(57)【要約】【課題】高Ｃｒ含有鋼継目無鋼管用素材としての偏平比の高い連続鋳造鋳片を、表面疵を発生させることなく分塊圧延する圧延方法を提供する。【解決手段】高Ｃｒ含有鋼（Ｃｒ≧８％）の連続鋳造鋳片をシームレス鋼管製造用素材の丸ビレット鋼片に圧延するに際し、丸ビレット鋼片の目標直径（ｄ）と連続鋳造鋳片の短辺長さ（Ｃ）の比ｄ／Ｃが０．５以下の矩形断面の鋳片を用いるか、または、比ｄ／Ｃが０．５を超える条件では、鋳片表面のオシレーションマーク深さが０．７ｍｍ以下で、長辺長さ（Ａ）と短辺長さ（Ｃ）の比Ａ／Ｃが１．５以上で、かつ前記の比ｄ／Ｃが下記式で表される関係を満足する矩形断面の鋳片を用いる高Ｃｒ含有鋼の連続鋳造鋳片の分塊圧延方法。ｄ／Ｃ＜−０．０４１×（Ａ／Ｃ）＋０．９９７【選択図】  図３
2004298937.tif 000002
【特許請求の範囲】
【請求項１】
Ｃｒ含有量が８質量％以上の高Ｃｒ含有鋼の連続鋳造鋳片を分塊圧延して、シームレス鋼管製造用素材である丸ビレット鋼片を製造するに際し、丸ビレット鋼片の目標直径ｄ（ｍｍ）を連続鋳造鋳片の短辺長さＣ（ｍｍ）で除した比ｄ／Ｃが０．５以下を満足する矩形断面の連続鋳造鋳片を用いるか、または、比ｄ／Ｃが０．５を超える場合には、鋳片表面のオシレーションマーク深さが０．７ｍｍ以下で、長辺長さＡ（ｍｍ）を短辺長さＣ（ｍｍ）で除した比である偏平比Ａ／Ｃが１．５以上で、かつ前記の比ｄ／Ｃが下記（イ）式で表される関係を満足する矩形断面の連続鋳造鋳片を用いることを特徴とする高Ｃｒ含有鋼の連続鋳造鋳片の分塊圧延方法。
ｄ／Ｃ＜−０．０４１×（Ａ／Ｃ）＋０．９９７    ・・・（イ）
ここで、
ｄは丸ビレット鋼片の目標直径（ｍｍ）、Ａは連続鋳造鋳片の長辺長さ（ｍｍ）、そしてＣは連続鋳造鋳片の短辺長さ（ｍｍ）をそれぞれ表す。
【請求項２】
連続鋳造鋳片の長辺圧下時には、圧下後の材料高さＨ１（ｍｍ）を前記丸ビレット鋼片の目標直径ｄ（ｍｍ）で除した比Ｈ１／ｄが１．３以上で、かつ下記（ロ）式で表される関係を満足する圧延条件で少なくとも１パスの圧延を行い、さらに、上記鋳片の長辺圧下後の短辺圧下時には、圧下前の材料高さＨ０（ｍｍ）を前記丸ビレット鋼片の目標直径ｄ（ｍｍ）で除した比Ｈ０／ｄが１．３以上で、かつ下記（ハ）式で表される関係を満足する圧延条件で少なくとも１パスの圧延を行うことを特徴とする請求項１に記載の高Ｃｒ含有鋼の連続鋳造鋳片の分塊圧延方法。
長辺圧下時；Ｓ×ｑ≧０．０８    ・・・（ロ）
短辺圧下時；Ｓ×ｑ≧０．０１０  ・・・（ハ）
ここで、
Ｓ＝２×Ｌｄ／（Ｈ０＊＋２×Ｂ０）、ｑ＝Ｆｈ／Ｆ０、
Ｌｄ＝｛Ｒ＊×（Ｈ０＊−Ｈ１＊）｝１／２  、
Ｒ＊＝（２×Ｒ＋Ｘ−Ｈ１＊）／２、
Ｈ０＊＝Ｆ０／Ｂ０、Ｈ１＊＝Ｆ１／Ｂ０、
ただし、
Ｈ０は圧下前の材料高さ（ｍｍ）、Ｈ１は圧下後の材料高さ（ｍｍ）、Ｌｄは投影接触長さ（ｍｍ）、Ｆ０は圧下前の材料断面積（ｍｍ２）、Ｆ１は圧下後の材料断面積（ｍｍ２）、Ｆｈはロールによる排除面積（ｍｍ２）、Ｂ０は圧下前の材料幅（ｍｍ）、Ｂ１は圧下後の材料幅（ｍｍ）、Ｒは孔型溝底のロール半径（ｍｍ）、そしてＸは圧下後のロール間の間隙（ｍｍ）をそれぞれ表す。
【発明の詳細な説明】
【０００１】
【発明の属する技術分野】
本発明は、継目無鋼管素材用の分塊圧延ビレッ卜として、高Ｃｒ含有鋼の分塊圧延丸ビレットを製造する分塊圧延方法に関する。
【０００２】
【従来の技術】
鋳片の中心偏析やセンターポロシティーなどの欠陥を発生しやすい材料、例えば、Ｃｒ含有量が８質量％以上の高Ｃｒ含有鋼などを用いてシームレス鋼管素材を製造する場合には、前記のような欠陥を低減し、製管後におけるパイプの内面疵の発生を防止するため、鋳片断面の長辺長さと短辺長さとの比（以下、「偏平比」と記す）の大きな鋳片を用いて丸ビレットに分塊圧延する必要がある。
【０００３】
ところが、偏平比が高い鋳片を用いると、丸ビレットの外面にしわ疵と呼ばれる外面疵が発生してビレットの手入れの工数が増大し、また、ビレットの手入れ後にもこのしわ疵が残存して製品パイプの外面疵となるなどの問題がある。
【０００４】
鋳片の偏平比を考慮した分塊圧延方法については、特許文献１〜３に開示がなされている。
【０００５】
特許文献１には、Ｃｒを０．５〜４０％含有する連続鋳造鋳片から継目無鋼管用丸ビレットを製造するに際して、偏平比が１．５〜２．０である矩形断面の連続鋳造鋳片を鋳造し、次いで、圧下比３．０以上で圧延加工する方法が記載されている。
特許文献２には、Ｃｒを２〜２７％含有する連続鋳造鋳片を素材として継目無鋼管を製造するに際し、偏平比が１．６〜３．０の矩形断面形状を有する連続鋳造鋳片を用い、この鋳片を通常圧延によって丸ビレットとし、傾斜ロールとプラグによって、穿孔中の歪の絶対値が０．０１５以下となるように、穿孔する製管方法が開示されている。
また、特許文献３には、Ｃｒ含有量が５％以上で、偏平比が実質的に１．５〜４．０の鋳片を連続鋳造により鋳造し、これを高Ｃｒ含有圧延用素材鋼とする方法が開示されている。
【０００６】
上記の文献で開示された方法は、鋳片の偏平比を大きくすることにより、鋳造時における鋳片の中心偏析の発生を低減し、製管時における鋼管の内面疵（以下、「中疵」ともいう）の発生防止を図るものである。しかしながら、上記の文献で開示された中疵の発生防止方法においては、実操業で得られる鋳片の表面にはオシレーションマークが形成され、表面に凹凸が発生することが配慮されていない。
実操業では、鋳型を上下に振動させながら連続鋳造が行われるため、鋳片表面には前記のオシレーションマークと呼ばれる凹凸が形成される。このオシレーションマークは、その凹凸の形状や鋳片またはビレットのサイズ次第では、分塊圧延の最終工程である丸ビレットの圧延段階にまで残存し、しわ疵と呼ばれるビレット欠陥の原因となるため、鋳片表面のオシレーションマークを考慮したしわ疵発生防止のための分塊圧延方法についての検討が必要である。
オシレーションマークの深さを考慮して製品の外面疵を低減する圧延方法については、特許文献４および５に開示されている。
【０００７】
特許文献４には、オシレーションマークの凹凸の最大高低差が０．８ｍｍ以下で、オシレーションマークの輪郭線の接線と鋳造方向とのなす角が４５度以下となる輪郭線の長さの割合が、全輪郭線長さの８０％以上である鋼板製造用スラブおよびその製造方法が記載されている。
【０００８】
また、特許文献５には、連続鋳造機により鋳造される鋳片の長辺面幅方向中央部の表面粗さを０．２ｍｍ以下とする連続鋳造鋳片の直送圧延方法が開示されている。
【０００９】
しかし、上記の文献に開示された方法は、厚板や薄板スラブなどをその長辺面からのみ圧下する場合の圧下方法であり、分塊圧延のように被圧延材をその長辺面または短辺面の双方から圧下する圧延方法とは異なり、前記の一方の面を圧下する時の材料変形が他方の面の外面疵を悪化させる場合のあることを配慮したものではない。このように、鋳片の偏平比およびオシレーションマークの両者を考慮した表面疵防止のための分塊圧延方法は、未だ検討されていない。
【００１０】
一方、鋳片の長辺における窪みおよび偏平比を考慮した分塊圧延方法および圧延用鋼片が特許文献６に開示されている。
【００１１】
特許文献６には、鋳片の偏平比および分塊圧下比から算出される値が鋳片の長辺窪み比以上である分塊圧延用鋳片が記載され、さらに、前記の鋳片を分塊圧延するに際して、鋳片の短辺圧下を、投影接触長さ、圧下前の鋳片厚さ、圧下前の鋳片幅、排除面積、圧下前の鋳片断面積および長辺窪み比から算出される短辺圧下比に基いて、実施する分塊圧延方法が記載されている。
この方法は、優れた圧延方法であるが、しわ疵にとって有害なオシレーションマークが考慮されておらず、鋳片に深いオシレーションマークが存在する場合には、しわ疵が発生する場合があり、さらなる改善が望ましい。
【特許文献１】
特開平５−７９９０号公報（特許請求の範囲、段落［００１１］および［００１２］）
【特許文献２】
特開平７−１３６７０２号公報（特許請求の範囲、段落［０００８］〜［００１０］）
【特許文献３】
特開平３−２４８７４４号公報（特許請求の範囲）
【特許文献４】
特開２０００−３３４５０１号公報（特許請求の範囲、段落［０００５］〜［０００８］）
【特許文献５】
特開２００１−３５３５６２号公報（特許請求の範囲、段落［００１６］および［００１７］）
【特許文献６】
特開２００２−２６３７９７号公報（特許請求の範囲、段落［０００６］〜［００１１］）
【非特許文献１】
塑性加工技術シリーズ  ８  棒線・形・管圧延：日本塑性加工学会編、ｐ４４〜４５
【００１２】
【発明が解決しようとする課題】
本発明の課題は、高Ｃｒ含有量、特に８％以上の高Ｃｒ含有鋼継目無鋼管の素材として鋳造される偏平比の高い鋳片を、表面疵を発生させることなく分塊圧延する圧延方法を提供することにある。
【００１３】
【課題を解決するための手段】
本発明者らは、上述の課題を解決するために、前記した従来の問題点を踏まえて、偏平比の高い高Ｃｒ含有鋼鋳片の分塊圧延におけるしわ疵発生におよぼす諸要因を検討した結果、下記の（ａ）および（ｂ）に示す知見を得た。
（ａ）丸ビレット鋼片の目標直径ｄを連続鋳造鋳片の短辺長さＣで除した比ｄ／Ｃが０．５以下を満足する矩形断面の連続鋳造鋳片を用いるか、または、比ｄ／Ｃが０．５を超える場合は、鋳片表面のオシレーションマーク深さが浅く、長辺長さＡを短辺長さＣで除した比である偏平比Ａ／Ｃが所定値以上であり、かつ前記の比ｄ／Ｃが前記の比Ａ／Ｃに基いて計算される値未満である矩形断面の連続鋳造鋳片を用いて分塊圧延することにより、しわ疵の発生を低減できる。
【００１４】
（ｂ）前記（ａ）の連続鋳造鋳片の長辺圧下時には、圧下後の材料高さＨ１を前記ｄで除した比Ｈ１／ｄが１．３以上で、かつ投影接触長さ、圧下前の材料断面積、圧下前の材料幅およびロールによる排除面積に基いて計算されるパラメータの値が所定値以上となる条件で少なくとも１パスの圧延を行い、また、短辺圧下時には、圧下前の材料高さＨ０を前記ｄで除した比Ｈ０／ｄが１．３以上で、かつ前記のパラメータの値が別の所定値以上となる条件で、少なくとも１パスの圧延を行うことにより、さらに一層しわ疵の発生を低減できる。
【００１５】
本発明は、上記の知見に基づいて完成されたものであり、その要旨は、下記の（１）および（２）に示す連続鋳造鋳片の分塊圧延方法にある。
【００１６】
（１）Ｃｒ含有量が８質量％以上の高Ｃｒ含有鋼の連続鋳造鋳片を分塊圧延して、シームレス鋼管製造用素材である丸ビレット鋼片を製造するに際し、丸ビレット鋼片の目標直径ｄ（ｍｍ）を連続鋳造鋳片の短辺長さＣ（ｍｍ）で除した比ｄ／Ｃが０．５以下を満足する矩形断面の連続鋳造鋳片を用いるか、または、比ｄ／Ｃが０．５を超える場合には、鋳片表面のオシレーションマーク深さが０．７ｍｍ以下で、長辺長さＡ（ｍｍ）を短辺長さＣ（ｍｍ）で除した比である偏平比Ａ／Ｃが１．５以上で、かつ前記の比ｄ／Ｃが下記（イ）式で表される関係を満足する矩形断面の連続鋳造鋳片を用いる高Ｃｒ含有鋼の連続鋳造鋳片の分塊圧延方法。
【００１７】
ｄ／Ｃ＜−０．０４１×（Ａ／Ｃ）＋０．９９７    ・・・（イ）
ここで、
ｄは丸ビレット鋼片の目標直径（ｍｍ）、Ａは連続鋳造鋳片の長辺長さ（ｍｍ）、そしてＣは連続鋳造鋳片の短辺長さ（ｍｍ）をそれぞれ表す。
【００１８】
（２）前記（１）に記載の分塊圧延方法において、連続鋳造鋳片の長辺圧下時には、圧下後の材料高さＨ１（ｍｍ）を前記丸ビレット鋼片の目標直径ｄ（ｍｍ）で除した比Ｈ１／ｄが１．３以上で、かつ下記（ロ）式で表される関係を満足する圧延条件で少なくとも１パスの圧延を行い、さらに、上記の長辺圧下後の短辺圧下時には、圧下前の材料高さＨ０（ｍｍ）を上記丸ビレット鋼片の目標直径ｄ（ｍｍ）で除した比Ｈ０／ｄが１．３以上で、かつ下記（ハ）式で表される関係を満足する圧延条件で少なくとも１パスの圧延を行うことが好ましい。
【００１９】
長辺圧下時；Ｓ×ｑ≧０．０８    ・・・（ロ）
短辺圧下時；Ｓ×ｑ≧０．０１０  ・・・（ハ）
ここで、
Ｓ＝２×Ｌｄ／（Ｈ０＊＋２×Ｂ０）、ｑ＝Ｆｈ／Ｆ０、
Ｌｄ＝｛Ｒ＊×（Ｈ０＊−Ｈ１＊）｝１／２  、
Ｒ＊＝（２×Ｒ＋Ｘ−Ｈ１＊）／２、
Ｈ０＊＝Ｆ０／Ｂ０、Ｈ１＊＝Ｆ１／Ｂ０、
ただし、
Ｈ０は圧下前の材料高さ（ｍｍ）、Ｈ１は圧下後の材料高さ（ｍｍ）、Ｌｄは投影接触長さ（ｍｍ）、Ｆ０は圧下前の材料断面積（ｍｍ２）、Ｆ１は圧下後の材料断面積（ｍｍ２）、Ｆｈはロールによる排除面積（ｍｍ２）、Ｂ０は圧下前の材料幅（ｍｍ）、Ｂ１は圧下後の材料幅（ｍｍ）、Ｒは孔型溝底のロール半径（ｍｍ）、そしてＸは圧下後のロール間の間隙（ｍｍ）をそれぞれ表す。
本発明において、「高Ｃｒ含有鋼」とは、鋼中のＣｒ含有量が、質量％で８〜１５％の範囲のＣｒ含有鋼をいう。
【００２０】
また、「材料高さ」とは、被圧延材である鋳片または鋼片がロールにより圧下されることによりそれらの断面寸法が減少する方向の被圧延材の寸法を意味し、鋳片または鋼片の長辺圧下時には長辺の長さを、また、短辺圧下時には短辺の長さをそれぞれ意味する。
さらに、「ロールによる排除面積」とは、圧延前の鋳片の断面積のうち、圧延ロールにより排除されるパスライン方向から見た鋳片の投影断面積をいう。
【００２１】
【発明の実施の形態】
本発明者らは、鋳片の分塊圧延時におけるしわ疵の発生とオシレーションマーク深さとの関係を調査するとともに、しわ疵発生の低減方法を検討した。
【００２２】
（Ａ）分塊圧延時のしわ疵発生におよぼすオシレーションマーク深さ、鋳片の偏平比、および比ｄ／Ｃの影響
図１は、連続鋳造鋳片の表面に形成されるオシレーションマークを模式的に示す図である。連続鋳造機により鋳造される鋳片の表面には、鋳造時の鋳型の振動により形成されるオシレーションマークが存在する。
【００２３】
偏平比の大きな鋳片を分塊圧延する場合には、長辺圧下の際に、被圧延材料の外形と長辺中央部とにおける幅広がりに差異が生じるため、断面形状がドッグボーン形状（ダブルバレリング形状ともいう）となる。
【００２４】
図２は、鋼片表面のしわ疵の発生機構を模式的に示す図である。同図（ａ）は長辺圧下によるドッグボーン形状化、同図（ｂ）は続く短辺圧下による長辺中央部の延伸不足、同図（ｃ）は続く長辺圧下によるドッグボーン形状悪化、同図（ｄ）はさらに短辺圧下による長辺中央部の延伸不足、同図（ｅ）はこれに続く長辺圧下による長辺中央部のしわ疵発生、そして同図（ｆ）はビレットに残存したしわ疵を、それぞれ表す。
【００２５】
同図に示されるように、鋳片の偏平比が大きいほど、長辺圧下の回数が多くなり、しかも、長辺圧下の際に長辺中央部への圧下力の浸透が悪いことから、長辺中央部の窪みが深くなり、ドッグボーン形状化が著しくなる。次パス以降の短辺圧下時においても、長辺中央部の延伸不足により、この長辺中央部の窪みが残存し、これが鋳片表面に存在するオシレーションマークによる窪みと相俟って、
しわ疵発生の原因となる。
なお、一旦、しわ疵が発生しても、丸ビレット鋼片の目標直径ｄと連続鋳造鋳片の短辺長さＣとの比ｄ／Ｃが０．５以下と小さい場合には、短辺圧下量が確保でき、長辺中央部が充分に延伸されるため、しわ疵は発生しにくい。したがって、オシレーションマーク深さが深く、鋳片の偏平比が大きく、比ｄ／Ｃの値が大きいほど、しわ疵は発生しやすい。
【００２６】
そこで、▲１▼鋳型サイズ：幅６６０ｍｍ×厚さ２８０ｍｍ、▲２▼ビレットサイズ：直径１３０〜３７０ｍｍ、▲３▼ミル：ビレット直径が２００ｍｍを超える場合にはＮｏ．１およびＮｏ．２二重逆転式分塊圧延機（Ｎｏ．１圧延機のロール径：１１６６ｍｍ、Ｎｏ．２圧延機のロール径：９５０ｍｍ）、ならびにビレット直径が２００ｍｍ以下の場合にはＮｏ．２二重逆転式分塊圧延機および鋼片連続圧延機（６スタンド）の各試験条件にて様々なサイズに分塊圧延試験を行い、ビレットのしわ疵を許容値以下に抑制するための、オシレーションマーク深さ、鋳片の偏平比、および比ｄ／Ｃの関係を調査した。なお、試験に供した連続鋳造鋳片の代表成分の組成範囲は、質量％で、Ｃｒ：８〜１５％、Ｃ：０．０２〜０．３％、Ｓｉ：０．１〜０．６％、Ｍｎ：０．３〜１．１５％である。
【００２７】
表１に、それらの詳細な試験条件および試験結果を示す。
【００２８】
【表１】
2004298937.tif 000003
【００２９】
図３は、表１の結果を、鋼片表面のしわ疵の発生におよぼすオシレーションマーク深さ、ビレットの目標直径ｄと鋳片の短辺長さＣとの比、および鋳片の偏平比の影響として整理した図である。同図の結果から、以下の知見が得られた。
【００３０】
すなわち、連続鋳造鋳片を分塊圧延して、シームレス鋼管製造用丸ビレット鋼片を製造するに際し、前記の比ｄ／Ｃが０．５以下を満足する矩形断面の連続鋳造鋳片を用いるか、または、比ｄ／Ｃが０．５を超える条件の場合には、鋳片表面のオシレーションマーク深さが０．７ｍｍ以下であって、長辺長さＡを短辺長さＣで除した比である偏平比Ａ／Ｃが１．５以上であり、かつ比ｄ／Ｃが前記（イ）式で表される関係を満足する矩形の連続鋳造鋳片を用いることにより、しわ疵の発生を低減できる。
【００３１】
（Ｂ）分塊パススケジュールの適正化によるしわ疵発生の低減
（１）パラメータＳおよびｑの意義
図４は、前記のパラメータＳおよびｑの意味を模式的に示す図である。被圧延材料は圧下することにより、その高さは減少し、幅は増加する。このとき、パラメータ（Ｓ×ｑ）の値は、孔型圧延における幅広がりと相関関係を有し、圧下後の材料幅をＢ１、圧下前の材料幅をＢ０とすると、｛（Ｂ１／Ｂ０）−１｝で定義される幅広がり係数と前記パラメータ（Ｓ×ｑ）との間には、例えば非特許文献１に示されるとおり、下記の（ニ）式で表される関係がある。
【００３２】
（Ｂ１／Ｂ０）−１＝α×（Ｓ×ｑ）          ・・・・・（ニ）
ここで、αは孔型係数である。
そこで、パラメータ（Ｓ×ｑ）の値を種々変化させて圧下試験を行い、幅広がり係数との関係を調査した。試験に供した鋼片の成分組成は、前記（Ａ）の調査に供した鋼片の成分組成と同じものを用いた。
【００３３】
図５は、鋼片の長辺圧下時の幅広がりとパラメータＳ×ｑとの関係を示す図である。同図は、厚さ（高さ）３２０〜５５０ｍｍ×幅２４５〜３１０ｍｍの素材鋼片を、二重逆転式分塊圧延機を用いて、２４０〜２８０ｍｍの孔型底寸法を有するボックス孔型により長辺圧下を行って得られた結果である。
同図に示されるように、パラメータ（Ｓ×ｑ）の値が増加するにつれて、材料の長辺中央部およびエッジ部の外形ともに、幅広がりの程度が増加し、幅広がり係数｛（Ｂ１／Ｂ０）−１｝は増加する。しかし、パラメータ（Ｓ×ｑ）が増加するほど、圧下浸透が増加し、長辺中央部とエッジ部の外形とにおける幅広がりの差が小さくなり、幅広がり係数｛（Ｂ１／Ｂ０）−１｝の差は減少する。つまり、パラメータ（Ｓ×ｑ）の増加にともなって、材料の長辺面の窪みが小さくなる。
【００３４】
したがって、材料の長辺圧下時におけるパラメータ（Ｓ×ｑ）の値を大きく設定する方が、材料のドッグボーン形状化が抑制され、しわ疵発生の抑制に有利である。
【００３５】
次に、材料の長辺窪みに対する短辺圧下の影響について調査を行った。
【００３６】
図６は、鋼片の短辺圧下時の長辺中央部窪みとパラメータ（Ｓ×ｑ）との関係を示す図である。同図において、△印は、圧下前の中央部高さと外形高さとの比が０．８６の場合であり、●印は、同比が０．９３の場合の結果である。
【００３７】
同図の結果に示されるように、パラメータ（Ｓ×ｑ）の増加につれて、圧下後の長辺中央部の高さと外形の高さとの比は増加し、１．０に達する。したがって、ドッグボーン形状化を解消するためには、パラメータ（Ｓ×ｑ）の値を大きくする必要があり、また、ドッグボーン形状化を解消するためには、圧下前の材料のドッグボーン形状化が著しいほど、すなわち、長辺中央部の厚さと外形厚さとの比が小さいほど、大きな圧下力が必要である。
上述の理由により、材料の短辺圧下量が不足した場合には、長辺中央部の窪みは解消されず、長辺中央部は延伸不足となり、しわ疵発生の原因となることがわかる。
【００３８】
（２）試験結果
厚さ７６０ｍｍ×幅２６０ｍｍ、および厚さ６６０ｍｍ×幅２８０ｍｍの鋳片を前述のＮｏ．１およびＮｏ．２の二重逆転式分塊圧延機によりビレットサイズ直径２２５ｍｍに分塊圧延した後、しわ疵の調査を行った。なお、上記の鋳片サイズを選択した理由は、鋳片断面の偏平比が高いほど、しわ疵が発生しやすいからである。
【００３９】
パススケジュールは、本発明の分塊パススケジュール、およびさらに改善されたパススケジュールの２種類とし、試験に供した連続鋳造鋳片の成分組成は、前記（Ａ）の調査に供した鋳片の成分組成と同様のものを用いた。
【００４０】
試験条件および結果を表２に示す。
【００４１】
【表２】
2004298937.tif 000004
【００４２】
表２の結果から、比ｄ／Ｃが０．５を超える条件では、オシレーションマーク深さを０．７ｍｍ以下とし、前記（イ）式の関係を満足することにより、しわ疵の少ない良好なビレットが得られ、さらに、次の▲１▼および▲２▼の条件を満足させることにより、材料のしわ疵の発生がさらに少ない、一段と良好なビレットが得られることが判明した。
【００４３】
▲１▼長辺圧下時において、圧下後の前記比Ｈ１／ｄ≧１．３にて、パラメータ（Ｓ×ｑ）≧０．０８の条件で圧下し、
▲２▼その後の短辺圧下時において、圧下前の比Ｈ０／ｄ≧１．３にて、パラメータ（Ｓ×ｑ）≧０．０１０の条件で圧下を実施する。
【００４４】
なお、上記▲２▼の短辺圧下は、例えば▲１▼の長辺圧下直後の連続パススケジュールとしてもよいし、連続パススケジュールとしなくてもよい。
（Ｃ）本発明における範囲の限定理由および好ましい範囲
（１）本発明における範囲の限定理由
ａ）高Ｃｒ含有鋼および鋳片の偏平比≧１．５：
一般に鋳片中心部のポロシティーの発生の有無は、凝固末期においても凝固区間の長さ、すなわち、固液共存相の領域の長さに依存する。固液共存相の領域が長い場合には、凝固先端部まで液相が行きわたらずに、ブリッジングが発生し、したがって、ポロシティーが発生しやすくなる。特に、高Ｃｒ含有鋼は、鋳込中にＣｒの濃化により固相線温度が低下し、凝固区間が拡大されるため、凝固の際に固相側から液相側に排出されたＣｒなどの溶質が最終凝固位置において濃化し、成分偏析が進行すると同時に、ポロシティーも発生しやすくなる。この成分偏析により製管前の加熱時に生成したδ−フェライトおよび分塊圧延にて圧着しなかったセンターポロシティーが、マンネスマン製管時におけるパイプ内面疵の発生原因となる。
【００４５】
また、鋳片厚さが一定の場合に、鋳片の偏平比が大きいと、鋳片の幅方向で最終凝固位置に差異を生ずるため、中心部の偏析が分散し、偏析の度合およびセンターポロシティーの生成が軽減される。
【００４６】
上述の理由により、高Ｃｒ含有鋼のマンネスマン製管用ビレット分塊圧延素材は、通常のブルーム用圧延素材よりも高い偏平比で鋳造される場合が多いことから、本発明においては、鋳片の偏平比を１．５以上とした。
【００４７】
ｂ）オシレーションマーク深さ、比ｄ／Ｃおよび偏平比Ａ／Ｃ：
オシレーションマーク深さ、比ｄ／Ｃおよび偏平比Ａ／Ｃは、下記のいずれかの条件を満たす必要がある。
▲１▼比ｄ／Ｃ≦０．５：
丸ビレット鋼片の目標直径と鋳片の短辺長さとの比ｄ／Ｃが０．５以下の場合には、前記図３に示されたとおり、オシレーションマーク深さに拘わらず、表面疵を有しない良好なビレットが得られたことから、比ｄ／Ｃ≦０．５を一つの条件とした。この条件下では、前記（Ａ）にて述べたとおり、一旦しわ疵が発生したとしても、その後の短辺圧下量が充分に確保できるので、長辺中央部が充分に延伸され、しわ疵は浅くなって最終製品にまで残存しにくいからである。
【００４８】
▲２▼比ｄ／Ｃ＞０．５、オシレーションマーク深さ≦０．７ｍｍ、かつｄ／Ｃ＜−０．０４１×（Ａ／Ｃ）＋０．９９７・・（イ）：
オシレーションマーク深さを０．７ｍｍ以下としたのは、前記図３に示したとおり、オシレーションマークが浅いほど、しわ疵がビレットにまで残存しにくいからである。
【００４９】
また、同図の結果に見られるとおり、比ｄ／Ｃが大きくなるほど、また、鋳片の偏平比Ａ／Ｃが大きくなるほど、しわ疵は発生しやすくなる。しかし、前記（イ）式で表される関係を満足するように比ｄ／Ｃの値を小さくすれば、鋼片断面のドッグボーン形状化によるしわ疵発生は生じにくくなる。そこで、しわ疵による不良を発生させないための比ｄ／Ｃの適正範囲を、前記（イ）式で表される範囲とした。
（２）本発明における好ましい範囲：
本発明の方法は、前記（１）に記載された条件を満たし、さらに下記の好ましい範囲を満足する場合に、一層その効果が大きくなる。
ａ）長辺圧下時に、Ｈ１／ｄ≧１．３、かつＳ×ｑ≧０．０８・・（ロ）：
すでに長辺圧下を行っているため、比Ｈ１／ｄが小さくにつれて、ドッグボーン形状化が進行している。すでに発生しているしわ疵は、比Ｈ１／ｄがある一定値以下になると、比ｄ／Ｃが０．５以上の範囲では、延伸不足となり、圧延後のビレットにまで残存しやすくなる。したがって、上述の理由から、しわ疵が発生しにくい好ましいＨ１／ｄの範囲が存在する。
【００５０】
また、図５に示されるとおり、長辺圧下時のパラメータ（Ｓ×ｑ）の値が大きいほど、材料の長辺中央部と外形とにおける幅広がりの差は小さくなり、幅広がり係数｛（Ｂ１／Ｂ０）−１｝の差は減少する。したがって、長辺中央部についても充分な幅広がりが得られ、窪みを小さくできる好ましいＨ１／ｄおよびＳ×ｑの組み合わせの範囲が存在する。表２の結果から、上記の値の好ましい範囲は、Ｈ１／ｄ≧１．３、かつＳ×ｑ≧０．０８である。
ｂ）長辺圧下後の短辺圧下時に、Ｈ０／ｄ≧１．３、かつＳ×ｑ≧０．０１０・・・・（ハ）：
短辺圧下の際に、圧下前の材料高さＨ０と丸ビレット鋼片の目標直径ｄとの比Ｈ０／ｄが小さくなるほど、パススケジュールの進行にともなうドッグボーン形状への変形が大きく、材料長辺中央部の窪みも大きくなるので、窪みを解消するためには短辺面の充分な圧下が必要となる。すでにオシレーションマークまたは窪みによりしわが発生しているので、比Ｈ０／ｄが小さすぎると、比ｄ／Ｃが０．５以上の場合には、延伸不足となり、しわ疵が残りやすくなる。
【００５１】
そこで、比Ｈ０／ｄとパラメタ（Ｓ×ｑ）をそれぞれ好ましい範囲の値として組合わせることにより、しわ疵の発生を一層低減できる。表２の結果から、好ましい値の範囲は、Ｈ０／ｄ≧１．３、かつＳ×ｑ≧０．０１０である。
【００５２】
【実施例】
本発明の効果を確認するため、下記の実施例１および２に示す試験を行った。
【００５３】
（実施例１）
前記の表１に、Ｎｏ．１およびＮｏ．２の二重逆転式分塊圧延機ならびに６スタンドからなる鋼片連続圧延機を用いて行った鋳片の分塊圧延試験条件およびその結果を示す。使用した鋼の成分組成の範囲は、前記のとおりである。図３は、これらの結果をまとめて示したものである。
ここで、表１において、＊１印を付した項目は、本発明で規定する前記（イ）式の条件を満足しないことを示す。また、＊２印を付した項目は、比ｄ／Ｃの値が０．５を超える場合であって、かつオシレーションマーク深さが０．７ｍｍ以下の条件を満足しないことを示す。
また、しわ疵発生の評価については、しわ疵発生率が３０％未満の場合を○印により、しわ疵発生率が３０％以上の場合を×印により表示した。
【００５４】
同表の結果から、試験番号Ａ２３、Ａ２７、Ａ３１、Ａ４１およびＡ４６のように、比ｄ／Ｃが０．５以下の鋳片を用いた場合、または、比ｄ／Ｃが０．５を超え、鋳片のオシレーションマーク深さが０．７ｍｍ以下で、鋳片の偏平比が１．５以上で、かつ比ｄ／Ｃと鋳片の偏平比Ａ／Ｃとが前記（イ）式で表される関係を満足する場合には、しわ疵の発生率の低い良好な表面性状を有するビレットが得られている。
【００５５】
（実施例２）
前記の表２に示すように、Ｎｏ．１およびＮｏ．２の二重逆転式分塊圧延機を用いて、厚さ７６０ｍｍ×幅２６０ｍｍ、および厚さ６６０ｍｍ×幅２８０ｍｍの鋳片をビレットサイズ直径２２５ｍｍに分塊圧延した。
表２の区分欄において、「１」の表示は、本発明の請求項１に記載された条件を満足することを示し、「１、２」の表示は、請求項１および２に記載された条件の双方を満足することを示す。
また、しわ疵発生の評価については、しわ疵発生率が１０％未満の場合を◎印により、同発生率が１０％以上３０％未満の場合を○印により、そして同発生率が３０％以上の場合を×印により区別した。
同表の試験は、全て本発明で規定する範囲を満足するものであり、しわ疵の発生率は３０％未満と良好である。特に、請求項１で規定された条件、ならびに前記（ロ）式および（ハ）式で表される関係を含めて請求項２で規定された条件をも満足する試験番号Ｂ１０〜Ｂ２０では、しわ疵発生率が１０％未満であるさらに一層表面性状の良好なビレットが得られた。
【００５６】
なお、（ロ）式の関係を満足する長辺圧下と、その後の（ハ）式を満足する短辺圧下とは、必ずしも連続パススケジュールとする必要はない。
【００５７】
【発明の効果】
本発明の方法によれば、Ｃｒ含有量が８％以上の高Ｃｒ含有鋼継目無鋼管用素材として鋳造される偏平比の高い鋳片を、しわ疵を発生させることなく分塊圧延し、表面性状の良好なビレットを得ることができる。よって、本発明は継目無鋼管の品質向上に大きく寄与できる価値ある発明である。
【図面の簡単な説明】
【図１】連続鋳造鋳片の表面に形成されるオシレーションマークを模式的に示す図である。
【図２】鋼片表面のしわ疵の発生機構を模式的に示す図であり、同図（ａ）は長辺圧下によるドッグボーン形状化、同図（ｂ）は続く短辺圧下による長辺中央部の延伸不足、同図（ｃ）は続く長辺圧下によるドッグボーン形状悪化、同図（ｄ）はさらに続く短辺圧下による長辺中央部の延伸不足、同図（ｅ）は次いで行う長辺圧下による長辺中央部のしわ疵発生、そして同図（ｆ）はビレットに残存したしわ疵を、それぞれ表す。
【図３】鋼片表面のしわ疵の発生におよぼすオシレーションマーク深さ、ビレットの目標直径と鋳片の短辺長さとの比、および鋳片の偏平比の影響を示す図である。
【図４】パラメータＳおよびｑの意味を模式的に示す図である。
【図５】鋼片の長辺圧下時の幅広がりとパラメータ（Ｓ×ｑ）との関係を示す図である。
【図６】鋼片の短辺圧下時の長辺中央部窪みとパラメータ（Ｓ×ｑ）との関係を示す図である。
【図１】
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【図２】
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【図３】
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【図４】
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【図５】
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【図６】
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