(57)【要約】【課題】前記軸心部割れ、特に凝固末期に発生する収縮孔とそれに起因するAタイプ割れを、Cタイプ割れとともに実用レベルで抑制できる１３Ｃｒ継目無鋼管製管用丸鋳片の連続鋳造方法を提供する。【解決手段】連続鋳造の過程における内部に未凝固溶鋼を含む断面円形のストランドに対し、該ストランドの軸心部の固相率ｆｓが０．５となる位置から前記軸心部の温度が（Ｔｓ−１４５）℃となる位置までの間を下記（１）式による水量密度Ｑ１により第１次圧縮応力付加強制冷却する。なお、前記第１次圧縮応力付加強制冷却の完了後、ストランドの軸心部の温度が（Ｔｓ−２５５）℃となるまで下記（２）式により与えられるＱ２により第２次圧縮応力付加強制冷却を行うのが一層望ましい。１０≦Ｑ１≦１００・・・（１）、０＜Ｑ２≦６０，但しＱ１＞Ｑ２・・・（２）【選択図】図５
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【特許請求の範囲】
【請求項１】
質量比でＣｒを１２．７〜１３．２％含有する１３Ｃｒ継目無鋼管製管用丸鋳片を連続鋳造するに当たり、
連続鋳造の過程における内部に未凝固溶鋼を含む断面円形のストランドに対し、該ストランドの軸心部の固相率ｆｓが０．５となる位置から前記軸心部の温度が（Ｔｓ−１４５）℃となる位置までの間を下記（１）式による水量密度Ｑ１により第１次圧縮応力付加強制冷却を行うことを特徴とする１３Ｃｒ継目無鋼管製管用丸鋳片の連続鋳造方法。
１０≦Ｑ１≦１００・・・（１）
ここに、Ｑ１はストランド表面に与える冷却水の水量密度（単位：Ｌ／ｍ２／ｍｉｎ）をいい、固相率ｆｓとは、ストランドの軸心部における［固相／（固相＋液相）］の質量比をいう。また、Ｔｓとは、連続鋳造に供されるバルク溶鋼の固相線温度をいう。
【請求項２】
質量比でＣｒを１２．７〜１３．２％含有する１３Ｃｒ継目無鋼管製管用丸鋳片を連続鋳造するに当たり、
連続鋳造の過程における内部に未凝固溶鋼を含む断面円形のストランドに対し、該ストランドの軸心部の固相率ｆｓが０．５となる位置から前記軸心部の温度が（Ｔｓ−１４５）℃となる位置までの間を下記（１）式による水量密度Ｑ１により第１次圧縮応力付加強制冷却を行うとともに、前記第１次圧縮応力付加強制冷却の完了後、さらに、ストランドの軸心部の温度が（Ｔｓ−２５５）℃となるまで下記（２）式により与えられるＱ２により第２次圧縮応力付加強制冷却を行うことを特徴とする１３Ｃｒ継目無鋼管製管用丸鋳片の連続鋳造方法。
１０≦Ｑ１≦１００・・・（１）
０＜Ｑ２≦６０，但しＱ１＞Ｑ２・・・（２）
ここに、Ｑ１、Ｑ２はストランド表面に与える冷却水の水量密度（単位：Ｌ／ｍ２／ｍｉｎ）をいい、固相率ｆｓとは、ストランドの軸心部における［固相／（固相＋液相）］の質量比をいう。また、Ｔｓとは、連続鋳造に供されるバルク溶鋼の固相線温度をいう。
【請求項３】
第１次圧縮応力付加強制冷却に先立って、ストランドの軸心部の固相率ｆｓが０．３以上０．５未満の区間に亘って下記（３）式により与えられる水量密度Ｑ３により偏析抑制強制冷却を行うことを特徴とする請求項１又は２に記載の１３Ｃｒ継目無鋼管製管用丸鋳片の連続鋳造方法。
１０＜Ｑ３≦５０・・・（３）
ここに、Ｑ３はストランド表面に与える冷却水の水量密度（単位：Ｌ／ｍ２／ｍｉｎ）をいう。
【請求項４】
継目無鋼管製管用丸鋳片の直径が１７０〜３３０ｍｍであることを特徴とする請求項１〜３の何れかに記載の１３Ｃｒ継目無鋼管製管用丸鋳片の連続鋳造方法。
【発明の詳細な説明】
【技術分野】
【０００１】
本発明は、丸鋳片の連続鋳造方法、特に、油井の掘削用に利用されるマルテンサイト系の１３Ｃｒ継目無鋼管（ＡＰＩ−１３Ｃｒ鋼管）の製管用に用いられる丸鋳片の連続鋳造方法に関する。ここに１３Ｃｒ継目無鋼管製管用丸鋳片とは、特に、Ｃｒ含有量が１２．７〜１３．３ｍａｓｓ％である高クロム鋼の継目無鋼管製管用丸鋳片をいう。
【背景技術】
【０００２】
継目無鋼管は、一般に、出発素材として丸ビレット（丸鋳片）を準備し、マンネスマン穿孔法によって穿孔した後、エロンゲータ、プラグミル又はマンドレルミル等の圧延機により延伸し、さらに、サイザーやストレッチレジューサにより定径化する一連の工程によって製造される。
【０００３】
このような丸ビレットを準備する方法として、丸ビレットを直接連続鋳造する方法が知られており、低炭素鋼の場合には、鋳造された状態で良好な内質をもった丸ビレットが得られる。しかしながら、高クロム鋼、特に１３Ｃｒ鋼の場合には、鋳造された状態では、丸ビレットの内部にポロシティや偏析に起因した内部割れが発生しやすく、マンネスマン穿孔時に疵が発生しやすいという問題がある。そのため、例えば、特許文献１に開示されているように、連続鋳造によって、丸ビレットの断面積に対して３倍以上に当たる長方形断面を有する鋳片に大圧下を伴う分塊圧延を施してポロシティを機械的に圧着させて内部品質を向上させることが行われてきた。
【０００４】
かかる方法は内質が優れた丸ビレット（丸鋳片）が得られるものの、コスト高であるという問題がある。この問題を解決するために、例えば、特許文献２〜４には、連続鋳造により丸ビレット（丸鋳片）を製造するに当たり、未凝固圧下を加える一連の手段が開示されており、これらの手段により、内部割れ、中心部ポロシティ、中心部偏析、軸心部割れの生成の防止が可能とされている。
【０００５】
しかしながら、特許文献２〜４に記載の手段は、いずれも丸ビレット（丸鋳片）の連続鋳造過程で未凝固部に機械的圧下を加え、未凝固溶鋼を上流側へ排出する過程を伴うため、製品歩留り率の低下が避けられないという本質的な問題を包含している。また、機械的圧下のための装置が大がかりになり設備費が嵩むという問題もある。
【０００６】
これに対し、特許文献５には、連続鋳造鋳片のセンターポロシティ及び中心偏析の軽減方法として、鋳片冷却の際の熱収縮を利用する二次冷却方法が提案されており、具体的には、鋼のブルームまたはビレット連続鋳造において、残溶湯プールの鋳込み方向最先端より手前０．１〜２．０ｍの位置から鋳片中心部の固相率が０．９９以上となるまで、凝固末期強制冷却帯で鋳片表面を水量密度１００〜３００リットル／(ｍｉｎ.・ｍ２)で水冷却する方法が示されている（特許文献５：請求項１参照）。
【先行技術文献】
【特許文献】
【０００７】
【特許文献１】特開昭６１−１４０３０１号公報
【特許文献２】特開平１０−２４９４９０号公報
【特許文献３】特開平１１−２１６５４７号公報
【特許文献４】特開２０００−２８８７０４号公報
【特許文献５】特開２００１−６２５５０号公報（特許第３４０１７８５号公報）
【発明の概要】
【発明が解決しようとする課題】
【０００８】
特許文献５に記載の手段により、特許文献２〜４に記載の手段の内包する問題点、すなわち、製品歩留り率の低下や高い設備費などの問題の解決がある程度可能と推定される。しかしながら、特許文献５において実施例として挙げられている低炭素鋼及び１％Ｃｒ鋼は、凝固区間（液相線−固相線の温度間隔）が比較的短く、かつ、凝固時に偏析し易いＣｒの含有量が少ない。そのため、本発明で問題にする軸心部割れが発生しがたい。これに対して、油井の掘削用に利用される１３Ｃｒ鋼は、凝固区間が長く、かつ、凝固時にＣｒが偏析し易いという特徴がある。そのため、特許文献５に記載の手段をそのまま適用しても１３Ｃｒ鋼においては、後述するＡタイプ及びＣタイプの軸心部割れが多発し、十分な効果を挙げることができない。
【０００９】
本発明は、上記特許文献５の有する問題点を解決し、前記軸心部割れ、特に後述する凝固末期に発生する収縮孔とそれに起因するＡタイプ割れの発生を、Cタイプ割れとともに実用レベルで十分抑制できる１３Ｃｒ継目無鋼管製管用丸鋳片の連続鋳造方法を提供することを目的とする。また、本発明は、上記目的を達成しながら、さらに、１３Ｃｒ継目無鋼管製管用丸鋳片の連続鋳造時に発生するＶ偏析に起因するＢタイプ割れを効率的に低減可能な１３Ｃｒ継目無鋼管製管用丸鋳片の連続鋳造方法を提供することを目的とする。
【課題を解決するための手段】
【００１０】
本発明者は、１３Ｃｒ継目無鋼管製管用丸鋳片の連続鋳造過程に生ずる欠陥の発生原因について詳細な調査を行い、その結果、連続鋳造の過程において、内部に未凝固溶鋼を含む段階からストランドの軸心部がマクロ偏析を含まないと仮定して完全凝固してもなお、所定の水量密度による第１次圧縮応力付加強制冷却、更には、第２次圧縮応力付加強制冷却を施すことにより凝固末期及びその後の冷却過程において発生する収縮孔に起因する割れを効果的に低減できることを発見し、本発明を完成した。
【００１１】
具体的には、本発明に係る１３Ｃｒ継目無鋼管製管用丸鋳片の連続鋳造方法は、質量比でＣｒを１２．７〜１３．２％含有する１３Ｃｒ継目無鋼管製管用丸鋳片を連続鋳造するに当たり、
連続鋳造の過程における内部に未凝固溶鋼を含む断面円形のストランドに対し、該ストランドの軸心部の固相率ｆｓが０．５となる位置から前記軸心部の温度が（Ｔｓ−１４５）℃となる位置までの間を下記（１）式による水量密度Ｑ１により第１次圧縮応力付加強制冷却を行うことを特徴とする。
１０≦Ｑ１≦１００・・・（１）
ここに、Ｑ１はストランド表面に与える冷却水量密度（単位：Ｌ／ｍ２／ｍｉｎ）をいい、固相率ｆｓとは、ストランドの軸心部における［固相／（固相＋液相）］の質量比をいう。また、Ｔｓとは、連続鋳造に供されるバルク溶鋼の固相線温度をいう。
【００１２】
上記発明において、前記第１次圧縮応力付加強制冷却に続いて、ストランドの軸心部の温度が（Ｔｓ−２５５）℃となるまで下記（２）式により与えられるＱ２により第２次圧縮応力付加強制冷却を行うことが望ましい。
０＜Ｑ２≦６０，但しＱ１＞Ｑ２・・・（２）
ここに、Ｑ２はストランド表面に与える冷却水量密度（単位：Ｌ／ｍ２／ｍｉｎ）をいう。
【００１３】
前記各発明において、前記第１次圧縮応力付加強制冷却に先立って、ストランドの軸心部における固相率ｆｓが０．３以上０．５未満の区間に亘って下記（３）式により与えられる水量密度Ｑ３により偏析抑制強制冷却を行うことが望ましい。
１０＜Ｑ３≦５０・・・（３）
【００１４】
上記各発明において継目無鋼管製管用丸鋳片の直径を１７０〜３３０ｍｍの間に取るのが望ましい。
【発明の効果】
【００１５】
本発明により、従来提案されている機械的圧下によらず、水冷手段のみによって、軸心部割れを実用レベルで抑制して１３Ｃｒ継目無鋼管製管用丸鋳片を連続鋳造することが可能となる。また、本発明により、上記目的を達成しながら、さらに、１３Ｃｒ継目無鋼管製管用丸鋳片の連続鋳造時に発生するＶ偏析割れを効率的に低減することができる。
【図面の簡単な説明】
【００１６】
【図１】本発明を実施するための継目無鋼管製管用丸鋳片の連続鋳造設備における冷却帯とその配置を示す概念図である。
【図２】１３Ｃｒ鋼継目無鋼管製管用丸鋳片に現れる内部欠陥の模式的説明図である。（ａ）Ａタイプ割れ、（ｂ）Ｂタイプ割れ、（ｃ）Ｃタイプ割れ
【図３】図１の連続鋳造設備の強制冷却帯を含む要部の拡大図である。
【図４】第２次圧縮応力付加強制冷却水量と軸心部における圧縮応力−引張応力転換点との関係図（ａ図）及び製品丸鋳片に現れる鋳片反りとの関係図（ｂ図）である。
【図５】本発明において適用する水量密度Ｑをストランドの軸心部の固相率ｆｓに対して模式的に示した説明図である。
【図６】Ａタイプ割れとその割れ長さの説明図である。
【図７】丸鋳片の反りの量の測定方法についての説明図である。
【発明を実施するための形態】
【００１７】
図１は、本発明を実施するための連続鋳造設備における冷却帯とその配置を示す概念図である。図１に示すように、タンディッシュ（図示しない）から断面円形の連続鋳造鋳型1に溶鋼に注入された溶鋼はスプレーノズルを備えた二次冷却帯2を通過する間に凝固シェルが成長し、内部に未凝固溶鋼を有するストランドSが形成され、完全凝固後、矯正帯６によって矯正された後、切断手段（図示しない）によって所定長の継目無鋼管製管用丸鋳片とされる。本発明においては、上記連続鋳造過程、特に二次冷却帯に続いて第１次圧縮応力付加強制冷却帯3、第２次圧縮応力付加強制帯4及び、必要に応じて、これらに先立つ偏析抑制強制冷却5を設け、これら各冷却帯により適正な水量密度の冷却を行い、１３Ｃｒ継目無鋼管製管用丸鋳片内部に発生する欠陥の低減を図っている。
【００１８】
連続鋳造設備を用いて１３Ｃｒ鋼を連続鋳造すると、二次冷却帯の水量密度等連続鋳造条件に依存して製品丸鋳片に種々の内部欠陥が発生する。典型的には、これらの内部欠陥は、(1)Ａタイプ割れ、(2)Ｂタイプ割れ、(3)Ｃタイプ割れの３種に分類される。ここに、Ａタイプ割れは、図２（ａ）に示すように、ストランドの鋳造方向に垂直な断面の中心部に生ずる比較的小さい割れ欠陥であって、ストランドの凝固末期ないし凝固直後に生ずる収縮孔を起点として発生する星形の割れである。Ｂタイプ割れは、図２（ｂ）に示すように、ストランドの鋳造方向断面に生ずるＶ字形の割れであって、凝固中期ないし末期にかけて生ずるＶ字状偏析に由来する。Ｃタイプ割れは、図２（ｃ）に示すように、ストランドの鋳造方向に垂直な断面に現れる比較的大きな開口部を有する割れであって、ストランドがほぼ凝固した後、その軸心部に掛かる復熱時の引張応力によって収縮孔が拡大することによって生ずるものである。
【００１９】
図３は、前記連続鋳造設備の強制冷却帯を含む要部の拡大図である。ここに示すように、ストランドSは、外側の凝固シェル10と軸心部側の未凝固溶鋼11とからなっており、これが偏析抑制強制冷却帯5、第１次圧縮応力付加強制冷却帯3及び第２次圧縮応力付加強制冷却帯4により強制冷却されるようになっている。上記各強制冷却帯3，4，5はいずれも水冷のためのスプレーノズル31，41，51を備え、いずれもヘッダー32，42，52から供給される冷却水をストランドSに噴射できるようになっている。
【００２０】
本発明者の知見によれば、Ａタイプ割れは、第１に、連続鋳造過程においてストランド軸心部の凝固がある程度進行した後、軸心部の温度が、熱間延性が発現する温度に低下するまでの間、すなわち、軸心部における延性が十分でないときに、軸心部に引張応力が作用することによって生ずるものである。したがって、少なくとも軸心部の凝固物が熱間延性発現温度となるまでの間、軸心部を圧縮応力下に維持しておく必要があり、かかる条件は下記第１次圧縮応力付加強制冷却条件を満たすことによって達成できる。
【００２１】
具体的には、この第１次圧縮応力付加強制冷却条件は、連続鋳造の過程における内部に未凝固溶鋼11を含む断面円形のストランドSに対し、該ストランドSの軸心部の固相率ｆｓが０．５となる位置から軸心部の温度が（Ｔｓ−１４５）℃となる位置までの間に亘って下記（１）式による水量密度Ｑ１により行うことにある。
記
１０≦Ｑ１≦１００・・・（１）
ここに、Ｑ１はストランド表面に与える冷却水の水量密度（単位：Ｌ／ｍ２／ｍｉｎ）をいい、固相率ｆｓとは、その温度におけるストランドの軸心部における［固相／（固相＋液相）］の比をいう。また、Ｔｓとは、連続鋳造に供されるバルク溶鋼の固相線温度をいう。なお、上記条件におけるｆｓは、例えば、大中  逸雄  著  コンピュータ伝熱・凝固解析入門  １９８５年  丸善発行」の第１９６〜２０８頁に記載の「４．３．２  合金の凝固解析」等の伝熱凝固計算によって求めることができる。また、Ｔｓは、市販の状態図計算ソフト「Thermocalc」(Thermocalc software Inc.)を利用して算出することができる。
【００２２】
本発明では、上記のように、ｆｓが０．５となる位置から軸心部の温度が（Ｔｓ−１４５）℃となる位置までの間に亘って第１次圧縮応力付加強制冷却を行うこととするが、この領域は、前記Ａタイプ割れが発生する領域に対応している。ｆｓが０．５を超える上流側の領域では、軸心部の溶鋼の流動性が高く、Ａタイプ割れが発生しないのであり、一方、軸心部の温度が（Ｔｓ−１４５）℃より低下すれば、軸心部の部材にそこに生ずる引張応力（ほぼ８ＭＰａ程度と推定される）に耐え得る熱間強度が生じる。上記区間では、軸心部に残るフィルム状の残溶鋼のため、軸心部の熱間強度が低く、わずかな引張応力が掛かってもＡタイプ割れに進展するのである。
【００２３】
なお、上記軸心部の熱間強度は、本発明の適用鋼種である１３Ｃｒ鋼の凝固過程における１×１０−３／ｓの低速の高温熱間引張試験を行って測定可能であり、その結果、１３Ｃｒ鋼の凝固過程において有意な断面減少率を獲得する温度が１３００℃であると決定された。その前記Ｔｓとの差は１４５℃であり、これに基づき上記第１次圧縮応力付加強制冷却の適用範が（Ｔｓ−１４５）℃となるまでと決定された。
【００２４】
上記第１次圧縮応力付加強制冷却は、１３Ｃｒ鋼の連続鋳造過程において、上記ストランドの軸心部の固相率ｆｓが０．５となる位置から前記軸心部の温度が（Ｔｓ−１４５）℃となる位置までの間においてストランド外周面に適用される冷却水の水量密度を１０〜１００Ｌ／ｍ２／ｍｉｎとすることが必要である。水量密度を１０Ｌ／ｍ２／ｍｉｎ以上とするのは、１０Ｌ／ｍ２／ｍｉｎ未満ではストランド表面と軸心部との間の温度勾配が小さく、ストランド軸心部に十分な圧縮応力を掛けることができないためである。一方、水量密度が１００Ｌ／ｍ２／ｍｉｎ以下とするのは、１００Ｌ／ｍ２／ｍｉｎを超えると、軸心部に掛る引張応力が大きくなりすぎ、Ｃタイプ割れが発生するためである。さらに、ストランドを切断して得た製品丸鋳片に反りが残存するためである（実施例参照）。なお、上記水量密度は、冷却帯に与えられる単位時間当たりの水量（Ｌ／ｍｉｎ）をその冷却帯内にあるストランドの表面積で除して得られる。
【００２５】
上記第１次圧縮応力付加強制冷却を行うことによって、Ａタイプ割れの発生を顕著に抑制することができる。しかしながら、第１次圧縮応力付加強制冷却後、例えば、ストランドを空冷状態に放置するときには、ストランド外周部が復熱することにより、再び軸心部に引張応力が掛ることになり、これによりＡタイプ割れが発生することになる。
【００２６】
この復熱時のＡタイプ割れの発生を防止は、前記第１次圧縮応力付加強制冷却の完了後、さらに、ストランドの軸心部の温度が（Ｔｓ−２５５）℃となるまで下記（２）式により与えられるＱ２により第２次圧縮応力付加強制冷却を行うことにより可能となる。
記
０＜Ｑ２≦６０，但しＱ１＞Ｑ２・・・（２）
ここに、Ｑ２はストランド表面に与える冷却水量密度（単位：Ｌ／ｍ２／ｍｉｎ）をいい、Ｔｓとは、連続鋳造に供されるバルク溶鋼の固相線温度をいう。
【００２７】
上記復熱時のＡタイプ割れは、連続鋳造過程においてストランド軸心部温度が前記（Ｔｓ−１４５）℃以下となってもなお残存する濃化溶鋼が凝固時に収縮するために生ずる直径数ｍｍ程度の収縮孔又は第１次圧縮応力付加強制冷却の際に生じた収縮孔の周辺に過大な引張応力が掛ることによって生ずるものと推定される。したがって、その低減のためには、その発生温度区間において継続的に軸心部を圧縮応力下に維持しておく必要となり、そのため上記（２）式の条件を満たすことが必要となるのである。
【００２８】
第２次圧縮応力付加強制冷却を行う区間は、前記復熱時のＡタイプ割れの発生区間に対応させる必要がある。具体的には、１３Ｃｒ鋼を連続鋳造して得たストランド（丸鋳片）の軸心部のＣｒの偏析状態をＥＰＭAによって観察し、軸心部のＣｒ偏析部の９５％（ＥＰＭＡの観察画素数比）をカバーするＣｒ濃度を測定し、少なくともこのＣｒ濃度の凝固温度までの区間に亘って第２次圧縮応力付加強制冷却を行う必要がある。かかるＣｒ濃度は、１４．５ｍａｓｓ％であり、このＣｒ濃度の凝固温度に対応する凝固温度は、１１９０℃、すなわち、（Ｔｓ−２５５）℃である。上記理由により、第２次圧縮応力付加強制冷却は、前記第１次圧縮応力付加強制冷却に引続いてストランド軸心部の温度が（Ｔｓ−２５５）℃以下に低下するまで行われる。
【００２９】
上記第２次圧縮応力付加強制冷却の水量密度は、下記（２）式の条件を満たすように行わなければならない。
０＜Ｑ２≦６０，但しＱ１＞Ｑ２・・・（２）
【００３０】
図４（ａ）は、第２次圧縮応力付加強制冷却帯の水量密度と軸心部における圧縮応力−引張応力転換点との関係図である。図４から明らかなように、第２次圧縮応力付加強制冷却を行うことにより、圧縮応力−引張応力転換点（連続鋳造鋳型中の溶鋼メニスカスから下流側への距離）が大きくなること及び、その距離が水量密度６０Ｌ／ｍｉｎ／ｍ２において極大値をとることが分かる。また、図４（ｂ）から、第２次圧縮応力付加強制冷却帯の水量密度を増加していくと、製品丸鋳片に現れる鋳片反りが、水量密度６０Ｌ／ｍｉｎ／ｍ２を超えると大幅に増大することが分かる。
【００３１】
なお、Ｑ１≦Ｑ２とすると、上記圧縮応力−引張応力転換点を下流側に引下げる効果は認められるものの、ストランドの温度の低下が過大になるため、矯正帯（図１参照）での矯正力（曲げ応力）が過大となり、矯正スタンドが破損し、あるいは、製品丸鋳片に鋳片反りが残る原因となるためである。上記の理由により、第２次圧縮応力付加強制冷却水量は
０＜Ｑ２≦６０，但しＱ１＞Ｑ２・・・（２）
の範囲に限定される。
【００３２】
上記により本発明の基本的課題である１３Ｃｒ継目無鋼管製管用丸鋳片の連続鋳造過程における軸心部割れ（Ａタイプ割れ、Ｃタイプ割れ）の発生を実用レベルで十分抑制できるようになる。しかしながら、１３Ｃｒ継目無鋼管製管用丸鋳片にはＢタイプ割れ、すなわち、図２（ｂ）に示すストランドの鋳造方向断面に沿って生ずるＶ字形の割れが現出することが知られており、これを前記Ａタイプ割れ及びＣタイプ割れとともに低減する必要がある。この目的を達成するためには、下記の偏析抑制強制冷却を行うことが望ましい。
【００３３】
図３に示すように連続鋳造過程においては、鋳型から次第に離れるに従い、ストランドSの凝固シェルが成長して厚くなるとともに、その内部溶鋼の凝固が進み、半凝固相が形成される。この半凝固相はシェルの側の固相率が高く、ストランド中心部の固相率は低い。凝固が進展し、半凝固部がストランドの軸心部からほぼ３０ｍｍまで到達する段階になると、ストランド内部にV字状偏析が形成され始める。このＶ字状偏析は、凝固の進展に伴い、ストランド中心部に残留したいわゆる濃化溶鋼が、周囲のシェルの収縮との体積バランスを保つため、濃化溶鋼が下方に引き込まれる現象によって生ずるものと推定されており、本発明においては、その発生を、偏析抑制強制冷却を行うことによりを抑制する。なお、このV字状偏析の生成開始時期が、ストランドの軸心部からほぼ３０ｍｍの位置にあり、ほぼ一定であることは、直径：１７０〜３３０ｍｍの１３Ｃｒ鋼の丸鋳片の切断試験により確認されている。
【００３４】
このＶ字状偏析部は、Ｃ，Ｓ，Ｐなどが濃化されているほか、Ｃｒが濃化して硬質のＣｒ炭化物として析出（晶出）している領域であり、Ｂタイプ割れの発生個所となる。その基本的な発生抑制条件は、前記第１次圧縮応力付加強制冷却に先立って、ストランドの軸心部の固相率ｆｓが０．３以上０．５未満の区間に亘って下記（３）式により与えられる水量密度Ｑ３により偏析抑制強制冷却を行うことにある。
記
１０＜Ｑ３≦５０・・・（３）
【００３５】
本発明において、上記偏析抑制強制冷却は、図３に示すように、ストランドの軸心部の固相率ｆｓが０．３以上０．５未満の区間、すなわち、Ｖ字状偏析が現出する区間に亘って行う必要がある。ｆｓが０．３未満の箇所から水冷を強化すると、内面疵低減効果が得られないばかりか、シェルに割れが入るなど不都合が生ずるためであり、一方、ｆｓが０．５を超えると、すでに生成したＶ字状偏析を解消することはできず、もはやＢタイプ割れの低減効果が得られないためである。
【００３６】
上記偏析抑制強制冷却は、ストランドSの外表面への水量密度Ｑ３（単位：Ｌ／ｍ２／ｍｉｎ）が１０超５０以下の範囲で行うのが望ましい。水量密度が１０以上でＢタイプ割れの発生頻度（個数）が低下し、１５以上で顕著となるが、５０を超えると、ストランドに曲がりが生じ、連続鋳造操業を円滑に行うことができなくなるという問題を生ずる。したがって、偏析抑制強制冷却の水量密度Ｑ３（単位：Ｌ／ｍ２／ｍｉｎ）は、これを行う場合には、
１０＜Ｑ３≦５０・・・（３）
により制限される。
【００３７】
以上説明したとおり、第１次圧縮応力付加強制冷却、第２次圧縮応力付加強制冷却に加えてさらに偏析抑制強制冷却を適正に行うことにより、内部割れの極めて少ない１３Ｃｒ継目無鋼管製管用丸鋳片を得ることができる。特に、本発明の適用範囲を継目無鋼管製管用丸鋳片の直径が１７０〜３３０ｍｍであるときには、前記各冷却の効果が顕著に現れる。
【００３８】
図５は、連続鋳造のストランド内各帯域におけるストランド軸心部の温度、固相率及び適用水量密度Ｑ（Ｑ１，Ｑ２，Ｑ３）の関係を模式的に図示したものである。ここに示すように、まず、偏析抑制冷却帯で比較的少ない水量密度による冷却が行われ、Ｂタイプ割れの発生が阻止され、次いで、第１次圧縮応力付加冷却帯で高水量密度の冷却が行われ、凝固末期のＡタイプ割れ、Ｃタイプ割れの発生が阻止され、最後に、第２次圧縮応力付加冷却帯で第１次圧縮応力付加冷却帯より少ない水量密度の冷却が行われ、復熱時のＡタイプ割れの発生が阻止される。
【実施例】
【００３９】
（実施例１）
表１に示す組成（質量％）を有する１３Ｃｒ鋼（Ｔｓ：１４４５℃）を内径各１７０ｍｍ、２１０ｍｍ及び２３０ｍｍの円筒形鋳型を用いて連続鋳造し、得られた丸鋳片をマンネスマンプラグミルによって穿孔圧延しついで、マンドレル圧延機により延伸圧延を行い、継目無鋼管とした。
【００４０】
【表１】
2012110898.tif 000003
【００４１】
連続鋳造に当たり、第１次圧縮応力付加強制冷却を行った。その際、第１次圧縮応力付加強制冷却の条件を表２に示すように変動させ、得られた製品丸鋳片のＡタイプ割れ及びCタイプ割れの平均長さを評価した。評価結果は表２に併せて示す。なお、Ａタイプ割れの長さとは、図６に示すように、収縮孔から延びる割れの長さ（ｍｍ）をいい、評価は、多数の丸鋳片の試験片断面に観察されるＡタイプ割れの長さの平均値によって行った。
【００４２】
表２に示すように、第１次圧縮応力付加強制冷却条件において、水量密度が０Ｌ／ｍ２／ｍｉｎの場合は、Ａタイプ割れ長さが１０ｍｍ程度と大きかった。水量密度が８Ｌ／ｍ２／ｍｉｎの場合にも、Ａタイプ割れ長さがやや小さくなったに過ぎない。これに対して、水量密度を適切にとった場合には、Ａタイプ割れ長さが大幅に小さくなり、特に水量密度が５５Ｌ／ｍ２／ｍｉｎの場合に、Ａタイプ割れ長さが極小となった。一方、水量密度が１１０Ｌ／ｍ２／ｍｉｎと過大な場合には、Ａタイプ割れの発生は認められなかったものの、Ｃタイプ割れの発生が顕著に認められた。なお、この場合のほかには、Ｃタイプ割れの発生は認められなかった。
【００４３】
【表２】
2012110898.tif 000004
【００４４】
（実施例２）
連続鋳造に当たり、第１次圧縮応力付加強制冷却及び第２次圧縮応力付加強制冷却を行った。第１次圧縮応力付加強制冷却の条件における強制冷却の開始位置及び終了位置はそれぞれｆｓ値が０．５，０．３の位置とし、第２次圧縮応力付加強制冷却を表３に示すように変動させ、得られた製品丸鋳片のＡタイプ割れ及び鋳片反りについて評価した。評価結果は表３に併せ示す。なお、Ａタイプ割れの評価方法は、実施例１の場合と同様であり、鋳片反りについて評価は、鋳造された多数の丸鋳片について図７に示すようにして測定した反りの量（単位：ｍｍ）の平均値によって行った。
【００４５】
表３から分かるように、第１次圧縮応力付加強制冷却に加えて第２次圧縮応力付加強制冷却を行った場合には、第１次圧縮応力付加強制冷却のみを行った場合に比べてＡタイプ割れの長さが低下することが分かる（表２のＮｏ.５と表３のＮｏ.３３〜３６の対比）。しかしながら、第２次圧縮応力付加強制冷却の終了温度が高すぎるときには、かえってＡタイプ割れの長さが増加する（試験Ｎｏ．４０参照）。また、第１次、第２次の圧縮応力付加強制冷却の水量密度が同じ場合或いは後者が大である場合は、Ａタイプ割れの長さが低下するものの鋳片反りが大となる。
【００４６】
【表３】
2012110898.tif 000005
【００４７】
（実施例３）
上記実施例２の試験No.３５の場合について、さらに表４に示す条件で偏析抑制強制冷却を行った。得られた丸鋳片についてのBタイプ割れの発生個数（鋳込み長：０．８ｍ当たり）を測定した。評価結果は表４に併せ示す。表４から分かるように、水量密度が従来レベルと同じ程度であるＮｏ．３５の場合に比べ、ストランドの軸心部の固相率ｆｓが０．３以上０．５未満の区間に亘って適切な水量密度の偏析抑制強制冷却を行うことにより、Ｂタイプ割れが低減される。しかし、水量密度が過大であるＮｏ．５４の場合には、鋳片温度が下がりすぎる結果、第１次圧縮応力付加強制冷却帯内でＢタイプ割れを生ずる結果となった。また、偏析抑制強制冷却の終了点をｆｓ：０．４とした場合には、水量密度を適切にとってもＢタイプ割れの発生を抑制できない。なお、Ｂタイプ割れの評価は、得られた多数の丸鋳片の断面に現れたＢタイプ割れの数の平均値により行った。
【００４８】
【表４】
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【００４９】
図５は、上記各段階において適用する水量密度Ｑをストランドの軸心部の固相率ｆｓに対して模式的に示したグラフである。図５に示したように、また、上記実施例に基づき明らかにしたように、本発明に従い第１次圧縮応力付加強制冷却及び第２次圧縮応力付加強制冷却、さらに偏析抑制強制冷却を適正に行うことにより、１３Ｃｒ鋼の連続鋳造に際して発生する諸欠陥を効果的に抑制し得ることが分かる。
【符号の説明】
【００５０】
1：連続鋳造鋳型
2：二次冷却帯
3：第１次圧縮応力付加冷却帯
4：第２次圧縮応力付加冷却帯
5：偏析抑制強制冷却帯
6：矯正帯
10：シェル
11：未凝固溶鋼
31：スプレーノズル
32：ヘッダー
41：スプレーノズル
42：ヘッダー
51：スプレーノズル
52：ヘッダー
【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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【図７】
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