JP3383647B2 - 連続鋳造ビレット及びその製造方法 - Google Patents

Description

【発明の詳細な説明】

技術分野 本発明は、連続鋳造ビレット、特に高炭素鋼連続鋳造
ビレット及びその連続鋳造における製造方法に関するも
のであり、詳しくはビレット中心部の中心偏析が少ない
連続鋳造ビレット及びその製造方法に関するものであ
る。 背景技術 線材あるいは棒鋼に代表される条用の鋼材を製造する
に際しては、一辺の長さが２００ｍｍ以下の角柱、ある
いは直径２００ｍｍ以下の円柱形状のビレットを製造
し、このビレットを圧延することによって各種の条用の
鋼材が製造される。従来、ビレットを製造するに際して
は、大断面のブルームを連続鋳造法で鋳造し、このブル
ームを分塊圧延してビレットを形成する方法がとられて
いた。しかし、製造工程の短縮、省エネルギーの推進の
ためには、連続鋳造法によって直接ビレットを鋳造する
方が好ましい。そのため、主に炭素濃度が０．０５〜
０．３質量％の低炭素・中炭素鋼を中心にビレットの連
続鋳造が行われていた。 鋼の連続鋳造においては、鋳片の中心部に鋼中の不純
物が濃化して集積する中心偏析の発生が問題となる。こ
の中心偏析部分の成分濃度が高かったり、あるいは中心
偏析部分の範囲が大きい場合には、例えば線材の製造に
おいては、中心偏析部とその他の部位の硬さが違うた
め、ワイヤに伸線する際に破断が生じ、断線する。ま
た、スラブ鋳片の場合、例えば厚板の製造においては、
製造した厚板中心の中心偏析部の靭性が低下するなどの
問題が発生する。 中心偏析の問題は、連続鋳造によってビレットを直接
鋳造する場合にもスラブやブルームと同様に発生する。
鋼中の炭素濃度が高い場合にはビレットの中心偏析によ
る影響が特に顕著になる。高炭素鋼ビレットを素材とし
て線材圧延を行なう際に、ビレットの中心偏析部が線材
圧延後に初析セメンタイトやミクロマルテンサイトに成
長し、該線材を伸線する際にそれら初析セメンタイトや
ミクロマルテンサイトを起点として伸線中に割れが発生
し線材の断線に至るためである。 スラブやブルームの連続鋳造において、鋳型内に注入
する溶鋼の過熱度を低下することによって鋳片中心部の
等軸晶率を増大し、これによって中心偏析を低減する技
術が知られている。連続鋳造ビレットにおいても、鋳型
内溶鋼過熱度を低下することによって中心偏析を低減す
ることができる。しかしビレット連続鋳造においては鋳
型断面サイズが小さく、注入ノズルの内径も小さい。そ
のため過熱度の低い溶鋼を鋳造しようとすると注入ノズ
ル内で溶鋼が凝固してノズルが閉塞し、鋳造が不可能に
なるトラブルが発生しやすい。従ってビレット連続鋳造
においては中心偏析対策として溶鋼過熱度を低下させる
方法を採用することは困難である。 また、スラブやブルーム連鋳機では、ロールにより鋳
片を軽圧下して中心部溶鋼の凝固収縮による流動を防止
し、これにより中心偏析を改善する方法が知られてい
る。この軽圧下技術をそのままビレットに適用しようと
すると、スラブやブルーム連鋳機のように約１０ｍの長
さ範囲に軽圧下ロールを２０本程度配置する必要が生じ
る。ビレット連続鋳造機は１ストランドのピンチロール
数が５対程度という特徴を有するが、スラブやブルーム
連鋳機のように多数の軽圧下ロールを配置したのでは、
ビレット連続鋳造機の設備的な簡便さが失われることに
なる。 本発明は、中心偏析の少ない連続鋳造ビレット、特に
高炭素鋼連続鋳造ビレット及びその製造方法を提供する
ことを目的とする。 発明の開示 本発明が要旨とするところは以下の通りである。 （１）炭素濃度が０．６質量％以上、ビレット中心部の
分岐状等軸晶の大きさが６ｍｍ以下であることを特徴と
する連続鋳造ビレット。 （２）鋳造方向に垂直な断面での表層１０ｍｍ以内の一
次デンドライトの方向が、表層と垂直な方向に対して傾
角が１０度以上であることを特徴とする上記（１）に記
載の連続鋳造ビレット。 （３）ビレットの上面側等軸晶率が２５％以上であるこ
とを特徴とする上記（２）に記載の連続鋳造ビレット。 （４）ビレット中心部のセンターポロシティーが直径４
ｍｍ以下であることを特徴とする上記（１）乃至（３）
のいずれかに記載の連続鋳造ビレット。 （５）炭素濃度を０．６質量％以上とし、鋳型内におい
て電磁攪拌機によって溶鋼の攪拌を行ない、ビレット中
心部の分岐状等軸晶の大きさを６ｍｍ以下とすることを
特徴とする連続鋳造ビレットの製造方法。 （６）更に、ビレットの上面側等軸晶率を２５％以上と
することを特徴とする上記（５）に記載の連続鋳造ビレ
ットの製造方法。 （７）連続鋳造中に軽圧下帯を設けてビレットの軽圧下
を行なうことを特徴とする上記（５）又は（６）に記載
の連続鋳造ビレットの製造方法。 （８）前記軽圧下帯の出側における鋳片中心固相率が下
記（１）式で示す中心固相率Ｙよりも大きい値であるこ
とを特徴とする上記（７）に記載の連続鋳造ビレットの
製造方法。 Y＝−0.0111×Ｘ＋0.8 ……（１） Ｙ：軽圧下帯出側鋳片中心固相率の下限値（−） Ｘ：上面側等軸晶率（％） （９）前記ビレットの軽圧下において、全圧下量を２０
ｍｍ以下とすることを特徴とする上記（８）に記載の連
続鋳造ビレットの製造方法。 （１０）鋳型内メニスカスから前記軽圧下帯の出側まで
の鋳片に沿った距離が下記（２）式で示す距離Ｌ１より
も大きいことを特徴とする上記（７）に記載の連続鋳造
ビレットの製造方法。 Ｌ１＝（−1.38×Ｘ＋332.84）×ｄ²×Ｖｃ×10^-6
……（２） Ｌ１：鋳型内メニスカスから軽圧下帯出側までの鋳片
に沿った距離の下限値（ｍ） Ｘ：上面側等軸晶率（％） ｄ：ビレットの厚み（ｍｍ） Ｖｃ：鋳造速度（ｍ／ｍｉｎ） （１１）前記ビレットの軽圧下において、全圧下量を２
０ｍｍ以下とすることを特徴とする上記（１０）に記載
の連続鋳造ビレットの製造方法。 （１２）鋳型内メニスカスから前記軽圧下帯の入り側ま
での鋳片に沿った距離が下記（３）式で示す距離Ｌ２よ
りも短いことを特徴とする上記（１０）に記載の連続鋳
造ビレットの製造方法。 Ｌ２＝ｄ²×Ｖｃ／4000 ……（３） 本発明において、ビレットとは一辺の長さが２００ｍ
ｍ以下の角柱、あるいは直径２００ｍｍ以下の円柱形状
の鋼塊、特に一辺の長さあるいは直径が１６０ｍｍ以下
の鋼塊を意味する。連続鋳造ビレットとは、連続鋳造に
よって溶鋼から直接鋳造したビレットを意味する。 ビレットの連続鋳造においては、鋳型内に注入する溶
鋼の過熱度を低くしてビレット中心部の等軸晶率を高く
した場合、当該等軸晶領域においては粒状等軸晶が生成
する。一方、通常の溶鋼過熱度において鋳造した場合に
は、ビレット中心部の等軸晶率が低くなると同時に、当
該等軸晶領域においては分岐状等軸晶と粒状等軸晶とが
混在した組織となる。ここで、分岐状等軸晶とは、１個
の等軸晶内に分岐したデンドライトを有するものをい
う。また、粒状等軸晶とは、デンドライトを有しない粒
状の等軸晶をいう。 分岐状等軸晶は粒状等軸晶に比較してその大きさが大
きい。鋳片が凝固する過程における凝固収縮に伴い、凝
固末期においては固液共存相が凝固先端に向けて流動す
る。固液共存相中に大きな分岐状等軸晶が存在する場
合、対面する凝固シェルと凝固シェルの間にこの分岐状
等軸晶が拘束され、ブリッジングと呼ばれる現象を引き
起こす。分岐状等軸晶がブリッジングを引き起こすと、
固液共存相中の固相部分は該分岐状等軸晶に妨げられて
流動することができず、ブリッジングした分岐状等軸晶
より下流側には成分が濃化した液相部分のみが移動し、
中心偏析の激しい部分が形成される。 本発明においては、凝固鋳片の等軸晶中に含まれる分
岐状等軸晶の大きさを６ｍｍ以下、好ましくは４ｍｍ以
下、より好ましくは３ｍｍ以下とすることにより、上記
のようなブリッジングの発生を抑制し、ビレット中の中
心偏析を低減することを特徴とする。 分岐状等軸晶の大きさを本発明のように小さくする手
段としては、連続鋳造鋳型内において電磁力を用いて溶
鋼を水平方向に攪拌することが最も効果的である。本発
明の対象は小断面のビレットであるため、攪拌はビレッ
トの中心軸を中心に溶鋼を回転させるように行なうのが
好ましい。 凝固進行中に溶鋼を攪拌すると、凝固組織の一つであ
る一次デンドライト（柱状晶）の方向が鋳片表面と垂直
な方向から傾くことが知られている。この傾き角度を傾
角と呼ぶ。攪拌による溶鋼流速が速いほど、傾角が大き
くなる。 本発明においては、一次デンドライトの傾角が大きく
なるほどビレットの分岐状等軸晶の大きさが小さくなる
ことが明らかになった。具体的には、鋳造方向に垂直な
断面での表層１０ｍｍ以内の一次デンドライトの方向
が、表層と垂直な方向に対して傾角が１５度以上となる
ように溶鋼攪拌強度を設定することにより、凝固鋳片の
等軸晶中に含まれる分岐状等軸晶の大きさを６ｍｍ以下
にすることができる。溶鋼攪拌強度の調整は、鋳型内に
設置した電磁攪拌装置の推力を調整することによって行
なうことができる。 鋳型内で電磁攪拌を行なうことにより、分岐状等軸晶
の大きさを小さくできると同時に、等軸晶率を高める効
果も得ることができる。具体的には、鋳造方向に垂直な
断面での表層１０ｍｍ以内の一次デンドライトの方向
が、表層と垂直な方向に対して傾角が１０度以上となる
ように溶鋼攪拌強度を設定することにより、ビレットの
上面側等軸晶率を２５％以上にすることができる。ここ
で、上面側等軸晶率とは、ビレット中心から上面側に存
在する等軸晶領域の幅をビレット厚さの１／２で割って
百分率で表示した値である。 連続鋳造においては、鋳片の凝固進行とともに凝固収
縮が起こり、前述のように残溶鋼は凝固収縮を補償する
ために凝固末端に向かって流動する。この溶鋼流動が連
続鋳造鋳片の中心偏析の原因の一つとなるため、凝固進
行中の鋳片に軽圧下を加え、凝固収縮に見合った量だけ
鋳片を圧入し、溶鋼流動を防止する技術が知られてい
る。 本発明においても、上記鋳片の分岐状等軸晶の大きさ
を小さくする発明に加え、連続鋳造中に軽圧下帯を設け
てビレットの軽圧下を行なうことにより、ビレットの中
心偏析をより一層改善することができる。中心偏析の低
減に有効な適切な軽圧下を行なった場合には、溶鋼流動
が適切に防止できるため、鋳片のセンターポロシティー
をも低減することができる。逆に鋳片のセンターポロシ
ティーが所定のレベルよりも激しく発生している場合に
は、軽圧下を行なわなかったか、あるいは中心偏析低減
のためには軽圧下が適正でなかったことを示している。
従って、鋳片のセンターポロシティーの発生状況を評価
することにより、本発明の軽圧下による中心偏析改善が
行なわれたことを確認することができる。具体的には、
鋳造後の鋳片について鋳造方向５００ｍｍ長さの部分の
中心線を含んだ垂直面内でセンターポロシティーを測定
し、該測定したセンターポロシティーの最大直径が４ｍ
ｍ以下である場合には、本発明の軽圧下による中心偏析
改善が行なわれていたものと認めることができる。 発明を実施するための最良の形態 本発明者はまず、連続鋳造ビレットを線材圧延し、更
に伸線加工を加えた場合において、該ビレット及び線材
のどのような部位が伸線時に破断するかを詳細に調査し
た。その結果、線材の断面をナイタールで腐食したとき
に線材断面の中心部が黒色になった場合であって、黒色
の程度が強い場合には線材の伸線時に破断する確率が高
いことがわかった。そこで、線材の断面における中心部
の黒色の度合いと、該線材の評価位置の近傍部位におい
て予め採取しておいたビレット断面の偏析形態と偏析成
分の濃度について解析を行った。 ビレットの長手方向に平行な断面においてエッチング
を行なうと、ビレット中心部の中心偏析部位に粒状偏析
を見ることができる。線材断面中心部がナイタール腐食
で黒色になった線材部位に近接する位置から採取したビ
レットにおいては、ビレット断面の粒状偏析の粒径が大
きく、かつ当該粒状偏析がいくつも集まっているのに対
して、線材断面の中心部があまり黒色になっていない部
位の近傍から採取したビレット断面に見られる粒状偏析
径は小さく、かつ互いに分散していることが判った。一
方、ビレットに見られる粒状偏析部位の偏析成分、例え
ば、Ｐ、Ｍｎの偏析最大濃度は、粒状偏析径と関係なく
ほぼ一定値であることが判った。 上記のような結果が得られた理由を推定する。ビレッ
トの粒状偏析が分散していると、線材で腐食しても分散
して腐食されるため、黒く集まって見えることはない。
一方、ビレットの粒状偏析部が分散せずに集まっている
と、線材で腐食される部分も集まって大きくなり，腐食
面の肉眼観察において黒く見えると考えられる。 このように、ビレットの粒状偏析が連なった形の所で
は、線材においても硬度が高いところ（Ｐ偏析部）や、
セメンタイト、マルテンサイトが生成する箇所（Ｍｎ偏
析部）が連なっており、線材の伸線時に亀裂が伝搬する
ことにより線材の破断が生成すると考えられる。一方、
ビレットの中心偏析部であっても粒状偏析が分散した形
で存在する場合には、上記粒状偏析が連なった部位と同
じ偏析濃度であっても亀裂の伝搬は起こらず、破断には
達しないと考えられる。また、ビレットの粒状偏析が分
散した形で存在する場合には、対応する線材断面の腐食
では黒い部分が少ないことから、線材圧延の段階での成
分拡散がわずかではあるが存在し、粒状偏析が分散した
場合のほうが該成分拡散が多く促進されている可能性も
ある。 次に、この鋳片の粒状偏析径を小さくして且つ、分散
させるための要因を検討した。 連続鋳造ビレットにおいては、特に低い溶鋼過熱度で
鋳造を行なった場合を除き、前述したように等軸晶領域
には分岐状等軸晶と粒状等軸晶とが存在し、従来の鋳造
方法を採用した場合は当該分岐状等軸晶の大きさが大き
い。ビレットの凝固組織において、分岐状等軸晶の大き
さが小さい場合には、ビレット中心偏析部の粒状偏析径
が小さくなり且つ、分散する形態になることが判った。 ビレットの分岐状等軸晶の大きさが小さくなることで
粒状偏析径が小さくなり、且つ分散する理由について考
察する。凝固末期には等軸晶粒がお互いに連結してネッ
トワークを組むようになる。本発明者らが３次元的に数
学的モデルを作成して確かめた結果によると、等軸晶径
が大きいと等軸晶粒ネットワークと凝固シェルとの間で
ブリッジングを起こしやすく、等軸晶領域にＶ偏析を生
成しやすいのに対し、等軸晶粒径が小さいと等軸晶で囲
まれる部分の体積が小さくなり、粒状偏析径が小さくな
ると同時に分散されやすくなることが明らかになった。 この場合に、等軸晶粒径が３．５ｍｍ程度と小さい場
合には等軸晶の割合が０．８程度になるとそのようなネ
ットワークが完成するが、等軸晶粒径が７ｍｍ程度と大
きい場合には等軸晶の割合が０．８程度でもネットワー
クが完成しない場合が１０％程度の確率で起こり、その
結果、粒状偏析が連なった形で大きくなると考えられ
る。 以上のように、ビレットの連続鋳造においては、分岐
状等軸晶の大きさを小さくすることが、線材での破断を
防止する上で重要であることを発明者は見出した。加え
て、鋳片段階の検査で等軸晶粒径を測定すれば線材での
破断を予め予測することも可能になった。 ビレットの分岐状等軸晶径と線材での偏析程度の関係
を図１に示す。ここで、 偏析程度１：線材で強い偏析なし、初析フェライト・
ミクロマルテンなし 偏析程度２：線材で強い偏析有り、初析フェライト・
ミクロマルテン発生 偏析程度３：線材で強い偏析有り、初析フェライト・
ミクロマルテン多発 とした。分岐状等軸晶径が６ｍｍ以下、好ましくは４ｍ
ｍ以下、より好ましくは３ｍｍ以下において線材での偏
析程度が軽く、粒状セメンタイト・ミクロマルテンサイ
トの発生が低減することが明らかである。なお、図１は
ビレットサイズ１２２ｍｍのビレットを連続鋳造した結
果であり、タンディッシュ内溶鋼過熱度はいずれも２０
〜４０℃であった。一辺の長さ１６０ｍｍ以下の大きさ
のビレットであれば同様の結果を得ることができる。 本発明における分岐状等軸晶径の算出方法としては、
以下に示す方法を用いる。 鋳片長手方向任意の箇所においてサンプルを採取す
る。通常は、線材圧延に適した長さに切断したビレット
の端部からサンプルを採取する。該サンプルにおいて鋳
片の鋳造方向に平行でかつ鋳片の中心を通る断面を鏡面
研磨し、ピクリン酸等を用いた腐食液で凝固組織を顕出
する。更にエッチング液で偏析腐蝕することによって形
成される腐蝕孔を再研磨微粉で充填した後、これを透明
粘着テープに転写する方法（エッチングプリント法）で
プリントを採取してもよい。上記鋳片サンプルの腐食面
あるいはエッチングプリント面を用い、鋳片の長手方向
５００ｍｍの範囲について、鋳片中心部に存在する分岐
状等軸晶のうちで最も大きなものの大きさを測定する。
ここで鋳片中心部とは、鋳片中心付近の偏析粒が連なっ
ている部分を中心線とし、この中心線から上下±１０ｍ
ｍの範囲をいう。分岐状等軸晶の大きさ測定に際して
は、５倍程度の拡大鏡等で拡大して測定することが好ま
しい。 本発明を適用する前提条件として製品において偏析起
因の欠陥が出る恐れのある０．６質量％以上の炭素濃度
を含むビレットを対象とする。 本発明は、一辺の長さ又は直径が１６０ｍｍ以下のビ
レットにおいて特に有用である。その理由として以下の
ように３点をあげることができる。 第１に、一辺の長さが小さいほど，すなわち，断面の
面積が小さいほど、鋳型内で等軸晶が生成してから凝固
するまでの時間が短くなる。すなわち、冷却速度は一辺
の長さが小さいほど大きくなり、鋳型内で生成した等軸
晶の核は棘の有る形で成長し、そのまま分岐状等軸晶と
して残存しやすいからである。その鋳片の一辺の長さの
最大値は１６０ｍｍ程度である。 第２に、一辺の長さが小さいほど，バルジング量が少
なくなる。この結果、ブルーム連鋳機の様に、ロール間
隔を狭くしたり、ロール間を冷却する等の複雑な設備が
要らず、ロール本数の少ない簡便ロール構成での連鋳機
に軽圧下設備が適用出来るからである。その鋳片の一辺
の長さの最大値は１６０ｍｍ程度である。 第３に、実用上の観点からは，分塊圧延を省略でとる
ビレットサイズが１６０ｍｍ以下であり，それ以上のサ
イズでは線材への圧延との間に分塊工程といわれるサイ
ズを縮小する工程が必要となるからである。分塊工程を
省略できる鋳片サイズの最大値は１６０ｍｍ程度であ
る。 次に、ビレット中心部の分岐状等軸晶粒径を本発明範
囲内の大きさにするための方法について説明する。発明
者らは、連続鋳造鋳型内で電磁力を用いて溶鋼を水平方
向に攪拌することが分岐状等軸晶の大きさを小さくする
上で有効であることを見出した。本発明のビレットは小
断面の角柱又は円柱であるため、水平方向の攪拌流とし
てはビレット中心を中心とする回転流とすることが最も
好ましい。鋳型内で溶鋼を攪拌するための電磁攪拌装置
としては、ブルーム連続鋳造において通常用いられてい
る電磁攪拌装置と同様のものを用いることができる。 鋳型内の凝固シェルに接する部分の水平方向の溶鋼流
速は、既文献にも示されているように凝固組織の一つで
ある一次デンドライト（柱状晶）の傾角を測定すること
で推定することができる。一次デンドライトの傾角と
は、鋳造方向に垂直な断面での表層１０ｍｍ以内の一次
デンドライトの方向が、表層と垂直な方向に対してなす
傾角をいう。この傾角が大きいほど、溶鋼流速が速いこ
とを示す。電磁攪拌装置の推力を大きくするほどこの溶
鋼流速を速くすることができ、結果として一次デンドラ
イトの傾角も大きくなる。 一次デンドライト傾角の測定方法は以下の通りであ
る。即ち、鋳造方向に垂直な断面で、ビレットの幅、厚
み方向の中央部の表層より１０ｍｍ厚程度の試料を４個
採取した後に、研磨とピクリン酸系の腐食液による腐食
で凝固組織を顕出し、５ないし１０倍の写真を撮影す
る。写真上に表層より２ｍｍ深さ、及び４ｍｍ深さの位
置（５倍写真上では１０ｍｍ深さ、２０ｍｍ深さの位
置）に表層に対して平行な線を引く。その線上に１ｍｍ
間隔に元の線に垂直な線を引く（５倍写真上では５ｍｍ
間隔）。元の線と垂線で囲まれて、且つ、元の線上に観
察される一次デンドライトの傾角（表層と垂直方向に対
してなす角度）のうち最大の値となる一次デンドライト
の傾角を測定する。各試料の２ｍｍと４ｍｍ深さの測定
線上で各々２０点の測定を行い、２ｍｍ深さと４ｍｍ深
さでの各々平均値を算出して大きい方の値をその試料の
一次デンドライト傾角とする。断面での一次デンドライ
ト傾角の値は、当該断面から採取した４つの試料の一次
デンドライト傾角の平均値（平均値は算術平均）と定義
する。 発明者らは、本発明が対象とする連続鋳造ビレットで
は、一次デンドライトの傾角が大きくなるほど分岐状等
軸晶の大きさが小さくなることを見出した。従って一次
デンドライトの傾角を測定することで、分岐状等軸晶の
大きさを推定することも可能である。 図２に一辺の長さが１２０〜１３０ｍｍのビレットの
場合の一次デンドライト傾角と分岐状等軸晶の大きさと
の関係を示す。一次デンドライト傾角を１０度以上とす
ることにより、鋳片中心部の分岐状等軸晶の大きさを６
ｍｍ以下とすることができる。更に一次デンドライト傾
角を１５度以上とすれば分岐状等軸晶の大きさを４ｍｍ
以下、一次デンドライト傾角を２０度以上とすれば分岐
状等軸晶の大きさを３ｍｍ以下とすることができる。な
お、図２においては１２０〜１３０ｍｍ角ビレットの例
を示したが、一辺の長さ１６０ｍｍ以下の大きさのビレ
ットであれば同様の結果を得ることができる。 ビレット中心部の組織を粒状等軸晶化して中心偏析を
低減するためには、鋳型内に注入する溶鋼の過熱度を下
げる必要があった。しかし、ビレット中心部の分岐状等
軸晶の大きさを小さくして中心偏析を低減する本発明に
おいては、溶鋼の過熱度を下げる必要はない。鋳型に注
入する直前のタンディッシュ内における溶鋼過熱度は、
通常に鋳造を行なうときと同様、２０〜４０℃程度の範
囲とすることができる。 鋳型内で電磁力を用いて水平方向に攪拌することで分
岐状等軸晶の大きさが小さくなる理由は、以下のように
推測することができる。 凝固シェルが溶鋼と接する面においては、凝固シェ
ル、溶鋼のいずれも偏析している成分の濃度が攪拌によ
り洗われて低くなり、これにより溶鋼が凝固する温度が
上がり溶鋼温度と界面温度との差が小さくなることによ
り、固液界面のみならず溶鋼の中からも凝固しやすい状
態になり、凝固核生成が盛んに起こることにより等軸晶
の数が多くなりその結果等軸晶粒径が小さくなったと考
えられる。 また、溶鋼流動の上流側に向かってデンドライトが成
長することは良く知られている。この原因はデンドライ
トの柱の溶鋼流が当たる側は反対側に比べて温度勾配、
濃度勾配も大きくなり、凝固が進みやすい為にデンドラ
イトは傾くと説明されている。しかし、鋳片表面からの
抜熱は凝固殻の厚みに垂直方向である為に、熱の均衡を
取るために，このような状態では流れの上流側に傾斜し
た一次のデンドライト柱の下流側には流れと温度の停滞
域が出来ており，ミクロ的には等軸晶が生成しやすい状
態にある。このようにデンドライトが傾いて成長するこ
と自体が等軸晶生成に直接影響する可能性も大きい。 溶鋼過熱度が高い場合において、鋳型内で電磁攪拌を
行なうと、残溶鋼の温度が低下する。その結果、多数の
凝固核が成長して分岐状等軸晶や粒状等軸晶となるの
で、ひとつひとつの分岐状等軸晶の大きさは小さくな
る。 ビレットとブルーム・スラブとを比較すると、ビレッ
トの場合には表面積が溶鋼の量に比べて大きく、表面か
らの抜熱量比が大きいことも生成した等軸晶を再溶解さ
せないでそのまま温存させるのに有効である。実際にビ
レット鋳片内に存在した等軸晶の形態を観察するとデン
ドライト状を呈したいわゆる分岐状等軸晶であり、従来
スラブの電磁攪拌で生じた粒状等軸晶とは異なったもの
である。これは、ビレットの場合には生成した等軸晶が
最終凝固位置まで再溶解せずに残ったか、凝固中に更に
成長したことを示しており、先に述べた等軸晶によるネ
ットワークの生成しやすさの観点ではその棘が有るよう
な形状からは有利であるとも考えられる。 本発明においては、分岐状等軸晶の大きさを小さくす
ることを目的として鋳型内の溶鋼を電磁力によって攪拌
する。この結果として、ビレットの等軸晶率も増大させ
ることができる。図３に一次デンドライトのデンドライ
ト傾角と上面側等軸晶率との関係を示す。図３はビレッ
トサイズ１２２ｍｍのビレットを連続鋳造した結果であ
り、タンディッシュ内溶鋼過熱度はいずれも２０〜４０
℃であった。一辺の長さ１６０ｍｍ以下の大きさのビレ
ットであれば同様の結果を得ることができる。鋳造方向
に垂直な断面での表層１０ｍｍ以内の一次デンドライト
の方向が、表層と垂直な方向に対して傾角が１０度以上
となるように溶鋼攪拌強度を設定することにより、ビレ
ットの上面側等軸晶率を２５％以上にすることができ
る。ここで、上面側等軸晶率とは、前述したようにビレ
ット中心から上面側に存在する等軸晶領域の幅をビレッ
ト厚さの１／２で割って百分率で表示した値である。 更に、本発明においては、以上のように分岐状等軸晶
の大きさを小さくすることに加え、凝固の末期でビレッ
トに軽圧下を行なうことも、Ｖ偏析の発生を防止して偏
析粒を分散させるので中心偏析低域のために有効であ
る。軽圧下は、連続鋳造中において、未凝固溶鋼が固液
共存相となっている鋳造部位において、１対以上のロー
ルによって鋳片を圧下することによって行なう。複数の
ロール対によって軽圧下帯を形成して軽圧下を行なう場
合、好ましくはロール配置は３５０ｍｍ以内の間隔で軽
圧下帯の長さ分だけロール対を配置し、各ロール対での
鋳片の圧下量を定めて圧下を行なう。 好ましい鋳造部位において軽圧下を行なった場合、ビ
レットの中心偏析が低減するとともに、ビレット中心部
のセンターポロシティーの発生をも低減することができ
る。従って、前述したように、鋳造後鋳片において鋳造
方向５００ｍｍ長さの部分の中心線を含んだ垂直面内セ
ンターポロシティーを測定し、該測定したセンターポロ
シティーの最大直径で４ｍｍ以下である場合には、本発
明の軽圧下による中心偏析改善が行なわれていたものと
認めることができる。 一方、溶鋼の流速がない場合には凝固組織は等軸晶の
ない柱状晶のみであった。この場合には軽圧下を実施し
てもセンターポロシティーは小さくならずに１１ｍｍと
大きかった。溶鋼の流動がない場合には、凝固シェルは
軽圧下帯以前の極めて早い時期にブリッジングを起こ
し、軽圧下帯に入る前にセンターポロシティーが生成し
たためであると考えられる。 ビレット鋳造機の場合には前述したようにロールの本
数が少ない点が特徴である。それに対し、柱状晶のみで
凝固した場合に偏析を軽減するには、スラブの連鋳機で
行われているように長い軽圧下帯が必要となる。ビレッ
ト連鋳機においてこのような長い軽圧下帯を配置するこ
とは、上記ビレット連鋳機の特徴に反し不経済になる。 また、中心部が等軸晶になっているような凝固組織で
は，前述したように固相率が高い部分までブリッジング
の発生が遅れ、高い固相率からの軽圧下でも効果が出
る。中心凝固組織を等軸晶組織化するだけでも、柱状晶
のみの場合に比べてセンターポロシティーは小さくな
る。ちなみに、軽圧下をしない場合、中心凝固組織が等
軸晶の場合のセンターポロシティーの大きさは６ｍｍ程
度であった。 軽圧下を行なうべき鋳造部位について議論する際に
は、鋳片の中心固相率を指標とすることができる。その
理由は、固液共存相におけるデンドライト樹間等への濃
化溶鋼の集積が始まるのは鋳片中心部の溶鋼通過抵抗が
増大する凝固時期と推定され、この溶鋼通過抵抗増大に
対し中心固相率が最も影響を及ぼすと考えられているた
めである。即ち、中心固相率は中心偏析発生の凝固時期
を示す指標として最も適切と考えられる。 軽圧下帯の入り側の中心固相率を固定し、凝固組織と
軽圧下帯出側中心固相率とが中心偏析に及ぼす影響につ
いて検討した。その結果、図４に示すように、鋳片にお
ける上面等軸晶率が高い程、軽圧下帯出側における中心
固相率が低くても中心偏析が良好であることが判った。
即ち、上面等軸晶率が高ければ、短い軽圧下帯でも中心
偏析が良好となる結果が得られる。上面等軸晶率の増加
により等軸晶間にある濃化溶鋼の流動が抑制されて凝固
収縮による濃化溶鋼の集積が防止されたためであると推
測される。 上面等軸晶率と軽圧下帯出側中心固相率（下限）との
関係は下記（１）式に示す関係となる。従って、軽圧下
帯出側中心固相率を下記Ｙよりも大きい値とすることに
より、本発明の効果を得ることができる。 Ｙ＝−0.0111×Ｘ+0.8 ……（１） （式の記号の説明）Ｙは軽圧下帯出側の鋳片中心固相率
（−） Ｘは上面等軸晶率（％） 以上の通りであるから、上面等軸晶率を高い値に維持
できる鋳造条件と組み合わせることにより、軽圧下帯の
長さを短く設計し、軽圧下に要する設備費を低減するこ
とが可能になる。本発明においては、分岐状等軸晶の大
きさを小さくするために鋳型内において電磁攪拌を行な
うため、結果として上面等軸晶率を高い値とすることが
できるので、軽圧下帯を短くすることが可能である。 なお、中心固相率の値として本発明者らが鋳片の表面
温度から合わせ込んだ伝熱計算から推定した計算値を用
いたところ、軽圧下帯出側中心固相率を０．７以上とし
た場合でも軽圧下による中心偏析低減効果が更に増大し
ていることがわかった。一方、前述した３次元の数学モ
デルでＶ偏析の形成には等軸晶の割合が０．８程度です
なわち固相率が０．８程度で等軸晶のネットワークが形
成すると言う計算結果が得られている。つまり、軽圧下
帯出側中心固相率を０．７以上としても中心偏析低減効
果が増大するという事実はこの計算結果にに対応するも
のであり、高固相率における圧下でも中心偏析低減効果
が出ており，むしろ高固相率での圧下によって効果が向
上すると考えられる。 軽圧下帯出側の中心固相率を上記のように規定するこ
とによって本発明の効果を得ることができる。更に、軽
圧下帯入り側を中心固相率が０．３の部位よりも上流
側、より好ましくは中心固相率が０．２の部位よりも上
流側に配置することにより、更に良好な結果を得ること
ができる。軽圧下帯入り側の中心固相率を規定すること
によって中心偏析が更に改善される理由は以下のように
考察することができる。即ち、中心固相率が０．３程度
よりも高くなると固液共存相の流動が抑制されてきて動
きにくくなり、偏析となる残液相部分の島が生成し始め
る。そのため、この部位より下流側をロールで圧下する
ことにより、残溶鋼部分の流動を抑制して、残溶鋼同士
が凝集しないようにできるのである。 一方、式（１）に示すような軽圧下帯出側の中心固相
率を満足しながら軽圧下帯入り側中心固相率が０．２〜
０．３を満たすように軽圧下帯を配置すると、軽圧下帯
の長さは８〜１０ｍと長いものになる。 しかし、実際のビレット鋳造機には３対から４対のピ
ンチロールが配置されており、これらピンチロールはち
ょうど中心固相率が０．２〜０．３の領域も幾分圧下し
ている。中心固相率が０．２〜０．３の領域から０．４
〜０．５の領域までについては、これらピンチロールに
よる軽圧下でも溶鋼流動防止効果は生じていると考えら
れる。従ってピンチロール帯を含めて軽圧下帯と考える
ことができ、軽圧下帯入り側の中心固相率を０．２〜
０．３とすることができる。一方、偏析制御を行うため
に最も重要な部分はネットワークの形成の頻度が高い部
分であり、中心固相率でいうと０．４〜０．５以上の部
分である。従って、この重要な領域については、既存の
ピンチロールではなく何対かの軽圧下専用ロールを密に
並べることにより、本発明の軽圧下効果を十分に発揮す
ることができる。このようにピンチロールによる軽圧下
を併用することにより、新たに設置する軽圧下帯の長さ
を短くして設備費を低減することができる。 軽圧下帯における軽圧下量は、鋳片の凝固収縮を補償
する程度に行なえば十分である。隣接する軽圧下ロール
の間隔が３５０ｍｍの場合、各ロールでの圧下量は１．
５〜３ｍｍ程度とすると最適である。圧下量が不足すれ
ば鋳片のＶ偏析が十分に消滅せず、凝固収縮量を超える
圧下を行なうと逆Ｖ偏析が発生するので、鋳片の偏析状
況を確認することによって各連続鋳造機毎に最適な圧下
量を求めることができる。 割れ感受性の強い鋼に関し、軽圧下帯の各ロールの適
正な圧下量について説明する。各ロールの適正な圧下量
は圧下時点での凝固シェル厚みにも依存し、例えば凝固
シェル厚み３０ｍｍ以上では適正な圧下量は４．５ｍｍ
以下程度である。圧下量が４．５ｍｍを超えると、割れ
感受性の強い鋼では軽圧下中に凝固界面での割れが生じ
る可能性があるからである。通常の割れ感受性の鋼につ
いてはこの限りではない。 軽圧下における全圧下量を２０ｍｍ以下と規定する理
由は、これ以上の圧下では圧下しすぎることにより濃化
溶鋼が逆流して逆Ｖ偏析を起こし、偏析が悪化した為で
ある。なお、全圧下量２０ｍｍ以下というのはビレット
サイズ１２２ｍｍにおける適正範囲であり、ビレットサ
イズが１２２ｍｍより大きくなると全圧下最適正範囲も
上方に拡大する。 また、全圧下量の最小値は１２２ｍｍビレットで５ｍ
ｍ程度とすれば軽圧下効果を得ることができる。５ｍｍ
程度以上とすれば凝固収縮を抑制して濃化溶鋼の流動を
防止することができる。この値はビレットサイズに比例
して増加すると考えられる。 本発明において、中心固相率は以下のようにして求め
ることができる。 鋳片の厚み中心部の固相率は、通常は伝熱計算により
算出した鋳片中心部の温度から算出される。本発明者ら
の知見によると、鋳片の厚み中心部の固相率は、物理的
には冷却条件、鋼の成分および当該鋳片がモールドから
圧下ロールまで要した時間により決まる値である。従っ
て、冷却条件、鋼の成分を一定にした場合、当該鋳片が
モールドのメニスカスから圧下ロールまで要した時間の
みにより決まる鋳片中心部の温度に基づいて算出する。 鋳片中心部の温度は、鋳片の伝熱計算によって求める
ことができる。鋳片表面におけるスプレー冷却による熱
伝達係数は、公知の文献に基づいて定める。次いで、鋳
片内の温度分布を熱伝達計算によって求めると、鋳片の
表面温度及び中心温度が算出される。計算によって求め
た鋳片表面温度と、実測した鋳片表面温度とを対比し、
熱伝達計算を実績に合わせ込むことにより、鋳片中心部
温度についても実際の温度に等しい値を計算で求めるこ
とができる。本計算は例えば、「鉄鋼便覧（第３版）」
２１１ページから２１３ページを参照して計算できるも
のである。スプレー部の熱伝達係数は例えば「鉄鋼の凝
固（１９７８）の付−５６」に示されているので、これ
らの知見を利用して且つ、「鉄鋼便覧（第３版）」２１
２ページの図４．９にあるように計算で求めた表面温度
を何点か実測値と合わせ込むことで、同図にある中心部
の温度も求めることができる。 鋳片中心部の温度が求まったら、以下の式に基づいて
当該部位の中心固相率を計算で求めることができる。従
って、伝熱の計算式（プログラム）を持っていれば、各
スプレーゾーンでの水量、鋳造速度、鋳片の厚みと幅、
及び，何点かの表面温度の実測値が得られれば中心固相
率の計算は可能である。 鋳片の中心固相率＝（Ｔ１−Ｔ３）／（Ｔ１−Ｔ２）
（４） Ｔ１：鋳片の液相線温度（℃） Ｔ２：鋳片の固相線温度（℃） Ｔ３：鋳片の中心温度（℃） 軽圧下帯の入り側と出側の位置を、上記のように中心
固相率によって規定せず、以下のように別の操業パラメ
ーターによって規定することもできる。即ち、鋳型内メ
ニスカスから前記軽圧下帯の出側までの鋳片に沿った距
離が下記（２）式で示す距離Ｌ１よりも大きい値とする
ことにより、軽圧下帯出側の中心固相率が前記（１）式
によって規定した場合と同様の効果を得ることができ
る。 Ｌ１＝（−1.38×Ｘ＋332.84）×ｄ²×Ｖｃ×10^-6
……（２） Ｌ１：鋳型内メニスカスから軽圧下帯出側までの鋳片
に沿った距離の下限値（ｍ） Ｘ：上面側等軸晶率（％） ｄ：ビレットの厚み（ｍｍ） Ｖｃ：鋳造速度（ｍ／ｍｉｎ） また、鋳型内メニスカスから前記軽圧下帯の入り側ま
での鋳片に沿った距離が下記（３）式で示す距離Ｌ２よ
りも小さい値とすることにより、ピンチロールでの幾分
の圧下も含めて溶鋼流動防止に必要な中心固相率を０．
２以下と規定した場合と同様の効果を得ることができ
る。 Ｌ２＝ｄ²×Ｖｃ／4000 ……（３） （２）式の右辺１項は、等軸晶率が高くなると軽圧下
帯出側の長さが短くなることを表している。等軸晶率が
高いときには、小さな固相率でも固相間の濃化溶鋼の流
動が抑制されて偏析が分散する。これに対し、等軸晶率
が低くなると軽圧下帯を出てからの濃化溶鋼の流動が顕
著になり、これを防止するためには高い固相率部分まで
を圧下する必要が有り、長い軽圧下帯を持たなければな
らないことを示している。 また、（２）式の右辺２項目は，ビレットの厚みの二
乗に従って中心固相率が低くなり軽圧下帯位置が下流側
にのびることを表している。 更に、右辺３項は同じビレットの厚みでは鋳造速度が
増加すると中心固相率が低くなり必要な軽圧下帯位置が
下流側に伸びることを表している。 （３）式は中心部に濃化溶鋼を集積させないようにす
るための、軽圧下入り側までの長さの最小値を表してい
る。この値は式（２）と同様にビレットの厚みの二乗と
鋳造速度の一乗に比例している。 Ｌ２の位置は鋳片の中心固相率では０．４以上に相当
する。前述したようにピンチロールで中心固相率が０．
２〜０．３の領域も幾分圧下しており、溶鋼流動防止効
果は生じている。更に、偏析制御を行うにはネットワー
ク形成の頻度の高い固相率０．４〜０．５以上の部分で
の溶鋼流動を必要が有り、このため、密なロール配置を
有する偏析軽減のための軽圧下ロール帯は、中心偏析制
御に重要な部分であるＬ２より下流側即ち中心固相率
０．４以上の部分に配置すれば十分である。一方、前述
したようにピンチロールでは中心固相率０．４より更に
低固相率部を圧下している。 以上の説明において、ビレットの分岐状等軸晶の大き
さを小さくする対策と軽圧下とを同時に実施した場合の
効果について説明を行なった。しかし、軽圧下を単独に
実施した場合であっても、軽圧下帯出側中心固相率を
（１）式によって規定した場合、軽圧下帯出側位置を
（２）式によって規定した場合、軽圧下帯入り側固相率
を０．５以下，より好ましくはピンチロール帯を含めた
広い意味での軽圧下帯の入り側固相率を０．２以下とし
た場合、軽圧下帯入り側位置を（３）式によって規定し
た場合において、これらを規定せずに軽圧下を行なった
場合に比較して中心偏析を低減する効果を実現すること
ができる。 （実施例） 鋼のビレット連続鋳造において本発明を適用した。ビ
レット連続鋳造機は、ビレットサイズ１２０ｍｍ〜１４
０ｍｍ角、半径約５ｍの多点曲げの湾曲型であり、８０
０ｍｍ長さの鋳型を有し、鋳型内には溶鋼に回転流を与
える電磁攪拌装置を有する。鋳型下方の湾曲部はスプレ
ー冷却帯であり、サポートロールを有しない。湾曲部後
半から曲げ戻し部にかけて３対のピンチロールを有し、
ピンチロールの後流に軽圧下帯を有する。軽圧下を実施
する場合、軽圧下量は最大１５ｍｍ〜２０ｍｍとし、品
種により変更した。鋳造速度は２．５〜３．４ｍ／ｍｉ
ｎの範囲である。 鋳型内電磁攪拌の程度はデンドライト傾角で評価し
た。デンドライト傾角は、鋳造方向に垂直な断面での表
層１０ｍｍ以内の一次デンドライトの方向が、表層と垂
直な方向に対してなす角度である。 分岐状等軸晶径及びビレット偏析程度は鋳片のエッチ
プリントによって評価した。鋳造方向に長さ５００ｍｍ
の範囲で、鋳片の鋳造方向に平行でかつ鋳片の中心を通
る断面を鏡面研磨で評価面とし、ピクリン酸腐蝕液で偏
析腐蝕し、腐蝕孔を再研磨微粉で充填した後、これを透
明粘着テープに転写してエッチプリントとした。このエ
ッチプリントにおいて、鋳片の長手方向５００ｍｍの範
囲について、鋳片中心部に存在する分岐状等軸晶のうち
最も大きなものの直径を分岐状等軸晶径とした。同じエ
ッチプリントにおいて、中心部にある最大の偏析粒を見
つけ，面積を測定した後にその面積を円として考えたと
きの直径を算出し、その値をビレットの偏析程度とし
た。また、鋳片の上記と同じ面内でセンターポロシティ
ーを測定し、その最大直径をセンターポロシティー直径
とした。 鋳造したビレットを線材圧延して直径５．５ｍｍの線
材とし、圧延方向に平行で線材の中心を通る面において
線材の偏析を評価した。また線材の組織の評価を行な
い、初析フェライト及びミクロマルテンサイトの有無を
評価した。線材偏析程度「１」は、線材で強い偏析な
し、初析フェライト・ミクロマルテンサイトなし、
「２」は線材で強い偏析あり、初析フェライト・ミクロ
マルテンサイトあり、「３」は線材で強い偏析あり、初
析フェライト・ミクロマルテンサイト多発を意味する。

【表１】 鋼中炭素濃度０．７〜０．８質量％の溶鋼を鋳造し、
ビレットサイズ１２０〜１４０ｍｍ角のビレットを製造
した。製造条件および製造結果を表１に示す。Ｎｏ．１
〜１０が本発明例であり、Ｎｏ．１１〜１５が比較例で
ある。タンディッシュ内の溶鋼過熱度は２０℃〜４０℃
であった。 本発明例のＮｏ．１〜１０はいずれも鋳型内電磁攪拌
を行ない、一次デンドライト傾角を１０度〜２５度とし
た。比較例Ｎｏ．１１〜１５は鋳型内電磁攪拌を行なっ
ていない。本発明例の分岐状等軸晶の粒径はいずれも２
〜６ｍｍと小さい値となったのに対し、比較例の分岐状
等軸晶の粒径は１５ｍｍという結果となった。上面等軸
晶率についても、本発明例は２５〜４０％であったのに
対し、比較例においては１０〜２５％と低い値を示し
た。 本発明例のＮｏ．３〜１０および比較例のＮｏ．１１
については、軽圧下を行なった。軽圧下入り側中心固相
率は０．４前後に調整し、軽圧下出側中心固相率を表１
にあるように各実施例毎に変化させた。本発明例Ｎｏ．
９は出側中心固相率が本発明範囲外である。センターポ
ロシティーの直径をみると、軽圧下を実施した場合はい
ずれも直径が４ｍｍ以下であるのに対し、軽圧下を実施
しなかった場合はいずれも６〜１２ｍｍの直径であっ
た。軽圧下によるセンターポロシティー改善効果が明ら
かであるとともに、センターポロシティーの直径が４ｍ
ｍ以下であれば軽圧下を行なったものと判別できること
が明らかである。Ｎｏ．９の場合には中心部に薄く偏析
した帯が現れた。この偏析帯は、軽圧下により凝固界面
から絞り出された成分濃化溶鋼が軽圧下帯を出てから凝
固したために生じたと考えられ，適正範囲において軽圧
下を行ったＮｏ．３〜８に比較して偏析の程度は悪くな
った。 ビレット偏析程度及び線材偏析程度をみると、本発明
例であるＮｏ．１〜１０はいずれも偏析は改善してお
り、線材の偏析程度は２以下となった。適切な軽圧下を
行なったＮｏ．４〜８については、更に偏析が改善され
ており、線材の偏析程度で１が得られた。これに対し、
適切な電磁攪拌を行なわず、分岐状等軸晶径が本発明範
囲外であった比較例Ｎｏ．１１〜１５については、いず
れもビレット偏析程度は３ｍｍ以上、線材偏析程度も３
であり、本発明例と比較して悪い結果となった。 産業上の利用可能性 連続鋳造ビレットにおいて、分岐状等軸晶の大きさを
小さくすることにより、ビレット中心部の偏析を低減す
ることができた。分岐状等軸晶を小さくするためには、
鋳型内電磁攪拌によってビレット表層部の一次デンドラ
イト傾角を大きくすることが有効であった。更に連続鋳
造中に軽圧下を行なうことにより、中心偏析をより一層
低減することができた。この結果、線材圧延後の伸線に
おける断線発生率を低減することができた。炭素濃度
０．６質量％以上の高炭素鋼において特に顕著な効果を
得ることができた。 これにより、条用の高炭素鋼について、従来のように
連続鋳造で大断面のブルームを鋳造し、その後分塊圧延
でビレットを製造する場合に比較し、工程を短縮すると
ともに省エネルギーを実現することができた。

フロントページの続き (72)発明者 福田 淳 千葉県君津市君津１番地 新日本製鐵株 式会社 君津製鐵所内 (72)発明者 大羽 浩 千葉県君津市君津１番地 新日本製鐵株 式会社 君津製鐵所内 (72)発明者 内村 光雄 千葉県君津市君津１番地 新日本製鐵株 式会社 君津製鐵所内 (56)参考文献 特開 平11−10299（ＪＰ，Ａ) 特開 平10−128512（ＪＰ，Ａ) 特開 平７−100608（ＪＰ，Ａ) 特開 昭47−33025（ＪＰ，Ａ) 特開2000−61598（ＪＰ，Ａ) 特開 平11−320050（ＪＰ，Ａ) 英国特許出願公開2102318（ＧＢ，Ａ) (58)調査した分野(Int.Cl.⁷，ＤＢ名) B22D 11/00 B22D 11/115 B22D 11/128 350

Claims (12)

(57)【特許請求の範囲】
1. 【請求項１】炭素濃度が０．６質量％以上、ビレット中
   心部の分岐状等軸晶の大きさが６ｍｍ以下であることを
   特徴とする連続鋳造ビレット。
2. 【請求項２】鋳造方向に垂直な断面での表層１０ｍｍ以
   内の一次デンドライトの方向が、表層と垂直な方向に対
   して傾角が１０度以上であることを特徴とする請求項１
   に記載の連続鋳造ビレット。
3. 【請求項３】ビレットの上面側等軸晶率が２５％以上で
   あることを特徴とする請求項２に記載の連続鋳造ビレッ
   ト。
4. 【請求項４】ビレット中心部のセンターポロシティーが
   直径４ｍｍ以下であることを特徴とする請求項１乃至３
   のいずれかに記載の連続鋳造ビレット。
5. 【請求項５】炭素濃度を０．６質量％以上とし、鋳型内
   において電磁攪拌機によって溶鋼の攪拌を行ない、ビレ
   ット中心部の分岐状等軸晶の大きさを６ｍｍ以下とする
   ことを特徴とする連続鋳造ビレットの製造方法。
6. 【請求項６】更に、ビレットの上面側等軸晶率を２５％
   以上とすることを特徴とする請求項５に記載の連続鋳造
   ビレットの製造方法。
7. 【請求項７】連続鋳造中に軽圧下帯を設けてビレットの
   軽圧下を行なうことを特徴とする請求項５又は６に記載
   の連続鋳造ビレットの製造方法。
8. 【請求項８】前記軽圧下帯の出側における鋳片中心固相
   率が下記（１）式で示す中心固相率Ｙよりも大きい値で
   あることを特徴とする請求項７に記載の連続鋳造ビレッ
   トの製造方法。 Y＝−0.0111×Ｘ＋0.8 ……（１） Ｙ：軽圧下帯出側鋳片中心固相率の下限値（−） Ｘ：上面側等軸晶率（％）
9. 【請求項９】前記ビレットの軽圧下において、全圧下量
   を２０ｍｍ以下とすることを特徴とする請求項８に記載
   の連続鋳造ビレットの製造方法。
10. 【請求項１０】鋳型内メニスカスから前記軽圧下帯の出
    側までの鋳片に沿った距離が下記（２）式で示す距離Ｌ
    １よりも大きいことを特徴とする請求項７に記載の連続
    鋳造ビレットの製造方法。 Ｌ１＝（−1.38×Ｘ＋332.84）×ｄ²×Ｖｃ×10^-6 …
    …（２） Ｌ１：鋳型内メニスカスから軽圧下帯出側までの鋳片に
    沿った距離の下限値（ｍ） Ｘ：上面側等軸晶率（％） ｄ：ビレットの厚み（ｍｍ） Ｖｃ：鋳造速度（ｍ／ｍｉｎ）
11. 【請求項１１】前記ビレットの軽圧下において、全圧下
    量を２０ｍｍ以下とすることを特徴とする請求項１０に
    記載の連続鋳造ビレットの製造方法。
12. 【請求項１２】鋳型内メニスカスから前記軽圧下帯の入
    り側までの鋳片に沿った距離が下記（３）式で示す距離
    Ｌ２よりも短いことを特徴とする請求項１０に記載の連
    続鋳造ビレットの製造方法。 Ｌ２＝ｄ²×Ｖｃ／4000 ……（３）