WO2000051763A1

WO2000051763A1 - Procede et dispositif d'estimation/commande de motif d'ecoulement d'acier fondu dans un coulage en continu

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Publication number: WO2000051763A1
Application number: PCT/JP2000/001161
Authority: WO
Inventors: Makoto Suzuki; Masayuki Nakada; Jun Kubota; Noriko Kubo; Junichi Monda; Yuichi Yamaoka; Yoshimitsu Isobe
Original assignee: Nkk Corporation
Priority date: 1999-03-02
Filing date: 2000-02-29
Publication date: 2000-09-08
Also published as: DE60034322T2; CA2364085A1; CA2364085C; CN1342110A; DE60034322D1; EP1166921A4; EP1166921B1; CN1188235C; JP3386051B2; US20020079083A1; US6712122B2; WO2000051762A1; EP1166921A1

Description

明細書連続铸造における溶鋼の流動パターン推定 ·制御方法およびそのための装置技術分野

本発明は、鋼の連続铸造方法に関する。特に、連続铸造における溶鋼の流動パ夕ーン推定 ·制御方法およびそのための装置に関する。背景技術

鋼の連続铸造では、浸漬ノズルを介して溶鋼を铸型内に高速度で吐出させるため、この吐出流に起因して铸型内で溶鋼流動が発生し、そして、この溶鋼流動は铸片の表面及び内部性状に大きな影響を及ぼしている。例えば、铸型内湯面（以下、「メニスカス」と記す）の表面流速が速すぎる場合や、メニスカスに縦渦が発生する場合には、モールドパウダーが溶鋼中に巻き込まれる。又、溶鋼中の A l ₂〇₃等の脱酸生成物の浮上分離も溶鋼流動に左右されることが知られており、铸片中に巻き込まれたモールドパウダ一や脱酸生成物は、製品において非金属介在物性の欠陥となる。

又、铸型内の溶鋼流動は、铸造条件が同一であっても、浸漬ノズル内部の A 1 ₂ 〇₃付着、浸漬ノズルの溶損、スライディングノズルの開度等により、铸造中に変化する。そのため、溶鋼流動を検知し、検知した溶鋼流動状況から印加する磁場の強度や方向を制御して铸型内の溶鋼流動を制御する方法が、铸片品質向上の重要な課題として、多数提案されている。

例えば、特開昭 6 2 - 2 5 2 6 5 0号公報（以下、「先行技術 1」と記す）には、浸漬ノズル左右の溶鋼レベル差を铸型短辺銅板に埋設した熱電対により検知し、レベル差が無くなるように電磁攪抻装置の攪拌方向と攪拌推力とを制御した溶鋼流動制御方法が開示されている。

特開平 3— 2 7 5 2 5 6号公報（以下、「先行技術 2」と記す）には、铸型長辺銅板に埋設した熱電対により铸型長辺銅板の温度分布を測定し、铸型左右の温度分布から溶鋼偏流の発生を検知し、検知した溶鋼偏流の発生方向及び程度に応じて、铸型長辺の背面に配置した 2個の直流電磁石型電磁ブレーキ装置へ供給する電流を個別に制御して铸型内溶鋼の偏流を制御する方法が開示されている。

特開平 4一 2 8 4 9 5 6号公報（以下、「先行技術 3」と記す）には、浸漬ノズルと铸型短辺との間のメニスカス上に 2個の非接触式距離計を設けてメニスカスの湯面変動を測定し、この 2つの測定値の相互相関関数から表面波動の伝播を求め、この伝播が所定値以下となるように電磁攪拌装置にて浸漬ノズルからの吐出流速を制御する方法が開示されている。

先行技術 1及び先行技術 2では、铸型銅板温度の分布から溶鋼流動を検知し、検知した溶鋼流動を基に流動制御を行なっているが、铸型銅板温度分布の変化は、溶鋼の流動状況の変化だけで発生するわけではなく、铸型と凝固シェルとの接触状態やモールドパウダーの流入状態等の変化によっても発生する。このように溶鋼流動以外の要因による铸型銅板温度分布の変化があるため、単に铸型銅板温度の分布から溶鋼流動を検知する先行技術 1及び先行技術 2では的確に溶鋼流動を検知することはできない。

又、詳細は後述するが、本発明者等の調査結果から、モールドパウダーや脱酸生成物を減少させるためには、铸型内において偏流を防止して左右対称な流れとするだけでは不十分であり、幾つかの左右対称な流れの内で、最適な流動パターンが存在すること力確認された。

先行技術 3は流動制御方法として有効な手段ではあるが、メニスカスの溶鋼流速のみ制御するもので、铸型溶鋼の流動パターンを検知するには不十分である。又、同様に、先行技術 1及び先行技術 2でも流動パターンは検知できない。発明の開示本発明の目的は、連続铸造において製造される铸片の品質の改善と安定化、特に铸型内の溶鋼流動パターンに起因して生ずるモールドパウダーの巻き込みを防止することによる品質の改善と安定化を図り、下工程への良好な錡片の供給を意図するものである。

そこで、本発明は、連続铸造において最適な流動パターンを保持することができる溶鋼の流動パターン制御方法を提供し、更に、溶鋼流動状況を精度良く推定するための铸型銅板の温度計測装置とこの温度計測装置を用いた铸型内溶鋼の流動状況を推定する方法を提供する。上記目的を達成するために、第 1に、本発明は以下の工程からなる連続铸造における溶鋼の流動パターン推定方法を提供する：

浸清ノズルから铸型内に吐出された溶鋼を連続铸造する工程；

铸型長辺幅方向の銬型銅板温度を鐯型銅板の温度計測装置により複数点測定する工程；と

各測定点における銅板温度の分布から铸型内溶鋼の流動パターンを推定するェ程。上記の溶鋼の流動パ夕一ン推定方法は、検知された流動パターンが所定のパ夕 —ンとなるように、铸型内に吐出された溶鋼に磁場を印加する工程を有するのが好ましい。印加する磁場は水平方向に移動する移動磁場であるのが好ましい。

更に、上記の溶鋼の流動パターン推定方法は、以下の工程を有するのが好ましい：

铸型銅板温度の温度計測装置により測定された铸型銅板温度と、铸型銅板の厚みと、铸型銅板の溶鋼側表面から測温素子先端までの距離と、铸型銅板用の冷却水温度と、凝固シェル厚みと、モールドパウダー層厚みと、铸型内の溶鋼温度と、を用し ^て铸型内溶鋼から铸型銅板用冷却水への熱流束を求める工程；この熱流束に相当する溶鋼と凝固シェルとの間の対流熱伝達係数を求めるェ程；と

この対流熱伝達係数から凝固シエルに沿つた溶鋼の流速を求める工程。上記の流動パターン推定方法は、更に、以下からなる各測定点の铸型長辺銅板温度を補正する工程を有してもよい：

铸型下端より下方で铸片幅方向の凝固シェルの表面形状を測定し；

測定した表面形状から铸型長辺銅板と凝固シェルとの間の伝熱抵抗を推定し；推定した伝熱抵抗により各測定点の铸型長辺銅板温度を補正する。上記の流動パターン推定方法における铸型銅板温度の温度計測装置は、連続铸造用铸型銅板背面に埋設された複数の測温素子からなるの力 ^望ましい。前記測温素子は、好ましくは、铸型内溶鋼湯面位置から铸片引抜き方向に 1 0〜1 3 5 mm離れた範囲に、铸型銅板の溶鋼側表面から測温素子先端までの距離を 1 6 mm以下とし、且つ、銬型幅方向の設置間隔を 2 0 0 mm以下として铸片全幅に相当する範囲に渡つて設置される。上記の流動パターンを推定する工程は、以下から選択された一つで行うのが好ましい：

(A) 铸型長辺銅板温度の経時変化から、铸型長辺銅板温度が上昇する測定点の分布を求め、上昇する測定点の分布に基づいて铸型内溶鋼の流動パターンを推定する。

(B) 、铸型長辺銅板温度の経時変化から、铸型長辺銅板温度が下降する測定点の分布を求め、下降する測定点の分布に基づいて铸型内溶鋼の流動パターンを推定する。

(C) 铸型長辺銅板温度の経時変化から、铸型長辺銅板温度が上昇する測定点及び下降する測定点の分布を求め、上昇する測定点の分布及び下降する測定点の分布に基づいて銪型内溶鋼の流動パターンを推定する。 (D) 铸型幅方向の铸型銅板温度のピークの数とピークの位置により铸型内溶鋼の流動パターンを推定する。

(E)測定された温度により铸型幅方向中央位置を基準とした铸型幅方向左右で、铸型銅板温度の最大値と最大値の位置とを比較することにより铸型内溶鋼の偏流を推定する。第 2に、本発明は以下からなる铸型銅板の温度計測装置を提供する：

連続铸造用铸型銅板背面に埋設された複数の測温素子；

前記測温素子は、銬型内溶鋼湯面位置から铸片引抜き方向に 1 0〜1 3 5 mm 離れた範囲に、铸型銅板の溶鋼側表面から測温素子先端までの距離を 1 6 mm以下とし、且つ、铸型幅方向の設置間隔を 2 0 0 mm以下として铸片全幅に相当する範囲に渡って設置されている。上記の温度計測装置において、測温素子が、水箱中の冷却水とはシールされたパイブ内を貫通して設置され、且つ、測温素子の設置される周囲にシールパッキンが設けられのが好ましい。第 3に、本発明は以下からなる連続铸造铸片の表面欠陥判定方法を提供する：铸型内のメニスカス位置から铸片引抜き方向に 1 0〜1 3 5 mm離れた範囲の铸型銅板背面の幅方向に複数個の測温素子を配置し；

铸型銅板温度の幅方向分布を測定し；

铸型幅方向温度分布に基づいて铸片の表面欠陥を判定する。上記の表面欠陥の判定は、以下の一つによって行われる。

(A) 铸型幅方向温度分布の最大値に基づいて铸片の表面欠陥を判定する。

(B) 铸型幅方向温度分布の最小値に基づいて铸片の表面欠陥を判定する。

(C) 铸型幅方向温度分布の平均値に基づいて铸片の表面欠陥を判定する。

(D) 铸型幅方向温度分布の平均値と、その铸片引き抜き速度における代表的な WO 00/51763 PCT/JPOO/ΟΊ 1¾1

6 铸型幅方向温度分布の平均値との差に基づいて铸片の表面欠陥を判定する。

(E) 铸型の中央に配置した浸漬ノズルを中心として、铸型幅方向左側の温度分布の最大値から最小値を差し引いた値と、铸型幅方向右側の温度分布の最大値から最小値を差し引いた値のうちで、大きい方の値に基づいて鎵片の表面欠陥を判定する。

(F) 铸型の中央に配置した浸漬ノズルを中心として、铸型幅方向左側の温度分布の最大値と铸型幅方向右側の温度分布の最大値との差の絶対値に基づいて铸片の表面欠陥を判定する。

(G) 各測温素子による温度測定値のうちで単位時間当りの温度変動量の最大値に基づいて錄片の表面欠陥を判定する。第 4に、本発明は以下からなる連続鎵造における溶鋼流動検知方法を提供する：連続錶造用铸型銅板背面の、铸片引抜き方向と直交する方向に、複数の測温素子を配置し；

これら複数の測温素子により铸型銅板温度を測定し；

溶鋼流動の空間周波数 f を溶鋼流動の変動波長 L (mm) を用いて f = 1 Z L で定義したとき、測定された各铸型銅板温度をカットオフ空間周波数が 2 Z [铸型幅 W] より大きく、且つ、 0 . 0 1より小さい範囲として口一パスフィルター処理し：

この口一パスフィル夕一処理した铸型銅板温度の温度分布に基づいて錶型内の溶鋼流動状況を推定する。上記の溶鋼流動検知方法は、隣合う測温素子との間隔が 4 4. S Z S mmより広く、且つ、 0 . 4 4 3 X [铸型幅 W] ノ 6 mmより狭い範囲に調整されるの力好ましい。

更に、上記の溶鋼流動検知方法は、両側の铸型幅の端点で測定データを折り返して拡張したデ一夕系列を用いて、口一パスフィルタ一処理を行うのが好ましい。第 5に、本発明は以下からなる連続铸造における溶鋼流動検知方法を提供する：連続铸造用铸型銅板背面の、铸片引抜き方向と直交する方向に、隣合う測温素子との間隔を 4 4 . 3 Z 3 mm〜 0 . 4 4 3 X [铸型幅 W] Z 6 mmとして複数の測温素子を配置し；

これら複数の測温素子により铸型銅板温度を測定し；

測定された各铸型銅板温度を空間移動平均し；

この空間移動平均した铸型銅板温度の温度分布に基づいて铸型内の溶鋼流動状況を推定する。第 6に、本発明は以下からなる連続鍀造における铸型内抜熱の不均一度評価方法を提供する：

連続铸造用錶型銅板背面の、铸片引抜き方向と直交する方向に、複数の測温素子を配置し；

これら複数の測温素子により铸型銅板温度を測定し；

測定された各铸型銅板温度を口一パスフィル夕一処理し；

铸型銅板温度の測定値とローパスフィル夕一処理した铸型銅板温度との差に基づいて铸型内抜熱の不均一度を評価する。第 7に、本発明は以下からなる連続铸造における溶鋼流動検知方法を提供する：連続铸造用铸型銅板背面の、铸片引抜き方向と直交する方向に複数の測温素子を配置し；

これら複数の測温素子により铸型銅板温度を測定し；

測定された各铸型銅板温度を 6 0秒以下の間隔で採取し；

この間隔で採取した铸型銅板温度に基づいて铸型内の溶鋼流動状況を推定する。第 8に、本発明は以下からなる連続铸造における溶鋼流動制御方法を提供する：連続铸造用铸型の铸型長辺銅板背面の幅方向に複数の測温素子を配置して铸型長辺銅板幅方向の温度分布を測定し；

測定された温度分布の最大値と最小値との差が 1 2 以下となるように、铸型 WO 00/51763 PCT/JPOO/ΟΊ 161

に取り付けた磁場発生装置の磁場強度、铸片引抜き速度、浸漬ノズルの浸漬深さ、浸漬ノズル内への A r吹き込み量のうちの何れか 1つ又は 2つ以上を調整する。上記の溶鋼流動制御方法において、铸型に取り付けた磁場発生装置の磁場強度、銪片引抜き i$i 、浸漬ノズルの浸漬深さ、浸漬ノズル内への A r吹き込み量のうちの何れか 1つ又は 2つ以上を、測定された温度分布の最大値と最小値との差が 1 2 °C以下で、且つ、浸漬ノズルを中心として铸型長辺銅板幅方向左右の対称位置における温度差が 1 0 °C以下となるように、調整するのが好ましい。

上記の溶鋼流動制御方法において、铸型に取り付けた磁場発生装置の磁場強度が、浸漬ノズルを境として铸型幅方向左右で独立して調整されるのが好ましい。第 9に、本発明は以下からなる連続铸造における溶鋼流動制御方法を提供する：連続銕造用铸型の铸型長辺銅板背面の幅方向に複数の測温素子を配置して铸型長辺銅板幅方向各位置の温度を測定し；

この温度測定値に基づき各測定点での溶鋼の流速を求めて铸型長辺銅板幅方向の溶鋼流速分布を求め；

求めた溶鋼流速分布の最大値と最小値との差が 0 . 2 5 s e c以下となるように、铸型に取り付けた磁場発生装置の磁場強度、铸片引抜き速度、浸漬ノズルの浸漬深さ、浸漬ノズル内への A r吹き込み量のうちの何れか 1つ又は 2つ以上を調整する。上記の溶鋼流動制御方法において、铸型に取り付けた磁場発生装置の磁場強度、铸片引抜き ¾i 、浸漬ノズルの浸漬深さ、浸漬ノズル内への A r吹き込み量のうちの何れか 1つ又は 2つ以上を、求めた溶鋼流速分布の最大値と最小値との差が 0 . 2 5 m/ s e c以下で、且つ、浸漬ノズルを中心として铸型長辺銅板幅方向左右の対称位置における溶鋼流速の差が 0 . 2 O mZ s e c以下となるように、調整するのが望ましい。 WO 00/51763 PCT/JP00/Oll¾l

9 上記の溶鋼流動制御方法において、铸型に取り付けた磁場発生装置の磁場強度が、浸漬ノズルを境として铸型幅方向左右で独立して調整されるのが好ましい。

図面の簡単な説明第 1図は、最良の形態 1における铸型内溶鋼の流動パターンを示す模式図である。

第 2図は、最良の形態 1における铸型内溶鋼の流動パターンと製品不良の発生量との関係を示す図である。

第 3図は、最良の形態 1の実施の形態の例を示す連続铸造機铸型部の正面断面概略図である。

第 4図は、最良の形態 1の実施の形態の例を示す铸型部の側面断面の概略図である。

第 5図は、最良の形態 1の実施例 1における 2つの測定点における温度推移を示す図である。

第 6図は、最良の形態 1の実施例 1における測温結果から、温度の経時変化別に各測定点を示した図である。

第 7図は、最良の形態 1の実施例 1において、温度解析結果から検知した流動パターンの変化を示す図である。

第 8図は、最良の形態 1の実施例 1において、耐火物製棒にて測定した铸型内溶鋼の表面流速の分布を示す図である。

第 9図は、最良の形態 1の実施例 1において、磁場の強度を高めた後の 2つの測定点における温度推移を示す図である。

第 1 0図は、最良の形態 1の実施例 2において、補正前後の錶型長辺銅板温度を示す図である。

第 1 1図は、最良の形態 1の実施例 2において、耐火物棒にて測定した溶鋼流速を示す図である。 WO 00/51763 PCT/JPOO/ΟΠΐΙ

1 1 第 1 2図は、最良の形態 2における水準 1の铸造条件でのメニスカス近傍の溶鋼流速プロフアイルの測定結果を示す図である。

第 1 3図は、最良の形態 2における水準 2の铸造条件でのメニスカス近傍の溶鋼流速プロフアイルの測定結果を示す図である。

第 1 4図は、最良の形態 2における水準 3の铸造条件でのメニスカス近傍の溶鋼流速プロファイルの測定結果を示す図である。

第 1 5図は、最良の形態 2における溶鋼流速プロファイルを測温素子により正確に捉えるための測温素子の設置位置を示す図である。

第 1 6図は、最良の形態 2において水モデルにより測定したメニスカス直下の流速分布を示す図である。

第 1 7図は、最良の形態 2において耐火物製棒の溶鋼流速計にて測定した溶鋼流速の自己相関係数の計算結果を示す図である。

第 1 8図は、最良の形態 2における铸型銅板の溶鋼側温度変化が埋設された測温素子の出力となるモデルの電気的等価回路を示す図である。

第 1 9図は、最良の形態 2における铸型銅板の溶鋼側温度変化が埋設された測温素子の出力となるモデルの電気的等価回路を示す図である。

第 2 0図は、最良の形態 2における铸型銅板の溶鋼側表面にステップ信号を与えた時の、铸型銅板内各位置の铸型銅板温度の変化を表わす図である。

第 2 1図は、最良の形態 2における溶鋼から铸型銅板用の冷却水までの温度分布を模式的に表わす図である。

第 2 2図は、最良の形態 2における铸型内溶鋼の流動パターンと铸型幅方向の铸型銅板温度分布とを示す図である。

第 2 3図は、最良の形態 2における実施の形態の例を示す連続铸造機铸型部の正面断面の概略図である。

第 2 4図は、最良の形態 2における実施の形態の例を示す連続铸造機铸型部の側面断面の概略図である。

第 2 5図は、最良の形態 2における測温素子の取り付け構造を示す連続铸造機铸型部の側面断面の概略図である。第 2 6図は、最良の形態 2における铸型銅板温度と溶鋼流速との関係の 1例を示す図である。

第 2 7図は、最良の形態 2の実施例 1における铸型銅板温度の測定結果の 1例を示す図である。

第 2 8図は、最良の形態 2の実施例 1における铸型銅板温度の測定結果の 1例を示す図である。

第 2 9図は、最良の形態 2の実施例 1において铸型銅板温度から推定した溶鋼流速の分布を示す図である。

第 3 0図は、最良の形態 2の実施例 1において铸型銅板温度から推定した溶鋼流速の分布を示す図である。

第 3 1図は、最良の形態 2の実施例 2において、連々铸の 1ヒート目に測定された铸型内の溶鋼流速分布を示す図である。

第 3 2図は、最良の形態 2の実施例 2において連々铸の 5ヒート目に測定された铸型銅板温度分布を示す図である。

第 3 3図は、最良の形態 2の実施例 2において、連々铸の 5ヒート目に測定された铸型内の溶鋼流速分布を示す図である。

第 3 4図は、最良の形態 2の実施例 3において、連々铸の 1ヒート目に測定された铸型内の溶鋼流速分布を示す図である。

第 3 5図は、最良の形態 2の実施例 3において連々铸の 3ヒート目に測定された铸型銅板温度分布を示す図である。

第 3 6図は、最良の形態 2の実施例 3において、連々铸の 3ヒート目に測定された铸型内の溶鋼流速分布を示す図である。第 3 7図は、最良の形態 3における铸型内溶鋼の流動状況と铸型銅板温度のプロファイルとの対比を模式的に示した図である。

第 3 8図は、最良の形態 3において溶鋼流動状況がパターン 1のときの铸型銅板温度の幅方向分布、及び铸型銅板温度の最大値、最小値、平均値を模式的に示した図である。

第 3 9図は、最良の形態 3において溶鋼流動状況がパターン 2のときの铸型銅板温度の幅方向分布、及び铸型銅板温度の最大値、最小値を模式的に示した図である。第 4 0図は、最良の形態 3における連続铸造機铸型部の正面断面の概略図である。第 4 1図は、最良の形態 3の実施例 1における調査結果であり、铸型銅板温度の最大値（T_{m a x}) と冷延コイルの表面欠陥との関係を示す図である。

第 4 2図は、最良の形態 3の実施例 2における調査結果であり、銬型銅板温度の最小値（T_{m i n}) と铸片表面のブロー疵及びノロカミ欠陥との関係を示す図である。第 4 3図は、最良の形態 3の実施例 3における調査結果であり、最大高低温度差及び最大左右温度差と冷延コィルの表面欠陥との関係を示す図である。

第 4 4図は、最良の形態 3の実施例 4における調査結果であり、平均銅板温度 (T _{a v t}.) および最大高低温度差と、铸片表面のブロー疵及びノロカミ欠陥との関係を示す図である。

第 4 5図は、最良の形態 3の実施例 5における铸型銅板温度の測定値を示す図である。

第 4 6図は、最良の形態 3の実施例 5における調査結果であり、温度変動量の最大値の推移を冷延コイルに対応して示す図である。

第 4 7図は、最良の形態 3の実施例 6における調査結果であり、铸片引き抜き速度と平均銅板温度 (T _{a v e}) との関係を冷延コイルの表面欠陥発生率別に示す図である。 WO 00/51763 PCT/JPOO/Olttl

14 第 4 8図は、最良の形態 4の水準 1の踌造条件における溶鋼流速プロファイルの測定結果を示す図である。

第 4 9図は、最良の形態 4の水準 2の铸造条件における溶鋼流速プロファイルの測定結果を示す図である。

第 5 0図は、最良の形態 4の水準 3の铸造条件における溶鋼流速プロファイルの測定結果を示す図である。

第 5 1図は、最良の形態 4において磁場発生装置の磁束密度を変化させた時の铸型長辺銅板温度の経時変化を示す図である。

第 5 2図は、最良の形態 4における铸型長辺銅板の温度変化の遷移期間をヒストグラムにまとめて示す図である。

第 5 3図は、最良の形態 4における連続銕造機銬型部の正面断面の概略図である。第 5 4図は、最良の形態 4の実施例 1において、収集した銬型長辺銅板温度の生データに基づく铸型幅方向の温度分布を示す図である。

第 5 5図は、最良の形態 4において平均化個数 Mの変更による減衰量 Rの変化を算出した結果を示す図である。

第 5 6図は、第 5 4図に示す温度分布を空間移動平均した温度の分布図である。第 5 7図は、最良の形態 4の実施例 2において、収集した铸型長辺銅板温度の生データに基づく铸型幅方向の温度分布を示す図である。

第 5 8図は、第 5 7図に示す温度分布を平均化個数を 3として空間移動平均した温度の分布図である。

第 5 9図は、第 5 7図に示す温度分布を平均化個数を 7として空間移動平均した温度の分布図である。

第 6 0図は、第 5 7図に示す温度分布を平均化個数を 9として空間移動平均した温度の分布図である。

第 6 1図は、最良の形態 4の実施例 3において、熱電対埋め込み間隔が 1 0 0 m mのとき温度分布を平均化個数を 3として空間移動平均した温度の分布図である。第 6 2図は、最良の形態 4の実施例 3において、熱電対埋め込み間隔が 1 5 0 m mのとき温度分布を平均化個数を 3として空間移動平均した温度の分布図である。第 6 3図は、最良の形態 4の実施例 4において、端点でデータを折り返し拡張したデータを使用して空間移動平均した温度の分布図である。

第 6 4図は、最良の形態 4の実施例 5において、データ収集間隔を 1秒間隔とした時の、铸型長辺銅板温度の経時変化を示す図である。

第 6 5図は、最良の形態 4の実施例 5において、データ収集間隔を 5秒間隔とした時の、铸型長辺銅板温度の経時変化を示す図である。

第 6 6図は、最良の形態 4の実施例 5において、データ収集間隔を 1 0秒間隔とした時の、铸型長辺銅板温度の経時変化を示す図である。

第 6 7図は、最良の形態 4の実施例 5において、デ一夕収集間隔を 6 0秒間隔とした時の、铸型長辺銅板温度の経時変化を示す図である。

第 6 8図は、最良の形態 4の実施例 5において、デ一夕収集間隔を 2 4 0秒間隔とした時の、铸型長辺銅板温度の経時変化を示す図である。

第 6 9図は、最良の形態 4の実施例 6において、铸型幅方向平均値（D 0) と凝固シェル厚みの標準偏差 ( σ ) との関係を示す図である。

第 7 0図は、最良の形態 5において铸型内溶鋼の流動パターンがパターン Bの場合のメニスカスでの溶鋼流速分布例を示す図である。

第 7 1図は、最良の形態 5において鎵型内溶鋼の流動パターンがパターン Bの場合の铸型長辺銅板温度の温度分布例を示す図である。

第 7 2図は、最良の形態 5における溶鋼から铸型銅板用の冷却水までの温度分布を模式的に表わした図である。

第 7 3図は、最良の形態 5における铸型銅板温度と溶鋼流速との関係の 1例を示す図である。

第 7 4図は、最良の形態 5における铸型長辺銅板温度の測定結果の例を示す図である。

第 7 5図は、最良の形態 5における铸型長辺銅板温度の測定結果の他の例を示す図である。

第 7 6図は、第 7 4図に示す铸型長辺銅板温度を溶鋼流速に換算した図である。第 7 7図は、第 7 5図に示す铸型長辺銅板温度を溶鋼流速に換算した図である。第 7 8図は、最良の形態 5の実施の形態の例を示す連続铸造機の正面断面の概略図である。

第 7 9図は、最良の形態 5の実施の形態の例を示す連続铸造機の側面断面の概略図である。

第 8 0図は、最良の形態 5の実施例 1における铸型銅板温度の測定結果の 1例を示す図である。

第 8 1図は、第 8 0図の温度分布から推定した溶鋼流動状況を示す図である。第 8 2図は、最良の形態 5の実施例 1における铸型銅板温度の測定結果の 1例を示す図である。

第 8 3図は、第 8 2図の温度分布から推定した溶鋼流動状況を示す図である。第 8 4図は、最良の形態 5の実施例 1における铸型銅板温度の測定結果の 1例を示す図である。

第 8 5図は、第 8 4図の温度分布から推定した溶鋼流動状況を示す図である。第 8 6図は、最良の形態 5の実施例 2における铸型銅板温度の測定結果の 1例を示す図である。

第 8 7図は、最良の形態 5の実施例 2における銬型銅板温度の測定結果の 1例を示す図である。

第 8 8図は、最良の形態 5の実施例 3における铸型銅板温度の測定結果の 1例を示す図である。

第 8 9図は、最良の形態 5の実施例 3における铸型銅板温度の測定結果の 1例を示す図である。

第 9 0図は、最良の形態 5の実施例 4における铸型銅板温度の測定結果の 1例を示す図である。

第 9 1図は、最良の形態 5の実施例 4における铸型銅板温度の測定結果の 1例を示す図である。

第 9 2図は、最良の形態 5の実施例 5における铸型銅板温度の測定結果の 1例を示す図である。

第 9 3図は、最良の形態 5の実施例 5における铸型銅板温度の測定結果の 1例を示す図である。

第 9 4図は、最良の形態 5の実施例 5における铸型銅板温度の測定結果の 1例を示す図である。

第 9 5図は、最良の形態 5の実施例 5における铸型銅板温度の測定結果の 1例を示す図である。

第 9 6図は、最良の形態 5の実施例 5において磁場発生装置の磁束密度を変化させた時の銬型長辺銅板温度の経時変化の 1例を示す図である。

発明を実施するための最良の形態

最良の形態 1 ( 溶鋼の流動パターン制御方法 )

铸型内溶鋼の流動パターンは、偏流のない左右対称な流動であつても铸型内を浮上する A r気泡や印加される磁場の影響で複雑に変化する。その流動パターンを簡略化すると、第 1図に示すパターン Aからパターン Cの 3つのパターンに大別できる。尚、第 1図において、 3は铸型短辺、 4は溶鋼、 5は凝固シェル、 8は浸漬ノズル、 9は吐出孔、 1 0は吐出流、 1 3はメニスカス、 1 4はモールドパウダーである。

この中でパターン Aは、浸漬ノズル 8からの吐出流 1 0力鎵型短辺 3側の凝固シェル 5に到達 ·衝突した後に 2つの流れに分離し、 1つの流れは、铸型短辺 3側の凝固シェル 5に沿ってメニスカス 1 3まで上昇して、更にメニスカス 1 3を铸型短辺 3側から铸型中央側（浸漬ノズル 8側）に向かう流れとなり、他の 1つの流れは、凝固シェル 5への衝突点から铸型下方に下降する流れとなる流動パターンである。

これに対しパターン Bは、吐出流 1 0への A r気泡の浮上の影響あるいは磁場印加の影響等により、浸漬ノズル 8からの吐出流 1 0が錄型短辺 3側の凝固シェル 5 に到達せず、吐出孔 9から铸型短辺 3側の凝固シェル 5までの間で分散して、上昇流と下降流とを形成し、そして、メニスカス 1 3では、浸漬ノズル 8と铸型短辺 3 との中間位置付近を境として、浸漬ノズル 8側では铸型中央側（浸漬ノズル 8側）に向かう流れと、鎵型短辺 3側では逆に铸型短辺 3に向かう流れとなる流動パターンである。

又、パターン Cは、浸漬ノズル 8近傍に吐出流 1 0の上昇流が存在する流動パ夕 —ンで、主に粗大な A r気泡の浮上の影響或は磁場印加の影響等により出現する。パターン Cではメニスカス 1 3において、铸型中央側（浸漬ノズル 8側）から铸型短辺 3側に向かう流れが主流となる。

铸型内溶鋼の流動パターン別に、薄鋼板製品におけるモールドパウダー性欠陥による製品不良の発生量を調査した。第 2図はその調査結果である。第 2図に示すように、铸型内溶鋼の流動パターンがパターン Bの場合にモールドパウダー性欠陥が少なく、铸片品質が最も良好であることが判明した。この理由は以下のように考えられる。

パターン Aの場合、铸型中央と铸型中央から铸型幅の 1 Z 4隔てた位置との間のメニスカスにおいて、溶鋼中へのモールドパウダー混入の原因となる渦が発生し易く、又、溶鋼の表面流速が速い場合には、溶鋼表面流によりモールドパウダーが削り取られ、この原因によるモールドパウダー混入も発生し易いためである。又、ノ\° ターン Cの場合、浸漬ノズル近傍の溶鋼の上昇流や、浮上する粗大な A r気泡によつて、メニスカスの変動 ·擾乱が引き起こされ、モールドパウダーの混入が発生するほか、溶鋼の表面流速が速い場合には铸型短辺近傍で縦渦が発生し、モールドパウダ一混入の原因となるからである。これに対し、パターン Bの場合には、メニスカスにおける渦の発生や、強い表面流の出現がなく、モールドパウダー巻き込みの発生しにくい流動条件になっているためである。

このように、铸型内溶鋼の流動パターンをパターン Bとすることによって、铸片の品質低下を防止することができ、製品格落ち率の低減、铸片無手入れ率の向上が実現できる。しかし前述のように、铸造条件を同一としても铸型内溶鋼の流動パ夕 —ンは铸造途中で変化する。銬造中に流動パ夕一ンを検知することができれば、所定の流動パターンから逸脱している場合、印加する磁場強度を変更して所定の流動パターンに戻すことができる。

本発明者等は、铸型長辺銅板の温度を測定することで、铸型内溶鋼の流動パターンを検知できることを見いだした。即ち、铸型のメニスカス近傍の铸型長辺銅板温度は、溶鋼の上昇流に相当する位置で铸型長辺銅板温度が高くなり、そして、流動パターンの変化に対応して铸型長辺銅板温度の高い位置が変化する。例えば、バターン Aの場合には铸型短辺近傍に上昇流が形成されるため、鎵型短辺近傍の铸型長辺銅板温度が高くなる。これは、吐出流は铸型内溶鋼より温度が高いので、吐出流が上昇する位置で、溶鋼の温度が高くなると共に溶鋼の流動により熱伝達が促進され、铸型長辺銅板に伝わる熱量が増加して铸型長辺銅板温度が高くなるからである。しかし、铸型長辺銅板温度は、溶鋼流動の影響のみで変化するものではなく、铸型と凝固シェルとの接触状態やモールドパウダーの流入状態等の変化によっても変化する。そのため、単に铸片幅方向の銬型長辺銅板温度の絶対値の分布から溶鋼流動を検知すると、誤って検知することも発生する。即ち、このような溶鋼流動以外の要因による錶型長辺銅板温度への影響を除去しないと、正確な流動パターンを検知することはできない。

本発明者等は、铸型長辺の銅板温度を測定する各測定点毎の温度の経時変化、即ち、ある時間毎の温度の上昇速度や下降速度を指標とすることで、溶鋼流動以外の要因による铸型長辺銅板温度への影響を最小にすることができ、正確な流動パターンを検知できることを見いだした。溶鋼流動以外の要因による铸型長辺銅板の温度変化は、比較的緩やかに起こるためである。

その際に、铸型長辺銅板温度が上昇する測定点及び下降する測定点の分布を求め、上昇する測定点の分布及び Z又は下降する測定点の分布に基づいて流動パターンを検知すれば、一層正確に検知できることが分かった。これは、流動パターンが変化すると、铸型長辺銅板温度が分布を持つて変化するためである。

又、铸型下端より下方で铸片幅方向の凝固シェルの表面形状を測定し、凝固シェルの表面形状から、铸型長辺銅板と凝固シェルとの間の伝熱抵抗を推定し、推定した伝熱抵抗により各測定点の铸型長辺銅板温度を補正すれば、铸型と凝固シェルとの接触状態による铸型長辺銅板温度に及ぼす影響を低減でき、一層正確に流動パ夕 —ンを検知することができる。この場合、メニスカス近傍の铸型長辺銅板温度の測定値に対して铸型下端より下方で測定した凝固シェルの表面形状をフィードバックさせるので、フィードバックされる凝固シェルの表面形状デ一夕は凝固シェルがメニスカス近傍から表面形状測定位置に到達するまでの時間差を伴ったものとなる。しかし、仮に表面形状測定位置がメニスカスから 1 . 5 m下方の位置でも、銬片引抜き速度が 1 . 8 mZm i nであれば、その所要時間は 5 0秒程度である。铸型内溶鋼の流動制御においては、短い時間間隔での制御、例えば印加する磁場を変更すると、かえって発散する傾向があるため、ある程度長周期での制御が適している。従って、この程度の時間差は問題にはならず、十分に流動制御が可能である。吐出流に印加する磁場は、磁場が水平方向に移動する移動磁場を用いること力好ましい。移動磁場では、適切な磁場強度を選択して印加することにより、直流電流による静磁場に比較して、溶鋼流速や流動ノターンを自由に制御することができるからである。本発明を図面に基づき説明する。第 3図は本発明の 1つの実施の形態を示す連続铸造機铸型部の正面断面の概略図、第 4図は側面断面の概略図である。

第 3図及び第 4図において、相対する铸型長辺 2と、铸型長辺 2内に内装された相対する铸型短辺 3とから構成された铸型 1の上方に、タンディッシュ 6力己置されている。タンディッシュ 6の底部には固定板 2 2、摺動板 2 3、及び整流ノズルの下面側には浸漬ノズル 8が配置されて、夕ンディッシュ 6から铸型 1への溶鋼流出孔 2 8力形成される。図示せぬ取鍋からタンディッシュ 6内に注入された溶鋼 4 は、溶鋼流出孔 2 8を経由して、浸漬ノズル 8の下部に設けられ、且つ铸型 1内の溶鋼 4に浸漬された吐出孔 9より、吐出流 1 0を铸型短辺 3に向けて铸型 1内に注入される。そして、溶鋼 4は铸型 1内で冷却されて凝固シェル 5を形成し、铸型 1 の下方に引き抜かれ銹片となる。

固定板 2 2の溶鋼流出孔 2 8には、ポーラス煉瓦 2 5が嵌合して設けられており、溶鋼流出孔 2 8の壁面への A 1 ₂〇₃付着を防止するため、ポーラス煉瓦 2 5から溶鋼流出孔 2 8円に A rが吹き込まれている。吹き込まれた A rは、溶鋼 4と共に浸漬ノズル 8を通り吐出孔 9を介して铸型 1内に流入し、铸型 1内の溶鋼 4を通ってメニスカス 1 3に浮上し、メニスカス 1 3上に添加したモールドパウダー 1 4を貫通して大気に至る。

铸型長辺 2の背面には、浸漬ノズル 8を境として铸型長辺 2の幅方向左右で 2つに分割された磁場発生装置 1 1及び磁場発生装置 1 2が、磁場発生装置 1 1 、 1 2 の铸造方向の中心位置を吐出孔 9の下端位置と铸型 1の下端位置との範囲として、铸型長辺 2を挟んで対向して配置されている。この磁場発生装置 1 1 、 1 2は、磁場電源制御装置 1 9に結線され、磁場電源制御装置 1 9により印加する磁場の強度を個別に制御される。尚、磁場発生装置 1 1、 1 2の磁場強度は、最大磁場強度が 0 . 2テスラ〜 0 . 4テスラ程度の工業的に通常使用されているものでよい。

磁場発生装置 1 1、 1 2より印加する磁場は、直流電流による静磁場でも良いが、前述のように磁場が水平方向に移動する移動磁場が好ましい。移動磁場の場合には、磁場強度のみならず磁場の移動方向も個別に制御できるので、流動制御が一層行い易くなる。移動磁場では、移動磁場の移動方向を铸型短辺 3側から浸漬ノズル 8側とすることで、吐出流 1 0力減速され、逆に、移動方向を浸漬ノズル 8側から铸型短辺 3側とすることで、吐出流 1 0が加速される。尚、移動磁場の場合には磁場発生装置 1 1 、 1 2を铸型長辺 2を挟んで対向する必要はなく、片側の铸型長辺 2の背面に配置するだけでも、吐出流 1 0の制御はできる。但し、片側の背面にのみ配置する場合には磁場強度が減衰するため、磁場強度の高い移動磁場発生装置を配置する必要がある。

铸型長辺 2の銅板には、铸型長辺 2の幅方向に複数の孔を設け、铸型 1内における銬型長辺 2の銅板温度を測定する測定点 1 5とする。各測定点 1 5には、測温素まとして熱電対 1 6が銅板の孔に挿入され、孔底部の銅板に接して配置されている。そして、熱電対 1 6と結線された温度計本体 1 7にて铸型長辺銅板温度を測定する。各測定点 1 5は水平方向に並べて配置され、各測定点 1 5間の距離は 2 0 0 mm以下、又、メニスカス 1 3からの距離は 3 0 0 mm以内とすること力好ましい。各測定点 1 5間の距離が 2 0 0 mmを超えると測定点 1 5の数が少な過ぎて流動パターンの検知が不正確となり、又、メニスカス 1 3からの距離が 3 0 0 mmを超えると铸型長辺 2の銅板温度が水平方向に流れる吐出流 1 0の影響を受け、同様に流動パ夕一ンの検知が不正確となるためである。

温度計本体 1 7で測定された铸型長辺銅板温度はデータ解析装置 1 8に送られ、各測定点 1 5における銅板温度の上昇率や下降率を解析する。そして同時に、铸型長辺 2の幅方向において、銅板温度の変化が類似する測定点 1 5の分布を解析する。そして、これらの解析データを基に、データ解析装置 1 8は铸型 1内の溶鋼流動パ夕一ンを検知し、検知した流動パターンの信号を磁場電源制御装置 1 9に送る。磁場電源制御装置 1 9は、送られて来た流動パターンの信号に基づき、磁場発生装置 1 1 , 1 2から印加する磁場強度を個別に制御して、流動パターンをパターン Bとなるように制御する。磁場強度の調整は、磁場発生装置 1 1 、 1 2に供給する電流を増減させて行なう。又、移動磁場（交流電源を用いる）の場合には、電流の周波数を変化させても磁場強度の調整ができる。流動パターンの制御方法は、パターン Aとなった場合には、磁場強度を強くして吐出流 1 0を減速し、又、パターンとなった場合には、減速方向の磁場強度を弱くする若しくは加速方向の磁場強度を強くして吐出流 10を増速させれば、共にパターン Bとすることができる。

又、铸型 1の直下には、凝固シェル 5の表面形状を測定する変位計 20、 20 a, 20 b, 20 c、 20dが配置され、変位計 20、 20 a、 20b、 20 c、 20 dは演算機 21に結線されている。各変位計 20、 20 a、 20 b、 20 c、 20 dは、移動装置（図示せず）により、それぞれが铸片幅方向に移動可能であり、铸片幅全体の凝固シェル 5の表面形状を測定することができる。変位計 20、 20 a, 20b、 20 c、 20 dには渦流式距離計等の距離測定器を用い、それぞれの変位計 20、 20 a、 20b、 20 c、 20 dで変位計 20、 20 a、 20b、 20 c、 20 dと凝固シェル 5との距離を測定し、この測定値を基に演算機 21力解析処理して、凝固シェル 5の幅方向の凹凸等の表面形状を決定する。そして、演算機 21 は、こうして決定した表面形状から、铸片幅方向の铸型長辺 2の銅板と凝固シェル 5との間の伝熱抵抗を推定し、推定した伝熱抵抗をデ一夕解析装置 18に送る。データ解析装置 18は送られてきた伝熱抵抗のデータを基に、铸型長辺 2の銅板温度を補正し、補正した銅板温度から铸型 1内の溶鋼流動パターンを検知することができる。尚、データ解析装置 18は、前述したように、伝熱抵抗のデ一夕を用いずに測定された銅板温度から溶鋼 4の流動パ夕一ンを検知することもできる構成になっているが、補正した銅板温度から検知することでより正確になる。特に、炭素含有量が 0. 1〜0. 15w t %の亜包晶領域の炭素鋼の場合には、凝固シェル 5 の厚みが铸片幅方向で不均一になりやすく、凝固シェル 5の表面に凹凸が発生するので、伝熱抵抗により補正した銅板温度を用いれば、正確な流動パターンを検知することができる。

銅板温度の補正方法は、例えば、凝固シェル 5の凹部は、铸型長辺銅板との接触状態が悪く、伝熱抵抗が低くなり、その分測定される錶型長辺銅板温度が低下するため、凝固シェル 5の凹部の伝熱抵抗を凸部と同等になるように補正することで、凹部の铸型長辺銅板温度が高温側に補正される。尚、鎵造開始する前に、浸漬ノズル 8の吐出孔 9の吐出角度や断面積、浸漬ノズル 8の浸漬深さ、単位時間当たりの溶鋼 4の铸型 1内への注入量、印加する磁場強度、及び、 A r吹き込み量等の錡造条件を適切に選択して、铸型 1内の溶鋼流動パターンをパターン Bとして、铸造を開始する。本実施の形態では、 1 0 0 mm程度の深さまでメニスカス 1 3に浸漬される耐火物製棒 2 6と、耐火物製棒 2 6に作用するカを検知する受圧センサー 2 7とを設け、メニスカス 1 3の数力所において溶鋼 4の表面流により耐火物製棒 2 6に作用する力から表面流速を測定し、流動パ夕一ンが所定のパターンになっているかを確認した。 3つの流動パターンでそれぞれ異なる表面流速分布になるので、流動パターンが類推できる。尚、耐火物製棒 2 6及び受圧センサー 2 7は確認のために配置したもので、本発明の実施に当たり必ずしも配置する必要はない。

上記説明では、磁場発生装置 1 1、 1 2力浸漬ノズル 8を境として铸型長辺 2の幅方向で分割されているが、本発明は铸型長辺 2の幅方向全体を覆う 1つの磁場発生装置でも実施することができる。その場合、移動磁場を用いる際には、浸漬ノズル 8を境として、左右の磁場の移動方向が逆向きとなるように予め磁場電源制御装置 1 9と結線させること力必要である。但し、分割された磁場発生装置 1 1、 1 2 に比較して 1つの磁場発生装置では流動制御が若干困難となる。又、上記説明では、 5つの変位計を用いて説明しているが、変位計の数は铸片の幅や変位計の移動速度等から適宜決めれば良い。

〔実施例 1〕

第 3図及び第 4図に示す連続铸造機における実施例を説明する。錶片サイズは厚み 2 5 0 mm、幅 1 6 0 0 mmであり、低炭素 A 1キルド鋼を引抜き速度 2. 5 m Zm i nで铸造した。印加する磁場を移動磁場とし、磁場発生装置の鎵造方向の中心を吐出孔下端から 1 5 0 mmの位置とした。溶鋼流出孔内への A r吹き込み量は 9 N 1 /m i nである。銬型長辺銅板には上端から 1 3 0 mm (メニスカスから 5 0 mmの位置）の位置に、 5 0 mm間隔で孔を設けて熱電対を配置し銬型長辺銅板温度を測定した。

第 5図に A点及び B点の 2つの測定点における铸型長辺銅板温度の測定例を示す。図に示すように、時刻 Τ , —Δ Τでは B点の温度が A点の温度に比べて高かったが、時刻 T _t の直前から A点の温度は上昇を開始し、又、 B点の温度は下降を開始し、そして、時刻の前後で A点及び B点の 2つの測定点における温度は逆転し、その後、時刻 + Δ Τでは A点及び B点とも逆転したまま温度力安定していた。このような時刻 T , 前後での铸型長辺幅全体の各測定点における温度の経時変化を第 6図に示す。第 6図において、秦印は時刻前後で温度変化がない測定点 1 5、 ◎は温度が上昇した測定点 1 5、 Xは温度が下降した測定点 1 5である。図に示すように、温度が上昇した測定点は鎵型短辺 3側に分布し、又、温度が下降した測定点は浸漬ノズル 8と铸型短辺 3との中間位置に分布しており、温度が上昇した測定点と下降した測定点とが、特徴的な分布を示していることが分かる。尚、第 6図には第 5図に示した Α点及び Β点の 2つの測定点を併せて示してレる。

上記の温度解析結果に基づき、铸型内の溶鋼流動パターンを検知した結果を第 7 図に示す。第 7図に示すように、時刻 T — Δ Τではパターン B、時刻 T i + Δ Τ ではパターン Aであると検知された。

第 8図は、同じ時期に耐火物製棒にて測定した铸型内溶鋼の表面流速の分布を示す図である。時刻一 Δ Τでは、浸漬ノズルと铸型短辺との中間位置を境に、浸漬ノズル側では铸型中央に向いた流れで、逆に、铸型短辺側では铸型短辺に向いた流れ、即ち、パターン Bの流れとなっていた。ところが時刻 + Δ Τでは表面流は铸型短辺から铸型中央に向いた流れ、即ち、パターン Αとなっていた。このように、溶鋼の表面流の分布からも時刻 T , — Δ Τではパターン B、時刻 T > + Δ Τではパターン Aと確認され、銅板温度の測定から検知したパターンが正確であることを証明している。

そこで、磁場発生装置に供給する電流を増加して浸漬ノズルの左右の移動磁場の強度を高め、吐出流を減速した。この状態で铸造を継続しつつ上記の A点及び B点の 2つの測定点における温度変化を測定した結果を第 9図に示す。供給する電流を変更した直後から A点の温度は下降し、 B点の温度は上昇し、そして、時刻 1\ 一 Δ Τと同一の状態で安定した。メニスカスにおける表面流の分布も時刻 T , —A T と同一となったことを耐火物製棒により確認した。

本実施例により得られた铸片を薄鋼板に圧延した結果、モールドパウダー性欠陥の発生量は低く、高い歩留りを達成することができた。尚、第 6図及び第 7図における符号は、第 3図及び第 4図と同一である。

〔実施例 2〕

第 3図及び第 4図に示す連続铸造機における実施例を説明する。铸片サイズは厚み 250mm、幅 1600mmであり、炭素含有量が 0. 12wt%の炭素鋼を引抜き速度 1. 8mZmi nで铸造した。印加する磁場を移動磁場とし、磁場発生装置の铸造方向の中心を吐出孔下端から 150mmの位置とした。溶鋼流出孔内への A r吹き込み量は 9 N 1 /m i nである。铸型長辺銅板には上端から 130mm

(メニスカスから 50mmの位置）の位置に、 50mm間隔で孔を設けて熱電対を配置し铸型長辺銅板温度を測定した。本実施例では、铸型直下に設けた 5台の変位計で凝固シェルの表面形状を測定して铸型長辺銅板温度を補正した。

第 10図は、ある時刻における铸型長辺銅板温度の測定データを示す図であり、破線は補正前の铸型長辺銅板温度、実線は補正後の铸型長辺銅板温度を示す。尚、铸型長辺銅板と凝固シェルとの間隙を標準的な値にそろえて伝熱抵抗を推定し、铸型長辺銅板温度を補正した。補正前の温度は昇降が激しく铸型長辺銅板温度の経時変化を正確に ίΕΜすることが困難であつたが、補正することで铸型長辺銅板温度の高い時間帯を正確に把握すること力可能であった。

第 11図は、同一時刻に第 10図に示した測定点近傍において、メニスカスに浸潰した耐火物棒にて測定した溶鋼流速である。第 10図の铸型長辺銅板温度の高い時間帯が発生した時刻と同一時刻に、溶鋼流速の速い時間帯が発生していた。このように、铸型長辺銅板温度を凝固シェル表面形状から補正することで、一層正確に流動パターンを検知することができた。

最良の形態 2 ( 溶鋼の流動パターン推定方法とそのための装置）本発明者等は、メニスカス近傍に複雑な溶鋼流動があっても、精度良く溶鋼流動状況を検知するために、铸型銅板に埋設する測温素子の設置位置を検討した。

第一に、铸型幅方向の測温素子の設置間隔について検討した。メニスカス近傍の複雑な溶鋼流動の中でも、铸型幅方向に沿ったメニスカス近傍の溶鋼流速プロファィルは品質管理上特に重要であり、そこで、後述の実施例で使用した連続铸造機を用い、耐火物製棒の一端をメニスカスに浸潰させ、溶鋼流により耐火物製棒が受ける力をロードセルで測定して溶鋼流速を計測する溶鋼流速計により、メニスカス近傍の铸型幅方向に沿った溶鋼流速プロファイルを測定した。この溶鋼流速プロファィルの測定は、鐯片引抜き速度と铸片幅との組み合せを水準 1〜 3の 3水準に変更して実施した。表 1に各水準の铸造条件を示す。又、水準 1〜3におけるメニスカス近傍の溶鋼流速プロファイルの測定結果を第 1 2図〜第 1 4図に示す。尚、第 1 2図〜第 1 4図において、縦軸のメニスカス溶鋼流速で「正」の値は铸型短辺側から浸漬ノズル側への流れを表わし、「負」の値はその逆向きの流れを表わすもので、以下本発明ではメニスカスの溶鋼流速をこのように表示する。表 1

第 1 2図〜第 1 4図に示すように、铸型幅方向に沿った、メニスカス近傍の溶鋼流速プロファイルの波長、即ち溶鋼流速の高低の波長は、水準 1では 1 7 5 O mm, 水準 2では 8 0 0 mm、水準 3では 8 8 O mmとなり、 8 0 0〜 1 8 0 0 mm程度であることが分かる。この溶鋼流速プロファイルを铸型銅板に埋設した測温素子で正確に捉えるには、第 1 5図に示すように、 1波長の間に少なくとも 5点の温度測定点が必要である。尚、第 1 5図はメニスカス近傍の溶鋼流速の高低の波長と鎵型銅板温度とを対応して示すもので、本発明者等の経験により溶鋼流速が速い場所ほど铸型銅板温度が高くなることが分かっている。

従って、溶鋼流速の高低の波長が 8 0 0〜 1 8 0 0 mmの場合には、 2 0 0〜4 5 0 mmの間隔で測温素子を設置すれば良いことになる。しかし、前述の第 1 2図〜第 1 4図に示すように同一の連続铸造機であっても铸造条件によりメニスカス近傍の溶鋼流速プロファイルが変化するので、上記の最も短い溶鋼流速の高低の波長を捉えることができるように、 2 0 0 mm以下の間隔で測温素子を設置する必要がある。

第二に、測温素子の铸片引抜き方向の設置位置について検討した。本発明はメニスカス近傍の溶鋼流動を推定することを目的としているので、できるだけメニスカスの近くに測温素子を設置する必要がある。しかし、铸型内へ注入された溶鋼流量と、铸片引抜き速度との微妙なバランスの揺らぎにより、メニスカスの位置は铸片引抜き方向に変動する。その変動量は一般的に最大で ± 1 0 mm程度である。測温素子の設置位置は、このメニスカス位置変動範囲よりも下方とする必要がある。何故なら、測温素子位置よりもメニスカスが铸片引抜き方向下方に下がると、測定される铸型銅板温度が大きく下降し、メニスカス近傍の溶鋼流動の推定に大きな誤差が生じるからである。以上から測温素子の設置位置の上方側限界をメニスカス位置から铸片引抜き方向に 1 0 mm離れた位置とした。

次に、測温素子の铸片引抜き方向下方の限界について検討した。これはメニスカス近傍の溶鋼流がメニスカスからどの程度下方の深さまで一様な流れになつているかで決まる。これを検討するために、錶型幅が 1 5 0 0 mmの水モデル装置を用いて、铸型短辺側から 2 2 5 mm及び 3 7 5 mm離れた位置で、メニスカス位置から 1 9 5 mm下方の位置までの流速分布を測定した。第 1 6図は、その結果を示す図であり、（ A) 力铸型短辺側から 2 2 5 mmの位置の測定結果、（ B ) が铸型短辺側から 3 7 5 mmの位置の測定結果で、図中〇印が平均流速で、線の長さが流速範囲を示している。第 16図に示すように、測定した 2点の位置では、共にメニスカスから 135 mm下方の位置までは流速が緩やかに減衰するが、それより下方では急激に流速が減衰する。従って、この結果より測温素子の設置位置の铸片引抜き方向下方の限界をメニスカス位置から 135mm離れた位置とした。

第三に、铸型銅板の溶鋼側表面から測温素子の先端までの距離について検討した。この距離が長すぎると測温素子の応答時間の遅れが大きくなり、メニスカス近傍の溶鋼流動の時間的な変化を正確に追うことができなくなる。そこで先ず、メニスカス近傍の溶鋼流速がどの程度の時間周期で変動しているかを、前述の浸漬棒型溶鋼流速計を用いて調査した。そして、溶鋼流速の時間変化の周期性を求めるために、測定した溶鋼流速の自己相関係数を計算した。その計算結果を第 17図に示す。この例では、第 17図に示すように、メニスカス近傍の溶鋼流速は 9. 3秒の周期性を有していることが分かる。尚、図中の X印は各周期の境界を表わしている。本発明者等は他の铸造条件においても同様な周期性の調査を行い、場合により 9〜 30 秒の周期性を有することを見出した。これらの調査結果に基づき、このような周期性を有するメニスカス近傍の溶鋼流速を推定するための測温素子の埋設深さにつ、て以下の検討を行った。

铸型銅板の溶鋼側表面の温度変化が、铸型銅板に埋設された測温素子の出力となるモデルは第 18図に示すような分布定数を有する電気的等価回路に置き換えられる。簡単化のためこの分布定数回路を第 19図のような集中定数回路に置き換えて考えると、これは RC積分回路による口一パスフィル夕一である。この回路のカツトオフ周波数は（1) 式で表わされる。但し（1) 式において、 f 0 ：カットオフ周波数、 R：直流抵抗成分、 C：容量成分である。

f 0 = \/ (2 TtXRXC) ··· (1)

前述のように本発明では 9秒周期のメニスカス近傍の溶鋼流速の変動、即ち铸型銅板の溶鋼側表面温度の変動を捉える必要がある。この周期をカツトオフ点として、これより長周期の铸型銅板温度の変動を測温素子で測定するものとすると、この時の RXCの積は（2) 式となる。

27CX RX C=9 … (2) 従って（2) 式より RXC=1. 4秒となる。次に、この RXCの積が、 1. 4 秒となるための銬型銅板の溶鋼側表面から測温素子先端までの距離を求めた。第 2 0図は铸型銅板の溶鋼側表面に 25°Cから 300°Cへと上昇するステップ信号を与え、铸型銅板の冷却水側の表面温度は 25 °Cの一定とした時の铸型銅板内各位置の铸型銅板温度の変化を、非定常 1次元伝熱方程式を解いて表わしたものである。第 20図の横軸はステップ信号を入力した時点からの経過時間（t) 、縦軸は定常状態に達した時の铸型銅板温度 (TJ を分母に、その時刻での铸型銅板温度 (T i ) を分子とした温度の比（T i ZT_∞) である。又、第 20図では铸型銅板の溶鋼側表面を起点として冷却水側に向かう距離（X) が異なる複数の位置における比（Τ i /TJ を示しており、図中曲線に付与した数値は mmで表示した距離（X) である。ここで、第 20図の曲線は（3) 式で近似できる。

T i = { 1 -exp [- t/ (RXC) ] } XT_∞ ··· (3)

又、 t=RXCとなる時は、比（T i /TJ =0. 63である。従って、 t = RXC= 1. 4 (秒）で、比（T i ZTJ ≥0. 63となるような距離 (x) に測温素子があれば、この測温素子の RXCの積は 1. 4秒以下であり、上述の変動周期が 9秒以上の铸型銅板温度変化、即ちメニスカス近傍の溶鋼流速の変化を捉えることができる。この条件を満足する距離 (x) は、第 20図に示すように、 16 mm以下であることが分かる。従って、本発明では、銪型銅板の溶鋼側表面から測温素子先端までの距離を 16 mm以下とした。

続いて、上記の温度計測装置を用いた铸型内溶鋼流動推定方法について説明する。先ず最初に铸型銅板温度から铸型内の溶鋼流速を推定する方法について、その原理を説明する。

第 21図は、铸型内溶鋼から銬型銅板を経て、铸型銅板用の冷却水へ熱伝導が生じる過程の、溶鋼から铸型銅板用の冷却水までの温度分布を模式的に表わした図である。第 21図に示すように、溶鋼 101から铸型銅板用の冷却水 105までの間には、凝固シェル 102、モールドパウダー層 103、及び铸型銅板 104の各熱伝導体が存在しており、そして、測温素子 106が铸型銅板 104に埋設され、铸型銅板 104内の温度を測定している。尚、図中、 T 0 は溶鋼 101の温度、 T は WO 00/51763 PCT/JP00/ail61

31 凝固シェル 1 02の溶鋼 1 0 1との界面温度、 T_s は凝固シェル 1 02とモールドパウダー層 1 03との境界温度、 T_P はモールドパウダー層 1 03の铸型銅板 1 0 4側の表面温度、 T_mHは铸型銅板 1 04のモールドパウダー層 1 0 3側の表面温度、 T_mLは铸型銅板 1 04の冷却水 1 0 5側の表面温度、 T w は冷却水 1 0 5の温度である。

この場合、溶鋼 1 0 1から冷却水 1 05までの熱伝導体の熱抵抗を合成した総括熱抵抗は（4) 式で表わされる。但し（4) 式において、 R：総括熱抵抗、 a：溶鋼と凝固シェルとの間の対流熱伝達係数、 A_s ：凝固シェルの熱伝導率、 λ_Ρ ：モ一ルドパウダー層の熱伝導率、 A_m ：铸型銅板の熱伝導率、 h_m ：モールドパウダ一層と铸型銅板との間の熱伝達係数、 h_w ：铸型銅板と冷却水との間の熱伝達係数、 d_s ：凝固シェル厚み、 d_P ：モールドパウダー層厚み、 d_m ：铸型銅板厚みである。

R=(l/a) + (d _S/A_s)l(d _P/A_P) + (l/h _m) + (d _m/A_m)l(l/h_w) … （4)

ここで铸型銅板厚み（d_m ) 、铸型銅板の熱伝導率 (A_m ) は設備によって一定に決まる値である。又、凝固シェルの熱伝導率（λ₃ ) は鋼種が決まれば一定に決まる値である。又、モールドパウダー層厚み（d_P ) はモールドパウダーの種類と鎵型振動の振幅、振動数、及び波形と铸片引抜き速度とが決まれば一定に決まる数値である。又、モールドパウダー層の熱伝導率（λ_Ρ ) はモールドパウダーの種類によらず、ほぼ一定であることが知られている。又、铸型銅板と冷却水との間の熱伝達係数（h_w ) は冷却水 1 05の流量、铸型銅板 1 04の表面粗度が決まれば一定に決まる数値である。又、モールドパウダー層と铸型銅板との間の熱伝達係数（h ,„ ) もモ一ルドパウダーの種類が決まればほぼ一定の値に決まる。

しかし、溶鋼と凝固シェルとの間の対流熱伝達係数（a) は、凝固シェル 1 02 の表面に沿った溶鋼流速によって変化する値であり、この対流熱伝達係数（a) は (5) 式の平板近似の式で表わすことができる。但し（5) 式において、 N u ：ヌッセルト数、：溶鋼の熱伝導率、：伝熱代表長さである。

a=N u Χλ！ X, ■■■ (5)

ここで、ヌッセルト数（N u ) は、溶鋼流速の速度範困別に（6) 式及び（7) 式で表わされる。但し（6)式及び（7)式において、 P r ：プランドル数、 R e ：レイノズル数、 U :溶鋼流速、 Uo ：溶鋼の層流と乱流との遷移 ¾ ^である。

N u = 0.664X P r^l/3 XR e^4/5 (U<U o ) … (6)

N u = 0.036XP r^1/3 X R e^l/2 (U≥U o ) ··· (7)

又、プランドル数（P r ) 及びレイノズル数（R e ) は、それぞれ（8) 式及び（9) 式で表わされる。但し（9) 式において、 X₂ ：溶鋼流代表長さ、レ：溶鋼の動粘性係数である。

P r =0.1715 ··· (8)

R e =UXX₂ /v … (9)

一方、溶鋼 101から冷却水 105への熱流束は（10) 式で表わすことができる。但し（10) 式において、 Q：溶鋼から冷却水への熱流束、 To ：溶鋼温度、 Tw ：冷却水温度である。

Q= (To -T w ) /R … (10)

又、铸型銅板 104の冷却水 105側の表面温度は（1 1) 式で表わすことができる。但し（1 1) 式において、 T_mL ：铸型銅板の冷却水側表面温度である。

T_mL =T w +Q/h_w … (1 1)

更に、測温素子 106にて測定される铸型銅板温度は（12) 式で表わすことができる。但し（12)式において、 T：測温素子にて測定される铸型銅板温度、 d ：铸型銅板の溶鋼側表面から測温素子先端までの距離である。

T = T + QX (d_m - d) /A_m … (12)

そして、（1 1) 式を（12) 式に代入することで、铸型銅板温度（T) は（1 3) 式で表わされる。

T = Tw + Q/h_w+QX (d„-d) /λ , - (13)

本発明は上記の式を用いて溶鋼流速（U) を求めるものであり、以下にその手順を説明する。先ず、測温素子による铸型銅板温度 (Τ) の測定値を、（13) 式に代入して熱流束（Q) を求める。（13) 式では熱流束（Q) 以外の右辺の変数は全て既知であるので、熱流束 (Q) を逆算することができる。次に、熱流束 (Q) を（10) 式に代入して、総括熱抵抗 (R) を求める。ここでも総括熱抵抗 (R) 以外の右辺の変数は全て既知であるので、総括熱抵抗 ( R) を逆算することができる。そして、総括熱抵抗 ( R) を（4 ) 式に代入して対流熱伝達係数（α ) を求める。ここでも対流熱伝達係数（α ) 以外の右辺の変数は全て既知であるので、対流熱伝達係数（ひ）を逆算することができる。求めた対流熱伝達係数（α ) を（5 ) 式に代入してヌッセルト数（N u ) を求め、このヌッセル卜数（N u ) を（6 ) 式又は（7 ) 式に代入してレイノズル数（R e ) を求める。そして最後に求めたレィノズル数（R e ) を（9 ) 式に代入して溶鋼流速（U) を求める。

このように、溶鋼流速に起因する溶鋼と凝固シェルとの間の対流熱伝達係数の変化によって生じる铸型銅板温度の変化を捉えることで、凝固界面に沿った溶鋼流速を推定することができる。

次に、铸型銅板温度から铸型内溶鋼の流動パターンを推定する方法について説明する。铸型内溶鋼の流動パターンは、铸片引抜き ¾¾、浸漬ノズル形状、浸漬ノズル内に吹き込む A r流量等により種々の流動パターンとなるが、その代表的な例を第 2 2図に示す。又、第 2 2図には、その時の铸型長辺銅板温度の铸型幅方向の測温結果も合せて示す。尚、第 2 2図において、 1 0 9は铸型短辺銅板、 1 1 6はメニスカス、 1 2 0は浸漬ノズル、 1 2 1は吐出孔、 1 2 2は吐出流であり、吐出流 1 2 2は矢印でその流れの方向を表わしている。第 2 2図に示すように、鎵型長辺銅板温度の铸型幅方向の測温結果は溶鋼流動パターンと良く対応していることが分かる。即ち、铸型長辺銅板温度の高い部分に浸漬ノズル 1 2 0からの吐出流 1 2 2 が支配的に流れており、それにより溶鋼流動パターンが決定されるからである。その際に、铸型幅方向の铸型銅板温度のピークの数及びピークの位置を見つけることで、容易に流動パターンを推定することができる。

例えば、第 2 2図のパターン 0では、特に支配的な流れが存在せず、銹型幅方向全体に渡り穏やかな流れであり、測温素子の測定値に大きな差は現れないが、パ夕ーン 1では、浸漬ノズル 1 2 0内に吹き込んだ A rの浮上に随伴した浸漬ノズル近傍の上昇流が支配的であり、浸漬ノズル近傍での温度測定値が高くなる。これは浸漬ノズル近傍に温度ピークが 1つ観察される場合である。パターン 2では、浸漬ノズル 1 2 0からの吐出流 1 2 2が铸型短辺銅板 1 0 9に衝突して流れるため、铸型 WO 00/51763 PCT/JPOO/ΟΙΙΐΙ

34 短辺銅板近傍の測定値が高くなる。この時、温度ピークは铸型短辺銅板 1 0 9の近傍に現れ、铸型全体では温度ピークは 2つ存在する。パターン 3では、浸漬ノズル 1 2 0内に吹き込んだ A rによる浸漬ノズル近傍の上昇流と吐出流 1 2 2の慣性力による流れが共に支配的となり、浸漬ノズル近傍と铸型短辺銅板近傍の両方で温度測定値が高くなる。この時、温度のピークは铸型幅全体で 3つ存在する。因みに、第 2 2図に示すパターン N 0.の整数部は、铸型幅方向全体の温度ピークの数を示し、少数点部は、铸型短辺側の温度のピーク位置が銬型短辺銅板 1 0 9から浸漬ノズル 1 2 0側に離れた位置にあることを示している。

最後に、銬型銅板温度から铸型内溶鋼の偏流の有無を推定する方法について説明する。通常浸漬ノズルから铸型内に注入された溶鋼は、浸漬ノズルを中心として銬型幅方向で左右対称な流れとなり、従って、铸型長辺銅板温度も左右対称となる。そのため、铸型長辺銅板の幅方向左右で銅板温度の最大値の位置が左右対称でない場合には、偏流が発生したことを容易に推定することができる。又、銅板温度の最大値の位置が左右対称であっても、最大値に差がある場合には、吐出流量が左右で異なっているためであり、この場合も偏流が発生したと推定できる。本発明を図面に基づき説明する。第 2 3図は本発明の 1つの実施の形態を示す連続踌造機铸型部の正面断面の概略図、第 2 4図は側面断面の概略図である。

第 2 3図及び第 2 4図において、相対する铸型長辺銅板 1 0 8と、铸型長辺銅板 1 0 8内に内装された相対する铸型短辺銅板 1 0 9とから構成された铸型 1 0 7の上方に、タンディッシュ 1 1 8が配置されている。铸型長辺銅板 1 0 8の背面上部及び背面下部には長辺水箱 1 1 0が設置されており、背面下部の長辺水箱 1 1 0から供給された冷却水 1 0 5は水路 1 1 1を通って铸型長辺銅板 1 0 8を冷却し、上部の長辺水箱 1 1 0へ排出される。铸型長辺銅板 1 0 8の前面側表面から水路 1 1 1までの厚み、即ち铸型長辺銅板厚みは d _mである。図示はしないが铸型短辺銅板 1 0 9も同様にして冷却される。

タンディッシュ 1 1 8の底部には上ノズル 1 2 3が設けられ、この上ノズル 1 2 3に接続して、固定板 1 2 4、摺動板 1 2 5、及び整流ノズル 1 2 6から成るスライデイングノズル 1 1 9が配置され、更に、スライディングノズル 1 1 9の下面側には浸漬ノズル 1 2 0が配置されて、夕ンディッシュ 1 1 8から铸型 1 0 7への溶鋼流出孔 1 2 7が形成される。

図示せぬ取鍋からタンディッシュ 1 1 8内に注入された溶鋼 1 0 1は、溶鋼流出孔 1 2 7を経由して、浸漬ノズル 1 2 0の下部に設けられ、且つ铸型 1 0 7内の溶鋼 1 0 1に浸漬された吐出孔 1 2 1より、吐出流 1 2 2を铸型短辺銅板 1 0 9に向けて铸型 1 0 7内に注入される。そして、溶鋼 1 0 1は铸型 1 0 7内で冷却されて凝固シェル 1 0 2を形成し、铸型 1 0 7の下方に引き抜かれ錶片となる。その際、铸型 1 0 7内のメニスカス 1 1 6上にはモールドパウダー 1 1 7力添加され、モールドパウダー 1 1 7は溶融して、凝固シェル 1 0 2と铸型 1 0 7との間に流れ込みモールドパウダー層 1 0 3を形成する。

鐯型長辺銅板 1 0 8には、メニスカス 1 1 6から铸片引抜き方向への距離がの位置に、隣合う設置間隔を Ζとして铸型長辺銅板 1 0 8の幅方向に沿って複数の孔が設けられ、铸型長辺銅板 1 0 8の銅板温度を測定する測定点 1 1 2となっている。その際、メニスカス 1 1 6から铸片引抜き方向への距離（L ) は 1 0〜1 3 5 mm の範囲とし、設置間隔（Z ) は 2 0 0 mm以下とする。各測定点 1 1 2には測温素子 1 0 6力铸型長辺銅板 1 0 8の溶鋼側表面から測温素子 1 0 6の先端までの距離を dとして、その先端を銬型長辺銅板 1 0 8に接して配置されている。距離 ( d ) は 1 6 mm以下とする。

一方、測温素子 1 0 6の他端は零点補償器 1 1 3に連結されており、測温素子 1 0 6から出力される起電力信号は零点補償器 1 1 3を経由して変換機 1 1 4に入力され、変換器 1 1 4にて起電力信号を電流信号に変換された後、電流信号としてデ —夕解析装置 1 1 5に入力される。

測定点 1 1 2内に冷却水 1 0 5が侵入すると、測温接点部の銅板温度が低下するため、正確な銅板温度を測定できなくなる。本発明では、測定点 1 1 2内への冷却水 1 0 5の侵入を防止するために、第 2 5図に示すように、長辺水箱 1 1 0内にステンレス鋼製のパイプ 1 2 8を設置し、パイプ 1 2 8と長辺水箱 1 1 0との接触面の全周に溶接による溶接部 1 3 0を設け、このパイプ 1 2 8内を貫通させて測温素子 1 0 6を設置し、更に、測定点 1 1 2の周囲の铸型長辺銅板 1 0 8に溝を設け、その中に鎵型長辺銅板 1 0 8及び長辺水箱 1 1 0に接触するシールパッキン 1 2 9 を設置している。そして、コイル状パネ（図示せず）により、測温素子 1 0 6の先端を铸型長辺銅板 1 0 8に押し付けている。尚、第 2 5図は、測温素子の取り付け構造を示す連続铸造機铸型部の側面断面の概略図であり、図中の符号 1 3 1はバックフレームである。

このような構造にすることで、長辺水箱 1 1 0内において測温素子 1 0 6と冷却水 1 0 5とは完全に分離され、長辺水箱 1 1 0中の冷却水 1 0 5が測定点 1 1 2に侵入すること力なく、又、铸型長辺銅板 1 0 8と長辺水箱 1 1 0との接触間隙を伝わって冷却水 1 0 5が測定点 1 1 2の周囲に達しても、シールパッキン 1 2 9により測定点 1 1 2内への侵入が防止される。尚、溶接の代わりに樹脂によるシールや硬ローによるシールでも良い。又、シールパッキン 1 2 9は、長辺水箱 1 1 0側に溝を設けてその中に設置しても良い。測温素子 1 0 6は、熱電対や抵抗測温体等のうち ± 1 °C以上の精度で測温できるものであれば種類を問わない。

データ解析装置 1 1 5では、铸型長辺銅板温度の铸型幅方向の温度分布や温度のピーク位置及び数から铸型内溶鋼の流動パターンを推定し、又、浸漬ノズル 1 2 0 を境とした錶型長辺銅板 1 0 8の幅方向左右の銹型銅板温度の最大値の位置及び最大値から鐯型内溶鋼の偏流を推定して表示する。更に、前述の溶鋼流速測定原理に基づいて、銬型長辺銅板温度 (T) 、錄型長辺銅板厚み（d _m ) 、前記距離（d ) 、溶鋼温度、冷却水温度等のデ一夕を用いて、各測定点 1 1 2における溶鋼流速（U ) が算出されて表示される。尚、（4 ) 式から（1 3 ) 式を構成する 1 5の変数のうち铸造条件により変化し、且つ、铸造中に直接測定できない変数として①凝固シエル厚み（d _s ) 、 ②モールドパウダー層厚み（d _P ) 、 ③铸型銅板と冷却水との間の熱伝達係数（h _w ) の 3つの変数があるが、これらの 3つの変数については、実機試験又は模擬試験により铸造条件変更に伴う数値の変化を予め調査しておき、铸型銅板温度測定時の铸造条件に対応する数値に基づいて溶鋼流速（U) を算出すれば良い。その他の 1 2の変数は設備条件及び物性値により定めることができる。表 2は、銬片引抜き速度が 2 . O mZm i n及び 1 . 3 mZm i nの铸造条件における各変数の一例を示したものであり、又、第 2 6図に表 2に示す変数に基づいて铸型銅板温度 (T) と溶鋼流速（U) との関係を求めた結果を示す。第 2 6図に示すように、鎵型銅板温度が同一であっても铸片引抜き速度により溶鋼流速は大幅に異なっており、铸型銅板温度から溶鋼流速を推定することが可能であることが分かる。尚、溶鋼の層流と乱流との遷移速度 (U 0) は 0 . l mZ s e cとして算出し、表 2及び第 2 6図中の V cは铸片引抜き ϋ ^である。表 2

上記のように測温素子 1 0 6を铸型銅板に設置することで、メニスカス 1 1 6の近傍に複雑な溶鋼流動があっても、铸型内の溶鋼流動に起因する铸型銅板温度の変化を精度良く測定することができる。そして、このようにして測定された铸型銅板温度に基づいて、鎵型内の溶鋼流速、铸型内溶鋼の流動パターン、及び铸型内溶鋼の偏流を推定するので、その推定精度が向上すると共に、操業を阻害することなくオンラインでの推定が可能となる。

尚、上記説明では、測温素子 1 0 6が鎵型 1 0 7の幅方向 1列に設置されている力^ 铸造方向に複数列設置することもできる。又、上記説明は铸型長辺銅板 1 0 8 の片側だけに測温素子 1 0 6を設置しているが、両方の铸型長辺銅板 1 0 8に設置しても良い。更に、上記説明は断面形状が矩形型の铸型 1 0 7について説明しているが、本発明は、铸型 1 0 7の断面形状は矩形型にかぎることなく、例えば円形であっても適用することができる。

[実施例 1 ]

第 2 3図に示すスラブ連続铸造機と铸型銅板温度計測装置とを用い、溶鋼流速を推定した実施例を以下に説明する。連続铸造機は 3 mの垂直部を有する垂直曲げ型であり、最大 2 1 0 0 mmの铸片を铸造することができる。表 3に用いた連続铸造機の諸元を示す。表 3

長辺铸型銅板厚み（d _m ) は 4 O mmであり、測温素子としてアルメル ·クロメル ( J I S熱電対 K) を用い、鎵型銅板の溶鋼側表面から熱電対先端（測温接点）ま WO 00/51763 PCT/JPOO/ΟΠβΙ

39 での距離（d) を 13mm、相隣り合う熱電対間の間隔（Z) を 66. 5mm、メニスカスからの距離 (L) を 50mmとして、铸型幅方向長さ 2100 mmに渡つて熱電対を埋設した。そして、厚み 220mm, 幅 1650mmの铸片を铸片引抜き速度 1. δ δπιΖπιί ηで铸造（以下、「铸造条件 1」と記す）した場合と、厚み 220mm、幅 1750 mmの铸片を铸片引抜き速度 1. 75m/mi nで铸造 (以下、「铸造条件 2」と記す）した場合において、铸型長辺銅板温度を測定した。表 4に铸造条件をまとめて示す。表 4

第 27図及び第 28図は、それぞれ銬造条件 1及び铸造条件 2におけるある瞬間の铸型幅方向の铸型銅板温度の測温デ一夕の例である。これらの図で横軸は铸片幅方向の位置であり、中央の「0mm」の位置が錶片幅方向の中心位置で、浸漬ノズルの位置である（以降、铸片幅方向位置を同一の表示法で示す）。第 27図及び第 28図に示すように、铸片幅方向の両裾の温度が大きく降下しているが、これは、温度の大きく降下している付近に铸型短辺銅板が設置されているからである。

第 29図及び第 30図は、表 2に示す変数の数値を用いて、第 27図及び第 28 図に示す铸型銅板温度から溶鋼流速を算出したものである。尚、表 2の変数の内、凝固シェル厚み（d_s ) は、铸造条件 1では 0. 00362m、铸造条件 2では 0. 00372mとした。又、第 29図及び第 30図には、铸型銅板温度を測定した時刻に、前述の浸漬棒型溶鋼流速計により測定した溶鋼流速値を秦印で表示した。これらの結果から、铸型銅板温度から推定したメニスカス下 50 mmの溶鋼流速と、浸漬棒によるメニスカス近傍の溶鋼流速とは良く一致することが確認できた。

[実施例 2]

実施例 1と同一の連続铸造機と铸型銅板温度計測装置とを用い、浸漬ノズル内に A rを 1 0 N 1 Zm i n吹込みつつ、厚み 2 5 O mm、幅 1 6 0 O mmの铸片を錶片引抜き速度 2 . 2 mZm i nで銹造し、铸型内溶鋼の流動パターンを推定した。铸造開始から 1 0分経過時の铸型長辺銅板の温度分布は、浸漬ノズル位置と両錶型短辺銅板側との 3箇所に温度ピークがあり、且つ、铸型幅方向左右でほぼ対称な温度分布となり、その結果から、前述の第 2 2図に示すパターン 3であることが推定できた。これを確認するために、前述の浸漬棒型溶鋼流速計を用いて、铸型幅方向の溶鋼流速及びその方向を測定した。その測定結果を第 3 1図に示す。第 3 1図に示すように、浸漬棒型溶鋼流速計による結果は、铸型内の浸漬ノズル側では浸漬ノズルから铸型短辺銅板に向かう流れで、铸型短辺銅板側ではその逆向きの流れであること、即ちパターン 3の流動状況であることが確認され、铸型長辺銅板温度から推定した結果と一致した。

又、連々铸の 5ヒート目の铸造開始から 1 0分経過時の铸型長辺銅板の温度分布は、铸型左右で異なっており、第 3 2図に示す温度分布となった。この温度分布から流動パターンを推定した結果、浸漬ノズルの左側は浸漬ノズル側に温度ピークのあるパターン 1で、浸漬ノズルの右側は铸型短辺銅板側に温度ピークのあるパ夕一ン 2であると推定された。これを確認するために、前述の浸漬棒型溶鋼流速計を用いて、铸型幅方向の溶鋼流速及びその方向を測定した。その測定結果を第 3 3図に示す。第 3 3図に示すように、浸漬棒型溶鋼流速計による結果は、铸型の左側では、浸漬ノズルから铸型短辺銅板に向かう流れ、即ちパターン 1となり、又、铸型の右側では、その逆の铸型短辺から浸漬ノズルに向かう流れ、即ちパターン 2となり、铸型長辺銅板温度から推定した結果と一致した。

[実施例 3 ]

実施例 1と同一の連続铸造機と鎵型銅板温度計測装置とを用い、浸漬ノズル内に A rを 1 O N 1 /m i n吹込み、厚み 2 5 0 mm, 幅 1 6 0 0 mmの铸片を铸片引抜き速度 2 . 6 mZm i nで铸造し、铸型内溶鋼の偏流の有無を推定した。

铸造開始から 1 0分経過時の铸型長辺銅板の温度分布は、铸型の幅方向でほぼ左右対称な分布となり、温度の最大値は左側で 1 8 0 . 5 T：、右側で 1 8 1 °Cであつた。温度の最大値位置に左右差がなく、左おの最大値も差が小さいことから、偏流は発生していないと推定された。これを確認するために、前述の浸漬棒型溶鋼流速計により、铸型幅方向の溶鋼流速及びその方向を測定した。その測定結果を第 3 4 図に示す。第 3 4図に示すように、浸漬棒型溶鋼流速計によるメニスカスの溶鋼流速は左右対称であり偏流が発生しておらず、铸型銅板温度から推定した結果と一致した。

又、連々銬の 3ヒート目の铸造開始から 1 0分経過時の铸型長辺銅板の温度分布は铸型幅方向左右で異なっていた。その時の温度分布を第 3 5図に示す。第 3 5図に示すように、温度の最大値は左右どちらも浸漬ノズル中心から 5 9 8 . 5 mmの位置の熱電対で確認されたが、その値は左側で 1 7 6 . 5 °C、右側で 1 8 4 . 5 °C となり 8 °Cの差があった。温度の最大値の差が大きいので、偏流が起こっていると推定された。これを確認するために、前述の浸漬棒型溶鋼流速計により、铸型幅方向の溶鋼流速及びその方向を測定した。その測定結果を第 3 6図に示す。第 3 6図に示すように、浸漬棒型溶鋼流速計によるメニスカスの溶鋼流速は浸漬ノズル左右で異なっており、偏流が発生していること力確認された。本発明では、铸型銅板温度を測定する測温素子を上記説明のように設置するので、メニスカス近傍に複雑な溶鋼流動があっても、铸型内の溶鋼流動に起因する銬型銅板温度の変化を精度良く測定することができる。そして、このようにして測定された铸型銅板温度に基づいて、铸型内の溶鋼流速、铸型内溶鋼の流動パターン、及び铸型内溶鋼の偏流を推定するので、その推定精度が向上すると共に、操業を阻害することなくオンラインでの推定が可能となる。その結果、铸片の品質管理が向上し、高品質の铸片を高歩留りで生産することが達成され、その工業的効果は格別である。最良の形態 3 ( 連続铸造铸片の表面欠陥判定方法）

本発明者等は実機での計測、モデル実験、及び数値解析を行い種々の铸造条件について、铸型内の溶鋼流動状況と、そのときの錶型幅方向の铸型銅板温度プロファィルとを調査した。第 3 7図に铸型内溶鋼の流動状況と铸型銅板温度のプロフアイルとの対比を模式的に示す。尚、第 3 7図において、 2 0 6は铸型短辺銅板、 2 1 1はメニスカス、 2 1 5は浸漬ノズル、 2 1 6は吐出孔、 2 1 7は吐出流であり、吐出流 2 1 7は矢印でその流れの方向を表わしている。

パターン 0では、特に支配的な流れが存在せず、铸型幅方向全体に渡り穏やかな流れであり、铸型幅方向の測温素子の測定値に大きな差は現れない。即ち、温度ピ一夕が顕著に表れない場合で、温度プロフアイルは铸型幅全体に渡つて平坦である。パターン 1では、浸漬ノズル 2 1 5内に吹き込まれた A rの浮上に随伴した浸漬ノズル近傍の上昇流が支配的となり、メニスカス 2 1 1では浸漬ノズル 2 1 5から铸型短辺銅板 2 0 6に向かって溶鋼は流れる。このため、铸型銅板幅方向の温度分布では浸漬ノズル 2 1 5の近傍で高くなり、浸漬ノズル 2 1 5の近傍に大きな温度ピ —クが 1つ発生する。パターン 2では、浸漬ノズル 2 1 5からの吐出流 2 1 7の慣性力が大きく、吐出流 2 1 7は铸型短辺銅板 2 0 6に衝突した後上下に分岐し、メニスカス 2 1 1では铸型短辺銅板 2 0 6から浸漬ノズル 2 1 5に向かう溶鋼流となる。この場合、メニスカス 2 1 1での溶鋼流速は比較的速い。このときは、铸型短辺銅板 2 0 6の近傍の銅板温度が高くなり、大きな温度ピークが左右の铸型短辺銅板 6の近傍に存在する温度プロファイルとなる。

このように、温度プロファイルはパターン 0、 1 、 2の 3種類に大別できる。しかし、実際にはこの 3種類のパターン以外の温度パターンが存在する。例えば、第 3 7図に示すパターン 3は、 A rの浮上に随伴する浸漬ノズル 2 1 5近傍の上昇流と、吐出流 2 1 7の慣性力と力共に支配的な場合に発生し、浸漬ノズル 2 1 5近傍と铸型短辺銅板 2 0 6近傍とに温度ピークが現われて、 3つの温度ピークを持つた温度プロファイルとなる。しかし、このパターンはパターン 1とパターン 2との組み合せと考えることができる。これ以外の他の場合も、パターン 0、パターン 1 、及びパターン 2の組み合せにより表わされることを確認した。

以上の調査から、铸造条件により溶鋼流動状況は様々に変化し、この溶鋼流動状況と対応して、様々な温度プロファイルが存在することが分かった。そして、铸片表面の品質判定の際には、これらの流動状況を考慮して、対応する温度プロフアイルから判定することが重要且つ可能であることが分かった。

先ず、操業中の溶鋼流動状況がパターン 1の場合について説明する。溶鋼流動状況がパターン 1の場合には、浸漬ノズルの近傍で A rの浮上が集中しており、浮上する A r気泡径も大きい。この気泡がメニスカスから離脱するときにメニスカスを乱してモールドパウダーが巻込まれたり、或いは、気泡そのものが捕捉されてプロー疵の原因となる。このとき、第 3 8図（a ) に示すような铸型銅板の幅方向温度分布のうちの最大値（T_{m a x}) を、 A rによるメニスカスの乱れの大きさを表わす 1つの因子と考えることができ、従って、最大値（T_{ma x}) が大きすぎる場合には、 A rによるモールドパウダーの巻込みを予測することができる。

又、メニスカスに速い流れと遅い流れの両方が存在すると、この溶鋼流速の勾配はモールドパウダーに作用する剪断応力と関係して、勾配の値が大きいほどモールドパウダーが削り込まれ易くなる。この流速の勾配は铸型銅板温度の勾配として検出される。そこで、第 3 8図（b ) に示すように、浸漬ノズルを中心として铸型幅方向左側の温度分布の最大値（T _{L 1}) から最小値（T_{L 2}) を差し引いた値（T _{L 1} - T_{L 2}) と、铸型幅方向右側の温度分布の最大値（T_{R 1}) から最小値（T_{R 2}) を差し引いた値 (T_{R 1} - T_{R 2}) のうちで、大きい方の値（以下、「最大高低温度差」と記す）を、 A rによるメニスカスの乱れの大きさを表わす他の 1つの因子と考えることができ、従って、最大高低温度差の大小によっても、 A rによるモールドバウダ一の巻込みを予測することができる。

又、溶鋼流動状況がパターン 1の場合には、メニスカスの溶鋼は浸漬ノズル側から铸型短辺銅板側に向かって流れるために、铸型短辺銅板側の溶鋼温度は低くなり、そのため、溶鋼の循環量が少ない場合、铸型短辺銅板近傍のメニスカスでは、溶鋼力凝固する所謂皮張りやノロカミが発生する。このため、第 3 8図 ) に示すような铸型銅板の幅方向温度分布のうちの最小値（T_{m i n}) を、メニスカスでの溶鋼の循環量を表わす 1つの因子と考えることができ、従って、最小値（T_{m i n}) 力小さすぎる場合には皮張りの危険があり、又、ブロー疵及びノロカミが多発すると予測できる。又、第 3 8図（c ) に示すような铸型幅方向全体の平均銅板温度（T _{a v} _r) も、メニスカスでの溶鋼の循環量を表わす他の 1つの因子と考えることができ、従って、平均銅板温度 (T _{a v e}) の大小によっても、皮張りやノロカミを予測することができる。

又、ノロカミの発生メカニズムは、モールドパウダーの物性値のバラツキ等によりモールドパウダーの消費量が異常に増加して、メニスカス上のモールドパウダ一の溶融層厚みが薄くなり、未溶融のモールドパウダーが凝固シェル表面に付着して発生するものと推定されている。この場合には、モールドパウダーの消費量が異常に増加するため、铸型銅板温度は、モールドパウダー消費量が通常の場合に較べて低下する。従って、铸型幅方向の平均銅板温度（T _{a v e}) を捉え、その铸片引き抜き速度における代表的な铸型幅方向温度の平均銅板温度 (T _{a v c}) と比較し、その差を把握することで、ノロカミ発生の有無を予測することができる。ここで、その铸片引き抜き速度における代表的な铸型幅方向温度の平均銅板温度 (T _{a v c}) とは、その錢片引き抜き速度での数多くの铸造機会において測定した铸型幅方向銅板温度の平均値と定義する。

次に、操業中の溶鋼流動状況がパターン 2の場合について説明する。溶鋼流動状況がパターン 2のように、メニスカスに比較的速い流れの溶鋼流が存在する場合には、この流れによりメニスカスを覆うモールドパウダーが削り込まれる虞がある。溶鋼流速が速ければ铸型銅板温度も高くなる。そこで、第 3 9図（a ) に示すような铸型銅板の幅方向温度分布のうちの最大値（T_{m a x}) を、メニスカスにおける溶鋼の最大速度を表わす因子と考えることができ、従って、最大値（T_{m a x}) が大きすぎる場合には、モールドパウダーが削り込まれることが予測できる。

又、溶鋼流動状況がパターン 2のように、メニスカスに比較的速い流れと遅い流れの両方が存在すると、前述したように、この溶鋼流速の勾配はモールドパウダーに作用する剪断応力と関係して、勾配の値が大きいほどモールドパウダーが削り込まれ易くなる。この流速の勾配は铸型銅板温度の勾配として検出される。そこで、第 3 9図（b ) に示すように、浸漬ノズルを中心として铸型幅方向左側の温度分布の最大値（T_{L 1}) から最小値（T ₂) を差し引いた値（T_{L 1}— 1 ₂) と、铸型幅方向右側の温度分布の最大値（T_{R 1}) 力^最小値（T_{R 2}) を差し引いた値 (T_{R 1} - T _{R 2}) のうちで、大きい方の値、即ち最大高低温度差を流速勾配の大きさを表わす因子と考えることができ、従って、最大高低温度差の大小によりモールドパウダーの削り込みの有無を予測することができる。

又、溶鋼流動状況がパターン 2の場合、铸型幅方向左右のメニスカスの溶鋼流速のバラツキが大きいときには、流れのぶっかり合うところで渦を発生させ易く、モ一ルドパウダーを巻込む虞がある。そこで、第 3 9図（c ) に示すように、浸漬ノズルを中心として铸型幅方向の左側温度分布の最大値（T^) と右側温度分布の最大値（T_{R 1}) との差の絶対値（以下、「最大左お温度差」と記す）を、渦によるモ —ルドパウダーの巻込みに影響を及ぼす偏流度を表わす因子と考えることができ、従って、この最大左右温度差の大小によって渦によるモールドパウダー巻込みの有無を予測することができる。

更に、铸型内溶鋼の流動状況が、例えばパターン 1からパターン 3のように変化する場合や、パターン 2であっても片側の吐出流速が他方に比べて速くなる場合には、铸型内の溶鋼流動は乱れてメニスカスの変動量も大きくなり、モ一ルドパウダ一巻込みの発生する確率が高くなる。通常、銪型内で観測される流動変動は、その周期を数十秒として緩やかに変化する力この周期より短い時間で変化する場合には、モールドパウダー巻込みの発生頻度が高くなる。この溶鋼流動の変化は、铸型銅板温度の単位時間当りの温度変動量として検出される。従って、铸型幅方向の铸型銅板温度の単位時間当りの温度変動量のうちで最大値を把握して、この最大値の大小によってモールドバウダ一巻込みの有無を予測することができる。

但し、踌型銅板の測温位置を铸型内のメニスカス位置から銬片引抜き方向に 1 0 〜 1 3 5 mm離れた範囲とする必要がある。メニスカス位置から 1 0 mm未満の範囲は铸造中のメニスカスの変動により铸型銅板温度が昇降するため、溶鋼流動による铸型銅板温度の変化を正確に把握することができず、又、メニスカスから 1 3 5 mmを越えた下方の位置では、溶鋼流動の変化による铸型銅板温度の変化量が少なくなり、正確に鎵型銅板温度の変化量を把握することができないからである。このようにして铸型銅板温度の幅方向分布を解析することで、モールドパウダーの巻込み、皮張り、ブロー疵、及びノロカミ等の錶片の表面欠陥の程度をオンラインで即座に判定することができる。

尚、第 3 8図は溶鋼流動状況がパターン 1のときの铸型銅板温度の幅方向分布及び錄型銅板温度の最大値、最小値、平均値を模式的に示す図であり、第 3 9図は溶鋼流動状況がパターン 2のときの铸型銅板温度の幅方向分布及び铸型銅板温度の最大値、最小値を模式的に示す図である。又、铸型短辺銅板付近の温度測定値は铸型短辺銅板の影響を受けて低くなるので、本発明においては铸型銅板温度の幅方向分布を解析する際に、铸型短辺銅板の影響の現れる範囲の測定値は除いて解析することとする。以下、本発明を図面に基づき説明する。第 4 0図は本発明を適用した連続鏡造機铸型部の正面断面の概略図である。

第 4 0図において、相対する铸型長辺銅板 2 0 5と、铸型長辺銅板 2 0 5内に内装された相対する铸型短辺銅板 2 0 6とから構成された錡型 2 0 4の上方に、タンディッシュ 2 1 3力配置されている。タンディッシュ 2 1 3の底部には上ノズル 2 1 8が設けられ、この上ノズル 2 1 8に接続して、固定板 2 1 9、摺動板 2 2 0 、及び整流ノズル 2 2 1から成るスライディングノズル 2 1 4が配置され、更に、スライディングノズル 2 1 4の下面側には浸漬ノズル 2 1 5力 S配置されて、タンディッシュ 2 1 3から銬型 2 0 4への溶鋼流出孔 2 2 2が形成される。

取鍋（図示せず）からタンディッシュ 2 1 3内に注入された溶鋼 2 0 1は、溶鋼流出孔 2 2 2を経由して、浸漬ノズル 2 1 5の下部に設けられ、且つ铸型 2 0 4内の溶鋼 2 0 1に浸漬された吐出孔 2 1 6より、吐出流 2 1 7を铸型短辺銅板 2 0 6 に向けて铸型 2 0 4内に注入される。そして、溶鋼 2 0 1は铸型 2 0 4内で冷却されて凝固シェル 2 0 2を形成し、铸型 2 0 4の下方に引き抜かれて铸片となる。铸型 2 0 4内のメニスカス 2 1 1上にはモールドパウダー 2 1 2が添加されている。上ノズル 2 1 8はポ一ラス煉瓦からなり、溶鋼流出孔 2 2 2の壁面へのアルミナ付着を防止するため、上ノズル 2 1 8と連結された A r導入管（図示せず）を介して上ノズル 2 1 8から溶鋼流出孔 2 2 2内に A rが吹き込まれる。吹き込まれた A rは、溶鋼 2 0 1と共に浸漬ノズル 2 1 5を通り、吐出孔 2 1 6を介して铸型 2 0 4内に流入し、铸型 2 0 4内の溶鋼 2 0 1を通ってメニスカス 2 1 1に浮上し、メニスカス 2 1 1上のモールドパウダー 2 1 2を貫通して大気に至る。

铸型長辺銅板 2 0 5の背面には、メニスカス 2 1 1から铸片引抜き方向へ 1 0〜 1 3 5 mm離れた範囲の、且つ、铸片引抜き方向に直交する直線上に、铸型長辺銅板 2 0 5の幅方向に沿って複数の孔が設けられ、铸型長辺銅板 2 0 5の銅板温度を測定する測定点 2 0 7となっている。各測定点 2 0 7には測温素子 2 0 3力その先端を銹型長辺銅板 2 0 5に接して配置され、铸片の全幅に対応する铸型銅板温度の測定を可能としている。尚、隣合う測定点 2 0 7の間隔は 2 0 0 mm以下とすること力子ましい。各測温点 2 0 7の間隔が 2 0 0 mmを超えると測定点 2 0 7が少なくなり過ぎて、铸型銅板温度の幅方向分布を正確に把握できなくなるからである。一方、測温素子 2 0 3の他端は零点補償器 2 0 8に連結されており、測温素子 2 0 3から出力される起電力信号は零点補償器 2 0 8を経由して変換器 2 0 9に入力され、変換器 2 0 9にて起電力信号を電流信号に変換された後、電流信号としてデ —夕解析装置 2 1 0に入力される。尚、測温接点となる測温素子 2 0 3の先端が铸型 2 0 4の冷却水（図示せず）により直接冷却されないように、測定点 2 0 7はシール材（図示せず）により冷却水からシールされている。又、測温素子 2 0 3は、熱電対や抵抗測温体等のうち土 1 °C以上の精度で測温できるものであれば種類を問わない。

データ解析装置 2 1 0では、測定された铸型長辺銅板温度の幅方向温度分布から最大値（T_{m a x}) 、最小値（T_{m i n}) 、平均銅板温度 (T _{a v e}) 、最大高低温度差、最大左右温度差、及び単位時間当たりの温度変動量の最大値を求め、品質グレードに応じてそれぞれ予め設定された閾値と比較して欠陥の発生程度を判定し、铸片の手入れ方法を決定する。これら最大値（T_{ma x}) 、最小値（T_{m i n}) 、平均銅板温度

(T _{a v e}) 、最大高低温度差、及び最大左右温度差の铸片の代表値としては、一定間隔又は連続的に測定される幅方向温度分布のうちで、最も大きな値（最大値（T _{m a x}) と最大高低温度差と最大左右温度差の場合）、若しくは最も小さな値（最小値（T_{m i n}) と平均銅板温度 (T _{a v e}) の場合）としても、又は、その铸片における測定値の平均値としてもどちらでも良いが、铸片の表面欠陥を確実に検知する意味では、最も大きな値、若しくは最も小さな値に基づいて判定することが好ましい。又、単位時間当たりの温度変動量は、 5〜 2 0秒を単位時間として、この間の温度変動量を算出し、铸型幅方向の温度変動量の最大値を求め、こうして求めたその铸片における単位時間毎の最大値を平均した値を铸片の代表値としても、又、その錶片における単位時間毎の最大値のうちで最も大きいものを代表値としてもどちらでも良い。

又、実際の操業時には、铸型 2 0 4内の溶鋼流動パターンが時間的に変化したり、又は、 3種類の基本パターン 0、 1、 2の組み合せとなっている場合が多いので、铸片表面欠陥の判定には 2つ以上の判定方法を組み合わせることが好ましい。このように、本発明では铸型幅全体に渡って測定した铸型銅板温度に基づいて銬片表面の品質判定を行うので、铸型 2 0 4の内部がどのような溶鋼流動パターンとなっても、正確に表面欠陥をオンラインで判定することが可能となる。

尚、上記説明では、測温素子 2 0 3が铸型長辺銅板 2 0 5の幅方向 1列に設置されているが、錶造方向に複数列設置することもできる。又、上記説明では铸型長辺銅板 2 0 5の片側だけに測温素子 2 0 3を設置しているが、両方の錄型長辺銅板 2

0 5に設置しても良い。又、 A rの吹き込み方法は上記に限るものではなく、スラィディングノズル 2 1 4ゃ浸漬ノズル 2 1 5から吹き込んでも良い。

[実施例 1 ]

第 4 0図に示すスラブ連続铸造機を用い、厚みが 2 5 0 mmで、幅が 1 6 0 0〜 1 8 0 0 mmの炭素鋼の铸片を铸造した。铸片引抜き速度は 1 . 2〜 1 . 8 m/m

1 n、溶鋼流出孔内への A rの吹き込み量は 1 0 N 1 Zm i n、浸漬ノズルは山形の 2孔ノズルで、その吐出角度は下向き 2 5度である。測温素子として熱電対を用レメニスカスから 5 0 mm下のィ立置に、浸漬ノズルを中心として左右対称に 6 5 mm間隔で配置した。铸造した铸片を冷延コイルに圧延し、冷延コイルの表面欠陥を目視で検査した。第 41図は、その調査結果であり、横軸を銹型銅板温度の最大値（T_max) とし、縦軸を冷延コイルの 1コイル当たりの表面欠陥個数として表示したものである。この場合、横軸の銬型銅板温度の最大値（T_max) は、各コイルに対応する铸片において 10秒毎に測定した幅方向温度分布から、それぞれの測定時期の最大値（T_ma' _x) を計測し、これらの最大値（T_max) を平均した値を代表値として表示している。第 41図に示すように、各プロッ卜は右上がりの直線に沿っていること力分かった。このように、铸型幅方向温度分布の最大値（T_max) から冷延コイルの表面欠陥の程度が予測でき、冷延コィルの用途及びグレードによつて閾値を設定することで、無手入れ一手入れの判断が可能となる。因みに第 41図の場合には、閾値を 160 °Cとして、最大値（T_max) が 160°C未満の場合には「無手入れ」とし、 160 °C以上の場合には「手入れ」とすることができる。尚、最大値（T,_nax) が高くても表面欠陥が発生しないことがあるが、元々 1コイル当たりの欠陥個数が非常に少ないので、この場合は確率的にモールドパウダーの巻込みがなかったと言える。

[実施例 2]

第 40図に示すスラブ連続铸造機を用い、厚みが 250mmで、幅が 2000m mの炭素鋼の铸片を铸造した。铸片引抜き速度は 1. 2mZmi n、溶鋼流出孔内への A rの吹き込み量は 10 N 1 Zm i n、浸漬ノズルは山形の 2孔ノズルで、その吐出角度は下向き 25度である。測温素子として熱電対を用い、メニスカスから 50 mm下の位置に、浸漬ノズルを中心として左右対称に 65 mm間隔で配置した。この铸造条件では铸型銅板温度のパターンは、時間的に揺らぐものの、ほぼパターン 1となっていた。

铸造した铸片表面をカラーチェック法を用いて目視で検査して、ブロー疵及びノロカミを調査した。第 42図は、その調査結果であり、横軸を铸型銅板温度の最小値（T_{mi n}) とし、縦軸を錡片表面の単位面積当たりのブロー疵個数及びノロカミ個数の総数として表示したものである。この場合、横軸の鎵型銅板温度の最小値（T _{mi n}) は、各铸片において 10秒毎に測定した幅方向温度分布から、それぞれの測定時期の最小値（T_{mi n}) を計測し、これらの最小値（T_{mi n}) を平均した値を代表値として表示している。第 4 2図に示すように、温度の最小値（T_{m i n}) が低くなるにしたがい、プロ一疵及びノロカミが多くなることが分かった。

このように、錶型幅方向温度分布の最小値（T_{m i n}) から铸片表面欠陥の程度が予測でき、用途及びグレードによって閾値を設定することで、無手入れ一手入れの判断が可能となる。因みに第 4 2図の場合には、閾値を 1 2 0 °Cとして、最小値（T _{m i n}) が 1 2 0 °C以下の場合には「手入れ」とし、 1 2 0でを越える場合には「無手入れ」とすることができる。

[実施例 3 ]

第 4 0図に示すスラブ連続铸造機を用い、厚みが 2 5 0 mmで、幅が 1 6 0 0〜 1 8 0 0 mmの炭素鋼の銬片を铸造した。铸片引抜き速度は 1 . 6〜 1 . 8 m/m i n、溶鋼流出孔内への A rの吹き込み量は 1 0 N 1 Zm i n、浸漬ノズルは山形の 2孔ノズルで、その吐出角度は下向き 2 5度である。測温素子として熱電対を用い、メニスカスから 5 0 mm下の位置に、浸漬ノズルを中心として左右対称に 6 5 mm間隔で配置した。この铸造条件では铸型銅板温度のパターンは、時間的に揺らぐものの、ほぼパターン 2となっていた。

铸造した錶片を冷延コイルに圧延し、冷延コイルの表面欠陥を目視で検査した。第 4 3図は、その調査結果であり、横軸を最大高低温度差とし、縦軸を最大左右温度差として、冷延コイルの 1コイル当たりの表面欠陥の発生個数別に表示したものである。この場合、横軸の最大高低温度差及び縦軸の最大左右温度差は、各コイルに対応する铸片において 1 0秒毎に測定した幅方向温度分布から、それぞれの測定時期の最大高低温度差及び最大左右温度差を計測し、これらの計測値を平均した値を代表値として表示している。第 4 3図に示すように、各プロットは右上がりの直線に沿っており、右上のプロッ卜になるほど冷延コイルの欠陥個数が増加していることが分かった。

このように、铸型幅方向温度分布の最大高低温度差及び最大左右温度差から冷延コイルの表面欠陥の程度が予測でき、冷延コイルの用途及びグレードによって閾値を設定することで、無手入れ一手入れの判断が可能となる。因みに第 4 3図の場合には、最大高低温度差の閾値を 1 0 °Cとし、最大左右温度差の閾値を 2 °Cとして、無手入れ一手入れの境界とすることができる。

[実施例 4]

第 40図に示すスラブ連続铸造機を用い、厚みが 250mmで、幅が 1800〜 2100mmの炭素鋼の铸片を銬造した。銬片引抜き速度は 1. 0〜1. 6mZm i n、溶鋼流出孔内への A rの吹き込み量は 1 ON IZmi n、浸漬ノズルは山形の 2孔ノズルで、その吐出角度は下向き 25度である。測温素子として熱電対を用い、メニスカスから 50mm下の位置に、浸漬ノズルを中心として左右対称に 65 mm間隔で配置した。この铸造条件では铸型銅板温度のパターンは、時間的に揺らぐものの、ほぼパターン 1となっていた。

铸造した铸片表面をカラ一チェック法を用いて目視で検査して、ブロー疵及びノロカミを調査した。第 44図は、その調査結果であり、横軸を鎵型銅板温度の平均銅板温度（T_ave) とし、縦軸を最大高低温度差として、铸片の単位面積当たりのブロー疵個数及びノロカミ個数の総数別に表示したものである。この場合、横軸の平均銅板温度（T_ave) 及び縦軸の最大高低温度差は、各铸片において 10秒毎に測定した幅方向温度分布から、それぞれの測定時期の平均銅板温度（T_av ) 及び最大高低温度差を計測し、これらの計測値を平均した値を代表値として表示している。第 44図に示すように、左下のプロットになるほどブロー疵及びノロ力ミが増加していることが分かった。

このように、铸型幅方向温度分布の平均銅板温度 (T_avc) 及び最大高低温度差から錶片の表面欠陥の程度が予測でき、用途及びグレードによって閾値を設定することで、無手入れ一手入れの判断が可能となる。因みに第 44図の場合には、平均銅板温度 (T_ave) の閾値を 180°Cとし、最大高低温度差の閾値を 15°Cとして、無手入れ一手入れの境界とすることができる。

[実施例 5 ]

第 40図に示すスラブ連続铸造機を用い、厚みが 250mmで、幅が 1600m mの炭素鋼を 5ヒート連々铸した。銬片引抜き速度は 1. 8mZmi n、溶鋼流出孔内への A rの吹き込み量は 10 N 1 Zm i n、浸漬ノズルは山形の 2孔ノズルで、その吐出角度は下向き 25度である。測温素子として熱電対を用い、メニスカスから 5 0 mm下の位置に、浸漬ノズルを中心として左右対称に 6 5 mm間隔で配置した。測温素子の数は 2 5個である。

先ず最初に、浸漬棒をメニスカスに浸漬させて浸漬棒の受ける力から溶鋼流速を測定する方法により、メニスカスにおける溶鋼流速を測定して、铸型内溶鋼の長周期の流動変動を調査した。その結果、長周期の流動変動は約 3 0秒であることが分かった。そこで、単位時間を 1 0秒として铸型銅板温度の変動量を測定した。第 4 5図に、時刻 t及び時刻 tの 1 0秒前における铸型銅板温度の測定値の例を示す。尚、第 4 5図において、秦印は時刻 tにおける温度で、〇印は時刻 tの 1 0秒前の温度である。

第 4 5図に示すように、この期間では浸漬ノズルを中心として铸型幅方向左側ではこの 1 0秒間で铸型銅板温度が上昇し、逆に右側では铸型銅板温度が下降した。この場合、この単位時間当たりにおける温度変動量の最大値は、铸型幅方向右側の N o. 6の熱電対による測定値となる。この温度差を単位時間の 1 0秒で除算した値を、この単位時間当たりにおける温度変動量の最大値とした。

そして、铸造した铸片を冷延コイルに圧延し、冷延コイルの表面欠陥を目視で検査した。第 4 6図は、各コイルに相当する铸片において 1 0秒間隔毎に測定した温度変動量の最大値を縦軸とし、横軸を錶造順の铸片に対応する 3 5個の冷延コイルのコイル番号順に表示した図である。尚、第 4 6図において、铸造した铸片の内、ボトム铸片とトツプ铸片に対応するコィルは除外してあり、コィル番号の小さい方から大きい方に向かう方向力 S铸造方向である。

第 4 6図において斜線を付けた N 0. 1、 N 0. 5、 N 0. 8、 N o. 1 2、 N o. 2 0、 N o. 2 1 、 Ν ο· 2 3、 N o. 3 0、及び N o. 3 1のコイルにおいて表面欠陥が見つかった。これらのコイルでは、铸片の何処かで温度変動量の最大値が 1 . 0 °C/ s e cを越えていた。そして、温度変動量の最大値が 1 . 5 °CZ s e cを越えた N o. 1 、 N o. 2 1 、 N o. 3 0、及び N ο· 3 1コイルでは表面欠陥がコイル当り 3個以上発生して歩留り低下の原因となった。

このように、温度変動量の最大値から冷延コイルの表面欠陥の程度が予測でき、冷延コイルの用途及びグレードによって閾値を設定することで、無手入れ一手入れの判断が可能となる。因みに第 46図の場合には、閾値を 1. 0°CZs e cとして、温度変動量の最大値が 1. 0°CZs e c以下の場合には「無手入れ」とし、 1. 0 °C/s e cを越える場合には「手入れ」とすることができる。

[実施例 6]

第 40図に示すスラブ連続铸造機を用い、厚みが 250 mmで、幅が 1250〜 1900mmの炭素鋼の铸片を、その組成が C aO： 33. 6wt%、 S i 0₂： 39. lwt%、 A l ₂〇₃ : 5. Owt %, Na₂0： 3. 4w t %, F： 7. 6 w t , MgO： 6. 9wt%で、 1300°Cにおける粘度が 0. 35Pa . sであるモールドパウダーを用いて铸造した。铸片引抜き速度は 0. 78〜1. 82m m i n、溶鋼流出孔内への A rの吹き込み量は 10 N 1 Zm i n、浸漬ノズルは山形の 2孔ノズルで、その吐出角度は下向き 25度である。測温素子として熱電対を用い、メニスカスから 50mm下の位置に、浸漬ノズルを中心として左右対称に 65 mm間隔で配置した。

铸造した铸片を冷延コイルに圧延し、冷延コイルにおいてノロ力ミカ原因と考えられるへゲ状表面欠陥を目視で検査し、铸型銅板温度の平均銅板温度（T_ave) と対比した。第 47図は、その調査結果であり、铸片引き抜き速度と平均銅板温度（T _aVL.) との関係を冷延コイルの表面欠陥発生率別に示した図である。この場合、縦軸の平均銅板温度（T_ave) は、各铸片において 10秒毎に測定した幅方向温度分布から、それぞれの測定時期の平均銅板温度 (T_ave) を計測し、これらの計測値を平均した値を代表値として表示している。

第 47図において、〇印はノロカミに起因するへゲ状欠陥が認められなかったコィルに対応する铸片の平均銅板温度（T_ave) である。この〇印を貫く破線は最少自乗法で求めた〇印群の平均銅板温度（T_ave) の曲線であり、その铸片引き抜き速度における代表的な铸型幅方向温度の平均銅板温度（T_av ) となる。全ての〇印は、この曲線の ±25°Cの範囲に分布していた。又、第 47図には 25°Cだけ低温側にシフトさせた温度曲線を実線で示している。

一方、ノロカミに起因するへゲ状欠陥が認められたコイルに対応する铸片の平均銅板温度（T_uve) を△印で第 47図に示した。これらの△印は上述の実線より下側、即ち、その铸片引き抜き速度での代表的な平均銅板温度 (T_ave) よりも 25 °C以上低温となっていたことが分かつた。

このように、铸型幅方向温度分布の平均銅板温度 (T_ave) を監視し、監視された値と、その铸片引き抜き速度での代表的な平均銅板温度 (T_ave) とを比較することで铸片の表面欠陥の程度が予測できる。そして、用途及びグレードによって閾値を設定することで、無手入れ一手入れの判断が可能となる。因みに第 47図の場合には、平均銅板温度（T_ave) の差の閾値を 25 として、無手入れ一手入れの境界とすることができる。

WO 00/51763 PCT/JPOO/σΐΙΒΙ

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最良の形態 4

先ず、铸型銅板温度の測定値からモールドパウダー層と铸型銅板との間のエアーギャップ厚みの変動や、モールドパウダー層厚みの変動による雑音を取り除くことについて検討した結果から説明する。

銬型銅板温度に変動を及ぼす因子として、铸片引き抜き速度、铸型用冷却水の温度、铸型銅板厚み、铸型内溶鋼温度、凝固シェル表面に沿った溶鋼流速、モールドパウダー層と铸型銅板との間のエアーギャップ厚み、モールドパウダー層厚み、の 7つの因子が存在する。しかし、この 7つの因子の中で、铸片引き抜きの影響は、或る瞬間の铸型幅方向を考える限り一定であり、無視することができる。又、冷却水温度ゃ铸型銅板厚みは、当該铸造期間中には大きく変化しないので、これらの影響も無視することができる。当該铸造中における铸型内の溶鋼温度の変化は少なく、この影響も無視することができる。モールドパウダー層厚みの影響及びエア一ギャップ厚みの影響は大きく、溶鋼流速の評価の際にはこれらの変動分を取り除く必要がある。

実際の铸型銅板温度には、流速プロファイルの変動、凝固シェル厚みの変動、及びモールドパウダー層厚みの変動が合成された形になっている。仮に、凝固シェル厚みの変動やモールドパウダー層厚みの変動の影響を避けるために、測温素子の铸型幅方向配設間隔をまばらにして、温度分布の空間的分解能を減じたとしても、たまたま測温素子の配設間隔が凝固シェル厚みの変動やモールドパウダー層厚みの変動の空間変動波長の整数倍に近くなつたところでは、铸型銅板温度は大きく変動して、溶鋼流動状況の推定値に大きな誤差が生じる。

そこで本発明者等は、モールドパウダ一層厚み及びエアーギヤップ厚みの変動間隔を試験連続铸造機や実機による铸片の凝固シェル厚みの変動から調査した。凝固シェル厚みの変動は、モールドパウダー層厚み及びエアーギヤップ厚みの変動に大きく影響することが知られている。その結果、モールドパウダー層厚み及びエアーギヤップ厚みの変動間隔は数 1 0 mmであることが分かった。

一方、耐火物製棒の一端をメニスカスに浸漬させ、溶鋼流により耐火物製棒が受ける力を口一ドセルで測定して溶鋼流速を計測する溶鋼流速計により、メニスカス近傍の铸型幅方向に沿った溶鋼の流速プロファイルを測定して、铸型内溶鋼の流速プロファイルの空間変動波長を調査した。この流速プロファイルの測定は、铸片引抜き速度と铸片幅との組み合せを水準 1〜 3の 3水準に変更して実施した。表 5に各水準の錶造条件を示す。又、水準 1〜3におけるメニスカス近傍の溶鋼流速プロファイルの測定結果を第 4 8図〜第 5 0図に示す。尚、第 4 8図〜第 5 0図において、縦軸のメニスカス溶鋼流速で「正」の値は铸型短辺側から浸漬ノズル側への流れを表わし、「負」の値はその逆向きの流れを表わしている。表 5

第 4 8図〜第 5 0図に示すように、銹型幅方向に沿った、メニスカス近傍の溶鋼流速プロファイルの波長、即ち溶鋼流速の高低の波長は、水準 1では 1 7 5 O mm、水準 2では 8 0 O mm、水準 3では 8 8 O mmとなり、 8 0 0〜1 8 0 O mm程度であることが分かる。

このように、溶鋼流動の空間変化間隔が数 1 0 O mmから数 1 0 0 O mmであるのに対し、モ一ルドパウダー層厚み及びエアーギャップ厚みの変動間隔は数 1 O m mであることが分かった。そこで、溶鋼流動の空間変化間隔がモールドパウダー層厚み及びエアーギヤップ厚みの変動間隔に較べて著しく大きいことを利用して、モ一ルドパウダー層厚み及びエアーギャップ厚みの変動分をとり除くこととした。即ち、測定した铸型銅板温度の幅方向分布には、数 1 O mmの抜熱量の変動ピッチと溶鋼流動による数 1 0 O mm〜数 1 0 0 0 mmの変動ピッチがあり、数 1 O m mピッチの変動を取り除いた温度分布には、溶鋼流動による铸型銅板温度の変動分だけが残留することになる。故に、少なくともモールドパウダー層厚みやエア一ギヤップ厚みによる 1 0 O mm以下の細かい変動を取り除き、铸型全体にわたる大きな変動を評価したい場合には、 1 0 0 mm以下の変動波長を除去するようにし、又、最大波長の場合でも铸型幅の 1 Z 2以下の変動波長を除去するように、ローバスフィル夕一処理を行う。

ここにおいて、溶鋼流動の空間周波数を f、溶鋼流動の変動波長を Lとし、この変動波長 L (mm) を用いて溶鋼流動の空間周波数 f を f = 1 ZL (mm—¹) で定義すると、 1 0 0 mm以下の変動波長を除去することは、カツトオフ空間周波数 ί cを 0 . 0 1未満にすることになる。同様に、铸型幅を W (mm) とすると、铸型幅 Wの 1 Z 2以下の変動波長を除去することは、力ットオフ空間周波数 ί cを 2 Wより大きくすることになる。

このように、本発明では、連続铸造用铸型銅板背面の、铸片引抜き方向と直交する方向に設置された複数の測温素子により铸型銅板温度を測定し、カツトオフ空間周波数 f cを 2 ZWより大きく、且つ、 0 . 0 1より小さい範囲としてローバスフィルター処理を行うので、モールドパウダー層厚みやエアーギャップ厚みの変動による雑音を取り除くことができる。そして、口一パスフィルター処理された铸型銅板温度の温度分布に基づいて铸型内の溶鋼流動状況を推定するので、凝固シェル厚みの変動やモールドパウダー層厚みの変動に起因する铸型銅板温度への変動が除去されて、铸型内溶鋼の流動状況を精度良く検知することができる。

錶型の幅は有限であり、ローパスフィル夕一処理の際の端点における測定温度の落ち込みの影響は無視できない。そのため、両側の铸型幅の端点でデータを折り返して拡張したデータ系列を用い、これに基づいてローパスフィル夕一処理を行うことは、有限個のデータを利用する上で非常に有効な方法であり、銅板温度分布の評価精度も向上する。特に浸漬ノズルからの吐出流速が速い場合には、吐出流は铸型短辺銅板に衝突して上下に分岐し、分岐した上向き流はメニスカスにおいて铸型短辺側から浸漬ノズル側に向かって流れるように向きを変える。そのため、銅板温度分布の特徴としては、铸型短辺側で高い温度が観測される。この特徴を正確に捉えるためにも、やはり铸型幅端点の温度降下を有効に除去する必要がある。

ローパスフィルター処理の例として空間移動平均があり、この方法は簡便であり、铸型銅板温度の測定値からモールドパウダー層と铸型銅板との間のエア一ギヤップ厚みやモールドパウダー層厚みの変動による雑音を取り除く手段として用いることが好ましい。

空間移動平均とは、銬型銅板温度の測温点に一方の端から他方の端に向かって一方向に i = l、 2、 · · ·、 K (Kは他方の端の測温点）と番号をつけた時、 i = Nの測温点の温度 T nについて、空間移動平均後の温度 T n(ave)を下記の（14) 式により定義するものである。但し、（14) 式において L= (M— 1) Z2であり、平均化個数 Mは奇数である。

m=L

T n (ave) = ( 1 /M) X ∑ T n+ra …… （14)

m=— L

ところで、任意の連続関数は一般にフーリエ変換の定義により、下記の（1 5) 式に示す正弦波の集合として表現できる。

h+L

u (L,h) = (l/L) x S sin2 π f h · dh

L

= (1/2 π fL) x [(2-2cos2 π fL) ^1/2Xsin(2 π fh+Φ)] …… (1 5) 但し、 ^taiT¹ [(卜 cos2 π fL)/sin2 π fL]

カツトオフ空間周波数 f cは利得が l/7"2になる周波数であるので、（1 5) 式を用いてカットオフ空間周波数 f cを下記の（1 6) 式で表すことができる。

(1/2 π fc L) X [(2-2cos2 π fc L) ^l/2 = \/ 2 …… (1 6)

(1 6) 式から f c XL=0. 443が得られる。

そして、平均化する点数を M、隣合う測温素子との設置間隔を Δϊιとすると、（1 7) 式が導かれる。

f c XL= 0.443 = f c XMXAh …… （1 7)

ここで、 Mが最小の 3の場合に、変動ピッチが 1 00mmより短い波動を遮断するためには、隣合う測温素子との設置間隔 Δ ΙΊは下記の（1 8) 式を満たす必要があり、又、 Mが最小の 3の場合に、変動ピッチが铸型幅 Wの 1Z2より短い波動を遮断するためには、隣合う測温素子との設置間隔 Ahは下記の（1 9) 式を満たす必要がある。

Ah= 0.443/[(1/100) X3] = 44.3/3 …一 (1 8)

△ h= 0.443/[(2/W) X3] = 0.443 W/6 …… （1 9)

従って、通常の操業では、隣合う測温素子との設置間隔 Ah (mm) を下記の（2 0) 式の範囲とすれば、目的とする波動を除去することができる。

44.3/3 < Ah < 0. 43 W/6 …… （20)

平均化個数 Mは必ずしも 3である必要はなく、次のようにして決めることができる。空間移動平均による正弦波状の波の減衰量 Rは下記の（21) 式で表される。 (21) 式において 7Tは円周率、 f は正弦波状の波の空間周波数、て =M/f sであり、 f sは測温素子の铸型幅方向の埋設間隔の空間周波数であり、具体的には、基準となる铸型幅を測温素子の設置間隔で除算した値で表わされる。

R= (ΐΖ2πί τ) x [2- 2 cos (2πίて） ] ^1/2…… （21)

平均化個数 Μを変更して、正弦波状の波のそれぞれの周波数 fの減衰量 Μを（2

1) 式により算出し、測定しょうとする溶鋼流速プロファイルの周波数域の減衰量尺カ極力小さくなり、且つ、除去したい凝固シェル厚みの変動やモールドパウダー層厚みの変動に起因する铸型銅板温度への変動の周波数域が、十分に減衰される平均化個数 Mを採用すれば良い。このように、平均化個数 Mを適正値として空間移動平均することで、溶鋼流速プロファイルの波長に比べて短波長である凝固シェル厚みやモールドパウダー層厚みの変動を除去することができる。尚、十分な減衰とは、減衰後の値が減衰前の値の 1 Z 10程度となる状態であり、減衰量 Mを d Bで表示した場合には、一 10 d B程度の減衰量 Mとなる状態である。

上記説明のように、铸造中の铸型銅板温度の変動は、溶鋼流速の変動、モールドパウダー層厚みの変動、及び、エアーギャップ厚みの変動に起因する。上記のローパスフィルター処理は、铸型銅板温度に及ぼすモールドパウダー層厚み及びエア一ギャップ厚みの変動による雑音を取り除くものである。従って、铸型銅板温度の測定値からローパスフィル夕一処理した値を差し引けば、铸型幅方向における铸型銅板温度に及ぼすモールドパウダ一層厚み及びエアーギヤップ厚みの影響を求めることができる。

連続铸造においては、モールドパウダー層厚み及びエアーギャップ厚みの変動により铸型内の抜熱が铸型幅方向で不均一になると、铸型幅方向の凝固シェル厚みが不均一になり、铸片表面に縦割れが発生して铸片品質を劣化させるばかり力凝固シェル厚み力極端に薄くなると、铸型直下で溶鋼静圧に負けて溶鋼が流出する、所謂ブレークァゥ卜が発生する。 WO 00/51763 PCT/JPOO/011¾1

60 上記に説明したように、铸型銅板温度の測定値からローパスフィルター処理した値を差し引けば、铸型幅方向における抜熱の不均一度をオンラインで ffigすることが可能となり、その把握した結果を铸造条件にフィードバックすることで、铸片の品質向上ゃ铸造の安定性を確保することができる。

次いで、データ収集の採取間隔の適正化について検討した結果を説明する。

铸型銅板背面に設置した複数の測温素子の温度測定値に基づいて、铸型銅板温度の分布を捉える場合や、求めた铸型銅板温度分布から溶鋼流動状況を類推する場合には、通常コンピューターを用いて行われることが一般的である。しかし、コンビユー夕一のデータ処理は、装置の構造上、時間的に連続ではなく離散化されたデ一夕を用いなければならない。

そこで本発明者等は、後述する実施例で使用した連続铸造機及び铸型銅板用温度測定装置において、铸型長辺銅板背面に設置した移動磁場式の磁場発生装置を用いて铸型内の溶鋼流動を意図的に変化させ、どの程度の時間で溶鋼流動の変化が完了するかを調査して、铸型内溶鋼の流動状況の変化を漏れなく検知するためには、铸型銅板に設置した測温素子からデ一夕収集する時の離散時間間隔はどの程度まで許容されるかを検討した。

調査は次のようにして行った。鎵片厚み： 2 2 O mm、铸片幅： 1 8 7 5 mm、铸片引抜き i¾ ： 1 . 6 mZm i n、浸漬ノズル内への A r吹き込み量 1 3 N 1 / m i nの铸造条件で、移動磁場式磁場発生装置の磁束密度を 0 . 0 3テスラから 0. 0 5テスラにステップ的に増加させ、一定時間経過後、再び 0 . 0 3テスラにステップ的に減少させた時の铸型長辺銅板温度の経時変化を調査した。調査結果を第 5 1図に示す。第 5 1図は、铸型長辺銅板の幅方向中心から右側に 7 3 1 . 5 mm、 7 9 8 mm、 8 6 4. 5 mm、及び左側に 8 6 4. 5 mm離れた位置における铸型長辺銅板温度の経時変化を示す図である。何れの場合も磁束密度を変化させた時の銬型長辺銅板の温度変化の遷移期間は、約 6 0秒であることが分かった。

同様の調査を種々の铸造条件について行い、铸型長辺銅板の温度変化の遷移期間を求め、ヒストグラムにまとめたもの力 S第 5 2図である。第 5 2図から遷移期間は 6 0秒から 1 2 0秒の間に分布していることが分かった。従って、測温素子による温度測定値を収集する際の離散時間間隔を 6 0秒以下とすれば、品質に影響を及ぼす铸型内溶鋼流動状況の変化を漏れなく検知することができる。

以上説明したように、本発明では、鎵型銅板に設置された測温素子の温度測定値を収集する際に、 6 0秒以下の間隔で間歇的に採取し、この間隔で採取した铸型銅板温度に基づいて铸型内の溶鋼流動状況を推定するので、品質に影響を及ぼす铸型内溶鋼流動状況の変化を漏れなく且つ正確に検知することができる。以下、本発明を図面に基づき説明する。第 5 3図は本発明を適用した連続铸造機铸型部の正面断面の概略図である。

第 5 3図に示すように、相対する铸型長辺銅板 3 0 5と、銬型長辺銅板 3 0 5内に内装された相対する铸型短辺銅板 3 0 6とから構成された铸型 3 0 4の上方に、タンディッシュ 3 1 3が配置されている。タンディッシュ 3 1 3の底部には上ノズル 3 1 8力設けられ、この上ノズル 3 1 8に接続して、固定板 3 1 9、摺動板 3 2 0、及び整流ノズル 3 2 1から成るスライディングノズル 3 1 4が配置され、更に、スライディングノズル 3 1 4の下面側には浸漬ノズル 3 1 5が配置されて、夕ンディッシュ 3 1 3から铸型 3 0 4への溶鋼流出孔 3 2 2が形成される。

取鍋（図示せず）からタンディッシュ 3 1 3内に注入された溶鋼 3 0 1は、溶鋼流出孔 3 2 2を経由して、浸漬ノズル 3 1 5の下部に設けられ、且つ铸型 3 0 4内の溶鋼 3 0 1に浸漬された吐出孔 3 1 6より、吐出流 3 1 7を铸型短辺銅板 3 0 6 に向けて铸型 3 0 4内に注入される。そして、溶鋼 3 0 1は铸型 3 0 4内で冷却されて凝固シェル 3 0 2を形成し、铸型 3 0 4の下方に引き抜かれて铸片となる。铸型 3 0 4内のメニスカス 3 1 1上にはモールドパウダー 3 1 2が添加されている。上ノズル 3 1 8はポーラス慷瓦からなり、溶鋼流出孔 3 2 2の壁面へのアルミナ付着を防止するため、上ノズル 3 1 8と連結された A r導入管（図示せず）を介して上ノズル 3 1 8から溶鋼流出孔 3 2 2内に A rが吹き込まれる。吹き込まれた A rは、溶鋼 3 0 1と共に浸漬ノズル 3 1 5を通り、吐出孔 3 1 6を介して铸型 3 0 4内に流入し、铸型 3 0 4内の溶鋼 3 0 1を通ってメニスカス 3 1 1に浮上し、メニスカス 3 1 1上のモールドパウダー 3 1 2を貫通して大気に至る。

铸型長辺銅板 3 0 5の背面の、メニスカス 3 1 1よりも铸片引抜き方向下方の位置には、銪片引抜き方向に直交する直線上に、铸型長辺銅板 3 0 5の幅方向に沿つて複数の孔が設けられ、铸型長辺銅板 3 0 5の銅板温度を測定する測定点 3 0 7となっている。各測定点 3 0 7には測温素子 3 0 3力その先端を铸型長辺銅板 3 0 5に接して配置され、铸片の全幅に対応する铸型長辺銅板温度の測定を可能としている。铸型銅板温度を口一パスフィル夕一処理する場合には、隣合う測定点 3 0 7 の間隔を 4 4. 3 / 3 = 1 4. 8 mm以上、 0. 4 4 3 X [铸型幅（mm) ] / 6 以下の範囲とする必要がある。尚、メニスカス 3 1 1から測定点 3 0 7までの距離は錶片引抜き方向に 1 0〜1 3 5 mm離れた範囲とすることが好ましい。メニスカス 3 1 1から 1 0 mm未満の範囲は铸造中のメニスカス 3 1 1の変動により铸型銅板温度が昇降するため、溶鋼流動による铸型銅板温度の変化を正確に把握することができず、又、メニスカス 3 1 1から 1 3 5 mmを越えた下方の位置では、凝固シエル 3 0 2の発達により銅板温度の変化量が少なくなり、測定精度が期待できなくなってくるからである。更に、錶型長辺銅板 3 0 5の溶鋼側表面から測温素子 3 0 3の先端までの距離は、時々刻々の溶鋼流速の変化を正確に捉えるために、 1 6 m m以下とすること力好ましい。

一方、測温素子 3 0 3の他端は零点補償器 3 0 8に連結されており、測温素子 3 0 3から出力される起電力信号は零点補償器 3 0 8を経由して変換器 3 0 9に入力され、変換器 3 0 9にて起電力信号を電流信号に変換された後、電流信号としてデ一夕解析装置 3 1 0に入力される。データ解析装置 3 1 0には、ローパスフィル夕 —処理、例えば前述の（2 0 ) 式により空間移動平均を算出する機能が設置されている。尚、測温接点となる測温素子 3 0 3の先端が铸型 3 0 4の冷却水（図示せず ) により直接冷却されないように、測定点 3 0 7はシール材（図示せず）により冷却水からシールされている。又、測温素子 3 0 3は、熱電対や抵抗測温体等のうち土 1 °C以上の精度で測温できるものであれば種類を問わない。

データ解析装置 3 1 0は、変換器 3 0 9から送信される铸型長辺銅板温度データを 6 0秒以下の間隔で間歇的に読み取り、読み取った各測定点 3 0 7におけるデ一夕を（2 0 ) 式により空間移動平均して、空間移動平均した温度 T n (ave)の铸型幅方向分布をモニター（図示せず）に表示し、又は、予め铸型長辺銅板温度分布から定義した溶鋼流動パターンを表示する。尚、（2 0 ) 式における平均化個数 Mは、溶鋼流速プロファイルの周波数を考慮して、最適な値を予め入力しておくこととする。

本発明では、このようにして铸型内溶鋼 3 0 1の流動状況を検知するので、凝固シェル厚みやモールドパウダー層厚みの変動の雑音を取り除くことが可能となると共に、デ一夕収集の採取間隔が適正化され、流動変化を精度良く且つ漏れなく検知することが可能となる。又、検知された溶鋼流動パターンから、铸片引抜き速度、溶鋼流出孔 3 2 2内への A r吹き込み量等の铸造条件にフィ一ドバックして溶鋼流動を制御する際には、検知した情報が正確であるので、迅速に且つ適正にフィードバック制御することが可能となる。

尚、上記説明では、測温素子 3 0 3が片側の錶型長辺銅板 3 0 5の幅方向 1列に設置されているが、铸造方向に複数列設置しても、又、両方の铸型長辺銅板 3 0 5 に設置しても良い。又、铸型短辺銅板 3 0 6には測温素子 3 0 3が設置されていないが、铸型短辺銅板 3 0 6に設置することもできる。更に、 A rの吹き込み方法は上記に限るものではなく、スライディングノズル 3 1 4ゃ浸漬ノズル 3 1 5から吹き込んでも良い。

[実施例 1 ]

第 5 3図に示すスラブ連続錶造機を用いて鎵型内溶鋼の流動検知を実施した実施例を以下に説明する。連続鎵造機は 3 mの垂直部を有する垂直曲げ型であり、最大 2 1 0 0 mmの铸片を铸造することができる。表 6に用いた連続铸造機の諸元を示す。

測温素子としてアルメル ·クロメル（J I S熱電対 K) を用い、铸型長辺銅板の溶鋼側表面から熱電対先端（測温接点）までの距離を 1 3 mm、相隣り合う熱電対間の間隔を 6 6 . 5 mm、メニスカスからの距離を 5 0 mmとして、铸型幅方向長さ 2 1 0 0 mmに渡って熱電対を埋設した。そして、厚み 2 2 0 mm、幅 1 7 0 0 mmの铸片を、鎵片引抜き速度 2 . 1 mZm i n、 A r吹き込み量 1 0 N 1 Zm i nの铸造条件で铸造した。表 6

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铸片引抜き速度最大 3 m/min

浸漬ノズル下向き 25度,吐出孔 80 删第 5 4図は、この铸造条件で収集した铸型長辺銅板温度の生デ一夕による铸型幅方向の温度分布である。温度分布には、凝固シェル厚みの変動やモールドパウダー層厚みの変動に起因すると考えられる短波長の変動が合成されている。尚、第 5 4 図の横軸は銬型幅方向の位置であり、中央の「0 mm」の位置が铸型幅方向の中心位置で、浸潰ノズルの位置であり、負符号が铸型幅方向左側を表わし、正符号が铸型幅方向右側を表わしている（以降、铸型幅方向位置を同一の表示法で示す）。そこで第 5 4図に示す温度分布に空間移動平均を施すことにした。先ず、平均化個数 Mを次のようにして決めた。正弦波状の波の空間周波数 f及び測温素子の埋設間隔の空間周波数 f sを求める際の基準となる铸型幅を铸型の最大幅の 2 1 0 0 m mにとり、平均化個数 Mを 3、 5、 7の 3水準に変更して、正弦波状の波の減衰量 Rを算出した。その結果を第 5 5図に示す。第 5 5図に示すように平均化個数 Mを変更することで、波長が 1 0 0 O mm以下の正弦波状の波の減衰量 Rに差が生じてくる。

本実施例では、凝固シェル厚みの変動やモールドパウダー層厚みの変動に起因すると考えられる 2 0 O mm程度の波長の正弦波状の波は除去して、溶鋼の流速プロファイルに対応すると考えられる 8 0 0 1 8 0 0 mm程度の波長の正弦波状の波は残留させたい。この観点から第 5 5図を検討すると、 2 0 0 mm程度の波長の波の減衰量 Rが最も大きくなる時の平均化個数 Mは 3であり、平均化個数 Mは 3が適当であると判断された。平均化個数 Mが 5及び 7の場合には、溶鋼の流速プロファィルも大きく減衰させる可能性があり、不適であることが分かる。そこで平均化個数 Mを 3とした。

第 56図は、第 54図に示す温度分布に平均化個数 Mを 3として空間移動平均を施した铸型長辺銅板幅方向の温度分布である。第 56図に示すように、第 56図においては第 54図で存在した短波長の変動がなくなり、溶鋼の流速プロファイルによる温度変動のみを表示することができた。

[実施例 2]

実施例 1と同一の連続铸造機を用い、厚み 250mm,幅 1500mmの铸片を、铸片引抜き速度 2. OmZmi r A r吹き込み量 10 N 1 Zm i nの铸造条件で铸造した。本実施例では、測温素子としてアルメル ·クロメル（J I S熱電対 K) を用い、铸型長辺銅板の溶鋼側表面から熱電対先端（測温接点）までの距離を 13 mm、相隣り合う熱電対間の間隔を 5 Omm、メニスカスからの距離を 50 mmとして、铸型幅方向全面に渡って熱電対を埋設した。

このとき測定した铸造中の銅板温度分布の生データを第 57図に示す。この生デ一夕は、埋め込み間隔の 2倍である 10 Omm波長以上の変動を表している。ローパスフィルタ一として、空間移動平均を用いた。第 58図〜第 60図に平均化個数 M=3、 7、 9で処理した温度分布を示す。平均化個数 M= 3に対して、遮断される空間周波数 f cは 0. 003、波長は 34 Ommである。平均化個数 M== 7に対して、遮断される空間周波数 f cは 0. 0013、波長は 79 Ommである。平均化個数 M= 9に対して、遮断される空間周波数 f cは 0. 001、波長は 101 5 mmである。

ローパスフィル夕一処理を行っていないときには、一見して特徴がつかめないが、 M=3のときは、第 58図に示すように強い吐出流による短辺近傍の強い流れが高い温度として観察され、同時に、 A rによる浸漬ノズル近傍の浮上流が、中央付近の高い温度として観察できる。 M=7になると、第 59図に示すように短辺近傍と中央付近の温度が高くなつている特徴を残しているが、ややあいまいになっている。

M=9のときには、第 60図に示すように温度分布はほぼフラットで、全く特徴が分からなくなつている。以上より、フィル夕一の遮断波長は 10 Ommから铸型幅 (W) / 2 (=75 Omm) の範囲で行うのが良いことが分かった。 [実施例 3]

実施例 2と同一の連続铸造機及び同一の铸造条件において、熱電対埋め込み間隔を 50mm、 100mm、 150mmとした。ローパスフィルター処理として、空間移動平均を用い、最小の平均化個数 M= 3で処理した。前述の第 58図に 50m m間隔で熱電対を埋め込んだ場合の温度分布を示し、又、第 61図に 100mm間隔、第 62図に 150mm間隔で熱電対を埋め込んだ場合の温度分布を示す。各埋め込み間隔に対応する M== 3の場合の遮断波長は、間隔 50 mm、 100m m、 150mmに対して、それぞれ、 340mm, 680mm, 1015mmである。第 62図に示すように 150mm間隔の場合、ローパスフィルター処理を行うとフラットな温度分布になり、温度分布の特徴を ffigすることができない。これらの結果から、熱電対埋め込み間隔は 0. 443Z (3 X f ) mmで規定され、最大で 0. 443 X [铸型幅（W) ] /6 mm (1500 mm幅の場合： 1 10 mm) 以内であれば良いことが分かった。

[実施例 4]

実施例 2と同一の連続铸造機及び温度測定装置を用いて、実施例 2と同一の铸造条件で铸造した。铸型端点でデータを折り返して拡張したデータを使用し、平均化個数 M= 7として空間移動平均した場合を第 63図に示し、デ一夕を折り返しなかつた場合の前述の第 59図と比較した。データを折り返した場合は铸型端までよく生デ一夕の特徴を捉えており、より正確な温度分布の評価が可能になった。

[実施例 5 ]

実施例 1と同一の連続铸造機及び温度測定装置を用い、厚み 220mm、幅 15 50 mmの铸片を、铸片引抜き速度 2. 0 m/m i n A r吹き込み量 I ON 1Z m i nの铸造条件で錶造した。本実施例では、铸型長辺銅板背面に移動磁場式磁場発生装置を設置して、浸漬ノズルからの吐出流を制動する方向に移動磁場を印加して銹造した。

铸造中、測定した铸型長辺銅板温度を 1秒毎にデータ解析装置で収集した。本実施例では、鐯型長辺銅板温度のデ一夕収集間隔を変更するために、データ解析装置で収集したデータを、更にデータ収集 ·解析用パソコンに 1秒間隔、 5秒間隔、 1 0秒間隔、 60秒間隔、及び 240秒間隔の 5水準の間隔で送信した。データ解析装置からのデータの送信には TCP I P手順を用いた。デ一夕収集 ·解析用パソコンは、 CPUクロック周波数が 200 MHz、 RAMメモリ容量が 128MBの汎用品である。

そして铸造中、铸込み長が 165mに達した時に、移動磁場式磁場発生装置の磁束密度を 0. 125テスラから 0. 145テスラにステップ的に増加させ、この時の铸型長辺銅板の温度変化を上記の 5水準の収集間隔でモニタ一して、得られるデ一夕に差があるか否かを確認した。第 64図〜第 68図に、データ収集'解析用パソコンでのデータ収集間隔を 1秒、 5秒、 10秒、 60秒、 240秒間隔とした時の、铸型長辺銅板温度の経時変化を示す。

第 64図〜第 68図に示すように、最もデ一夕収集間隔の短い 1秒間隔で収集した時の温度変化に対して、データ収集間隔の長い 60秒の場合でも、移動磁場式磁場発生装置の磁束密度変化に伴う铸型長辺銅板温度の変化をほぼ正確に捉えることができた。ところがデータ収集間隔を 240秒とした場合には、铸型長辺銅板温度の温度変化は鈍重になり、正確な温度変化を捉えることができなかった。尚、第 6 4図〜第 68図に示すデータは、铸型長辺銅板の幅方向中心から右側に 665mm 離れた測定点における温度測定値である。

[実施例 6]

実施例 2と同一の連続铸造機及び温度測定装置を用い、厚み 250mm、幅 14 00〜1800mmの铸片を、 Ar吹き込み量を 1 ON 1/mi nとし、 1. 2〜 1. 8m/m i nの铸片引き抜き ¾J で铸造した。

铸造中に铸型内に硫化鉄を添加し、铸造後の铸片の切断面における硫黄の分布から、各切断面で 30点の凝固シェル厚みを測定し、その標準偏差 (σ) を求めた。一方、铸型銅板温度の測定データを平均化個数 Μ= 3として空間移動平均し、各測定点において、測定値（T i) から空間移動平均後の値 T _n(ave)を差し引いた値 (D i =T i-T n(ave)) をオンラインで求めた。そして、下記の（22) 式に示すように、この値（D i ) の絶対値の铸型幅方向平均値（D o) を铸型内抜熱の不均一度を表す代表値として求めた。

Do- (l/n) x ∑ I D i I "-… （22)

i = 1 求めた铸型幅方向平均値（D o) と硫黄の分布から求めた凝固シェル厚みの標準偏差（σ ) との関係を第 6 9図に示す。図から明らかなように、両者には非常に良い直線関係があり、铸型幅方向平均値（D 0) は铸型内における抜熱の不均一度を精度良く評価していることが分かつた。抜熱量の不均一度をォンラインで評価すれば、その結果生ずる凝固シェル厚みの不均一度を間接的に予測可能となる。

最良の形態 5

本発明では、銬型内の溶鋼流動状況を、推定用デ一夕ベースに頼らずにリアル夕ィムに捉え、この情報に基づいて溶鋼流動状況を適正に制御することを目的とする力^ 連続铸造用铸型内の溶鋼流動状況をリアルタイムで捉えるにはセンサーが必要である。そこで本発明者等はセンサーとして铸型長辺銅板背面の幅方向に測温素子を複数個設置した。铸型内の溶鋼流動に応じて铸型内の溶鋼と凝固シェルとの間の対流熱伝達係数は変化し、これに伴い、溶鋼から铸型長辺銅板を通して铸型長辺銅板用の冷却水に向かう熱流束の大きさは変化する。従って、銬型長辺銅板の温度を監視すれば铸型内の溶鋼流動状況を監視することができる。又、測温素子は溶鋼には直接には接触しないので、耐久性があり銬型を連続铸造機に上架している間、常時铸型内の溶鋼流速を検知することが可能である。

ところで、特開平 1 0— 1 0 9 1 4 5号公報には、铸型サイズ、铸片引抜き速度、浸漬ノズル内への A r吹き込み量、及び溶鋼流動制御用の磁場強度の 4つの要素を変化させることにより、銬型内の溶鋼流動パターンは A、 B、 Cの 3つのパターンに大別できるとして、これら 4つの要素を铸造条件の対象とし、これら要素からなる複数の铸造条件において予め铸型内の溶鋼流動パターンを測定して、この測定結果に基づいて個別の鎵造条件における铸型内溶鋼の流動パターンを推定し、流動パターンがパターン Bになるように吐出流に印加する磁場強度又は浸漬ノズルへの A r吹き込み量を調整する方法が開示されている。尚、パターン Aとは、浸漬ノズルからの吐出流が铸型短辺側の凝固シェルに到達した後に上下に分岐するパターンであり、メニスカスでは铸型短辺から浸漬ノズルに向かう流れとなり、パターン Bとは、浸漬ノズルからの吐出流が铸型短辺側の凝固シェルに到達せずに、吐出口から铸型短辺側の凝固シェルまでの間で分散するパターンであり、又、パターン Cとは、浸潰ノズル近傍に上昇流が存在するパ夕一ンであり、メニスカスでは浸漬ノズルから铸型短辺に向かう流れとなり、そして、これらパターン別の製品におけるモールドパゥダ一性欠陥の発生量から、パターン B力最も良好であるとしている。

このように、製品の品質、特にモールドパウダーの巻込みによる介在物の製品中への混入を最小にするには、铸型内溶鋼の流動パターンを上記のパターン Βとすることが最も良い。そこで本発明者等は、铸型内の溶鋼流動状況がパターン Bとなつた時のメニスカスにおける溶鋼流速を、後述する実施例に示す連続銹造機を用いて、铸片厚み： 2 2 0 mm、铸片幅： 1 6 0 0 mm、铸片引抜き速度： 1 . 3 m/m i n、浸漬ノズル内への A r吹き込み量： 1 O N 1 Zm i n、浸漬ノズルの浸漬深さ： 2 6 0 mmの铸造条件で測定した。溶鋼流速は耐火物製の棒をメニスカスに浸潰して溶鋼流による耐火物製棒の振れ角度から測定する方法（以下、「浸漬棒式メニスカス溶鋼流速計」と記す）で行った。

その結果を第 7 0図に示す。第 7 0図に示すように、パターン Bに相当する時のメニスカスでの溶鋼流速分布は、铸型の幅方向中心に対してほぼ対称であり、且つ铸型の幅方向で流速の絶対値の差が小さいことが分かった。尚、第 7 0図で縦軸の正符号の流速は鎵型短辺側から浸漬ノズル側に向かう流れであり、負符号の流速はその反対方向に流れる流れを示しており、横軸は铸型幅方向の位置であり、中央の「0 mm」の位置が铸型幅方向の中心位置で、浸漬ノズルの位置であり、負符号が铸型幅方向左側を表わし、正符号が铸型幅方向右側を表わしている（以降、铸型幅方向位置を同一の表示法で示す）。

従って、前述した溶鋼流動に対する铸型銅板温度の対応特性から、この時の錶型長辺銅板の温度分布は平坦かつ左右対称になると考えられる。実際、パターン Bの時の铸型長辺銅板の幅方向温度分布は図 7 1に示す結果が得られた。第 7 1図に示すように、パターン Bの時の温度分布は铸型幅左右でほぼ対称で、最大値と最小値との差が小さい平坦な温度分布となった。このようにして、パターン Bにおける温度分布の測定を種々の铸造条件について行った結果、パターン Bにおける铸型長辺銅板の温度分布では、最大値と最小値との差が 1 2 °C以下の比較的平坦な温度分布であり、铸型幅方向左右の対称性の観点では铸型幅方向中心に対して左右対称位置の銅板温度の差は 1 0 °C以下であることが分かった。

本発明では、铸型長辺銅板幅方向の温度分布の最大値と最小値との差を 1 2 °C以下とし、好ましくは更に、浸漬ノズルを中心として铸型長辺銅板幅方向左右の対称位置における温度差を 1 0 °C以下となるように制御するので、铸型内溶鋼流動はパターン Bに制御され、製品の品質が向上する。

そして、本発明では溶鋼流動をこのように制御する手段として、磁場発生装置の磁場強度、铸片引抜き、浸漬ノズルの浸漬深さ、浸漬ノズル内への A r吹き込み量のうちの何れか 1つ又は 2つ以上を調整することとした。

磁場発生装置の発生する磁場が静磁場の場合には、铸型内の溶鋼流はローレンツ力によって制動力を受け、又、磁場発生装置が発生する磁場が移動磁場の場合には、磁場の移動方向に铸型内溶鋼が駆動され、これによつて励起された溶鋼流れによつて鎵型内の溶鋼流動が制御される。このような磁場発生装置は供給電力を瞬時に変化させることで磁場強度を瞬時に変ィ匕させることができる。従って、測温素子で測定した時々刻々の铸型内溶鋼流動の変化に対応して、溶鋼流動の制御を行うことができる。又、磁場発生装置は溶鋼に直接触れることはなく、操業上の耐久性は良く、従って、铸型を連続銬造機に上架している間常時必要に応じて磁場を溶鋼に印加することができる。

铸片引抜き i¾¾を調節すれば、浸漬ノズルからの吐出流のを調節することができるので、錡型内の溶鋼流動を制御することができる。又、浸漬ノズルの浸漬深さを調節すると、吐出流が短辺側の凝固シェルに衝突する位置が上下する。これはその衝突位置からメニスカスまでの距離を調節することになり、短辺側凝固シェルに衝突後、上方に向かって分岐した溶鋼流がメニスカスに到達するまでの減衰の度合いを調節することができるので、铸型内の溶鋼流動を制御することができる。又、浸漬ノズルに吹き込む A rは浸漬ノズルから出た時に浸漬ノズル付近に浮上し、その際に溶鋼の上昇流も誘起する。従って、 A rの吹き込み量を調節することにより铸型内の溶鋼流動を調節することができる。尚、本発明において浸漬ノズルの浸漬深さとは、浸漬ノズルの吐出孔上端からメニスカスまでの距離を表わす。

以上説明したように铸型長辺銅板の温度分布に基づいて銬型内の溶鋼流動を制御することができるが、測温素子で測定した铸型長辺銅板の温度は、銅板の厚み、銹型用冷却水の温度や流量等の要因によっても変化する。従って、これらの要因も含めて、伝熱計算モデルを用いて錶型銅板温度から铸型内の溶鋼流速を求めることにより、溶鋼流速以外の铸型銅板温度の変化要因を排除した上で、铸型内の溶鋼流動制御を行うことができる。測温素子により測定した铸型長辺銅板温度から铸型内溶鋼流速を換算する方法は、以下のようにして行うこととする。

第 7 2図は、铸型内溶鋼から铸型長辺銅板を経て、铸型長辺銅板用の冷却水へ熱伝導が生じる過程の、溶鋼から冷却水までの温度分布を模式的に表わした図である。第 7 2図に示すように、溶鋼 40 1から铸型長辺銅板用の冷却水 405までの間には、凝固シェル 402、モ一ルドパウダー層 403、及び铸型長辺銅板 404の各熱伝導体が存在しており、そして、測温素子 406が铸型長辺銅板 404に埋設され、铸型長辺銅板 404内の温度を測定している。尚、図中、 T o は溶鋼 40 1の温度、 1 は凝固シェル 402の溶鋼 40 1との界面温度、 T_s は凝固シェル 40 2とモールドパウダ一層 403との境界温度、 T_P はモールドパウダー層 403の铸型長辺銅板 404側の表面温度、 T_mH は铸型長辺銅板 404のモールドパウダ一層 403側の表面温度、 T_mLは铸型長辺銅板 404の冷却水 40 5側の表面温度、 T w は冷却水 40 5の温度である。

この場合、溶鋼 40 1から冷却水 40 5までの熱伝導体の熱抵抗を合成した総括熱抵抗は（2 3) 式で表わされる。但し（23) 式において、 R：総括熱抵抗、 a ：溶鋼と凝固シェルとの間の対流熱伝達係数、 λ₅ ：凝固シェルの熱伝導率、 λ_Ρ ：モールドパウダー層の熱伝導率、 A_m ：铸型長辺銅板の熱伝導率、 h_m ：モ一ルドパウダー層と铸型長辺銅板との間の熱伝達係数、 h_w ：铸型長辺銅板と冷却水との間の熱伝達係数、 d_s ：凝固シェル厚み、 d_P ：モ一ルドパウダー層厚み、 d_m ：铸型長辺銅板厚みである。

R=(l/a) + (d _s/A_s) + (d _P/A_P) + (l/h _m) + (d _m/A_m) + (l/h _w) … （23) ここで铸型長辺銅板厚み（d_m ) 、铸型長辺銅板の熱伝導率（入 _m ) は設備によつて一定に決まる値である。又、凝固シェルの熱伝導率 (λ₅ ) は鋼種が決まれば一定に決まる値である。又、モールドパウダー層厚み（d_P ) はモールドパウダーの種類と、铸型振動の振幅、周波数、及び振動波形と、銬片引抜き速度とが決まれば一定に決まる数値である。又、モールドパウダー層の熱伝導率（λ_Ρ ) はモールドパウダーの種類によらず、ほぼ一定であることが知られている。又、铸型長辺銅板と冷却水との間の熱伝達係数（h_w ) は冷却水 405の流量、铸型長辺銅板 40 4の表面粗度が決まれば一定に決まる数値である。又、モールドパウダー層と铸型長辺銅板との間の熱伝達係数（h_m ) もモールドパウダーの種類が決まればほぼ一定の値に決まる。

しかし、溶鋼と凝固シェルとの間の対流熱伝達係数（α) は、凝固シェル 402 の表面に沿った溶鋼流速によって変化する値であり、この対流熱伝達係数（α) は (24)式の平板近似の式で表わすことができる。但し（24)式において、 N u ：ヌッセル卜数、：溶鋼の熱伝導率、 Xi ：伝熱代表長さである。

a = N u Χλ , / _χ … (24)

ここで、ヌッセルト数（Nu ) は、溶鋼流速の速度範囲別に（25) 式及び（2 6) 式で表わされる。但し（25) 式及び（26) 式において、 P r ：プランドル数、 R e ：レイノズル数、 U：溶鋼流速、 U 0 ：溶鋼の層流と乱流との遷移速度である。

N u = 0.664XP r^I/3 XR e^V5 (U<U o ) … （25)

N u = 0.036XP r'^/3 XR e^1/z (U≥U o ) ··· (26)

又、プランドル数（P r ) 及びレイノズル数（R e ) は、それぞれ（27) 式及び（28) 式で表わされる。但し（28) 式において、 X₂ ：溶鋼流代表長さ、レ：溶鋼の動粘性係数である。

P r =0.1715 … （27)

R e =UXX₂ /v … (28)

一方、溶鋼 40 1から冷却水 40 5への熱流束は（29) 式で表わすことができる。但し（29) 式において、 Q：溶鋼から冷却水への熱流束、 T o ：溶鋼温度、 T w ：冷却水温度である。

Q= (T 0 -T w ) /R ··· (29)

又、铸型長辺銅板 404の冷却水 405側の表面温度は（30) 式で表わすことができる。但し（30) 式において、 T_mL：铸型長辺銅板の冷却水側表面温度である。

T_mL = Tw +QZh_w … (30)

更に、測温素子 406にて測定される铸型長辺銅板温度は（3 1) 式で表わすことができる。但し（3 1) 式において、 T：測温素子にて測定される铸型長辺銅板温度、 d ：铸型長辺銅板の溶鋼側表面から測温素子先端までの距離である。

T = T_mL + QX (d_m - d) /X_m … （3 1)

そして、（30) 式を（3 1) 式に代入することで、铸型長辺銅板温度 (T) は (32) 式で表わされる。 T-T w+Q/h_w+QX (d_m-d) / _m "' (32)

従って、铸型長辺銅板温度 (T) から溶鋼流速（U) を求める手順は以下のようになる。先ず、測温素子による铸型長辺銅板温度 (T) の測定値を、（32) 式に代入して熱流束（Q) を求める。（32) 式では熱流束（Q) 以外の右辺の変数は全て既知であるので、熱流束（Q) を逆算することができる。次に、熱流束（Q) を（29) 式に代入して、総括熱抵抗（R) を求める。ここでも総括熱抵抗 (R) 以外の右辺の変数は全て既知であるので、総括熱抵抗 (R) を逆算することができる。そして、総括熱抵抗（R) を (23) 式に代入して対流熱伝達係数（α) を求める。ここでも対流熱伝達係数（α) 以外の右辺の変数は全て既知であるので、対流熱伝達係数（α) を逆算することができる。求めた対流熱伝達係数（α) を（2

4) 式に代入してヌッセルト数（Nu ) を求め、このヌッセルト数（Nu ) を（2

5) 式又は（26) 式に代入してレイノズル数（Re ) を求める。そして最後に求めたレイノズル数（Re ) を（28) 式に代入して溶鋼流速（U) を求める。このように、本発明では、溶鋼流速 (U) に起因する溶鋼と凝固シェルとの間の対流熱伝達係数（）の変化によって生じる錡型長辺銅板温度（T) の変化を捉えて、凝固界面に沿った溶鋼流速（U) を推定する。

第 73図は、以上の原理によって溶鋼流速と铸型長辺銅板温度との関係を求めた一例である。第 73図に示すように、铸型長辺銅板温度が同一であっても錡片引抜き速度により溶鋼流速は大幅に異なっており、铸型長辺銅板温度から溶鋼流速を推定することが可能であることが分かる。尚、第 73図は表 7に示す変数に基づき、銪型長辺銅板温度から溶鋼流速を算出したもので、表 7は、铸片引抜き速度が 2. Om/mi n及び 1. 3m/m i nの铸造条件における各変数の一例を示したものである。又、溶鋼の層流と乱流との遷移速度 (U 0) は 0. lmZs e cとして算出し、表 7及び第 73図中の Vcは铸片引抜き ili である。変数数値

1 凝固ンエルの熱伝導率 (λ _s) 20 W/m-K

2 モールドパウダー層の熱伝導率（λ_ρ) 1.5 W/m-K

3 铸型銅板の熱伝導率（A_m) 300 W/m-K

モールドパウダー層と铸型銅板との間

4 2500 W/m²-K

の熱伝達係数（h_m)

お Ji¾SB¾te1¾とレ * fc1fl〗，7」レ、とレ O| 二

曰 jC^) ¾i / 1 ：達去/ 1 f7Sft3*¾r

5 28750 W/m²-K

(h_w)

6 铸型銅板厚み（d_m) 0.04 m

7 铸型銅板の溶鋼側表面から測温素子ま

ί U. U 1 o 111

での距離（d)

8 冷却水温度（Tw) 25°C

0.00348 m(Vc-2.0m/min)

9 凝固シェル厚み（d_s)

0.00432 m(Vc=1.3m/min)

10 モールドパウダー層厚み（d_P) 0.0006 m

11 溶鋼温度 (To) 1545で

12 溶鋼の熱伝導率 (λ！) 33.44 W/m-K

13 伝熱代表長さ 0.23 m

14 溶鋼流代表長さ（Χ₂) 0.23 m

15 溶鋼の動粘性係数（レ） 1 X10— ⁶ m'Vsec 以上説明したように、铸型長辺銅板温度から铸型内の溶鋼流速を求めることができる。そこで本発明者等はこの原理を確かめるために、上述した連続錶造機を用いて測温素子を铸型長辺銅板の幅方向に沿って複数個配設し、各測温素子の温度に基づき銬型内の溶鋼流速及び铸型幅方向の流速分布を推定する試験を行つた。測温素子としてはアルメル ·クロメル熱電対（J I S熱電対 K) を用い、熱電対の測温接点は、メニスカスから 5 Omm下で、錶型長辺銅板の溶鋼側表面から熱電対先端までの距離 (d) を 13mmとし、相隣り合う熱電対間の間隔を 66. 5mmとした。この熱電対列は铸型長辺銅板の幅方向長さ 210 Ommをカバーしている。各熱電対の起電力は補償導線を介して、零点補償器に接続され、その後、起電力を電流ァナログ出力（4〜20mA) に変換して、デ一夕収集 ·解析用パソコンに入力した。铸型長辺銅板温度の測定結果を第 74図及び第 75図に示す。尚、第 74図は、铸片厚み： 220mm、铸片幅： 1650mm、铸片引抜き速度： 1. 85m/m

1 n、浸漬ノズル内への A r吹き込み量： 1 ON 1 Zm i n、浸漬ノズルの浸漬深さ： 260 mmの铸造条件（铸造条件 1 ) で測定した結果で、第 75図は、鎵片厚み： 220 mm、铸片幅： 1750 mm、铸片引抜き : 1. 75 mZm i n、浸漬ノズル内への A r吹き込み量： 1 ON 1 /m i η、浸漬ノズルの浸漬深さ： 2 60 mmの铸造条件（铸造条件 2) で測定した結果である。第 74図及び第 75図共に踌型幅方向の両裾の温度が大きく降下しているが、これらは温度の大きく降下している付近に铸型短辺があるためである。

第 76図及び第 77図は、上述した換算方法により、第 74図及び第 75図に示す铸型長辺銅板温度から溶鋼流速を求めたものである。又、第 76図及び第 77図中の書印のプロットは、それぞれの铸造条件で、浸漬棒式メニスカス溶鋼流速計を用いてメニスカス近傍の溶鋼流速を測定した結果である。第 76図及び第 77図に示すように、铸型長辺銅板温度から推定した溶鋼流速と、浸漬棒式メニスカス溶鋼流速計で測定した溶鋼流速とは、良く一致することが分かった。尚、表 7の変数の内、凝固シェル厚み（d_s ) は、铸造条件 1では 0. 00362m、铸造条件 2では 0. 00372mとした。

この方法によれば、铸型長辺銅板の溶鋼側表面から測温素子先端までの距離 (d ) を適切にとることにより、測温素子の出力変化の時定数は、時々刻々の溶鋼流速の変化を捉えるに十分なものとすることができる。

この換算方法によると、銬型内溶鋼の流動パターンがパターン Bの時には、流速の最大値と最小値との差は 0.25mZs e c以下の比較的平坦な速度分布であり、又、铸型幅方向左右の対称性の観点では铸型幅方向中心に対して左右対称位置の流速の差は 0. 2 Om/s e c以下であることが分かった。尚、本発明の速度差とは、溶鋼の流れる方向には関わらず流速の絶対値の差を表わす。

本発明では、铸型長辺銅板幅方向の溶鋼流速分布の最大値と最小値との差を 0.

25m/s e c以下とし、好ましくは更に、浸漬ノズルを中心として铸型長辺銅板幅方向左右の対称位置における溶鋼流速差を 0. 2 Om/s e c以下となるように制御するので、铸型内溶鋼流動はパターン Bに制御され、製品の品質が向上する。尚、铸型短辺銅板に近い部分の測定温度は铸型短辺銅板からの冷却効果も加わり、測定温度が低目になるので、本発明では、铸型短辺銅板の溶鋼側表面位置から铸型幅方向中心に向かって 1 5 0 mmまでの間の铸型長辺銅板温度は監視対象としないこととする。以下、本発明を図面に基づき説明する。第 7 8図は本発明の 1つの実施の形態を示す連続铸造機の正面断面の概略図、第 7 9図はその側面断面の概略図である。第 7 8図及び第 7 9図において、相対する铸型長辺銅板 4 0 4と、铸型長辺銅板 4 0 4内に内装された相対する铸型短辺銅板 4 0 8とから構成された铸型 4 0 7の上方所定位置に、タンディッシュ力一（図示せず）に積載されたタンディッシュ 4 2 3が配置されている。タンディッシュ 4 2 3は、タンディッシュカーに設置された昇降装置（図示せず）により上下移動されて、所定位置で保持されるようになつている。この昇降装置は昇降制御装置 4 1 9により制御される。

铸型長辺銅板 4 0 4の背面上部及び背面下部には長辺水箱 4 0 9が設置されており、背面下部の長辺水箱 4 0 9から供給された冷却水 4 0 5は水路 4 1 0を通つて鎵型長辺銅板 4 0 4を冷却し、上部の長辺水箱 4 0 9へ排出される。铸型長辺銅板 4 0 4の前面側表面から水路 4 1 0までの厚み、即ち铸型長辺銅板厚みは d _mである。図示はしないが铸型短辺銅板 4 0 8も同様にして冷却される。

铸型長辺銅板 4 0 4の背面には、磁場発生装置 4 1 1が設置されている。磁場発生装置 4 1 1の発生する磁場は静磁場であっても、又、移動磁場であってもどちらでも良い。磁場発生装置 4 1 1の磁場強度は磁場強度制御装置 4 1 7により制御される。尚、铸型 4 0 7内の溶鋼流動の制御を容易とするために、磁場発生装置 4 1 1から発生される磁場強度を、浸漬ノズル 4 2 5を境として铸型幅方向左右で別々に調整できるようにすること力子ましい。

タンディッシュ 4 2 3の底部には上ノズル 4 2 8が設けられ、この上ノズル 4 2 8に接続して、固定板 4 2 9、摺動板 4 3 0、及び整流ノズル 4 3 1から成るスラィディングノズル 4 2 4が配置され、更に、スライディングノズル 4 2 4の下面側には浸漬ノズル 4 2 5が配置されて、タンディッシュ 4 2 3から铸型 4 0 7への溶鋼流出孔 4 3 2が形成される。図示せぬ取鍋から夕ンディッシュ 4 2 3内に注入された溶鋼 4 0 1は、溶鋼流出孔 4 3 2を経由して、浸漬ノズル 4 2 5の下部に設けられ、且つ铸型 4 0 7内の溶鋼 4 0 1に浸漬された吐出孔 4 2 6より、吐出流 4 2 7を铸型短辺銅板 4 0 8に向けて铸型 4 0 7内に注入される。そして、溶鋼 4 0 1は铸型 4 0 7内で冷却されて凝固シェル 4 0 2を形成し、弓 I抜きロール 4 1 2により铸型 4 0 7の下方に引き抜かれ铸片となる。その際、铸型 4 0 7内のメニスカス 4 2 1上にはモールドパウダ一 4 2 2力添加され、モールドパウダー 4 2 2は溶融して、凝固シェル 4 0 2と铸型 4 0 7との間に流れ込みモールドパウダー層 4 0 3を形成する。引抜きロール 4 1 2は铸片引抜き速度制御装置 4 1 8により制御される。

上ノズル 4 2 8はポーラス煉瓦からなり、溶鋼流出孔 4 3 2の壁面へのアルミナ付着を防止するために、上ノズル 4 2 8と連結された A r導入管（図示せず）と A r導入管に設置された A r流量調整弁（図示せず）とからなる A r供給装置を介して、上ノズル 4 2 8から溶鋼流出孔 4 3 2内に A rが吹き込まれる。吹き込まれた A rは、溶鋼 4 0 1と共に浸漬ノズル 4 2 5を通り、吐出孔 4 2 6を介して铸型 4 0 7内に流入し、铸型 4 0 7内の溶鋼 4 0 1を通ってメニスカス 4 2 1に浮上し、メニスカス 4 2 1上のモールドパウダー 4 2 2を貫通して大気に至る。 A r供給装置は A r吹き込み量制御装置 4 2 0により制御される。

铸型長辺銅板 4 0 4の背面には、铸型長辺銅板 4 0 4の幅方向に沿って複数の孔が設けられ、銬型長辺銅板 4 0 4の銅板温度を測定する測定点 4 1 3となっている。各測定点 4 1 3には測温素子 4 0 6力铸型長辺銅板 4 0 4の溶鋼側表面から測温素子 4 0 6の先端までの距離を dとして、その先端を铸型長辺銅板 4 0 4に接して配置されている。その、時々刻々の溶鋼流速の変化を正確に捉えるために、距離

( d ) は 1 6 mm以下とすることが好ましい。又、铸造中のメニスカス 4 2 1の上下動による温度変動の影響を受けないために、メニスカス 4 2 1から測定点 4 1 3 までの距離は 1 0 mm以上とすることが好ましい。更に、铸型幅方向の温度分布を正確に把握するために、隣合う測定点 4 1 3の間隔は 2 0 0 mm以下とすることが好ましい。

一方、測温素子 4 0 6の他端は零点補償器 4 1 4に連結されており、測温素子 4 0 6から出力される起電力信号は零点補償器 4 1 4を経由して変換器 4 1 5に入力され、変換器 4 1 5にて起電力信号を電流信号に変換された後、電流信号としてデ一夕解析装置 4 1 6に入力される。データ解析装置 4 1 6には、铸型長辺銅板温度から溶鋼流速を算出する機能が設置されている。データ解析装置 4 1 6の出力は磁場強度制御装置 4 1 7、铸片引抜き速度制御装置 4 1 8、昇降制御装置 4 1 9、及び A r吹き込み量制御装置 4 2 0に送信される。尚、測温接点となる測温素子 4 0 6の先端が冷却水 4 0 5により直接冷却されないように、測定点 4 1 3はシール材 (図示せず）により冷却水 4 0 5からシールされている。又、測温素子 4 0 6は、熱電対や抵抗測温体等のうち ± 1で以上の精度で測温できるものであれば種類を問わない。

このような構成の連続铸造設備において、以下のようにして铸型内溶鋼の流動を制御する。データ解析装置 4 1 6では、铸型長辺銅板温度の铸型幅方向の温度分布から時々刻々の温度の最大値及び最小値を捉えると共に、浸漬ノズル 4 2 5を中心として铸型長辺銅板 4の幅方向左右の対称位置における温度差を捉える。そして、捉えた最大値と最小値との差が 1 2 °C以下となるように、好ましくは、更に、铸型長辺銅板 4 0 4の幅方向左おの対称位置における温度差が 1 0 °C以下となるように、磁場強度制御装置 4 1 7、铸片引抜き速度制御装置 4 1 8、昇降制御装置 4 1 9、 A r吹き込み量制御装置 4 2 0のうちの何れか 1つ又は 2つ以上に制御信号を送信する。制御信号を受けた各制御装置は制御信号に沿って、磁場強度、铸片引抜き速度、浸漬ノズル 4 2 5の浸漬深さ、及び A r吹き込み量を変化させて、溶鋼流動を制御する。

又、データ解析装置 4 1 6では、前述の（2 3 ) 式から（3 2 ) 式に基づき、铸型長辺銅板温度、铸型長辺銅板厚み（d _m ) 、上記の距離（d ) 、溶鋼温度、冷却水温度等のデータを用いて、各測定点 4 1 3における溶鋼流速を推定する。そして、铸型長辺銅板 4 0 4の幅方向の溶鋼流速分布を捉え、捉えた溶鋼流速分布の最大値と最小値との差が 0 . 2 5 mZ s e c以下となるように、好ましくは、更に、浸漬ノズル 2 5を中心として铸型長辺銅板 4 0 4の幅方向左右の対称位置における溶鋼流速の差が 0 . 2 O m/ s e c以下となるように、磁場強度制御装置 4 1 7、铸片引抜き速度制御装置 4 1 8、昇降制御装置 4 1 9、 A r吹き込み量制御装置 4 2 0 のうちの何れか 1つ又は 2つ以上に制御信号を送信する。制御信号を受けた各制御装置は制御信号に沿って、磁場強度、铸片引抜き速度、浸漬ノズル 4 2 5の浸漬深さ、及び A r吹き込み量を変化させて、溶鋼流動を制御する。

尚、磁場発生装置 4 1 1を用いて制御する場合、本発明者等の経験では、铸型 4 0 7内の溶鋼流動が定常状態になるまでに 3 0秒を要するので、少なくとも 3 0秒以上の間隔を隔てて磁場強度を変更することが好ましい。

尚、表丄に示す、（2 3 ) 式から（3 2 ) 式を構成する 1 5個の変数のうち铸造条件により変化し、且つ、铸造中に直接測定できない変数として①凝固シェル厚み ( d _s ) 、 ②モールドパウダー層厚み（d _P ) 、 ③铸型銅板と冷却水との間の熱伝達係数（h_w ) の 3つの変数があるが、これらの 3つの変数については、実機試験又は模擬試験により铸造条件変更に伴う数値の変化を予め調査しておき、銬型銅板温度測定時の铸造条件に対応する数値に基づいて溶鋼流速を算出すれば良い。その他の 1 2の変数は、設備条件及び物性値により定めることができる。

このようにして铸型内の溶鋼流動を制御することで、铸型内の溶鋼流動はオンラィンで且つリアルタイムに適切な流動パターンに制御され、清浄性に極めて優れた铸片を安定して製造することが可能となる。

尚、上記説明では、測温素子 4 0 6が铸型長辺銅板 4 0 4の幅方向 1列に設置されているが、铸造方向に複数列設置することもできる。又、上記説明は铸型長辺銅板 4 0 4の片側だけに測温素子 4 0 6を設置している力両方の铸型長辺銅板 4 0 4に設置しても良い。更に、溶鋼流出孔 4 3 2内への A r吹き込み位置は、上ノズル 4 2 8に限るものではなく、固定板 4 2 9ゃ浸漬ノズル 4 2 5としても良い。

[実施例 1 ]

第 7 8図に示すスラブ連続铸造機を用いて铸型内の溶鋼流動制御を実施した実施例を以下に説明する。連続铸造機は 3 mの垂直部を有する垂直曲げ型であり、最大 2 1 0 O mmの铸片を铸造することができる。表 8に用いた連続錶造機の諸元を示す。表 8

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铸片引抜き速度最大 3 m/min

浸漬ノズル下向き 25度，吐出孔 80 ϋΐπι 長辺铸型銅板厚み（d_m ) は 4 Ommであり、測温素子としてアルメル ·クロメル（J I S熱電対 K) を用い、铸型銅板の溶鋼側表面から熱電対先端（測温接点）までの距離 (d) を 13mm、相隣り合う熱電対間の間隔を 66. 5mm, メニスカスからの距離を 50mmとして、铸型幅方向長さ 2100mmに渡って熱電対を埋設した。そして、厚み 220mm、幅 1875 mmの铸片を、铸片引抜き速度 1. 60 m/m i n、 A r吹き込み量 10 N 1 Zm i n、浸漬ノズルの浸漬深さ 260 mmの条件で、吐出流を制動する方向に磁場発生装置にて移動磁場を印加して铸造した。磁場発生装置の諸元を表 9に示す。表 9 項目仕様

磁場形式移動磁場

容量 2000 kVA

電圧 430 V (最大)

電流 2700 A (最大)

周波数 2.6 Hz (最大）

磁束密度 0.21 テスラ (最大) 当初、磁場発生装置の磁束密度を 0 . 0 3テスラとして铸造し、その時の铸型長辺銅板温度の温度分布として第 8 0図が得られた。この温度分布では、铸型短辺銅板近傍の温度が高く、従って、メニスカスでは铸型短辺銅板近傍の溶鋼流速が速いと推定された。この場合、対応する铸型内溶鋼流動状況は第 8 1図と推定された。この流動パ夕一ンは特開平 1 0— 1 0 9 1 4 5号公報のパターン Aに相当する。そこで、磁場発生装置への供給電力を増加し、磁束密度を 0 . 0 5テスラとしたところ、铸型長辺銅板の温度分布は第 8 2図に示す温度分布となった。この温度分布では最大値と最小値との差は 8 °Cであり、铸型幅方向左右対称位置の温度差も 1 0 °C以下となった。従って、メニスカスにおける溶鋼流速は铸型幅方向でほぼ均一と推定され、この場合、対応する铸型内溶鋼流動状況は第 8 3図と推定された。この流動パターンは特開平 1 0— 1 0 9 1 4 5号公報のパターン Bに相当する。次に、磁場発生装置への供給電力をさらに増し、磁束密度を 0 . 0 7テスラとしたところ、铸型長辺銅板の温度分布は第 8 4図に示す温度分布となった。この温度分布では浸漬ノズル近傍の温度が高く、従って、メニスカスでの溶鋼流速は浸漬ノズル付近で最も速いと推定され、この場合、対応する铸型内溶鋼流動状況は第 8 5 図と推定された。この流動パ夕一ンは特開平 1 0— 1 0 9 1 4 5号公報のパターン Cに相当する。

このように、磁場発生装置の磁場強度を制御することで、銪型内溶鋼流動状況を適切な流動パターンに制御することができること力分かった。尚、第 8 1図、第 8 3図、第 8 5図において、白抜きの矢印は移動磁場の移動方向を表わしている。

[実施例 2 ]

実施例 1と同一の連続銹造機と温度計測装置とを用い、厚み 2 2 0 mm、幅 1 6 0 0 mmの铸片を、铸片引抜き速度 1 . 3 0 m/m i n、 A r吹き込み量 1 0 N 1 /m i n、浸漬ノズルの浸漬深さ 2 6 0 mmの条件で、吐出流を制動する方向に磁場発生装置にて移動磁場を印加して铸造した。

当初、磁場発生装置の磁束密度を 0 . 1 3テスラとしたところ、铸型長辺銅板温度の温度分布は第 8 6図に示す温度分布となった。この温度分布ではスラブ幅方向中央より右側の温度が左側よりも高く、従って、メニスカスでは右側の溶鋼流速が左側の溶鋼流速よりも速いことが推定された。つまり铸型幅方向の左右で偏流があるということである。そこで磁場発生装置の磁束密度を 0 . 1 7テスラに増したところ、第 8 7図に示す温度分布となった。この温度分布では最大値と最小値との差は 9 °Cであり、左右対称位置における温度差も 1 0 °C以下となり、メニスカス流速もほぼ铸型幅左右の両側で等しくなつたと推定された。この状態で、浸漬棒型溶鋼流速計を用いてメニスカスの溶鋼流速を測定して、铸型内溶鋼流動パターンはパ夕 —ン Bであることを確認した。

[実施例 3 ]

実施例 1と同一の連続錡造機と温度計測装置とを用い、厚み 2 2 0 mm、幅 1 6 0 0 mmの铸片を、 A r吹き込み量 1 O N 1 Zm i n、浸漬ノズルの浸漬深さ 2 6 0 mmの条件で铸造した。この実施例では磁場発生装置は使用せずに铸造した。当初、铸片引抜きを 1 . 6 O mZm i nで铸造したところ、铸型長辺銅板温度の温度分布は第 8 8図に示す温度分布となった。この温度分布では铸型短辺銅板近傍と浸漬ノズル近傍に極大値を持つ温度分布となった。この温度分布からメニスカスでは、铸型短辺銅板近傍及び浸漬ノズル周辺の溶鋼流速が速いと推定された。つまり、铸型短辺銅板近傍の溶鋼流は、浸漬ノズルからの吐出流が短辺凝固シェルに衝突して上下に分岐したあと発生する上昇流に起因する流れであり、又、浸濱ノズル近傍の溶鋼流は、浸漬ノズル内に吹き込まれた A r力浸濱ノズルの吐出口の近傍で浮上する時に誘起する溶鋼の上昇流に起因した流れである。これら両者の溶鋼流が出会う位置すなわち铸型の铸型短辺銅板と浸漬ノズルの中間点では、両者の流れが相殺して溶鋼流速は小さくなつていると考えられ、実際測定された温度分布には極小値があった。

そこで、铸片引抜き速度を減速し、 1 . 3 O mZm i ηとしたところ、第 8 9図に示す温度分布となった。この温度分布では最大値と最小値との差は 1 2 °Cであり、左右対称位置における温度差も 1 0 °C以下となり、メニスカス流速もほぼ铸型幅左右の両側で等しくなつたと推定された。この状態で、浸漬棒型溶鋼流速計を用いてメニスカスの溶鋼流速を測定して、铸型内溶鋼流動パターンはパターン Bであることを確認した。これは、铸片引抜き速度を減じたために吐出流が遅くなり、吐出流が铸型短辺側の凝固シエルに到達せず、吐出口から短辺凝固シェルまでの間で分散したためと考えられる。 [実施例 4 ]

実施例 1と同一の連続铸造機と温度計測装置とを用い、厚み 2 2 0 mm、幅 1 0 0 0 mmの铸片を、銬片引抜き速度 1 . 5 0 m/m i n , A r吹き込み量 I O N I / i nの条件で、吐出流を制動する方向に磁場発生装置にて移動磁場を印加して铸造した。

当初、磁場発生装置の磁束密度を 0 . 0 3テスラとし、浸漬ノズルの浸漬深さを 1 8 0 mmとして铸造したところ、铸型長辺銅板温度の温度分布は第 9 0図に示す温度分布となった。この温度分布では浸演ノズル近傍に極大値を持つ温度分布となつた。この温度分布からメニスカスでは、浸漬ノズル周辺の溶鋼流速が速いと推定された。つまり、浸漬ノズル内に吹き込まれた A r力浸漬ノズルの吐出口の近傍で浮上する時に誘起する溶鋼の上昇流に起因した流れが主体となった溶鋼流動であることが分かった。

そこで、磁束密度を 0 . 0 3テスラに保持したまま、浸漬ノズルの浸漬深さを 2 3 0 mmに増したところ、第 9 1図に示す温度分布となった。この温度分布では最大値と最小値との差は 9 °Cであり、左お対称位置における温度差も 1 0 °C以下となり、メニスカス流速もほぼ铸型幅中央の両側で等しくなつたと推定された。この状態で、浸漬棒型溶鋼流速計を用いてメニスカスの溶鋼流速を測定して、铸型内溶鋼流動パターンはパターン Bであることを確認した。これは、浸漬ノズルの浸漬深さを増したために浸漬ノズル近傍の上昇流が浸漬ノズルから離れた位置に上昇するようになり、実質的に浸漬ノズル近傍の上昇流速が減じられたためと考えられる。

[実施例 5 ]

実施例 1と同一の連続踌造機及び温度計測装置を用い、厚み 2 2 0 mm、幅 1 6 0 0 mmの铸片を、铸片引き抜き速度 2 . 0 mZm i n、 A r吹き込み量 I O N 1 Zm i n、浸漬ノズルの浸漬深さ 2 2 0 mmの条伴で、磁場発生装置にて吐出流を制動する方向に移動磁場を印加して踌造した。磁場発生装置は、浸漬ノズルを境として銪型幅方向左右で個別に印加磁場の強度を調整することが可能になっている。当初、磁場発生装置の磁束密度を左右共に 0 . 0 6テスラとしたところ、铸型長辺銅板温度の温度分布は第 9 2図に示す温度分布となった。この温度分布では铸型幅方向中央を境として右側の温度分布が左側よりも高く、従って、メニスカスでは右側の溶鋼流速が左側の溶鋼流速よりも速いことが推定された。つまり、铸型幅方向の左右で偏流があるということである。

そこで、鋅型の右側だけ磁場発生装置の磁束密度を 0 . 0 6 5テスラに増加したところ、第 9 3図に示す温度分布となり、铸型幅方向左右の偏流が緩和された。更に、铸型の右側だけ磁場発生装置の磁束密度を 0 . 0 7テスラに増加したところ、第 9 4図に示す温度分布となった。この温度分布では最大値と最小値との差は 1 2 °Cであり、铸型幅方向左右対称位置における温度差も 1 0 °C以下となり、メニスカス流速もほぼ銬型幅左右の両側で等しくなつたと推定された。

この状態で、浸漬棒型溶鋼流速計を用いてメニスカスの溶鋼流速を測定して、铸型内溶鋼流動パターンはパターン Bであることを確認した。確認のため、錶型右側の磁場発生装置の磁束密度を左側と同じ元の 0 . 0 6テスラに戻したところ、第 9 5図に示す温度分布となった。この温度分布では、铸型幅方向右側の温度分布が左側よりも高く、再び元の铸型幅方向左右で偏流のある状態に戻つていること力確認できた。

铸型幅方向中心から左側及び右側に、それぞれ 6 6 5 mm離れた位置に設置した熱電対により測定した铸型銅板温度の推移を第 9 6図に示す。左右独立の磁場印加により偏流が制御される様子が見て取れる。

この例では、流動の強い側で磁場の強度を増加する方法を採用した力流動の弱い側で磁場強度を弱くする方法を採用しても良い。又、流動を加速する方向で移動磁場を印加している場合には、流動の強い側で磁場の強度を弱くする方法、若しくは、流動の弱い側で磁場強度を強くする方法を採ることができる。

Claims

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1 . 連続铸造における溶鋼の流動パターン推定方法は以下の工程からなる：

浸漬ノズルから铸型内に吐出された溶鋼を連続铸造する工程；

铸型長辺幅方向の铸型銅板温度を铸型銅板の温度計測装置により複数点測定する工程；と

各測定点における銅板温度の分布から铸型内溶鋼の流動パターンを推定するェ

2. 検知された流動パターンが所定のパターンとなるように、铸型内に吐出された溶鋼に磁場を印加する工程を有する請求の範囲 1記載の溶鋼の流動パターン推定方法。

3 . 更に、以下の工程を有する請求の範囲 1記載の溶鋼の流動パターン推定方法：铸型銅板温度の温度計測装置により測定された铸型銅板温度と、铸型銅板の厚みと、铸型銅板の溶鋼側表面から測温素子先端までの距離と、鎵型銅板用の冷却水温度と、凝固シェル厚みと、モールドパウダー層厚みと、铸型内の溶鋼温度と、を用いて铸型内溶鋼から銬型銅板用冷却水への熱流束を求める工程；

この熱流束に相当する溶鋼と凝固シェルとの間の対流熱伝達係数を求めるェ程；

この対流熱伝達係数から凝固シェルに沿った溶鋼の流速を求める工程。

4. 铸型銅板温度の温度計測装置が連続铸造用铸型銅板背面に埋設された複数の測温素子からなり、前記測温素子が、铸型内溶鋼湯面位置から铸片引抜き方向に 1 0 〜1 3 5 mm離れた範囲に、铸型銅板の溶鋼側表面から測温素子先端までの距離を 1 6 mm以下とし、且つ、铸型幅方向の設置間隔を 2 0 0 mm以下として铸片全幅に相当する範囲に渡って設置されている請求の範囲 1記載の溶鋼の流動パターン推定方法。

5 . 前記流動パターンを推定する工程が、铸型幅方向の铸型銅板温度のピークの数とピークの位置により铸型内溶鋼の流動パターンを推定することからなる請求の範囲 1記載の溶鋼の流動パターン推定方法。

6 . 前記流動パターンを推定する工程が、測定された温度により铸型幅方向中央位置を基準とした铸型幅方向左右で、鎵型銅板温度の最大値と最大値の位置とを比較することにより铸型内溶鋼の偏流を推定することからなる請求の範囲 1記載の溶鋼の流動パターン推定方法。

7 . 铸型銅板の温度計測装置は以下からなる：

連続铸造用铸型銅板背面に埋設された複数の測温素子；

前記測温素子は、铸型内溶鋼湯面位置から铸片引抜き方向に 1 0〜1 3 5 mm 離れた範囲に、铸型銅板の溶鋼側表面から測温素子先端までの距離を 1 6 mm以下とし、且つ、铸型幅方向の設置間隔を 2 0 0 mm以下として铸片全幅に相当する範囲に渡って設置されている。

8 . 測温素子が、水箱中の冷却水とはシールされたパイプ内を貫通して設置され、且つ、測温素子の設置される周囲にシールパッキンが設けられたことからなる請求の範囲 7記載の温度計測装置。

9 . 連続銬造铸片の表面欠陥判定方法は以下からなる：

铸型内のメニスカス位置から铸片引抜き方向に 1 0〜1 3 5 mm離れた範囲の铸型銅板背面の幅方向に複数個の測温素子を配置し；

铸型銅板温度の幅方向分布を測定し；

铸型幅方向温度分布に基づいて铸片の表面欠陥を判定する。

1 0 . 表面欠陥の判定が铸型幅方向温度分布の最大値に基づいて鎵片の表面欠陥を判定することからなる請求の範囲 9記載の表面欠陥判定方法。

1 1 . 表面欠陥の判定が铸型幅方向温度分布の最小値に基づいて铸片の表面欠陥を判定することからなる請求の範囲 9記載の表面欠陥判定方法。

1 2 . 表面欠陥の判定が铸型幅方向温度分布の平均値に基づいて铸片の表面欠陥を判定することからなる請求の範囲 9記載の表面欠陥判定方法。

1 3 . 表面欠陥の判定が铸型幅方向温度分布の平均値と、その铸片引き抜き速度における代表的な铸型幅方向温度分布の平均値との差に基づいて銬片の表面欠陥を判定することからなる請求の範囲 9記載の表面欠陥判定方法。

1 4. 表面欠陥の判定が、铸型の中央に配置した浸漬ノズルを中心として、铸型幅方向左側の温度分布の最大値から最小値を差し引いた値と、铸型幅方向右側の温度分布の最大値から最小値を差し引いた値のうちで、大きい方の値に基づいて铸片の表面欠陥を判定することからなる請求の範囲 9記載の表面欠陥判定方法。

1 5 . 表面欠陥の判定が、铸型の中央に配置した浸漬ノズルを中心として、铸型幅方向左側の温度分布の最大値と铸型幅方向右側の温度分布の最大値との差の絶対値に基づいて铸片の表面欠陥を判定することからなる請求の範囲 9記載の表面欠陥判定方法。

1 6 . 表面欠陥の判定が、各測温素子による温度測定値のうちで単位時間当りの温度変動量の最大値に基づいて铸片の表面欠陥を判定することからなる請求の範囲 9 記載の表面欠陥判定方法。

1 7 . 連続铸造における溶鋼流動検知方法は以下からなる：

連続铸造用铸型銅板背面の、铸片引抜き方向と直交する方向に、複数の測温素子を配置し；これら複数の測温素子により铸型銅板温度を測定し；

溶鋼流動の空間周波数 f を溶鋼流動の変動波長 L (mm) を用いて f = lZL で定義したとき、測定された各鎵型銅板温度をカットオフ空間周波数が 2 Z [铸型幅 W] より大きく、且つ、 0. 01より小さい範囲として口一パスフィル夕一処理し；

この口一パスフィル夕一処理した铸型銅板温度の温度分布に基づいて铸型内の溶鋼流動状況を推定する。

18. ローパスフィル夕一処理が空間移動平均であり、平均化数 3のときには、隣合う測温素子との間隔が 44. 3Z3mmより広く、且つ、 0. 443X [銬型幅 W] Z 6 mmより狭い範囲に調整される請求の範囲 17記載の溶鋼流動検知方法。

1 9.両側の铸型幅の端点で測定データを折り返して拡張したデータ系列を用いて、口一パスフィルター処理を行うことからなる請求の範囲 17記載の溶鋼流動検知方法。

20. 連続鎵造における溶鋼流動検知方法は以下からなる：

連続铸造用铸型銅板背面の、铸片引抜き方向と直交する方向に、隣合う測温素子との間隔を 44. 3Z3mm〜0. 443X [铸型幅 W] /6 mmとして複数の測温素子を配置し；

これら複数の測温素子により铸型銅板温度を測定し；

測定された各铸型銅板温度を空間移動平均し；

この空間移動平均した铸型銅板温度の温度分布に基づいて铸型内の溶鋼流動状況を推定する。

2 1. 連続铸造における铸型内抜熱の不均一度評価方法は以下からなる：

連続铸造用铸型銅板背面の、铸片引抜き方向と直交する方向に、複数の測温素子を配置し；

これら複数の測温素子により铸型銅板温度を測定し； WO 00/51763 PCT/JPOO/01 Ιδΐ

90 測定された各铸型銅板温度をローパスフィルター処理し；

铸型銅板温度の測定値とローパスフィルター処理した铸型銅板温度との差に基づいて铸型内抜熱の不均一度を評価する。

2 2 . 連続铸造における溶鋼流動検知方法は以下からなる：

連続铸造用鎵型銅板背面の、铸片引抜き方向と直交する方向に複数の測温素子を配置し；

これら複数の測温素子により铸型銅板温度を測定し；

測定された各铸型銅板温度を 6 0秒以下の間隔で採取し；

この間隔で採取した铸型銅板温度に基づいて铸型内の溶鋼流動状況を推定する。

2 3 . 連続铸造における溶鋼流動制御方法は以下からなる：

連続铸造用铸型の铸型長辺銅板背面の幅方向に複数の測温素子を配置して錡型長辺銅板幅方向の温度分布を測定し；

測定された温度分布の最大値と最小値との差が 1 2 °C以下となるように、銬型に取り付けた磁場発生装置の磁場強度、铸片引抜き速度、浸漬ノズルの浸漬深さ、浸漬ノズル内への A r吹き込み量のうちの何れか 1つ又は 2つ以上を調整する。

2 4 . 铸型に取り付けた磁場発生装置の磁場強度が、浸漬ノズルを境として铸型幅方向左右で独立して調整される請求の範囲 2 3記載の溶鋼流動制御方法。

2 5 . 铸型に取り付けた磁場発生装置の磁場強度、铸片引抜き速度、浸漬ノズルの浸漬深さ、浸漬ノズル内への A r吹き込み量のうちの何れか 1つ又は 2つ以上が、測定された温度分布の最大値と最小値との差が 1 2 °C以下で、且つ、浸漬ノズルを中心として铸型長辺銅板幅方向左右の対称位置における温度差が 1 0 °C以下となるように、調整される請求の範囲 2 3記載の溶鋼流動制御方法。

2 6 . 铸型に取り付けた磁場発生装置の磁場強度が、浸漬ノズルを境として铸型幅方向左右で独立して調整される請求の範囲 2 5記載の溶鋼流動制御方法。

2 7 . 連続铸造における溶鋼流動制御方法は以下からなる：

連続铸造用铸型の銹型長辺銅板背面の幅方向に複数の測温素子を配置して铸型長辺銅板幅方向各位置の温度を測定し；

求めた溶鋼流速分布の最大値と最小値との差が 0 . 2 5 s e c以下となるように、铸型に取り付けた磁場発生装置の磁場強度、铸片引抜き速度、浸漬ノズルの浸漬深さ、浸漬ノズル内への A r吹き込み量のうちの何れか 1つ又は 2つ以上を調整する。

2 8 . 铸型に取り付けた磁場発生装置の磁場強度が、浸漬ノズルを境として铸型幅方向左右で独立して調整される請求の範囲 2 7記載の溶鋼流動制御方法。

2 9 . 铸型に取り付けた磁場発生装置の磁場強度、铸片引抜き速度、浸漬ノズルの浸漬深さ、浸漬ノズル内への A r吹き込み量のうちの何れか 1つ又は 2つ以上が、求めた溶鋼流速分布の最大値と最小値との差が 0 . 2 5 mZ s e c以下で、且つ、浸漬ノズルを中心として铸型長辺銅板幅方向左右の対称位置における溶鋼流速の差が 0 . 2 O mZ s e c以下となるように、調整される請求の範囲 2 7記載の溶鋼流動制御方法。

3 0 . 铸型に取り付けた磁場発生装置の磁場強度が、浸漬ノズルを境として銬型幅方向左右で独立して調整される請求の範囲 2 9記載の溶鋼流動制御方法。