"質量比でCrを12~14含有する溶鋼を連続鋳造鋳型に注入し、該連続鋳造鋳型から流出す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、水冷による二次冷却後さらに冷却を継続することにより13Cr継目無鋼管用丸鋳片を連続鋳造するに当たり、前記水冷による二次冷却を、前記ストランド軸心部から半径方向に15mm離れた位置の固相率が0.03~0.1となる箇所で停止し、その後、放射伝熱による冷却のみを継続してストランド内部を完全凝固に至らしめることを特徴とする13Cr継目無鋼管用丸鋳片の連続鋳造方法。水冷による二次冷却を、固相率が0.05~0.07の間で停止することを特徴とする請求項1記載の13Cr継目無鋼管用丸鋳片の連続鋳造方法。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1Cr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ものである。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。さらに、特許文献5に記載の手段は、ストランド表面の強制冷却のため、水量密度を高く維持する必要があり、そのため、ともすると、鋳片が過冷却されるため後の矯正が困難になるという問題が発生しがちである。また、適用される冷却水の水量密度のストランド周方向でのバラツキのため、ストランド半径方向の引張応力が発生しやすく、これが過大になるときには、凝固過程において、後述する一文字割れが発生し、これが造管後の内面カブレの原因になるという問題がある。本発明は、上記特許文献5の有する問題点を解決し、前記一文字割れの発生を抑制するとともに、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実用レベルで十分抑制し得る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。本発明は、質量比でCrを12~14含有する溶鋼を連続鋳造鋳型に注入し、該連続鋳造鋳型から流出す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、水冷による二次冷却後さらに冷却を継続することにより13Cr継目無鋼管用丸鋳片を連続鋳造するに当たり、前記水冷による二次冷却を、前記ストランド軸心部から半径方向に15mm離れた位置の固相率が0.03~0.1となる箇所で停止し、その後、放射伝熱による冷却のみを継続してストランド内部を完全凝固に至らしめることを特徴とする。上記発明において前記二次冷却の停止箇所を前記固相率が0.05~0.07とするのが好ましい。本発明により、13Cr継目無鋼管製管用丸鋳片の連続鋳造に当たり、一文字割れの発生を抑制することができる。また、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実用レベルで抑制することができる。その結果、造管された13Cr継目無鋼管の管端部に発生する内面カブレ疵の発生を抑制することができ、ひいては、製品歩留まりの向上が向上する。なお、Aタイプ割れとは、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り、これに対し、一文字割れとは、水量密度のストランド周方向でのバラツキのため、ストランド半径方向での復熱時の引張応力により、それにほぼ直交する方向に軸心部が割れるものをいい、その長さは、ストランド直径の約1/8~1/6に達する。図1は、本発明を適用する丸鋳片の連続鋳造設備の概要を示す模式図である。ここに示すように、本発明の適用対象となる連続鋳造設備は、典型的な丸鋳片の連続鋳造設備であって、タンディシュ1を経て溶鋼3が断面円形の鋳型2に連続的に供給され、凝固シェルが形成されたストランド4が二次冷却帯スプレー冷却帯ともいう5及びそれに続く放射冷却帯6によって完全固化され、切断装置図示しないによって所定長さに切断されて丸鋳片が製造されるようになっている。本発明では、質量比でCrを12~14含有する溶鋼を、上記連続鋳造設備を用いて連続鋳造するに当たり、前記二次冷却帯4におけるスプレー冷却を、ストランド4の軸心部から半径方向に15mm離れた位置の固相率が0.03~0.1となる箇所で停止し、その後、放射伝熱による冷却のみを継続してストランド内部を完全凝固に至らしめることとしている。以下、本発明の基礎となった実験事実に基づいて本発明を具体的に説明する。図2は、表1に示す成分組成を有する13Cr鋼の溶鋼を内径210mmの円筒形鋳型に鋳造速度1.6m/minで連続鋳造したときのストランド軸心と表面の単位時間当たりの温度変化率のメニスカスからの距離との関係を示すグラフである。側は復熱により温度が上昇する温度上昇率を、-側は、冷却により温度が下降する温度降下率を表している。ここにおいて、図2aに示すグラフは、本発明にしたがう冷却方式を採った場合におけるストランド表面及びストランド軸心部のストランド長手方向における温度変化率を示し、図2bに示すグラフは、従来方式、すなわち、二次冷却後さらにストランド表面冷却を継続する方式を採った場合におけるストランド軸心と表面の温度変化率のメニスカスからの距離との関係を示している。なお、これら各場合における二次冷却帯においてストランドに適用される水量密度は、表2のa欄本発明に従う冷却方式を採った場合及びb欄二次冷却後さらにストランド表面の水冷による冷却を継続する方式を採った場合に示されている。本発明例による場合は、二次冷却帯における水冷が、メニスカスから11.97mの位置を過ぎた箇所から放射伝熱によるものいわゆる空冷のみとされており、そのため、図2aに示すようにストランド表面の単位時間当たりの温度変化率この場合には温度降下率が、軸心部のそれを下回っている。これに対し、比較例として示した二次冷却後さらにストランド表面を水冷による冷却を継続する方式を採った場合には、図2bに示すようにストランド表面の温度変化率温度降下率が、軸心部のそれを上回るようになっており、軸心部に発生するAタイプ割れ割れを効果的に低減可能となっている。しかしながら、上記比較例の場合には、ストランドの周方向に亘る温度のバラツキが生じやすく、実際にメニスカスから25m下がった箇所での周方向温度偏差が185°Cに及ぶケースもあった。この周方向温度偏差は、ストランド内の半径方向の引張応力を増大させる原因となり、軸心部に一文字割れを発生させる原因になる。上記の場合、メニスカスから25m下がった箇所における軸心部に生じた半径方向の引張応力は80MPaに達すると算出され、それによって生ずる一文字割れの長さは15mmに達し、これを継目無鋼管に製管したときの内面カブレ長さは、穿孔端側から計測して230mm製管前の丸鋳片長さに換算に及ぶことになる。これに対し、本発明にしたがう冷却方式を採った場合には、前述のように、ストランド表面の単位時間当たりの温度変化率温度降下率を、軸心部のそれよりも大きくすることができず、そのため、軸心部に発生するAタイプ割れをストランド表層部からの圧縮応力を与えることによって防止することは期待できない。しかしながら、本発明者の知見によれば、この場合において、軸心部に発生する引張応力は、13Cr鋼の高温引張試験値とほぼ同等の値に達する程度であり、厳しいAタイプ割れを発生させるものではない。図3は、本発明にしたがう冷却方式を採った場合におけるストランド軸心部の周方向応力のメニスカスからの距離との関係を示すグラフである。ここに示すように、ストランド軸心部における応力は、メニスカスからの距離が約19mの位置で引張サイドに転ずるが、その後の増大の速度は緩やかであって、メニスカスから25mの位置においても高々20MPaに留まる。一方、この箇所におけるストランド軸心部温度は、1150°C程度と推定され、その温度における熱間引張強度は約23MPaである。すなわち、メニスカスから25mの位置における生じている軸心部引張応力値は、その箇所における熱間強度値を下回っており、Aタイプ割れの発生の抑制が可能となる。すでに述べたように、従来方式、すなわち、二次冷却後さらにストランド表面冷却を継続する方式を採った場合には、水冷に伴う周方向温度偏差のために、軸心部に一文字割れが発生する危険がある。これに対し、本発明にしたがい、二次冷却帯における水冷をメニスカスから11.97mの箇所を過ぎた点から放射伝熱によるものいわゆる空冷のみとする場合には、ストランドは周方向に均一に冷却され、メニスカスから25m下がった箇所における周方向の温度偏差は28°Cに留まり、一文字割れの発生はほぼ完全に抑制可能となり、得られた丸鋳片を継目無鋼管に製管したときの内面カブレ長さは、穿孔端側から計測して20mm製管前の丸鋳片長さに換算に抑えられる。上記のように、本発明にしたがって二次冷却帯における水冷をメニスカスから11.97mの箇所を過ぎた点から放射伝熱によるものいわゆる空冷のみとする場合には、ストランド周方向の温度偏差を小さくすることができ、それによっていわゆる一文字割れの発生を抑制することができる。しかしながら、それだけでは、ストランド軸心部に発生する放射状の割れ、いわゆるAタイプ割れを十分抑制することができない。そのため、本発明においては、水冷による二次冷却を、ストランド軸心部から半径方向に15mm離れた位置の固相率が0.03~0.1となる箇所で停止し、その後、放射伝熱による冷却のみを継続してストランド内部を完全凝固に至らしめることとする。図4は、水冷による二次冷却の停止点におけるストランド軸心部から半径方向に15mm離れた位置の固相率を変化させた場合における軸心部温度と軸心部引張応力の関係を示すグラフである。図中曲線a~dは、それぞれ水冷による二次冷却の停止点を、ストランド軸心部から半径方向に15mm離れた位置の固相率fsが0.03,0.1,0.2及び1.0となった箇所に取った場合における軸心部温度と軸心部引張応力の関係を示している。一方、図中曲線fは、本発明の適用対象鋼種である13Cr鋼の温度に対する熱間強度の関係を示している。曲線aと曲線fとの関係から明らかなように、水冷による二次冷却の停止点をストランド軸心部から半径方向に15mm離れた位置の固相率が0.03となる点に採った場合には、1320°Cで軸心部に生ずる応力が引張サイドに転じているものの、それ以下のすべての温度において軸心部に生ずる引張応力がその温度における熱間引張強度を下回っている。このことは、水冷による二次冷却の停止点をストランド軸心部から半径方向に15mm離れた位置の固相率が0.03となった箇所に採った場合には、Aタイプの軸心部割れが生じないことを示している。同様のことが、曲線b、すなわち、水冷による二次冷却の停止点をストランド軸心部から半径方向に15mm離れた位置の固相率が0.1となった箇所に取った場合についても認められる。しかしながら、曲線c、すなわち、二次冷却の停止点を上記固相率が0.2となった点に取った場合には、軸心部における応力の転換点は、1275°C程度にあるものの、その後の冷却の進行に伴い、ストランド軸心部の内部応力引張応力の増大が急峻であり、その結果、約1200°Cで軸心部に生ずる引張応力がその温度における熱間引張強度を上回り、Aタイプの軸心部割れを生ずることになる。曲線dは、二次冷却の停止点を上記固相率が1.0となった点に採った場合の軸心部温度とそこに生ずる引張応力の関係を示す。この場合には、軸心部における応力転換点の温度は、約1050°Cと低いが、その後の冷却に伴い、内部応力が急激に増大し、約990°Cで引張強度を超えるため、軸心部にAタイプ割れを生ずることが分かる。上記のように、13Cr継目無鋼管用丸鋳片を連続鋳造するに当たり、水冷による二次冷却を、前記ストランド軸心部から半径方向に15mm離れた位置の固相率fsが0.03~0.1となる箇所で停止し、その後、放射伝熱による冷却のみを継続してストランド内部を完全凝固に至らしめることにより、いわゆる一文字割れとAタイプ割れの発生を抑制することができる。本発明を実施するためには、水冷による二次冷却を所定の箇所、すなわち、ストランド軸心部から半径方向に15mm離れた位置の固相率fsが0.03~0.1となる箇所で停止する必要である。そのためには、図1に示す二次冷却帯スプレー冷却帯5における軸心部近傍の凝固の進行状態を、たとえば、プロセスコンピュータを利用して、溶鋼の成分組成、連続鋳造温度、連続鋳造速度、鋳型径、一次冷却条件、二次冷却条件水量密度分布などに基づき、ストランド長手方向の凝固の進行を演算し、軸心部から半径方向に15mm離れた位置の固相率fsが0.03~0.1となったところで水冷を停止するように制御すればよい。なお、ストランド長手方向の軸心部近傍の凝固状態の推定演算は、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行うことができる。表1に示す成分組成を有する13Cr鋼を、内径各170mm、210mm及び230mmの円筒形鋳型を用い、連続鋳造過程における二次冷却帯の水冷停止位置が、ストランド軸心部から半径方向に15mm離れた位置の固相率を表3に示す箇所水冷停止位置の固相率となるように変化させて、連続鋳造し、丸鋳片を得た。得られた丸鋳片を再熱後、縮径分塊圧延して穿孔圧延用素材を得、これ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、製品継目無鋼管とした。表3に連続鋳造条件の主なパラメータ及び得られたストランド丸鋳片の性状を示す。なお、ここにAタイプ割れ長さとは、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合計の平均値によって行ったものであり、一文字割れ長さとは、得られた鋳片のC断面横断面に現れる一文字状の割れの長さをいう。また、内面カブレ長さとは、得られた丸鋳片を再熱後、縮径分塊圧延して穿孔圧延用素材を得、これ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、製品継目無鋼管としたときに製品の穿孔端側に現れる内面カブレ長さを製管前の丸ビレットの穿孔側管端からの長さに換算したものをいう。表3に示した結果から明らかなように、水冷停止位置における固相率が0.1を超えて高すぎるときには、ストランド周方向に現れる温度偏差が大きくなり、その結果、一文字割れの長さが大きくなる。一方、水冷停止位置における固相率が0.03より小さいときには、Aタイプ割れの発生が顕著になる。これに対し、本発明により水冷停止位置を制御した場合には、一文字割れ及びAタイプ割れの発生がいずれも抑制され、その結果、内面カブレ長さも許容レベルに抑制できた。"