋳型板との間の摩擦拘束力の設定を変えないように、前記連続鋳造の操業条件に応じて鋳造中に前記短辺鋳型板を屈曲させて、前記短辺鋳型板の上下テーパ比率を変更する短辺駆動機構と、を備えることを特徴とする、連続鋳造装置が提供される。

前記連続鋳造の操業条件は、前記凝固均一度、及び、前記摩擦拘束力の双方に影響を及ぼす操業条件であるようにしてもよい。

前記連続鋳造の操業条件は、鋳造速度を含み、前記鋳造速度に応じて鋳造中に前記短辺鋳型板を屈曲させて、前記短辺鋳型板の上下テーパ比率を変更するようにしてもよい。

前記鋳造速度の増加に応じて、鋳造中に前記短辺鋳型板の屈曲度合いを減少させることにより、前記短辺鋳型板の上下テーパ比率を減少させ、前記鋳造速度の減少に応じて、鋳造中に前記短辺鋳型板の屈曲度合いを増加させることにより、前記短辺鋳型板の上下テーパ比率を増加させるようにしてもよい。

前記連続鋳造の操業条件は、前記溶融金属の炭素濃度を含み、前記溶融金属の炭素濃度に応じて、鋳造中に前記短辺鋳型板を屈曲させて、前記短辺鋳型板の上下テーパ比率を変更するようにしてもよい。

前記溶融金属の炭素濃度Ｃ（質量％）が０．０５＜Ｃ＜０．２であるときは、Ｃ≦０．０５又はＣ≧０．２であるときよりも、鋳造中に前記短辺鋳型板の屈曲度合いを増加させることにより、前記短辺鋳型板の上下テーパ比率を増加させるようにしてもよい。

前記連続鋳造の操業条件は、前記多段テーパ短辺鋳型板の面平均抜熱流束を含み、前記面平均抜熱流束に応じて鋳造中に前記短辺鋳型板を屈曲させて、前記短辺鋳型板の上下テーパ比率を変更するようにしてもよい。

さらに、前記面平均抜熱流束の増加に応じて、鋳造中に前記短辺鋳型板の屈曲度合いを減少させることにより、前記短辺鋳型板の上下テーパ比率を減少させ、前記面平均抜熱流束の減少に応じて、鋳造中に前記短辺鋳型板の屈曲度合いを増加させることにより、前記短辺鋳型板の上下テーパ比率を増加させるようにしてもよい。

前記短辺鋳型は、鋳造方向に相異なる２以上のテーパを有する多段テーパ短辺鋳型板であり、前記連続鋳造の操業条件に応じて、鋳造中に前記多段テーパ短辺鋳型板をテーパ変化点で折り曲げることにより、前記多段テーパ短辺鋳型板の上下テーパ比率を変更するようにしてもよい。

前記短辺鋳型は、湾曲した曲面テーパを有する曲面テーパ短辺鋳型板であり、前記曲面テーパ短辺鋳型板の上下テーパ比率は、前記曲面テーパ短辺鋳型板のメニスカス位置での接線勾配と、前記曲面テーパ短辺鋳型板の下端での接線勾配との比率であり、前記連続鋳造の操業条件に応じて、鋳造中に前記曲面テーパ短辺鋳型板を湾曲させることにより、前記曲面テーパ短辺鋳型板の上下テーパ比率を変更するようにしてもよい。

上記構成において、連続鋳造の操業条件に応じて、鋳造中に短辺鋳型板を屈曲させることにより、前記短辺鋳型板の上下テーパ比率が変更されて、連続鋳造の操業条件の変更の前後で、凝固均一度及び摩擦拘束力が所定範囲内で変化するようになる。このように、鋳造速度等の操業条件の変更に応じて、鋳造中に短辺鋳型板の上下テーパ比率を調整することで、該操業条件の変更前後で、相反関係にある凝固均一度及び摩擦拘束力の双方がほぼ一定値となるように制御できる。よって、相反関係にある凝固均一度と摩擦拘束力の双方の制約を満足させつつ、鋳造速度等の操業条件の変更に対応することができる。

以上説明したように本発明によれば、相反関係にある凝固均一度と摩擦拘束力の双方の制約を満足させつつ、連続鋳造の操業条件の変更に応じて適切に短辺鋳型板の屈曲を制御することができる。よって、鋳造速度等の操業条件が変更されても、表面割れ及び内部割れのない高品質の鋳片を安定して鋳造することができる。

一般的な多段テーパ短辺鋳型板のテーパ面を説明する図であり、（ａ）は２段テーパ短辺鋳型板、（ｂ）は３段テーパ短辺鋳型板、（ｃ）は１段テーパ短辺鋳型板を示す図である。 本発明の第１の実施形態に係る計算手法により求めた鋳型下端における凝固シェルの形状を示す横断面図である。 同実施形態に係る連続鋳造鋳型の基本構成を示す図であり、（ａ）は平面図、（ｂ）は一部断面正面図である。 トータルテーパ率と上下テーパ比率を変化させたときの摩擦拘束力についてのグラフであり、鋳片幅が（ａ）は８００ｍｍ、（ｂ）は１１００ｍｍである。 トータルテーパ率と上下テーパ比率を変化させたときの摩擦拘束力についてのグラフであり、鋳片幅が（ｃ）は１５００ｍｍ、（ｄ）は２２００ｍｍである。 鋳片幅、トータルテーパ率と限界上下テーパ比率の関係を示す図である。 トータルテーパ率を一定とした時の幅ごとの上下テーパ比率、凝固均一度、拘束力の変化を示す図である。 トータルテーパ率と凝固均一度、拘束力の関係を示す図である。 鋳片幅１１００ｍｍにおいて、上下テーパ比率と鋳造速度を変更したときの凝固均一度、摩擦拘束力の変化を示す図である。 鋳片幅２２００ｍｍにおいて、上下テーパ比率と鋳造速度を変更したときの凝固均一度、摩擦拘束力の変化を示す図である。 鋳片幅１１５０ｍｍ、変化点位置２００ｍｍ、トータルテーパ率１．２％／ｍにおいて、上下テーパ比率と鋳造速度を変更したときの凝固均一度、摩擦拘束力の変化を示す図である。 同実施形態に係る連続鋳造方法において、鋳造速度を１．５ｍ／ｍｉｎから変化させたときの上下テーパ比率の好適な範囲を示す図である。 鋳片幅１１５０ｍｍ、変化点位置２００ｍｍ、トータルテーパ率１．２％／ｍにおいて、上下テーパ比率と溶融金属の炭素濃度を変更したときの凝固均一度、摩擦拘束力の変化を示す図である。 変化点位置を２００ｍｍとしたときの凝固均一度と炭素濃度の関係を示す図である。 鋳片幅１１５０ｍｍ、変化点位置２００ｍｍ、トータルテーパ率１．２％／ｍ、鋳造速度Ｖ＝１．５ｍ／ｍｉｎにおいて、上下テーパ比率と面平均抜熱流束を変更したときの凝固均一度、摩擦拘束力の変化を示す図である。 同実施形態に係る連続鋳造装置の構成を示す図である。 同実施形態に係る連続鋳造装置の制御装置の構成を示す図である。 本発明の第２の実施形態に係る曲面テーパ短辺鋳型板の構成を示す図である。 同実施形態に係る連続鋳造装置の制御装置の構成を示す図である。

以下に添付図面を参照しながら、本発明の好適な実施の形態について詳細に説明する。なお、本明細書及び図面において、実質的に同一の機能構成を有する構成要素については、同一の符号を付することにより重複説明を省略する。

以下に、本発明の好適な実施の形態に係る連続鋳造方法及び連続鋳造装置について詳細に説明する。なお、説明は以下の順で行うものとする。
１．用語の定義
２．第１の実施形態に係る多段テーパ短辺鋳型板を用いた連続鋳造方法の概要
３．操業条件と上下テーパ比率との関係
４．鋳造速度に応じた連続鋳造方法
５．溶融金属の炭素濃度に応じた連続鋳造方法
６．連続鋳造装置（多段テーパ短辺）の構成
７．第２の実施形態に係る曲面テーパ短辺鋳型板を用いた連続鋳造方法の概要
８．連続鋳造装置（曲面テーパ短辺）の構成
９．効果

［１．用語の定義］
まず、本明細書で使用する用語を定義する。

メニスカス位置とは、鋳型内における溶融金属（例えば溶鋼）のメニスカス（湯面）の高さ位置である。
鋳造方向とは、鋳型から鋳片を引き抜く方向であり、例えば鉛直方向（上下方向）である。
多段テーパ短辺鋳型板とは、鋳造方向に相異なる２以上のテーパを有する短辺鋳型板である。例えば、２段テーパ短辺鋳型板とは、鋳造方向に相異なる２つのテーパを有する短辺鋳型板であり（図１（ａ）参照）、３段テーパ短辺鋳型板とは、鋳造方向に相異なる３つのテーパを有する短辺鋳型板である（図１（ａ）参照）。
テーパ変化点Ｐとは、多段テーパ短辺鋳型板においてテーパが変化する箇所である。図１（ａ）に示す２段テーパ短辺鋳型板２であれば、テーパ変化点Ｐは１点であり、図１（ｂ）に示す３段以上のテーパ短辺鋳型板であれば、テーパ変化点Ｐ_Ｕ、Ｐ_Ｌは２点以上である。
変化点位置（ｍｍ）とは、メニスカス位置から、多段テーパ短辺鋳型板の最初のテーパ変化点Ｐまでの距離（即ち、メニスカス位置とテーパ変化点の相対高さ）である。図１（ａ）に示す２段テーパ短辺鋳型板２では、変化点位置ｘはメニスカス位置１１からテーパ変化点Ｐまでの距離であり、図１（ｂ）に示す３段テーパ短辺鋳型板では、変化点位置ｘはメニスカス位置１１から上部テーパ変化点Ｐ_Ｕまでの距離である。また、連続鋳造における最高鋳造速度をＶ_Ｍ（ｍ／ｍｉｎ）とし、鋳造速度をＶ（ｍ／ｍｉｎ）とする。

また、短辺鋳型板が多段テーパ短辺鋳型板２である場合のトータルテーパ率Ｔ_Ｔ、上テーパ率Ｔ_Ｕ、下テーパ率Ｔ_Ｌ、上下テーパ比率Ｒを以下のように定義する。なお、上テーパ率Ｔ_Ｕ（％／ｍ）は、メニスカス側の上テーパ面６_Ｕにおけるテーパ率であり、下テーパ率Ｔ_Ｌ（％／ｍ）は、鋳型下端側の下テーパ面６_Ｌにおけるテーパ率である。上下テーパ比率Ｒは、上テーパ率Ｔ_Ｕと下テーパ率Ｔ_Ｌとの比である。また、上テーパ面６_Ｕと下テーパ面６_Ｌとがなす角度をΔθとする。

図１（ａ）及び（ｂ）に示すように、両短辺間の距離を、メニスカス位置１１においてＷ_Ｍ（ｍ）、鋳型下端においてＷ_Ｂ（ｍ）、メニスカス位置１１から鋳型下端までの距離をＬ（ｍ）とおいたとき、トータルテーパ率Ｔ_Ｔ（％／ｍ）を
Ｔ_Ｔ（％／ｍ）＝｛（Ｗ_Ｍ−Ｗ_Ｂ）／Ｗ_０／Ｌ｝×１００ （３）
と定義する。Ｗ_０は、所定の高さ位置における両短辺間の距離であり、Ｗ_０として例えば、メニスカス幅（Ｗ_Ｍ）、鋳型上端幅、鋳型下端幅（Ｗ_Ｂ）等を用いることができる。
多段テーパ短辺鋳型板２の鋳造方向最上部の上テーパ面６_Ｕにおいて、上方位置と下方位置を任意に定め、両短辺間の距離を、上方位置においてＷ_１（ｍ）、下方位置においてＷ_２（ｍ）、上方位置から下方位置までの距離をΔＬ（ｍ）とおいたとき（図１（ａ）（ｂ））、上テーパ率Ｔ_Ｕ（％／ｍ）を
Ｔ_Ｕ（％／ｍ）＝｛（Ｗ_１−Ｗ_２）／Ｗ_０／ΔＬ｝×１００ （４）
と定義する。
図１（ａ）及び（ｂ）に示すように、多段テーパ短辺鋳型板２の鋳造方向最下部の下テーパ面６_Ｌにおいて、上方位置と下方位置を任意に定め、両短辺間の距離を、上方位置においてＷ_３（ｍ）、下方位置においてＷ_４（ｍ）、上方位置から下方位置までの距離をΔＬ（ｍ）とおいたとき、下テーパ率Ｔ_Ｌ（％／ｍ）を
Ｔ_Ｌ（％／ｍ）＝｛（Ｗ_３−Ｗ_４）／Ｗ_０／ΔＬ｝×１００ （５）
と定義する。
上下テーパ比率Ｒは、
上下テーパ比率Ｒ＝上テーパ率／下テーパ率＝Ｔ_Ｕ／Ｔ_Ｌ （６）
と定義する。

曲面テーパ短辺鋳型板とは、鋳造方向に湾曲した曲面テーパを有する短辺鋳型板である（図１７参照）。
また、短辺鋳型板が曲面テーパ短辺鋳型板である場合のトータルテーパ率Ｔ_Ｔ、上テーパ率Ｔ_Ｕ、下テーパ率Ｔ_Ｌ、上下テーパ比率Ｒを以下のように定義する（図１７参照）。
トータルテーパ率Ｔ_Ｔは、上記（３）と同様に定義される。
上テーパ率Ｔ_Ｕ（％／ｍ）は、曲面テーパ短辺鋳型板のテーパ面のメニスカス位置における接線勾配である。
下テーパ率Ｔ_Ｌ（％／ｍ）は、曲面テーパ短辺鋳型板のテーパ面の鋳型下端における接線勾配である。

上下テーパ比率Ｒは、
上下テーパ比率Ｒ＝上テーパ率／下テーパ率＝Ｔ_Ｕ／Ｔ_Ｌ （７）
と定義する。

凝固均一度とは、鋳型１内で溶融金属が凝固して形成される凝固シェルの凝固状態の均一度を表すパラメータである。例えば、図２に示すように、凝固シェル１０の長辺側における厚さの最大値Ａと最小値Ｂの比Ｂ／Ａを、凝固均一度（無次元量）とすることができる。
摩擦拘束力とは、連続鋳造時に鋳型と凝固シェルとの間の摩擦により生じる拘束力の大きさを表すパラメータである。例えば、後述する計算により求めた鋳型の各幅における摩擦拘束力を、各幅での基準値（１段テーパでテーパ率１．０％／ｍの場合の摩擦拘束力）で正規化した値を、摩擦拘束力（無次元量）として使用できる。
溶鋼金属の炭素濃度は、溶融金属（例えば溶鋼）中に占める炭素の濃度（質量％）である。
屈曲は、短辺鋳型板を鋳片に向かって曲げることを意味する。屈曲は、折り曲げと湾曲の総称である。折り曲げは、鋳造方向に対して垂直な所定の折り曲げ線に沿って短辺鋳型板を折るようにして曲げることを意味し、湾曲は、テーパ面が湾曲面となるように短辺鋳型板を曲げることを意味する。
「鋳造中」とは、連続鋳造装置において鋳型が設置されて、溶融金属を当該鋳型に注入可能となっている状態を意味する。例えば、一対の短辺鋳型板と一対の長辺鋳型板を組み立てることによって鋳型が設置された時点から、当該短辺鋳型板と長辺鋳型板を分解する時点までの期間は、「鋳造中」に含まれる。従って、「鋳造中」は、鋳型内に溶融金属が注入されて鋳片が鋳造されている実際の鋳造期間のみならず、当該実際の鋳造期間前に鋳型内に溶融金属を注入していない期間や、当該実際の鋳造期間後に鋳型内に溶融金属を注入していない期間も含む。一方、連続鋳造装置において鋳型を分解した後、短辺鋳型板と長辺鋳型板を再度組み立てて鋳型を再設置するまでの期間は、鋳型内に溶融金属を注入できないので、「鋳造中」に含まれない。

［２．第１の実施形態に係る連続鋳造方法の概要］
本発明の第１の実施形態に係る連続鋳造方法は、図３と同様に、鋳造方向に相異なる２以上のテーパを有する一対の多段テーパ短辺鋳型板２と、多段テーパ短辺鋳型板２を幅方向両側から挟む一対の長辺鋳型板３とからなる連続鋳造鋳型１を用いた連続鋳造方法である。そして、本実施形態に係る連続鋳造方法では、鋳型１による連続鋳造中に、連続鋳造の操業条件の変更の前後で、凝固シェルの凝固均一度及び摩擦拘束力が所定範囲内で変化する（例えば、ほぼ一定となる）ように、連続鋳造の操業条件に応じて多段テーパ短辺鋳型板２を屈曲させる（例えば、多段テーパ短辺鋳型板２をテーパ変化点Ｐで折り曲げる）ことにより、多段テーパ短辺鋳型板２の上下テーパ比率Ｒを変更することを特徴としている。このとき、多段テーパ短辺鋳型板２のトータルテーパ率Ｔ_Ｔを変更せずに、上下テーパ比率Ｒを変更する。

上記の操業条件は、鋳型１内で溶融金属が凝固して形成された凝固シェルの凝固均一度、及び、凝固シェルと短辺鋳型板２との間の摩擦拘束力の双方に影響を及ぼす操業条件であり、例えば、鋳造速度や、溶融金属の種類（例えば鋼種）、短辺鋳型板２の面平均抜熱流束などである。溶融金属の種類は、例えば、溶融金属の炭素濃度Ｃなどである。

上記のように、本実施形態では、操業条件の変更の前後で凝固均一度及び摩擦拘束力がほぼ一定となるように、操業条件に応じて鋳造中に多段テーパ短辺鋳型板２の屈曲度合いを変えることで、上下テーパ比率Ｒを変更する。これにより、短辺鋳型板２の上下テーパ比率Ｒを操業条件に適した位置に調整することができる。例えば、鋳造速度の増加に応じて、鋳造中に短辺鋳型板２の屈曲度合い（折り曲げ量）を小さくすることにより、短辺鋳型板２の上下テーパ比率Ｒを小さくする。これによって、鋳造速度の増加前後で、鋳造される凝固シェルの凝固均一度及び摩擦拘束力をほぼ一定にできる。一方、鋳造速度の減少に応じて、鋳造中に短辺鋳型板２の屈曲度合い（折り曲げ量）を大きくすることにより、短辺鋳型板２の上下テーパ比率Ｒを大きくする。これによって、鋳造速度の減少前後で、鋳造される凝固シェルの凝固均一度及び摩擦拘束力をほぼ一定にできる。

以上のように短辺鋳型板２の屈曲を制御することで、多段テーパ短辺鋳型板２の上下テーパ比率Ｒを、操業条件に応じた適切な比率に制御できるので、操業条件の変更前後で、相反関係にある凝固均一度と摩擦拘束力をほぼ一定値に維持することができる。従って、凝固均一度と摩擦拘束力の双方の制約を満足させつつ、連続鋳造の操業条件の変更に対応することができる。よって、鋳造速度等の操業条件が変更されても、表面割れ及び内部割れのない高品質の鋳片を安定して鋳造することができるようになる。

このように本実施形態に係る連続鋳造方法では、操業条件に応じて、鋳造中に多段テーパ短辺鋳型板２の屈曲度合いを変更して、上下テーパ比率Ｒを変更することによって、操業条件の変更前後で凝固均一度と摩擦拘束力をほぼ一定値に維持することを特徴としている。

［３．鋳造速度と上下テーパ比率との関係］
ここでは、本実施形態に係る連続鋳造方法の詳細説明に先立ち、まず、該連続鋳造方法の基礎となる、鋳造条件（鋳片幅Ｗ、鋳造速度Ｖなど）と上下テーパ比率との関係について詳述する。

特許文献６、７には、鋳型内での鋳片の凝固挙動を計算により推定する方法が記載されている。鋳型の鋳造方向の傾き、あるいは鋳造速度を任意の値に設定した際に、鋳型四周各部位における凝固シェル１０の厚さが図２のように算出される。この結果に基づき、鋳型下端における凝固シェル厚の最大値Ａと最小値Ｂの比Ｂ／Ａ、凝固シェルと鋳型間の摩擦拘束力、ギャップ量を求めることができる。

上記特許文献６、７に記載の計算方法を用い、多段テーパ短辺鋳型板を使用する連続鋳造について、鋳型下端における凝固シェル１０の形状、凝固シェル１０と鋳型間の摩擦拘束力を求めた。鋳型下端における凝固シェル１０の形状は、計算によって図２のように導出される。鋳片コーナー近傍における凝固シェル１０の長辺側に、凝固シェル厚が薄い部位１２が形成されることがあり、この部位１２の凝固シェル厚をシェル厚の最小値Ｂとする。そして、本実施形態では、凝固シェル厚の最大値Ａと最小値Ｂの比Ｂ／Ａを、「凝固均一度」と称する。凝固均一度が良好な鋳造を行った場合には、コーナー近傍の長辺側におけるシェル厚の薄い部位のシェル厚みＢが、その他の厚い部位のシェル厚Ａに近づくこととなる。

実際に溶鋼の連続鋳造を行い、鋳造中に鋳型内の溶鋼にＳを添加し、凝固後鋳片のサルファープリントによって鋳型下端位置での凝固シェルの厚み分布を評価したところ、上記計算で求めた凝固均一度と、サルファープリントから求めた鋳型下端凝固シェル厚みの最大と最小の比とが、よく一致することがわかった。従って、上記特許文献６、７に記載の計算方法で求めた凝固均一度を指標として、好適な連続鋳造方法を見出すことが可能である。

当該計算方法で求めた凝固均一度（Ｂ／Ａ）の値が０．７以上であれば、実鋳造においても良好な凝固均一度を確保することができる。凝固均一度（Ｂ／Ａ）の値が０．７未満となると、凝固シェル１０が破断してブレークアウトする恐れがある。また、計算で求めた摩擦拘束力（各幅での基準値（１段テーパでテーパ率１．０％／ｍの場合の摩擦拘束力で正規化した値））が２．０以下であれば、実鋳造においても拘束の少ない良好な鋳造を行うことができる。また、凝固均一度（Ｂ／Ａ）及び摩擦拘束力を上記好ましい範囲とすることにより、連続鋳造を行ったときにブレークアウトが起こらないことを、実際の連続鋳造の結果によって確認している。

以下、上述の特許文献６、７に基づく計算方法（以下「本実施形態に係る計算方法」ともいう。）により、凝固均一度と摩擦拘束力を計算し、多段テーパ短辺鋳型板２の最適な形状を検討することとする。

例えば、図１（ａ）に示した２段テーパ短辺鋳型板２の形状について検討する。短辺鋳型板２の凝固シェル１０に面するテーパ面６（上テーパ面６_Ｕ、下テーパ面６_Ｌ）について、鋳型上端からテーパ変化点Ｐまでの距離をＹ、下段テーパ（下テーパ面６_Ｌ）を鋳型上端まで延長した線と、上段テーパの鋳型上端での差（即ち、鋳型上端での当該線と上テーパ面６_Ｕとの水平距離）をＸとおくと、Ｘ、Ｙの値を定めれば、２段テーパ短辺鋳型板２の表面形状を定めることができる。

２段テーパ短辺鋳型板２を想定し、前記図１のＸの値を数種類変更し、トータルテーパ率Ｔ_Ｔを１．０〜２．０％／ｍの範囲、鋳片幅Ｗ（鋳造幅）を８００〜２２００ｍｍの範囲で変更して、本実施形態に係る計算手法によって凝固均一度と摩擦拘束力を計算した。鋳片厚みは２４０ｍｍとした。この計算結果を図４Ａ及び図４Ｂに示す。図４Ａ及び図４Ｂには、鋳片幅Ｗが（ａ）８００ｍｍ、（ｂ）１１００ｍｍ、（ｃ）１５００ｍｍ、（ｄ）２２００ｍｍのそれぞれについて、トータルテーパ率Ｔ_Ｔをそれぞれ１．０％／ｍ（◆）、１．６％／ｍ（●）の２種類とし、上下テーパ比率Ｒを変化させたときの摩擦拘束力の計算結果を示している。摩擦拘束力は、本実施形態に係る計算方法で計算された摩擦拘束力を各鋳片幅Ｗでの基準値（１段テーパでテーパ率１．０％／ｍの場合の摩擦拘束力）で正規化した値としている。本発明者の別途調査により知見している摩擦拘束力の限界値は２．０であり、摩擦拘束力が２．０より大であると、凝固シェル１０の破断、およびシェル破断に伴うブレークアウトが発生するおそれがある。

図４のグラフより、各鋳片幅Ｗにおいて、摩擦拘束力が限界の２．０となる上下テーパ比率Ｒとトータルテーパ率Ｔ_Ｔとの関係を求めることができる。そこで、摩擦拘束力の限界値が２．０になり、かつ、上下テーパ比率Ｒが一定となる線を、横軸−鋳片幅、縦軸−トータルテーパ率のグラフにプロットしたものが、図５である。例えば図５において、鋳片幅Ｗが１０００ｍｍ、トータルテーパ率Ｔ_Ｔが１．３％／ｍの場合を例にとると、上下テーパ比率Ｒが約６．０以下であれば、摩擦拘束力が２．０以下であるが、上下テーパ比率Ｒが約６．０を超えると、摩擦拘束力が２．０を超える結果となる。同じ幅１０００ｍｍでトータルテーパ率Ｔ_Ｔが１．５２％／ｍである場合、上下テーパ比率Ｒが約５．０を超えると、摩擦拘束力が２．０を超える結果となる。

図５のグラフに基づき、限界の上下テーパ比率（Ｒ_Ｍ）を鋳片幅Ｗとトータルテーパ率Ｔ_Ｔで定式化したのが次式（８）である。なお、限界の上下テーパ比率（Ｒ_Ｍ）は、摩擦拘束力を所定の上限値（例えば０．２）以下にするための上限の上下テーパ比率Ｒである。従って、鋳片幅Ｗとトータルテーパ率Ｔ_Ｔが与えられたときに、上下テーパ比率Ｒを下記式（８）で求められる限界の上下テーパ比率Ｒ_Ｍ以下に設定すれば、摩擦拘束力を上限値以下に制御でき、高品質の鋳片を安定鋳造可能である。 Ｒ_Ｍ＝−３．１×ｌｎ（Ｗ×Ｔ_Ｔ ^２）＋２９ （８） （Ｒ_Ｍ（−）、Ｔ_Ｔ（％／ｍ）、Ｗ（ｍｍ））

前記計算結果より下記の２点の相関関係を新たに見出した。

第１に、トータルテーパ率Ｔ_Ｔが一定の場合は、鋳片幅Ｗが大きくなるほど、限界の上下テーパ比率Ｒ_Ｍが小さくなる。即ち、短辺鋳型板２のテーパ量を下記式（９）のように定義したとき、トータルテーパ率Ｔ_Ｔ一定にすると、鋳片幅Ｗが大きい場合の方が、鋳片幅Ｗが小さい場合よりもテーパ量が大きくなり、テーパ面６と凝固シェル１０との接触量の絶対値が大きくなり、上部の強テーパ化（上下テーパ比率大）で拘束しやすくなるからだと考えられる。

第２に、鋳片幅Ｗが一定の場合、トータルテーパ率Ｔ_Ｔが大きくなるほど、限界の上下テーパ比率Ｒ_Ｍが小さくなる。即ち、トータルテーパ率Ｔ_Ｔが大きくなるほど、テーパ量が増加し、凝固シェル１０との接触量の絶対値が大きくなるため、上記第１と同様の理由で拘束しやすくなるためと考えられる。

ちなみに、テーパ量は、 テーパ量（ｍ）＝Ｔ_Ｔ（％／ｍ）×Ｗ_０（ｍ）×Ｌ（ｍ） （９）と定義する。

図６に、一定のテーパ形状を有する２段テーパ短辺鋳型板２を用い、例えばトータルテーパ率を１．２％／ｍ一定として鋳片幅を変更した場合の上下テーパ比率Ｒ、摩擦拘束力、凝固均一度の状況を示す。図６に示すように、トータルテーパ率Ｔ_Ｔを一定にして鋳片幅Ｗを変更した場合、上下テーパ比率Ｒは鋳片幅Ｗに応じて変化し、鋳片幅Ｗが狭くなるほど上下テーパ比率Ｒが大きくなる。そして、凝固均一度及び摩擦拘束力は、鋳片幅Ｗが８００〜２２００ｍｍの範囲内でいずれも良好な値で推移することがわかった。即ち、多段テーパ短辺鋳型板２を用いて鋳片幅Ｗを変更しつつ連続鋳造を行うに際し、トータルテーパ率Ｔ_Ｔを一定に保持しつつ鋳片幅Ｗを変更する方法でも、前述の上下テーパ比率Ｒを限界値Ｒ_Ｍ以下にしておけば、凝固均一度と拘束力をともに良好に保持できることがわかった。

ちなみに、トータルテーパ率Ｔ_Ｔが０．５〜２．０％／ｍでも、図６と同様の傾向を示すことも確認している。

次に、鋳片幅Ｗが１５００ｍｍ、トータルテーパ率Ｔ_Ｔが２．０％／ｍで上下テーパ比率Ｒが２．０となる２段テーパ短辺鋳型板２を用い、鋳片幅Ｗを１５００ｍｍで固定し、トータルテーパ率Ｔ_Ｔを変化させて凝固均一度と摩擦拘束力を計算で求めた。鋳片厚みは２４０ｍｍとした。その結果を図７に示す。図７から明らかなように、トータルテーパ率Ｔ_Ｔを０．５以上とすれば凝固均一度を、ほぼ０．７以上の良好な値に保持することができる。また、トータルテーパ率Ｔ_Ｔを２．０％／ｍ以下とすれば摩擦拘束力が２．０より小さく、良好な値に保持することができる。

なお、トータルテーパ率Ｔ_Ｔが大きいほど、凝固均一度を良好にできるため、トータルテーパ率の下限値は１．０％／ｍ以上が好ましく、１．３％／ｍ超がより好ましい。さらに好ましくは１．３５％／ｍ以上である。

トータルテーパ率Ｔ_Ｔは、鋳片幅Ｗに応じて変更することも有効である。同一のトータルテーパ率Ｔ_Ｔでは、鋳片幅Ｗが狭い時の方が広い時よりも摩擦拘束力が小さい。また、凝固均一度は同一のトータルテーパ率Ｔ_Ｔなら、鋳片幅Ｗが狭い時のほうが小さいので、鋳片幅Ｗが狭い時ほどトータルテーパ率Ｔ_Ｔを大きくすることも有効である。

本実施形態に係る連続鋳造方法において、鋳造する鋳片厚みは、好ましくは２２０ｍｍ以上３５０ｍｍ以下である。また、より好ましくは２３０ｍｍ超３５０ｍｍ以下、さらにより好ましくは２４０ｍｍ以上３５０ｍｍ以下である。鋳片厚みが３５０ｍｍを超える場合は、鋳造中に幅を変更する連続鋳造鋳型としては過大な設備を必要とし、実質的に実現困難である。また、鋳造厚みが２２０ｍｍ未満であると、タンディッシュから溶融金属を注入するための浸漬ノズルの直径を小さくしなければならなくなるか、大きなノズルを使う場合は鋳型との隙間が小さくなり、均一な溶融金属の注入がやや困難になる。鋳造厚みが２３０ｍｍ超になると均一な注入が行い易くなり、２４０ｍｍ以上になると均一な注入がより一層行い易くなる。

以上、短辺鋳型板２の鋳片幅Ｗと上下テーパ比率Ｒについて検討した結果について説明した。上述したように、連続鋳造における多段テーパ短辺鋳型板２の最適形状は、上下テーパ比率Ｒの範囲として表すことができることが判明した。

即ち、摩擦拘束力が限界値（例えば２．０）以下となるための限界の上下テーパ比率（Ｒ_Ｍ）は、鋳片幅Ｗとトータルテーパ率Ｔ_Ｔを用いて上記式（８）で表される（図５参照）。そこで、トータルテーパ率Ｔ_Ｔが一定であれば、鋳造する鋳片幅Ｗに応じて、短辺鋳型板２の上下テーパ比率Ｒを上記式（８）で表される上下テーパ比率（Ｒ_Ｍ）以下に制御すれば、鋳片幅Ｗに合わせて短辺鋳型板２の形状を最適化して、鋳造時の摩擦拘束力が限界値以下となるように制御できる。これにより、いずれの鋳片幅Ｗにおいても、鋳片幅Ｗに適した形状の短辺鋳型板２を用いることで、鋳型１内における凝固シェルの凝固均一度を良好に保持し、かつ、鋳型１による凝固シェルの摩擦拘束を低減しつつ、良好な鋳造が可能になる。

以上の説明は、連続鋳造の操業条件の一例である鋳片幅Ｗについて考察した例であるが、鋳造速度、鋼種等の他の操業条件についても、同様なことがいえる。つまり、鋳造速度等の操業条件が変更されると、短辺鋳型板２の最適なテーパ形状が変化することとなる。そこで、当該鋳造速度等の操業条件の変更に対応するために、操業条件の変更に応じて上下テーパ比率Ｒを制御すれば、短辺鋳型板２の形状を、変更後の操業条件に適した形状に最適化できる。これよって、操業条件の変動にかかわらず、高品質の鋳片を安定鋳造可能である。以下に、鋳造速度に応じて上下テーパ比率Ｒを変更する際の概要について説明する。

従来の多段テーパ短辺鋳型板、特に２段テーパ短辺鋳型板２（図１（ａ）参照。）において、メニスカス位置１１から鋳型下端までの距離Ｌは概ね９００ｍｍ程度であり、メニスカス位置１１からテーパ変化点までの距離（変化点位置ｘ）は３００ｍｍ程度であった。そして、最高鋳造速度Ｖ_Ｍが２．５ｍ／ｍｉｎ程度までの鋳造速度Ｖを採用する場合、上下テーパ比率Ｒが４．０程度のテーパを採用し、凝固均一度及び摩擦拘束力の両方とも良好な鋳造を実現することができた。この点については、上記本実施形態に係る計算方法によって確認することができる。

鋳造幅Ｗを１１００ｍｍ（狭幅）、トータルテーパ率Ｔ_Ｔを１．６％／ｍ、２段テーパ短辺鋳型板の変化点位置ｘを３００ｍｍ一定とし、鋳造速度Ｖを１．０〜３．０ｍ／ｍｉｎで変化させ、２段テーパ短辺鋳型板２を屈曲させることにより上下テーパ比率Ｒを変化させる場合に、本実施形態に係る計算方法によって凝固均一度と摩擦拘束力を計算した。

図８に示すように、同じ上下テーパ比率Ｒであれば鋳造速度Ｖが速くなるに従って凝固均一度が改善するものの摩擦拘束力も増大する。凝固均一度と摩擦拘束力をともに良好範囲に保つためには、鋳造速度が速くなるに従って、上下テーパ比率Ｒを低くすることが好ましいことがわかる。凝固均一度と摩擦拘束力をともに良好に保持できる上下テーパ比率Ｒの範囲を鋳造速度Ｖごとに調べてみると、鋳造速度Ｖが２．０ｍ／ｍｉｎでは上下テーパ比率Ｒの好適範囲が５．０以下、鋳造速度Ｖが２．５ｍ／ｍｉｎでは上下テーパ比率Ｒの好適範囲が４．０以下、鋳造速度Ｖが３．０ｍ／ｍｉｎでは上下テーパ比率Ｒの好適範囲が３．０以下という結果となった。

次に、鋳片幅Ｗが１１００ｍｍで凝固均一度と摩擦拘束力が良好であった短辺鋳型板形状（鋳造速度が３．０ｍ／ｍｉｎの範囲までで最適化した上下テーパ比率３．０の鋳型形状）を用い、鋳片幅Ｗを２２００ｍｍと広幅にした。幅Ｗを変更するに際し、トータルテーパ率Ｔ_Ｔを１．６％／ｍのまま保持したところ、幅２２００ｍｍで上下テーパ比率Ｒは１．７となった。

図９に示すように、鋳片幅２２００ｍｍ（広幅）について本実施形態に係る計算方法によって凝固均一度と摩擦拘束力を計算したところ、トータルテーパ率Ｔ_Ｔを一定で保持したまま、鋳片幅Ｗを広げた場合は、鋳造速度が３．０ｍ／ｍｉｎでは上下テーパ比率Ｒの好適範囲が低下して、１．７未満となり、凝固均一度も低下することがわかった。即ち、鋳片幅Ｗが１１００ｍｍにおいて鋳造速度Ｖが３．０ｍ／ｍｉｎまでの高速鋳造について最適化した鋳型において、鋳造幅Ｗを２２００ｍｍの広幅とすると、最適範囲から外れることがわかった。

以下の検討結果を踏まえ、本実施形態に係る連続鋳造方法では、以下に詳述するように、短辺駆動機構を用いて、操業条件の変更に応じて鋳造中に短辺鋳型板２を屈曲させることにより、短辺鋳型板２の上下テーパ比率Ｒを、変更後の操業条件に適した最適な値に変更して、高品質の鋳片を安定的に鋳造しようとするものである。

さらに、本実施形態では、上下テーパ比率Ｒを変更するに際し、操業条件の変更の前後で、鋳型１内の凝固シェルの凝固均一度の変動量と、当該凝固シェルに対する摩擦拘束力の変動量が所定範囲内（例えば双方の変動量が１％以下）となるように、上下テーパ比率Ｒを変更する。これにより、操業条件を変動させても、凝固均一度及び摩擦拘束力をほぼ一定に維持できるため、凝固均一度及び摩擦拘束力が各々の限界値を超えることがない。よって、操業条件の変動にかかわらず、鋳片の割れ、ブレークアウト等を起こすことなく、高品質の鋳片を安定して連続鋳造できる。

［４．鋳造速度に応じた連続鋳造方法］
次に、図１０を参照して、本実施形態に係る連続鋳造方法において、鋳造速度に応じて鋳造中に短辺鋳型板２を屈曲させて上下テーパ比率Ｒを変更する手法について詳細に説明する。図１０は、鋳片幅Ｗ＝１１５０ｍｍ、変化点位置ｘ＝２００ｍｍ、トータルテーパ率Ｔ_Ｔ＝１．２％／ｍにおいて、上下テーパ比率Ｒと鋳造速度Ｖを変更したときの凝固均一度、摩擦拘束力の変化を示す図である。なお、凝固均一度、摩擦拘束力は、上記本実施形態に係る計算方法で求めた値である。

図１０に示すように、鋳造速度Ｖに応じて、摩擦拘束力及び凝固均一度は変化する。従って、鋳造速度Ｖは、連続鋳造における凝固シェル１０（図２参照。）の摩擦拘束力及び凝固均一度の双方に影響を及ぼす操業条件であることが分かる。しかも、この鋳造速度Ｖは、高品質の鋳片を安定鋳造する観点からは、摩擦拘束力と凝固均一度に相反する影響を及ぼす操業条件である。

即ち、例えば、図１０の波線楕円で示すように、上下テーパ比率Ｒを例えば１．５４に固定した鋳型で操業したときに、鋳造速度Ｖを増加させると、凝固均一度は増加するが、摩擦拘束力も増加してしまうので、高品質の鋳片を安定鋳造する観点からは、望ましくない。一方、同様な条件で、鋳造速度Ｖを低下させると、摩擦拘束力は低下するが、凝固均一度も低下してしまうので、高品質の鋳片を安定鋳造する観点からは、望ましくない。このように鋳造速度Ｖを変更すると、凝固均一度と摩擦拘束力とが、高品質の鋳片を安定鋳造する上で相反する関係になるため、操業中に鋳造速度Ｖを安易に変更することはできない。

そこで、本件発明者が鋭意研究したところ、上記鋳造速度Ｖの増減にかかわらず、上記相反する関係にある摩擦拘束力及び凝固均一度を、極力一定になるように制御することができれば、過度に優れた摩擦拘束力又は凝固均一度は得られないものの、摩擦拘束力及び凝固均一度のいずれもが悪い値にならないため、凝固シェル１０の割れやブレークアウト等を防止でき、高品質の鋳片を安定鋳造できることを見出した。そのためには、鋳造速度Ｖに応じて鋳造中に、短辺鋳型板２をテーパ変化点Ｐで折り曲げることで、上下テーパ比率Ｒを適切な値に変更すれば、十分に高品質の鋳片を鋳造できることが判明した。

例えば、図１０に示すように、上下テーパ比率Ｒ_０＝１．５４、鋳造速度Ｖ_０＝１．５（ｍ／ｍｉｎ）の条件で連続鋳造を操業しているときは、凝固均一度は約０．８６６８、摩擦拘束力は約１．７である。かかる操業中に、鋳造速度Ｖを１．５から２．０（ｍ／ｍｉｎ）に増加させたときには、図１０の実線楕円で示すように、上下テーパ比率Ｒを元の１．５４から１．３８まで低下させれば、凝固均一度は、元の約０．８６６８のままで高レベルを維持できるとともに、摩擦拘束力は、元の約１．７から約１．７５まで微増する程度であり、依然として低レベルを維持できる。また、同様に鋳造速度Ｖを１．５から２．０（ｍ／ｍｉｎ）に増加させたときに、上下テーパ比率Ｒを元の１．５４から１．２５まで低下させれば、摩擦拘束力は、元の約１．７のままで低レベルを維持できるとともに、凝固均一度は、元の約０．８６６８から約０．８５５３まで微減する程度であり、依然として高レベルを維持できる。

一方、これとは逆に、上記条件での操業中に、鋳造速度Ｖを１．５から１．０（ｍ／ｍｉｎ）に減少させたときには、図１０の実線楕円で示すように、上下テーパ比率Ｒを元の１．５４から１．７５まで上昇させれば、凝固均一度は、元の約０．８６６８のままで高レベルを維持できるとともに、摩擦拘束力は、元の約１．７から約１．６７まで低下させて、更に低レベルにすることができる。また、同様に鋳造速度Ｖを１．５から１．０（ｍ／ｍｉｎ）に減少させたときに、上下テーパ比率Ｒを元の１．５４から１．８５まで上昇させれば、摩擦拘束力は、元の約１．７のままで低レベルを維持できるとともに、凝固均一度は、元の約０．８６６８から約０．８７２２まで増加させて更に高レベルにすることができる。

このように、鋳造速度Ｖを変更した場合であっても、その鋳造速度Ｖの増減に応じて鋳造中に上下テーパ比率Ｒを減増させることで、摩擦拘束力及び凝固均一度をほぼ一定に維持できることが分かる。そこで、本実施形態に係る連続鋳造方法では、鋳造速度Ｖが増加したときには、鋳造中に短辺鋳型板２の屈曲を緩めて、テーパ変化点Ｐでの折り曲げ度合いを小さくすることで、上下テーパ比率Ｒを減少させる。これによって、凝固均一度を高レベルに維持しつつ、摩擦拘束力の増加も抑制できる。一方、鋳造速度Ｖが減少したときには、鋳造中に短辺鋳型板２を屈曲させて、テーパ変化点Ｐでの折り曲げ度合いを大きくすることで、上下テーパ比率Ｒを増加させる。これによって、摩擦拘束力を低レベルに維持しつつ、凝固均一度の低下も抑制できる。

鋳造速度Ｖの増加に応じて短辺鋳型板２の上下テーパ比率Ｒを減少させる理由は、次の通りである。連続鋳造中に鋳造速度Ｖが増加する場合、鋳型１内の凝固シェル１０の鋳片幅方向の収縮量が低鋳造速度時に対して小さくなる。このため、元の上下テーパ比率Ｒのままでは、テーパ変化点Ｐの近傍で、凝固シェル１０に対する短辺鋳型板２の当たりが強くなり、摩擦拘束力が増大する。そこで、本実施形態では、連続鋳造中に、鋳造速度Ｖの増加に応じて、上下テーパ比率Ｒを減少させる。これにより、凝固シェル１０に対する短辺鋳型板２の当たりを弱めて、摩擦拘束力の増加を抑制できるので、凝固シェル１０の割れやブレークアウトを防止できるようになる。

一方、鋳造速度Ｖの減少に応じて短辺鋳型板２の上下テーパ比率Ｒを増加させる理由は、次の通りである。連続鋳造中に鋳造速度Ｖが減少する場合、鋳型１内で凝固シェル１０の鋳片幅方向の収縮量が増加し、この幅方向の収縮量の増加は、短辺中央部よりも鋳型コーナー部の方が激しい。このため、特に、当該コーナー部において、凝固シェル１０と短辺鋳型板２との間にギャップが生じる。当該ギャップが熱抵抗層となることで、短辺鋳型板２による凝固シェル１０の抜熱が阻害されるため、凝固均一度が低下してしまう。そこで、本実施形態では、連続鋳造中に、鋳造速度Ｖの減少に応じて、上下テーパ比率Ｒを増加させる。これにより、特にテーパ変化点Ｐ付近で、凝固シェル１０に対して短辺鋳型板２を好適に接触させて、熱抵抗層であるギャップを狭めることができる。従って、短辺鋳型板２により凝固シェル１０が好適に抜熱されて、凝固シェル１０の凝固が促進されるため、凝固均一度が高まり、凝固シェルの割れやブレークアウトを防止できるようになる。

ここで、鋳造速度Ｖの変動に応じて鋳造中に上下テーパ比率Ｒを好適な値に制御するときのＲの制御量について説明する。図１０の結果から分かるように、鋳造速度Ｖが０．５（ｍ／ｍｉｎ）増減に対して、上下テーパ比率Ｒを最大で０．３程度、減増させればよく、このときの鋳造速度Ｖの単位変化当たりの上下テーパ比率Ｒの変化量は、Ｒ／Ｖ＝０．３／０．５＝０．６（ｍｉｎ／ｍ）以下となる。つまり、鋳造速度Ｖ_０、上下テーパ比率Ｒ_０で連続鋳造している状態から、鋳造速度Ｖを減少させる場合は下記（１０）式を満たし、鋳造速度Ｖを増加させる場合は下記（１１）式を満たすように、短辺鋳型板２を屈曲させて上下テーパ比率Ｒを変更すればよい。

Ｒ_０＜Ｒ≦−０．６（Ｖ−Ｖ_０）＋Ｒ_０ ：Ｖ＜Ｖ_０ （１０）
Ｒ_０＞Ｒ≧−０．６（Ｖ−Ｖ_０）＋Ｒ_０ ：Ｖ＞Ｖ_０ （１１）

ただし、上述した理由から、以下の（１４）式のように、上下テーパ比率Ｒの最大値は、上記式（８）で得られるＲ_Ｍ、Ｒの最小値は１．０（即ち、１段テーパ）とすることが好ましい。
１≦Ｒ≦Ｒ_Ｍ＝−３．１×ｌｎ（Ｗ×Ｔ_Ｔ ^２）＋２９ （１２）
（Ｒ_Ｍ（−）、Ｔ_Ｔ（％／ｍ）、Ｗ（ｍｍ））

例えば、図１０に示したように、上下テーパ比率Ｒ_０＝１．５４、鋳造速度Ｖ_０＝１．５（ｍ／ｍｉｎ）の条件で連続鋳造を操業している状態から、鋳造速度をＶ_０からＶに増加又は減少させる場合は、上記（１０）及び（１１）式にＲ_０＝１．５４、Ｖ_０＝１．５を代入すると、それぞれ以下の（１３）及び（１４）式が得られる。また、上記（１２）式に、鋳片幅Ｗ＝１１５０（ｍｍ）、トータルテーパ率Ｔ_Ｔ＝１．２（％／ｍ）を代入すると、Ｒ_Ｍ＝となり、以下の（１５）式が得られる。

１．５４＜Ｒ≦２．４４−０．６Ｖ ：Ｖ＜１．５ （１３）
１．５４＞Ｒ≧２．４４−０．６Ｖ ：Ｖ＞１．５ （１４） １≦Ｒ≦Ｒ_Ｍ≒６．０ （１５）
（Ｒ_Ｍ（−）、Ｖ（ｍ／ｍｉｎ））

図１１は、上記（１３）、（１４）及び（１５）式に従った上下テーパ比率Ｒと鋳造速度Ｖの関係を示す図である。図１１に示すように、上下テーパ比率Ｒ_０＝１．５４（、鋳造速度Ｖ_０＝１．５（ｍ／ｍｉｎ）で連続鋳造している状態から、鋳造速度Ｖを増加又は減少させる場合には、図１１の斜線範囲内に含まれるように上下テーパ比率Ｒを減少又は増加させる。これにより、上下テーパ比率Ｒを変化させない場合よりも、摩擦拘束力、凝固均一度の変動幅を抑えることができる。特に、変更後の鋳造速度Ｖに応じて鋳造中に、上下テーパ比率Ｒを、図１１の直線（Ｒ＝２．４４−０．６Ｖ）上若しくはその近傍の値に変更することで、鋳造速度Ｖ変更前と比べてほぼ一定の摩擦拘束力、凝固均一度を得ることが可能になる。なお、図１１においても、（１５）式に従い、上下テーパ比率Ｒの最大値を６．０、最小値を１としている。また、連続鋳造における現実的な鋳造速度Ｖの範囲は、例えば０．５〜３．７５（ｍ／ｍｉｎ）である。

また、上記のように鋳造速度Ｖに応じて短辺鋳型板２を屈曲させるタイミングは、次の通りである。本実施形態では、鋳造速度Ｖに応じた短辺鋳型板２の屈曲は、鋳型１内への溶鋼の注入中断中でも、再注入後に鋳造速度Ｖが定常速度になったときでも実行可能である。

例えば、まず、短辺鋳型板２と長辺鋳型板３を組み立てて鋳型１を設置した後、当該鋳型１内に溶鋼を注入開始する前に、該当チャージで予定されている平均鋳造速度に適した上下テーパ比率Ｒとなるように短辺鋳型板２を屈曲させる。次いで、鋳型１内への溶鋼の注入開始後に、鋳型１を用いて実際に鋳片を鋳造する鋳造期間において、鋳型１を用いた実際の鋳造速度Ｖに応じて、短辺鋳型板２を屈曲させて、上下テーパ比率Ｒを微調整する。これにより、鋳造速度Ｖが定常速度になってから、鋳造速度Ｖの変動に追従して、上下テーパ比率Ｒをリアルタイムで適正値に変更できる。従って、鋳造速度Ｖの変動に柔軟に対応できるので、実際の鋳造期間において、意図した或いは不測の鋳造速度Ｖの変動が生じても、上下テーパ比率Ｒを最適化して、高品質の鋳片を鋳造できる。

以上のように、鋳造速度Ｖを変更した場合であっても、その鋳造速度Ｖに応じて短辺鋳型板２の屈曲度合いを変更して上下テーパ比率Ｒを増減させることで、摩擦拘束力及び凝固均一度をほぼ一定（例えば１％程度の変動量）に維持することができる。従って、鋳造速度Ｖの変動にかかわらず、摩擦拘束力及び凝固均一度の双方を適正範囲内に維持することができるので、鋳造中に凝固シェル１００の割れやブレークアウトを発生させることなく、高品質の鋳片を安定して鋳造できる。

なお、上記図１０及び図１１を用いた説明では、鋳片幅Ｗ＝１１５０ｍｍ、変化点位置ｘ＝２００ｍｍ、トータルテーパ率Ｔ_Ｔ＝１．２％／ｍの例を挙げて説明したが、上下テーパ比率Ｒと摩擦拘束力や凝固均一度との関係は、他の条件でも同様である。

［５．溶融金属の炭素濃度に応じた連続鋳造方法］
次に、図１２を参照して、本実施形態に係る連続鋳造方法において、溶融金属の炭素濃度に応じて、鋳造速度に応じて鋳造中に短辺鋳型板２を屈曲させて上下テーパ比率Ｒを変更する手法について詳細に説明する。図１２は、鋳片幅Ｗ＝１１５０ｍｍ、変化点位置ｘ＝２００ｍｍ、トータルテーパ率Ｔ_Ｔ＝１．２％／ｍにおいて、上下テーパ比率Ｒと、溶融金属（例えば溶鋼）の炭素濃度Ｃを変更したときの凝固均一度、摩擦拘束力の変化を示す図である。

図１２に示すように、鋳造される溶鋼の種別、例えば、溶鋼中の炭素濃度Ｃに応じて、摩擦拘束力及び凝固均一度は変化する。従って、炭素濃度Ｃは、連続鋳造における凝固シェル１０（図２参照）の摩擦拘束力及び凝固均一度の双方に影響を及ぼす操業条件であることが分かる。しかも、上記鋳造速度Ｖと同様に、この炭素濃度Ｃは、高品質の鋳片を安定鋳造する観点からは、摩擦拘束力と凝固均一度に相反する影響を及ぼす操業条件である。

即ち、例えば、図１２の波線楕円で示すように、上下テーパ比率Ｒを例えば１．５４に固定した鋳型で操業したときに、炭素濃度Ｃが０．１２（質量％）であるときには、摩擦拘束力及び凝固均一度は最低値となり、炭素濃度Ｃが０．０５及び０．２で摩擦拘束力及び凝固均一度が最大値となる。

図１３に、上下テーパ比率Ｒを４．０、変化点位置ｘを２００ｍｍとしたときの凝固均一度と炭素濃度Ｃの関係を示す。図１３に示すように、炭素濃度Ｃが０．１２（質量％）近傍で、凝固均一度が最小値（例えば０．８９２５）となる。これは、炭素濃度Ｃが０．１２のときに、溶鋼のδ→γ変態による収縮量が最も多いからと考えられる。また、炭素濃度Ｃが０．１２から離れるにつれて凝固均一度は徐々に増加し、炭素濃度Ｃが０．０５以下又は０．２以上となると、摩擦拘束力及び凝固均一度が最大値（例えば０．９０２５）でほぼ一定となる。

以上のように、溶鋼中の炭素濃度Ｃに応じて、摩擦拘束力及び凝固均一度はともに増減する。このため炭素濃度Ｃを変更すると、凝固均一度と摩擦拘束力とが、高品質の鋳片を安定鋳造する上で相反する関係になるため、操業中に炭素濃度Ｃを安易に変更することはできない。

そこで、本実施形態では、上記鋳造速度Ｖと同様に、鋳造される溶鋼の炭素濃度Ｃに応じて、短辺鋳型板２をテーパ変化点Ｐで折り曲げることで、上下テーパ比率Ｒを適切な値に変更することにより、上記相反する関係にある摩擦拘束力及び凝固均一度の双方を、極力一定になるように制御することができるので、十分に高品質の鋳片を鋳造できることが判明した。

例えば、図１２に示すように、上下テーパ比率Ｒ_０＝１．５４で、炭素濃度Ｃ_０＝０．０５（質量％）の溶鋼を連続鋳造中に、供給される溶鋼の炭素濃度Ｃが０．０５から０．１２に増加する場合、図１２の実線楕円で示すように、上下テーパ比率Ｒを元の１．５４から１.７３又は１．８５まで増加させれば、変更前後で摩擦拘束力及び凝固均一度をほぼ同一レベルに維持することができる。また、これとは逆に、上下テーパ比率Ｒ_０＝１．８５で、炭素濃度Ｃ_０＝０．１２（質量％）の溶鋼を連続鋳造中に、供給される溶鋼の炭素濃度Ｃが０．１２から０．０５に減少する場合、又は、Ｃが０．１２から０．２に増加する場合、図１２の実線楕円で示すように、上下テーパ比率Ｒを元の１．８５から１.５４まで減少させれば、変更前後で摩擦拘束力をほぼ一定に維持しつつ、凝固均一度を大幅に低下させることなく高レベルに維持することができる。

以上から、炭素濃度Ｃを変更した場合であっても、その炭素濃度Ｃに応じて鋳造中に上下テーパ比率Ｒを増減させることで、摩擦拘束力及び凝固均一度をほぼ一定に維持できることが分かる。このため、本実施形態に係る連続鋳造方法では、炭素濃度Ｃの増減に応じて鋳造中に、鋳造中に短辺鋳型板２の屈曲度合いを制御することで、上下テーパ比率Ｒを変更する。

具体的には、例えば、炭素濃度Ｃが０．０５質量％超〜０．２質量％未満の範囲内であるときに、Ｃ＝０．１２をピークとして、鋳造中に短辺鋳型板２を屈曲させて、テーパ変化点Ｐでの折り曲げ度合いを大きくすることで、上下テーパ比率Ｒを増加させる。このとき、炭素濃度Ｃが０．１２質量％の時に、短辺鋳型板２を大きく屈曲させて屈曲度合いを最大にし、短辺鋳型板２の上下テーパ比率Ｒを最大値とする。この上下テーパ比率Ｒは、上記（８）式で得られる限界値Ｒ_Ｍ以下の値に設定される。また、炭素濃度Ｃが０．０９、０．１５質量％の時には、短辺鋳型板２をある程度屈曲させて、上下テーパ比率Ｒを上記最大値以下の所定まで増加させる。一方、炭素濃度Ｃが０．０５質量％以下、又は、０．２質量％以上であるときには、短辺鋳型板２の屈曲度合いを緩めて、短辺鋳型板２の上下テーパ比率Ｒを通常値（例えば１．５４）に維持する。

また、上記のように鋼種（例えば溶鋼の炭素濃度Ｃ）に応じて短辺鋳型板２を屈曲させるタイミングは、次の通りである。一般に、鋳型１内へ溶鋼を注入しながら当該鋳型１を用いて実際に鋳片を鋳造する鋳造期間に、注入される鋼種が突然変更されることはない。そこで本実施形態では、鋼種に応じた短辺鋳型板２の屈曲は、鋳型１内への溶鋼の注入開始前、又は、注入中断中に実行される。

例えば、まず、短辺鋳型板２と長辺鋳型板３を組み立てて鋳型１を設置した後、当該鋳型１内に溶鋼を注入開始する前に、該当チャージの鋼種に適した上下テーパ比率Ｒとなるように短辺鋳型板２を屈曲させる。次いで、短辺鋳型板２を当該適した上下テーパ比率Ｒに固定した状態で、該当チャージを連続鋳造する。その後、次のチャージを連続鋳造するに際し、当該次のチャージの鋼種が前回の鋼種から変更される場合、一旦、鋳型１内への溶鋼の注入を中断し、成分の異なる溶鋼が混合しないようにするための処置を実施する。この注入中断時に、次のチャージの鋼種に適した新たな上下テーパ比率Ｒとなるように短辺鋳型板２を屈曲させる。その後、変更後の鋼種の溶鋼を鋳型１に再注入開始して、当該次のチャージを、当該新たな上下テーパ比率Ｒのままで連続鋳造する。

このように鋼種に応じた短辺鋳型板２の屈曲は、上記「鋳造中」のうち溶鋼を鋳型１内に注入しない期間（即ち、実際の鋳造期間以外の期間）に実行される。なお、以上のように溶鋼の鋼種を変更する場合、溶鋼の注入中断中であっても、再注入後に鋳造速度Ｖが定常速度になった後でも、上述した鋳造速度Ｖに応じた短辺鋳型板２の屈曲を実行することは可能である。

以上のように、溶鋼の炭素濃度Ｃが変化する場合であっても、その炭素濃度Ｃに応じて鋳造中に、短辺鋳型板２を屈曲させる、或いは屈曲を緩めることにより、上下テーパ比率Ｒを増減させることで、摩擦拘束力及び凝固均一度をほぼ一定に維持することができる。従って、炭素濃度Ｃの変動にかかわらず、摩擦拘束力及び凝固均一度の双方を適正範囲内に維持することができるので、鋳造中に凝固シェル１００の割れやブレークアウトを発生させることなく、高品質の鋳片を安定して鋳造できる。

［６．短辺鋳型板の面平均抜熱流束に応じた連続鋳造方法］
次に、図１４を参照して、本実施形態に係る連続鋳造方法において、短辺鋳型板２の面平均抜熱流束に応じて、鋳造中に短辺鋳型板２を屈曲させて上下テーパ比率Ｒを変更する手法について詳細に説明する。図１４は、鋳片幅Ｗ＝１１５０ｍｍ、変化点位置ｘ＝２００ｍｍ、トータルテーパ率Ｔ_Ｔ＝１．２％／ｍ、鋳造速度Ｖ＝１．５ｍ／ｍｉｎにおいて、上下テーパ比率Ｒと面平均抜熱流束ｑを変更したときの凝固均一度、摩擦拘束力の変化を示す図である。図１４中の凝固均一度、摩擦拘束力は、上記本実施形態に係る計算方法で求めた値である。

なお、短辺鋳型板２の面平均抜熱流束ｑは、連続鋳造中に鋳型１内の溶融金属及び凝固シェル１０から、短辺鋳型板２を通じて、鋳型１を冷却する冷却水に抜熱される熱量を、短辺鋳型板２のメニスカス位置から鋳型１下端までの面積Ａで除した値を意味する。当該面平均抜熱流束ｑは、冷却水が鋳型１に入る時の温度Ｔｉｎと出る時の温度Ｔｏｕｔの差と、該冷却水の流量Ｑｗから、下記の式（１６）で計算することができる。
ｑ＝ρ×（Ｔｏｕｔ−Ｔｉｎ）×Ｑｗ×Ｃｐ／Ａ （１６）
ｑ：短辺鋳型板の面平均抜熱流束（Ｗ／ｍ^２）
ρ：冷却水の密度（ｋｇ／ｍ^３）
Ｔｉｎ：冷却水の入側温度（Ｋ）
Ｔｏｕｔ：冷却水の出側温度（Ｋ）
Ｑｗ：冷却水流量（鋳型短辺）（ｍ^３／ｓ）
Ｃｐ：冷却水の比熱（Ｊ／ｋｇ／Ｋ）
Ａ：短辺鋳型板のメニスカス位置から鋳型下端までの面積（ｍ^２）
Ａ＝鋳片厚みＤ（ｍ）×メニスカス位置から鋳型下端までの距離Ｌ（ｍ）
なお、鋳片厚みＤは短辺鋳型板２の幅に相当する。

図１４に示すように、短辺鋳型板２の面平均抜熱流束ｑに応じて、摩擦拘束力及び凝固均一度は変化する。従って、面平均抜熱流束ｑは、連続鋳造における凝固シェル１０（図２参照。）の摩擦拘束力及び凝固均一度の双方に影響を及ぼす操業条件であることが分かる。しかも、この面平均抜熱流束ｑは、高品質の鋳片を安定鋳造する観点からは、摩擦拘束力と凝固均一度とに相反する影響を及ぼす操業条件である。

即ち、例えば、図１４の波線楕円で示すように、変化点位置ｘを例えば２００ｍｍに固定した鋳型で操業したときに、面平均抜熱流束ｑが増加すると、凝固均一度は増加するが、摩擦拘束力も増加してしまうので、高品質の鋳片を安定鋳造する観点からは、望ましくない。一方、同様な条件で、面平均抜熱流束ｑが低下すると、摩擦拘束力は低下するが、凝固均一度も低下してしまうので、高品質の鋳片を安定鋳造する観点からは、望ましくない。このように面平均抜熱流束ｑが変化すると、凝固均一度と摩擦拘束力とが、高品質の鋳片を安定鋳造する上で相反する関係になるため、操業中に面平均抜熱流束ｑの変化に応じて対策を講じることが好ましい。

そこで、本件発明者が鋭意研究したところ、上記面平均抜熱流束ｑの増減にかかわらず、上記相反する関係にある摩擦拘束力及び凝固均一度を、極力一定になるように制御することができれば、過度に優れた摩擦拘束力又は凝固均一度は得られないものの、摩擦拘束力及び凝固均一度のいずれもが悪い値にならないため、凝固シェル１０の割れやブレークアウト等を防止でき、高品質の鋳片を安定鋳造できることを見出した。そのためには、面平均抜熱流束ｑに応じて鋳造中に、短辺鋳型板２をテーパ変化点Ｐで折り曲げることで、上下テーパ比率Ｒを適切な値に変更すれば、十分に高品質の鋳片を鋳造できることが判明した。

例えば、図１４に示すように、上下テーパ比率Ｒ_０＝１．５４、面平均抜熱流束ｑが基準値ｑ_０（例えば、ｑ_０＝１．２×１０^６（Ｗ／ｍ^２））の条件で連続鋳造を操業しているときは、凝固均一度は約０．８６６８、摩擦拘束力は約１．７である。ここで、メニスカス位置から鋳型１下端までの距離Ｌ＝０．８ｍ、鋳造速度Ｖ＝１．５ｍ／ｍｉｎのときは、面平均抜熱流束ｑの基準値ｑ_０は、下記（１７）式により、概略次の値になる。
ｑ_０＝１．０×１０^６×（０．８／１．５）^{−０．３４４}＝１．２×１０^６（Ｗ／ｍ^２）

かかる操業中に、面平均抜熱流束ｑがｑ_０からｑ_１に増加したときには（例えば、ｑ_１＝１．３×１０^６（Ｗ／ｍ^２）、ｑ_１／ｑ_０＝１．１）、図１４の実線楕円で示すように、上下テーパ比率Ｒを元の１．５４から１．３８まで低下させれば、凝固均一度は、元の約０．８６６８のままで高レベルを維持できるとともに、摩擦拘束力は、元の約１．７から約１．７５まで微増する程度であり、依然として低レベルを維持できる。また、同様に面平均抜熱流束ｑがｑ_０からｑ_１に増加したときに、上下テーパ比率Ｒを元の１．５４から１．２５まで低下させれば、摩擦拘束力は、元の約１．７のままで低レベルを維持できるとともに、凝固均一度は、元の約０．８６６８から約０．８５５３まで微減する程度であり、依然として高レベルを維持できる。

一方、これとは逆に、上記条件での操業中に、面平均抜熱流束ｑがｑ_０からｑ_２に減少したときには（例えば、ｑ_２＝１．０×１０^６（Ｗ／ｍ^２）、ｑ_２／ｑ_０＝０．８７）、図１４の実線楕円で示すように、上下テーパ比率Ｒを元の１．５４から１．７５まで上昇させれば、凝固均一度は、元の約０．８６６８のままで高レベルを維持できるとともに、摩擦拘束力は、元の約１．７から約１．６７まで低下させて、更に低レベルにすることができる。また、同様に面平均抜熱流束ｑがｑ_０からｑ_２に減少したときに、上下テーパ比率Ｒを元の１．５４から１．８５まで上昇させれば、摩擦拘束力は、元の約１．７のままで低レベルを維持できるとともに、凝固均一度は、元の約０．８６６８から約０．８７２２まで増加させて更に高レベルにすることができる。

このように、短辺鋳型板２の面平均抜熱流束ｑが変化した場合であっても、その面平均抜熱流束ｑの増減に応じて鋳造中に上下テーパ比率Ｒを減増させることで、摩擦拘束力及び凝固均一度をほぼ一定に維持できることが分かる。そこで、本実施形態に係る連続鋳造方法では、面平均抜熱流束ｑが増加したときには、鋳造中に短辺鋳型板２の屈曲を緩めて、テーパ変化点Ｐでの折り曲げ度合いを小さくすることで、上下テーパ比率Ｒを減少させる。これによって、凝固均一度を高レベルに維持しつつ、摩擦拘束力の増加も抑制できる。一方、面平均抜熱流束ｑが減少したときには、鋳造中に短辺鋳型板２を屈曲させて、テーパ変化点Ｐでの折り曲げ度合いを大きくすることで、上下テーパ比率Ｒを増加させる。これによって、摩擦拘束力を低レベルに維持しつつ、凝固均一度の低下も抑制できる。

ここで、短辺鋳型板２の面平均抜熱流束ｑの変動に応じて、鋳造中に上下テーパ比率Ｒを好適な値に制御するときのＲの制御量について説明する。図１４の結果から分かるように、例えば、面平均抜熱流束ｑが基準値ｑ_０に対して１０％増減に対して、上下テーパ比率Ｒを最大で０．３程度、減増させればよい。ただし、上述した理由から、上下テーパ比率Ｒの最大値は、上記式（８）で得られるＲ_Ｍ、Ｒの最小値は１．０（即ち、１段テーパ）とすることが好ましい。

また、短辺鋳型板２を通じた面平均抜熱流束ｑ（Ｗ／ｍ^２）は、短辺鋳型板２を冷却するための冷却水の入側と出側の温度差、又は、短辺鋳型板２に設けられた温度差センサ（例えば熱電対）の検出値から計算することができる。また、面平均抜熱流束ｑ（Ｗ／ｍ^２）は、鋼種や鋳造条件によっても異なるが、例えば、鋳造速度Ｖ（ｍ／ｍｉｎ）と、メニスカス位置から鋳型下端までの距離Ｌ（ｍ）をパラメータとして以下の式（１７）で求められる。
ｑ＝１．０＊１０^６＊（Ｌ／Ｖ）^{−０．３４４} （１７）

さらに、面平均抜熱流束ｑは鋳造速度Ｖに応じて増減し、例えば、鋳造速度Ｖが減少すれば、面平均抜熱流束ｑは減少する。しかし、鋳造速度Ｖが一定である定常状態においても、面平均抜熱流束ｑが変化するときがある。例えば、鋳型１と凝固シェル１０（鋳片）との間の潤滑のために投入されるパウダーの流入状態が変わると、パウダーの厚みによって面平均抜熱流束ｑが変動する。また、鋳型１の短辺鋳型板２と凝固シェル１０（鋳片）との間の接触状態によっても、面平均抜熱流束ｑが変動する。このように、非定常的な要因によって、鋳造速度Ｖが一定であっても、面平均抜熱流束ｑが変動することがある。かかる場合に、上述したように面平均抜熱流束ｑの増減に応じて鋳造中に上下テーパ比率Ｒを制御すれば、摩擦拘束力を増加させることなく、凝固均一度を維持できる。

また、上記のように面平均抜熱流束ｑに応じて短辺鋳型板２を屈曲させるタイミングは、次の通りである。本実施形態では、面平均抜熱流束ｑに応じた短辺鋳型板２の屈曲は、鋳型１内への溶鋼の注入中断中でも、再注入後に面平均抜熱流束ｑが定常状態になったときでも実行可能である。

まず、連続鋳造装置において、それぞれの鋼種、鋳造条件ごとに、鋳造中の冷却水の温度差、熱電対の検出値等を測定して、短辺鋳型板２の面平均抜熱流束ｑの基準値ｑ_０を予め設定しておく。次いで、短辺鋳型板２と長辺鋳型板３を組み立てて鋳型１を設置した後、当該鋳型１内に溶鋼を注入開始する前に、該当チャージで予定されている鋼種や鋳造条件に応じて、最適な面平均抜熱流束ｑを求め、当該面平均抜熱流束ｑに適した上下テーパ比率Ｒとなるように短辺鋳型板２を屈曲させる。次いで、鋳型１内への溶鋼の注入開始後に、鋳型１を用いて実際に鋳片を鋳造する鋳造期間において、実際に短辺鋳型板２の面平均抜熱流束ｑを測定しながら、該測定された面平均抜熱流束ｑに応じて、短辺鋳型板２を屈曲させて、上下テーパ比率Ｒを微調整する。これにより、面平均抜熱流束ｑが定常速度になってから、面平均抜熱流束ｑの変動に追従して、上下テーパ比率Ｒをリアルタイムで適正値に変更できる。従って、面平均抜熱流束ｑの変動に柔軟に対応できるので、実際の鋳造期間において、上記非定常要因による面平均抜熱流束ｑの変動が生じても、上下テーパ比率Ｒを最適化して、高品質の鋳片を鋳造できる。

以上のように、面平均抜熱流束ｑを変更した場合であっても、その面平均抜熱流束ｑに応じて短辺鋳型板２の屈曲度合いを変更して上下テーパ比率Ｒを増減させることで、摩擦拘束力及び凝固均一度をほぼ一定（例えば１％程度の変動量）に維持することができる。従って、面平均抜熱流束ｑの変動にかかわらず、摩擦拘束力及び凝固均一度の双方を適正範囲内に維持することができるので、鋳造中に凝固シェル１００の割れやブレークアウトを発生させることなく、高品質の鋳片を安定して鋳造できる。

なお、上記図１４を用いた説明では、鋳片幅Ｗ＝１１５０ｍｍ、変化点位置ｘ＝２００ｍｍ、トータルテーパ率Ｔ_Ｔ＝１．２％／ｍ、鋳造速度Ｖ＝１．５ｍ／ｍｉｎの例を挙げて説明したが、上下テーパ比率Ｒと摩擦拘束力や凝固均一度との関係は、他の条件でも同様である。

［７．連続鋳造装置（多段テーパ短辺）の構成］
次に、上述した本実施形態に係る連続鋳造方法を実行する連続鋳造装置について説明する。図１５は、本実施形態に係る連続鋳造装置の構成を示す図である。なお、図１５では、説明の便宜上、連続鋳造装置の一側の短辺鋳型板２周辺の構成のみを示しているが、他側にも対称な構成を具備しているものとする。

図１５に示すように、本実施形態に係る連続鋳造装置は、連続鋳造鋳型１（以下「鋳型１」ともいう。）と、短辺駆動機構４とを備える。鋳型１は、鋳造方向に相異なる２以上の短辺テーパ率（単位：％／ｍ）を有する一対の多段テーパ短辺鋳型板２と、当該一対の短辺鋳型板２をその幅方向両側から挟み込む一対の長辺鋳型板３（図１５では図示せず。図３参照。）とからなる。長辺鋳型板３及び短辺鋳型板２は、それぞれ２枚で１組を構成し、凝固シェル１０に面する側（テーパ面６側）が水冷銅板２１、その反対面を鋼製のバックフレーム２２とすると良い。短辺鋳型板２の幅が鋳造する鋳片の厚みにほぼ等しく、一対の短辺鋳型板２の下端部の間隔が鋳造する鋳片の幅（鋳片幅Ｗ）にほぼ等しい。短辺鋳型板２のテーパ面６は、テーパ率が大きい上テーパ面６_Ｕと、テーパ率が小さい下テーパ面６_Ｌとからなり（上テーパ率Ｔ_Ｕ＞下テーパ率Ｔ_Ｌ）、上テーパ面６_Ｕと下テーパ面６_Ｌの境界がテーパ変化点Ｐとなる。かかる一対の短辺鋳型板２を対向配置して一対の長辺鋳型板３で挟み込むことにより、矩形の鋳造空間を有する鋳型１が形成される。

本実施形態に係る短辺鋳型板２は、上下テーパ比率Ｒを可変とするために上下分割式の構造となっている。即ち、短辺鋳型板２の水冷銅板２１は、上側銅板２１ａと下側銅板２１ｂとに分割されており、該短辺鋳型板２のバックフレーム２２も、上側バックフレーム２２ａと下側バックフレーム２２ｂとに分割されている。上側銅板２１ａと下側銅板２１ｂとの合わせ面は、半円弧断面となっており、上側銅板２１ａは下側銅板２１ｂに対して回動可能に接合されている。例えば、上側銅板２１ａの下端面は、断面半円弧状の凹曲面となっており、下側銅板２１ｂの上端面は、断面半円弧状の凸曲面となっており、これら両端面は、スラスト力を受けて隙間なく接合する。かかる構造により、上側銅板２１ａと下側銅板２１ｂの接合部を、可変テーパの折れ支点として、上側銅板２１ａを下側銅板２１ｂに対して回動できる。これにより、上側銅板２１ａの上テーパ面６_Ｕの傾きを変えて、上テーパ率Ｔ_Ｕを変化させることができる。また、上側バックフレーム２２ａと下側バックフレーム２２ｂは、上側銅板２１ａ、下側銅板２１ｂの背面側にそれぞれ取り付けられている。かかる上側バックフレーム２２ａと下側バックフレーム２２ｂの間には、上記銅板２１ａ、２１ｂの接合部に対応する高さ位置に、隙間２３が形成されている。

以上のような構成の短辺鋳型板２は、上側銅板２１ａが下側銅板２１ｂに対して回動自在な構造であるので、上側銅板２１ａの傾斜量（上テーパ量）と下側銅板２１ｂの傾斜量（下テーパ量）を、個別に変えることができる。従って、短辺鋳型板２をテーパ変化点Ｐで折り曲げて、上下テーパ比率Ｒを自在に変更することができる。

短辺駆動機構４は、短辺鋳型板２を鋳片幅方向に進退、傾動、屈曲させるための機構である。この短辺駆動機構４は、鋳片幅Ｗを変えるために短辺鋳型板２を水平移動（鋳片幅方向に移動）させる短辺移動機構と、短辺鋳型板２のトータルテーパ率Ｔ_Ｔを変えるために短辺鋳型板２を傾動させる短辺傾動機構と、短辺鋳型板２の上下テーパ比率Ｒを変えるために短辺鋳型板２を屈曲させる短辺屈曲機構と、これら機構を制御する制御装置５を備える。

詳細には、短辺駆動機構４は、例えば、短辺鋳型板２を水平移動させるための１つのアクチュエータ７と、短辺鋳型板２を傾動及び屈曲させるための２つのアクチュエータ８、９と、これらアクチュエータ７、８、９を制御する制御装置５と、を備える。アクチュエータ７、８、９は、例えば図示のように、電動シリンダ、油圧シリンダなどを用いることができるが、かかる例に限定されず、短辺駆動機構は電動モータ等の任意の駆動装置を用いてもよい。

水平移動用のアクチュエータ７は、短辺鋳型板２を水平方向に移動させるための駆動力を発生するように水平姿勢で設置される。当該アクチュエータ７の先端部は、可動基台３０の後端部にヒンジ部３１を介して回動可能に連結されている。可動基台３０は、ヒンジ部３２を介して第１連結部材３３の下部側に回動可能に連結されており、当該第１連結部材３３は、短辺鋳型板２の下側バックフレーム２２ｂに連結されている。これにより、アクチュエータ７を駆動させることで、可動基台３０及び第１連結部材３３を介して短辺鋳型板２を水平方向に移動（鋳片幅方向に進退）させることができる。

また、第１連結部材３３の後部側には第２連結部材３４が設けられている。第２連結部材３４は、水平部３４ａと垂直部３４ｂとからなり、逆Ｌ字形の断面形状を有する。アクチュエータ８は、可動基台３０と第２連結部材３４との間に、ほぼ垂直姿勢で配設される。アクチュエータ８の上端は第２連結部材３４の水平部３４ａの下面側に対して、ヒンジ部３５により回動可能に連結され、アクチュエータ８の下端は可動基台３０の上面に対して、ヒンジ部３６により回動可能に連結される。

さらに、短辺鋳型板２の上側バックフレーム２２ａには、背面方向に延設される第３連結部材３７が連結されている。第３連結部材３７と第１連結部材により、短辺鋳型板２が支持される。アクチュエータ９は、第１連結部材３３と第３連結部材３７との間に、ほぼ垂直姿勢で配設される。アクチュエータ９の上端は第３連結部材３７の下面側に対して、ヒンジ部３８により回動可能に連結され、アクチュエータ８の下端は第１連結部材３３の上面に対して、ヒンジ部３９により回動可能に連結される。

また、第１連結部材３３の上面に設置されたリブ４０と、第３連結部材３７の間には、スプリング４１が設けられている。このスプリング４１は、リブ４０と第３連結部材３７の間に略垂直方向の弾性力を付与し、アクチュエータ９による短辺鋳型板２の屈曲動作を円滑にする機能を有する。

制御装置５は、上記アクチュエータ７、８、９に接続されており、当該アクチュエータ７、８、９の駆動を制御する。この制御装置５は、図１６に示すように、入力部５１と、最適値演算部５２と、駆動制御部５３とを備える。入力部５１は、オペレータが操作するコンピュータ装置などで構成され、オペレータや各種のセンサから、連続鋳造に関する各種の操業条件（例えば、鋳片幅Ｗ、鋳造速度Ｖ、鋼種など）の設定値が入力される。入力部５１は、上記入力された操業条件の設定値を最適値演算部５２に送る。最適値演算部５２は、入力部５１からの操業条件の設定値に基づいて、上記操業条件に応じた短辺鋳型板２の配置に関する最適値を計算する。この最適値は、例えば、２つの短辺鋳型板２間の幅（鋳片幅Ｗに相当）、短辺鋳型板２の高さ位置（変化点位置ｘに相当）、短辺鋳型板２の傾斜量（トータルテーパ率Ｔ_Ｔに相当）、短辺鋳型板２の屈曲量（上下テーパ比率Ｒに相当）などである。最適値演算部５２は、計算した最適値を駆動制御部５３に送る。駆動制御部５３は、最適値演算部５２からの最適値に基づいて、アクチュエータ７、８、９を駆動させるための制御量を計算し、その制御量をアクチュエータ７、８、９に出力する。アクチュエータ７、８、９は、制御装置５からの制御量に基づいて駆動する。

上記のように、本実施形態に係る連続鋳造方法は、短辺鋳型板２を用いた鋳造中に、短辺駆動機構４を用いて、操業条件に応じて短辺鋳型板２を屈曲させることによって、上下テーパ比率Ｒを適正値に制御することを特徴としている。このように鋳造中に上下テーパ比率Ｒを適正値に制御するために、鋳造中に変更され得る操業条件（鋳造速度Ｖ等）の値ごとに、当該操業条件の各値に適した上下テーパ比率Ｒ等の設定値を予め求めておき、制御装置５の記憶部（図示せず。）に保持しておいてもよい。これにより、制御装置５は、当該記憶部内の上下テーパ比率Ｒの設定値に基づいて、鋳造中に操業条件に応じた上下テーパ比率Ｒ等の適正値を得て、上下テーパ比率Ｒが当該適正値となるように、短辺鋳型板２の屈曲を制御することができる

次に、上記構成の短辺駆動機構４の動作について説明する。短辺駆動機構４の制御装置５は、上記入力された操業条件に基づいて短辺鋳型板２が適切な配置（短辺間の幅、高さ、傾き、屈曲量）となるように、アクチュエータ７、８、９を駆動させる。

例えば、制御装置５は、アクチュエータ７を適切な量だけ駆動させることで、短辺鋳型板２を水平方向に移動させて、２つの短辺鋳型板２間の幅を制御する。また、制御装置５は、アクチュエータ８を適切な量だけ駆動させることで、第２連結部材３４及び第１連結部材３３を介して、短辺鋳型板２を傾動させて、短辺鋳型板２の傾き（トータルテーパ率Ｔ_Ｔ）を制御する。このようにアクチュエータ８によって短辺鋳型板２の傾斜量を定めることにより、設定された鋳片幅Ｗに応じて、短辺鋳型板２のトータルテーパ率Ｔ_Ｔを所定の値に定めることができる。本実施形態では、現実的な操業形態の観点からは、鋳造中いずれの鋳片幅Ｗにおいても同一のトータルテーパ率Ｔ_Ｔとなるように、短辺鋳型板２の水平位置及び傾きを制御することが好ましい。

また、本実施形態に係る短辺駆動機構４は、短辺鋳型板２の移動機構、傾動機構のみならず、短辺鋳型板２の屈曲機構を備えることを特徴としている。即ち、短辺駆動機構４の制御装置５は、アクチュエータ８、９それぞれを操業条件に応じた適切な量だけ駆動させることで、短辺鋳型板２を屈曲させて（つまり、テーパ変化点Ｐで折り曲げて）、短辺鋳型板２の上下テーパ比率Ｒを制御することができる。

詳細には、短辺駆動機構４の制御装置５は、上述した鋳造速度Ｖや溶鋼の種類（例えば炭素濃度Ｃ）、短辺鋳型板２の面平均抜熱流束ｑ等の操業条件に応じた適正な上下テーパ比率Ｒを計算し、上下テーパ比率Ｒが当該適正値となるような上側銅板２１ａと下側銅板２１ｂの傾きをそれぞれ求め、さらに、上側銅板２１ａと下側銅板２１ｂが当該傾きとなるように、アクチュエータ８、９を駆動制御する。この結果、アクチュエータ８の駆動により、第１連結部材３３及び短辺鋳型板２がヒンジ部３２を中心として回動して、下側銅板２１ｂの傾き（下テーパ率Ｔ_Ｌ）が適正値に調整される。さらに、アクチュエータ８の駆動により、第３連結部材３７及び上側銅板２１ａが、上側銅板２１ａと下側銅板２１ｂの接合部を中心として回動して、上側銅板２１ａの傾き（上テーパ率Ｔ_Ｕ）が適正値に調整される。つまり、アクチュエータ８の駆動により、上側銅板２１ａが下側銅板２１ｂに対して回動し、短辺鋳型板２がテーパ変化点Ｐで折れ曲がる。この結果、上側銅板２１ａの傾き（上テーパ率Ｔ_Ｕ）と下側銅板２１ｂの傾き（下テーパ率Ｔ_Ｌ）の比である上下テーパ比率Ｒが、変更後の操業条件に応じた適切な比率に変更される。

以上のようにして、本実施形態に係る短辺駆動機構４は、連続鋳造中に、鋳造速度Ｖや溶鋼の種類、短辺鋳型板２の面平均抜熱流束ｑなどといった連続鋳造の操業条件に応じて、鋳造中に短辺鋳型板２を屈曲させて、上下テーパ比率Ｒを変更できる。よって、図示の連続鋳造装置を用いることで、上述した本実施形態に係る連続鋳造方法を好適に実現できる。

本実施形態に係る多段テーパ短辺鋳型板２を用いた連続鋳造装置は、短辺駆動機構４によって、短辺鋳型板６０をテーパ変化点Ｐ（屈曲部）で折り曲げることにより、当該屈曲部の曲率を比較的小さくでき、屈曲部以外のテーパ面６が平面となる多段テーパを提供できる構造である。

［８．第２の実施形態に係る連続鋳造方法の概要］
次に、本発明の第２の実施形態に係る連続鋳造方法について説明する。第２の実施形態に係る連続鋳造方法では、上述した第１の実施形態に係る多段テーパ短辺鋳型板２に代えて、図１７に示すような、鋳造方向に湾曲した曲面テーパを有する曲面テーパ短辺鋳型板６０を使用し、操業条件に応じて、鋳造中に当該曲面テーパ短辺鋳型板６０を湾曲させることにより、上下テーパ比率Ｒを変更することを特徴としている。

ここで、図１７を参照して、曲面テーパ短辺鋳型板６０の上下テーパ比率Ｒについて説明する。図１７（ａ）に示すように、曲面テーパ短辺鋳型板６０は、鋳型内の凝固シェル（図示せず。）と接触する銅板６１と、当該銅板６１の背面に取り付けられたバックフレーム６２とからなる。かかる曲面テーパ短辺鋳型板６０に対して後述の短辺駆動機構を用いて外力を加えることで、図１７（ｂ）に示すように、曲面テーパ短辺鋳型板６０を内側（凝固シェル側）に凸となるように湾曲させる。

このようにして湾曲された曲面テーパ短辺鋳型板６０（以下、「短辺鋳型板６０」ともいう。）の上下テーパ比率Ｒは、短辺鋳型板６０のメニスカス位置１１での接線Ａの勾配と、短辺鋳型板６０の下端１３での接線Ｂの勾配との比率である。即ち、短辺鋳型板６０の上下テーパ比率Ｒは、当該短辺鋳型板６０の上テーパ率Ｔ_Ｕと下テーパ率Ｔ_Ｌとの比率である（上下テーパ比率Ｒ＝Ｔ_Ｕ／Ｔ_Ｌ）。上テーパ率Ｔ_Ｕ（％／ｍ）は、短辺鋳型板６０のテーパ面６５のメニスカス位置における接線Ａの勾配であり、下テーパ率Ｔ_Ｌ（％／ｍ）は、該テーパ面６５の下端１３における接線Ｂの勾配である。また、短辺鋳型板６０のトータルテーパ率Ｔ_Ｔは、上述した（３）式で表される。Ｗ_０は例えば、メニスカス幅（Ｗ_Ｍ）、鋳型下端幅（Ｗ_Ｂ）など、任意の幅値である。
Ｔ_Ｔ（％／ｍ）＝｛（Ｗ_Ｍ−Ｗ_Ｂ）／Ｗ_０／Ｌ｝×１００ （３）

第２の実施形態に係る連続鋳造方法は、上記のような一対の曲面テーパ短辺鋳型板６０と、当該短辺鋳型板６０を幅方向両側から挟む一対の長辺鋳型板とからなる連続鋳造鋳型１を用いる。そして、第２の実施形態に係る連続鋳造方法では、当該鋳型１による連続鋳造中に、連続鋳造の操業条件の変更の前後で、凝固シェルの凝固均一度及び摩擦拘束力が所定範囲内で変化する（例えば、ほぼ一定となる）ように、連続鋳造の操業条件に応じて曲面テーパ短辺鋳型板６０を湾曲させることにより、短辺鋳型板６０の上下テーパ比率Ｒを変更することを特徴としている。このとき、短辺鋳型板６０のトータルテーパ率Ｔ_Ｔを変更せずに、上下テーパ比率Ｒを変更する。

操業条件は、第１の実施形態と同様に、鋳型１内で溶融金属が凝固して形成された凝固シェルの凝固均一度、及び、凝固シェルと短辺鋳型板６０との間の摩擦拘束力の双方に影響を及ぼす操業条件であり、例えば、鋳造速度Ｖや溶融金属の炭素濃度Ｃ、短辺鋳型板２の面平均抜熱流束ｑ、鋳片幅Ｗなどである。

上記のように、本実施形態では、操業条件の変更の前後で凝固均一度及び摩擦拘束力がほぼ一定となるように、操業条件に応じて鋳造中に曲面テーパ短辺鋳型板６０の湾曲度合いを変えることで、上下テーパ比率Ｒを変更する。これにより、短辺鋳型板６０の上下テーパ比率Ｒを操業条件に適した位置に調整することができる。例えば、鋳造速度Ｖの増加に応じて、鋳造中に短辺鋳型板６０の湾曲を緩めることにより、短辺鋳型板６０の上下テーパ比率Ｒを小さくする。一方、鋳造速度Ｖの減少に応じて、鋳造中に短辺鋳型板６０を湾曲させることにより、短辺鋳型板６０の上下テーパ比率Ｒを大きくする。これによって、鋳造速度Ｖの変更前後で、鋳造される凝固シェル１０の凝固均一度及び摩擦拘束力をほぼ一定にできる。

かかる鋳造速度Ｖに応じた上下テーパ比率Ｒの変更手法は、上記第１の実施形態と同様であるので、詳細説明は省略する（図１０、１１参照。）また、操業条件が溶鋼の炭素濃度Ｃである場合についても、第１の実施形態と同様な手法により、炭素濃度Ｃに応じて曲面テーパ短辺鋳型板６０の湾曲度合いを変えることで、上下テーパ比率Ｒを変更する（図１２、１３参照。）。これによって、炭素濃度Ｃの変更前後で、鋳造される凝固シェル１０の凝固均一度及び摩擦拘束力をほぼ一定にできる。また、操業条件が短辺鋳型板２の面平均抜熱流束ｑについても、第１の実施形態と同様な手法により、面平均抜熱流束ｑの増減に応じて上下テーパ比率Ｒを減増変更することで（図１４参照。）、鋳造される凝固シェル１０の凝固均一度及び摩擦拘束力をほぼ一定にできる。

以上のよう曲面テーパ短辺鋳型板６０の湾曲を制御することで、上下テーパ比率Ｒを操業条件に応じた適切な比率に制御できるので、操業条件の変更前後で、相反関係にある凝固均一度と摩擦拘束力をほぼ一定値に維持することができる。従って、凝固均一度と摩擦拘束力の双方の制約を満足させつつ、連続鋳造の操業条件の変更に対応することができる。よって、鋳造速度等の操業条件が変更されても、表面割れ及び内部割れのない高品質の鋳片を安定して鋳造することができるようになる。

［９．連続鋳造装置（曲面テーパ短辺）の構成］
次に、図１８を参照して、第２の実施形態に係る連続鋳造方法を実行する連続鋳造装置について説明する。図１８は、第２の実施形態に係る連続鋳造装置の構成を示す図である。なお、図１８では、説明の便宜上、連続鋳造装置の一側の曲面テーパ短辺鋳型板６０周辺の構成のみを示しているが、他側にも対称な構成を具備しているものとする。

図１８に示すように、第２の実施形態に係る連続鋳造装置は、連続鋳造鋳型１（以下「鋳型１」ともいう。）と、短辺駆動機構４とを備える。鋳型１は、上記の曲面テーパ短辺鋳型板６０と、当該一対の短辺鋳型板６０をその幅方向両側から挟み込む一対の長辺鋳型板（図示せず。図３参照。）とからなる。短辺鋳型板６０及び長辺鋳型板は、それぞれ２枚で１組を構成し、凝固シェル１０に面する側（テーパ面６５側）が水冷銅板６１、その反対面を鋼製のバックフレーム６２からなる。

短辺鋳型板６０のバックフレーム６２は、上側バックフレーム６２ａと下側バックフレーム６２ｂとに分割されている。かかる上側バックフレーム６２ａと下側バックフレーム６２ｂの間には、所定の隙間６３が形成されている。かかる構造により、短辺鋳型板６０を湾曲させるときに、高硬度のバックフレーム６２を湾曲させなくとも、当該隙間６３の近傍で低硬度の銅板６１のみを容易に湾曲させることができる。また、十分な隙間６３を設けることで、上側バックフレーム６２ａと下側バックフレーム６２ｂを接触しないようにして、銅板６１の湾曲を妨げないようにできる。

以上のような構成の曲面テーパ短辺鋳型板６０は、銅板６１を湾曲可能な構造であるので、銅板６１のメニスカス位置での傾斜量（上テーパ量）と鋳型下端での傾斜量（下テーパ量）を個別変えることができる。従って、短辺鋳型板６０を湾曲させることで、上下テーパ比率Ｒを自在に変更することができる。

短辺駆動機構４は、鋳片幅Ｗを変えるために短辺鋳型板６０を水平移動（鋳片幅方向に移動）させる短辺移動機構と、短辺鋳型板６０のトータルテーパ率Ｔ_Ｔを変えるために短辺鋳型板６０を傾動させる短辺傾動機構と、短辺鋳型板６０の上下テーパ比率Ｒを変えるために短辺鋳型板６０を湾曲させる短辺湾曲機構と、これら機構を制御する制御装置５を備える。かかる短辺駆動機構４の構成は、上記第１の実施形態の短辺駆動機構４（図１５、図１６参照）と略同一であるので、その詳細説明は省略する。

次に、上記構成の短辺駆動機構４の動作について説明する。短辺駆動機構４の制御装置５は、上記入力された操業条件に基づいて、曲面テーパ短辺鋳型板６０が適切な配置（短辺間の幅、高さ、傾き、屈曲量）となるように、アクチュエータ７、８、９を駆動させる。例えば、制御装置５は、アクチュエータ７を適切な量だけ駆動させることで、短辺鋳型板６０を水平方向に移動させて、２つの短辺鋳型板６０間の幅を制御する。また、制御装置５は、アクチュエータ８を適切な量だけ駆動させることで、第２連結部材３４及び第１連結部材３３を介して、短辺鋳型板６０を傾動させて、短辺鋳型板６０の傾き（トータルテーパ率Ｔ_Ｔ）を制御する。

また、本実施形態に係る短辺駆動機構４は、短辺鋳型板６０の移動機構、傾動機構のみならず、短辺鋳型板６０の湾曲機構を備えることを特徴としている。即ち、短辺駆動機構４の制御装置５は、アクチュエータ８、９それぞれを操業条件に応じた適切な量だけ駆動させることで、短辺鋳型板６０を湾曲させて、短辺鋳型板６０の上下テーパ比率Ｒを制御することができる。

詳細には、短辺駆動機構４の制御装置５は、上述した鋳造速度Ｖや溶鋼の種類（例えば炭素濃度Ｃ）、短辺鋳型板２の面平均抜熱流束ｑ等の操業条件に応じた適正な上下テーパ比率Ｒを計算し、上下テーパ比率Ｒが当該適正値となるような短辺鋳型板６０の湾曲量を求め、さらに、短辺鋳型板６０が当該湾曲量で湾曲するように、アクチュエータ８、９を駆動制御する。この結果、アクチュエータ８、９の駆動により、第３連結部材３７及び上側バックフレーム６２ａを介して銅板６１の上部に力が加わるとともに、第１連結部材３３及び下側バックプレート６２ｂを介して銅板６１の下部に別の力が加わる。これにより、短辺鋳型板６０の銅板６１が、主に隙間６３の周辺で、上記湾曲量だけ湾曲する。この結果、短辺鋳型板６０のメニスカス位置１１での接線勾配（上テーパ率Ｔ_Ｕ）と鋳型下端１３での接線勾配（下テーパ率Ｔ_Ｌ）の比である上下テーパ比率Ｒが、変更後の操業条件に応じた適切な比率に変更される。

以上のようにして、第２の実施形態に係る短辺駆動機構４は、連続鋳造中に、鋳造速度Ｖや溶鋼の種類、短辺鋳型板２の面平均抜熱流束ｑなどといった連続鋳造の操業条件に応じて、短辺鋳型板６０を湾曲させて、上下テーパ比率Ｒを変更できる。よって、図示の連続鋳造装置を用いることで、上述した本実施形態に係る連続鋳造方法を好適に実現できる。

第２の実施形態に係る曲面テーパ短辺鋳型板６０を用いた連続鋳造装置は、短辺鋳型板６０を湾曲させることにより、屈曲部（湾曲部）の曲率を大きく、なだらかにできる構造である。第２の実施形態において、短辺鋳型板６０の屈曲部の曲率は、モールド銅板６１の厚みや、曲げ力を印可する位置などで調整可能である。

［１０．効果］
以上、本発明の好適な実施の形態に係る連続鋳造方法とそれを実現する連続鋳造装置について説明した。上記実施形態によれば、鋳造速度Ｖ又は溶融金属の種類（例えば炭素濃度Ｃ）、短辺鋳型板２の面平均抜熱流束ｑ等の操業条件に応じて、連続鋳造中に短辺鋳型板２、６０を屈曲（折り曲げ、湾曲）させることにより、上下テーパ比率Ｒを変更させる。このとき、操業条件の変更の前後で、凝固均一度と摩擦拘束力が所定の微笑範囲内（例えば変化量が１％以内）で変化するように、上下テーパ比率Ｒを変更する。これにより、操業条件の変更の前後で、凝固均一度と摩擦拘束力をほぼ一定に維持したままで、短辺鋳型板２、６０のテーパ形状を、変更後の操業条件に適した形状に変えることができる。

従って、当該操業条件の変更前後で、相反関係にある凝固均一度及び摩擦拘束力の双方がほぼ一定値となるように制御できるので、上述した相反関係にある凝固均一度と摩擦拘束力の双方の制約を満足させつつ、鋳造速度Ｖ等の操業条件の変更に対応することができる。よって、鋳造速度Ｖ等の鋳造条件にかかわらず、鋳片の凝固不均一を解消して、凝固シェル厚をブレークアウトの限界厚み以上に確保しつつ、表面割れ、内部割れのない高品質の鋳片を安定して鋳造することができる。

上述した特許文献２、３、５記載の従来技術でも、鋳造速度等の変更に応じて、短辺鋳型板を湾曲又は折曲させてはいるが、これら従来技術では、短辺鋳型板のテーパ形状を、予測した凝固シェルの自由収縮プロフィールに一致させようとするものである。これに対し、本実施形態は、予め予測した凝固均一度及び摩擦拘束力を考慮して決定された制御方法により、短辺鋳型板２、６０の上下テーパ比率Ｒを制御するものであり、必ずしも従来技術のような凝固シェルの自由収縮プロフィールに沿っていない点で、上記従来技術と相違する。

従来技術のように凝固シェルの自由収縮プロフィールを正確に予測することは非常に困難であるので、その予測した自由収縮プロフィールに短辺鋳型板のテーパ形状を合わせたとしても、現実の凝固シェルに適合するどうかは定かではない。ましてや、短辺鋳型板のテーパ形状が変われば、当然ながら凝固シェルの自由収縮プロフィールも変化する。そこで、本実施形態では、別途シミュレーション（上記本実施形態に係る計算方法）により、短辺鋳型板のテーパ形状ごとの凝固均一度を評価し、その評価値に基づいて、短辺鋳型板２、６０のテーパ形状を制御している。

以上説明したように、特許文献２、３、５記載の従来技術では、予測した凝固シェルの自由収縮プロフィールに合わせてテーパ形状を制御しているのに対し、本実施形態では、凝固シェルの自由収縮プロフィールのみならず、予め鋳片の変形までを考慮したシミュレーションを実施して、最適なテーパ形状を求めており、この最適形状に合うように短辺鋳型板２、６０の上下テーパ比率Ｒを制御する。ここで、鋳片の変形とは、上述したように、（１）上記凝固シェルの自由収縮のみならず、（２）鋳片に対する外力（鋳型との接触）による鋳片の変形や、（３）鋳型内の溶融金属の静圧による鋳片の変形などを含むものである。本実施形態では、このような実際の鋳型内における鋳片（凝固シェル）の変形までをも考慮して、テーパ形状を制御する点に特徴を有する。この結果、本実施形態に係る短辺鋳型板２、６０のテーパ形状は、従来技術に係る自由収縮プロフィールに従うテーパ形状とは異なる形状になる。

さらに、上記従来技術では、かかる鋳片の変形を考慮していないばかりか、実際の鋳造時に生じる凝固均一度や摩擦拘束力の影響を考慮していなかった。詳細には、上記従来技術では、理論的な凝固シェルの自由収縮プロフィールのみを考慮し、現実の鋳型内のコーナー部分で生じるギャップによる凝固均一度の低下や、摩擦拘束力の上昇については何ら考慮していなかった。そのため、実際の鋳造時の鋳片の変形に適した短辺制御を行っておらず、高品質の鋳片を安定鋳造する観点からは、依然として改善の余地があった。

これに対し、本実施形態では、上述したように実際の鋳型内における凝固シェルの挙動に合わせて短辺テーパ形状を制御するため、上記本実施形態に係る計算方法により凝固均一度と摩擦拘束力をシミュレーションし、これにより得られる凝固均一度と摩擦拘束力とがほぼ一定となるように短辺鋳型板２、６０のテーパ形状を制御する。これにより、実際の鋳造時の鋳片の変形に合わせて、短辺テーパ形状を最適化できるので、割れやブレークアウトをより的確に防止して、高品質の鋳片を安定的に鋳造できる

以上、添付図面を参照しながら本発明の好適な実施形態について詳細に説明したが、本発明はかかる例に限定されない。本発明の属する技術の分野における通常の知識を有する者であれば、特許請求の範囲に記載された技術的思想の範疇内において、各種の変更例または修正例に想到し得ることは明らかであり、これらについても、当然に本発明の技術的範囲に属するものと了解される。

例えば、上記第１の実施形態では、多段テーパ短辺鋳型板として、２段テーパ短辺鋳型板２の例を挙げて説明したが、３段テーパ以上の短辺鋳型板にも適用できる。３段テーパ以上の短辺鋳型板にて、屈曲部（テーパ変化点）の数を２つ以上に増やす場合は、アクチュエータ等の駆動装置の設置数を増やすることで対応可能である。

また、上記実施形態では、凝固シェル１０の凝固均一度及び摩擦拘束力の双方に影響を及ぼす操業条件として、鋳造速度Ｖと溶鋼金属の炭素濃度Ｃ、短辺鋳型板２の面平均抜熱流束ｑの例を挙げ、鋳造速度Ｖ、炭素濃度Ｃ又は面平均抜熱流束ｑに応じて鋳造中に、短辺鋳型板２、６０を屈曲させて上下テーパ比率Ｒを変更する例について説明したが、本発明は、かかる例に限定されない。例えば、当該操業条件として、スーパーヒート（溶鋼の加熱温度）、鋳片幅Ｗなどに応じて、鋳造中に短辺鋳型板を屈曲させて、上下テーパ比率Ｒを変更してもよい。スーパーヒートが高いと、連続鋳造時の凝固シェルのシェル厚が薄くなる。そこで、スーパーヒートに応じて鋳造中に短辺鋳型板のテーパ変化点を上下させることで、鋳造限界の溶融金属の温度を上昇させることも可能となる。

１ 連続鋳造鋳型
２ 短辺鋳型板
３ 長辺鋳型板
４ 短辺駆動機構
５ 制御装置
６、６５ テーパ面
６_Ｕ 上テーパ面
６_Ｌ 下テーパ面
７、８、９ アクチュエータ
１０ 凝固シェル
１１ メニスカス位置
２１、６１ 銅板
２２、６２ バックフレーム
６０ 短辺鋳型板
Ｐ テーパ変化点

Claims (20)

1. 一対の短辺鋳型板と、前記短辺鋳型板を幅方向両側から挟む一対の長辺鋳型板とからなる鋳型を用いた連続鋳造方法において、
   連続鋳造の操業条件の変更の前後で、前記鋳型内における溶融金属の凝固セルの凝固均一度と、前記凝固シェルと前記短辺鋳型板との間の摩擦拘束力の設定を変えないように、前記連続鋳造の操業条件に応じて鋳造中に前記短辺鋳型板を屈曲させて、前記短辺鋳型板の上下テーパ比率を変更することを特徴とする、連続鋳造方法。
2. 前記連続鋳造の操業条件は、前記凝固均一度、及び、前記摩擦拘束力の双方に影響を及ぼす操業条件であることを特徴とする、請求項１に記載の連続鋳造方法。
3. 前記連続鋳造の操業条件は、鋳造速度を含み、
   前記鋳造速度に応じて鋳造中に前記短辺鋳型板を屈曲させて、前記短辺鋳型板の上下テーパ比率を変更することを特徴とする、請求項１又は２に記載の連続鋳造方法。
4. 前記鋳造速度の増加に応じて、鋳造中に前記短辺鋳型板の屈曲度合いを減少させることにより、前記短辺鋳型板の上下テーパ比率を減少させ、
   前記鋳造速度の減少に応じて、鋳造中に前記短辺鋳型板の屈曲度合いを増加させることにより、前記短辺鋳型板の上下テーパ比率を増加させることを特徴とする、請求項３に記載の連続鋳造方法。
5. 前記連続鋳造の操業条件は、前記溶融金属の炭素濃度を含み、
   前記溶融金属の炭素濃度に応じて、鋳造中に前記短辺鋳型板を屈曲させて、前記短辺鋳型板の上下テーパ比率を変更することを特徴とする、請求項１〜４のいずれか一項に記載の連続鋳造方法。
6. 前記溶融金属の炭素濃度Ｃ（質量％）が０．０５＜Ｃ＜０．２であるときは、Ｃ≦０．０５又はＣ≧０．２であるときよりも、鋳造中に前記短辺鋳型板の屈曲度合いを増加させることにより、前記短辺鋳型板の上下テーパ比率を増加させることを特徴とする、請求項５に記載の連続鋳造方法。
7. 前記連続鋳造の操業条件は、前記多段テーパ短辺鋳型板の面平均抜熱流束を含み、
   前記面平均抜熱流束に応じて鋳造中に前記短辺鋳型板を屈曲させて、前記短辺鋳型板の上下テーパ比率を変更することを特徴とする、請求項１〜６のいずれか一項に記載の連続鋳造方法。
8. 前記面平均抜熱流束の増加に応じて、鋳造中に前記短辺鋳型板の屈曲度合いを減少させることにより、前記短辺鋳型板の上下テーパ比率を減少させ、
   前記面平均抜熱流束の減少に応じて、鋳造中に前記短辺鋳型板の屈曲度合いを増加させることにより、前記短辺鋳型板の上下テーパ比率を増加させることを特徴とする、請求項７に記載の連続鋳造方法。
9. 前記短辺鋳型は、鋳造方向に相異なる２以上のテーパを有する多段テーパ短辺鋳型板であり、
   前記連続鋳造の操業条件に応じて、鋳造中に前記多段テーパ短辺鋳型板をテーパ変化点で折り曲げることにより、前記多段テーパ短辺鋳型板の上下テーパ比率を変更することを特徴とする、請求項１〜８のいずれか一項に記載の連続鋳造方法。
10. 前記短辺鋳型は、湾曲した曲面テーパを有する曲面テーパ短辺鋳型板であり、
    前記曲面テーパ短辺鋳型板の上下テーパ比率は、前記曲面テーパ短辺鋳型板のメニスカス位置での接線勾配と、前記曲面テーパ短辺鋳型板の下端での接線勾配との比率であり、
    前記連続鋳造の操業条件に応じて、鋳造中に前記曲面テーパ短辺鋳型板を湾曲させることにより、前記曲面テーパ短辺鋳型板の上下テーパ比率を変更することを特徴とする、請求項１〜８のいずれか一項に記載の連続鋳造方法。
11. 一対の短辺鋳型板と、前記短辺鋳型板を幅方向両側から挟む一対の長辺鋳型板とからなる鋳型と、
    連続鋳造の操業条件の変更の前後で、前記鋳型内における溶融金属の凝固セルの凝固均一度と、前記凝固シェルと前記短辺鋳型板との間の摩擦拘束力の設定を変えないように、前記連続鋳造の操業条件に応じて鋳造中に前記短辺鋳型板を屈曲させて、前記短辺鋳型板の上下テーパ比率を変更する短辺駆動機構と、
    を備えることを特徴とする、連続鋳造装置。
12. 前記連続鋳造の操業条件は、前記凝固均一度、及び、前記摩擦拘束力の双方に影響を及ぼす操業条件であることを特徴とする、請求項１１に記載の連続鋳造装置。
13. 前記連続鋳造の操業条件は、鋳造速度を含み、
    前記短辺駆動機構は、前記鋳造速度に応じて、鋳造中に前記短辺鋳型板を屈曲させて、前記短辺鋳型板の上下テーパ比率を変更することを特徴とする、請求項１１又は１２に記載の連続鋳造装置。
14. 前記短辺駆動機構は、
    前記鋳造速度の増加に応じて、鋳造中に前記短辺鋳型板の屈曲度合いを減少させることにより、前記短辺鋳型板の上下テーパ比率を減少させ、
    前記鋳造速度の減少に応じて、鋳造中に前記短辺鋳型板の屈曲度合いを増加させることにより、前記短辺鋳型板の上下テーパ比率を増加させることを特徴とする、請求項１３に記載の連続鋳造装置。
15. 前記連続鋳造の操業条件は、前記溶融金属の炭素濃度を含み、
    前記短辺駆動機構は、前記溶融金属の炭素濃度に応じて、鋳造中に前記短辺鋳型板を屈曲させて、前記短辺鋳型板の上下テーパ比率を変更することを特徴とする、請求項１１〜１４のいずれか一項に記載の連続鋳造装置。
16. 前記短辺駆動機構は、前記溶融金属の炭素濃度Ｃ（質量％）が０．０５＜Ｃ＜０．２であるときは、Ｃ≦０．０５又はＣ≧０．２であるときよりも、鋳造中に前記短辺鋳型板の屈曲度合いを増加させることにより、前記短辺鋳型板の上下テーパ比率を増加させることを特徴とする、請求項１５に記載の連続鋳造装置。
17. 前記連続鋳造の操業条件は、前記多段テーパ短辺鋳型板の面平均抜熱流束を含み、
    前記短辺駆動機構は、前記面平均抜熱流束に応じて、鋳造中に前記短辺鋳型板を屈曲させて、前記短辺鋳型板の上下テーパ比率を変更することを特徴とする、請求項１１〜１６のいずれか一項に記載の連続鋳造装置。
18. 前記短辺駆動機構は、
    前記面平均抜熱流束の増加に応じて、鋳造中に前記短辺鋳型板の屈曲度合いを減少させることにより、前記短辺鋳型板の上下テーパ比率を減少させ、
    前記面平均抜熱流束の減少に応じて、鋳造中に前記短辺鋳型板の屈曲度合いを増加させることにより、前記短辺鋳型板の上下テーパ比率を増加させることを特徴とする、請求項１７に記載の連続鋳造装置。
19. 前記短辺鋳型は、鋳造方向に相異なる２以上のテーパを有する多段テーパ短辺鋳型板であり、
    前記短辺駆動機構は、前記連続鋳造の操業条件に応じて、鋳造中に前記多段テーパ短辺鋳型板をテーパ変化点で折り曲げることにより、前記多段テーパ短辺鋳型板の上下テーパ比率を変更することを特徴とする、請求項１１〜１８のいずれか一項に記載の連続鋳造装置。
20. 前記短辺鋳型は、湾曲した曲面テーパを有する曲面テーパ短辺鋳型板であり、
    前記曲面テーパ短辺鋳型板の上下テーパ比率は、前記曲面テーパ短辺鋳型板のメニスカス位置での接線勾配と、前記曲面テーパ短辺鋳型の下端での接線勾配との比率であり、
    前記短辺駆動機構は、前記連続鋳造の操業条件に応じて、鋳造中に前記曲面テーパ短辺鋳型板を湾曲させることにより、前記曲面テーパ短辺鋳型板の上下テーパ比率を変更することを特徴とする、請求項１１〜１８のいずれか一項に記載の連続鋳造装置。
    
    

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